李留濤，賈國(guó)欣，任家智

(1.中原工學(xué)院，河南鄭州 450007;2.河南省紡織服裝協(xié)同創(chuàng)新中心，河南鄭州 450007;3.河南工程學(xué)院，河南 鄭州 450007)

在精梳機(jī)運(yùn)行過(guò)程中，由于分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)構(gòu)件的復(fù)雜性，導(dǎo)致機(jī)器產(chǎn)生較大的振動(dòng)，對(duì)棉網(wǎng)搭接質(zhì)量以及車(chē)速的提高有著顯著的影響。目前，在國(guó)產(chǎn)精梳機(jī)中，分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)大都采用連桿機(jī)構(gòu)與行星輪系相結(jié)合的形式，隨著車(chē)速的不斷提高，構(gòu)件及機(jī)構(gòu)受到的慣性力也隨著增大，導(dǎo)致構(gòu)件的疲勞損壞加劇，壽命縮短。然而，目前國(guó)內(nèi)外專門(mén)針對(duì)精梳機(jī)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)振動(dòng)的研究較少，且屬于定性研究的范疇，沒(méi)有明確給出降低精梳機(jī)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)振動(dòng)的具體參數(shù)，因此，本文在對(duì)現(xiàn)有分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)進(jìn)行深入分析的基礎(chǔ)上，利用MatLab計(jì)算機(jī)編程技術(shù)、Solidworks三維建模技術(shù)及Adams虛擬樣機(jī)仿真技術(shù)對(duì)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的振動(dòng)進(jìn)行了定量研究，并得出了使分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)慣性力降低的具體優(yōu)化方案，對(duì)于降低精梳機(jī)的振動(dòng)具有重要的指導(dǎo)意義［1－3］。

1 分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)

分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)是精梳機(jī)完成精梳任務(wù)的核心機(jī)構(gòu)之一，其主要作用是使上一工作循環(huán)形成的棉叢與本次循環(huán)形成的棉叢進(jìn)行搭接，以形成連續(xù)不斷的棉網(wǎng)輸出機(jī)外。為保證分離接合的順利進(jìn)行，分離羅拉必須完成周期性的倒轉(zhuǎn)→順轉(zhuǎn)→基本靜止的動(dòng)作。為實(shí)現(xiàn)分離羅拉的這種運(yùn)動(dòng)規(guī)律，精梳機(jī)的分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)由變速、恒速2部分組成［4－6］。分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)如圖1所示。

在圖1(a)和(b)中，O為錫林軸中心，O1為偏心套旋轉(zhuǎn)中心，O2為后擺臂軸中心，O3為32齒齒輪軸中心，定時(shí)調(diào)節(jié)盤(pán)繞錫林軸中心O并與錫林軸一起做勻速圓周運(yùn)動(dòng)，連桿1通過(guò)點(diǎn)A與定時(shí)調(diào)節(jié)盤(pán)鉸接，通過(guò)點(diǎn)B與偏心套鉸接，擺動(dòng)臂通過(guò)點(diǎn)E與連桿2鉸接，通過(guò)點(diǎn)D與搖桿鉸接，通過(guò)點(diǎn)C活套于偏心套上，當(dāng)偏心套在定時(shí)調(diào)節(jié)盤(pán)的帶動(dòng)下做圓周運(yùn)動(dòng)時(shí)，擺動(dòng)臂在搖桿的約束下隨之運(yùn)動(dòng)，同時(shí)，擺動(dòng)臂通過(guò)連桿2帶動(dòng)搖桿結(jié)合件做繞32齒齒輪軸中心O3的周期性擺動(dòng)運(yùn)動(dòng)。圖1(c)中，由平面連桿機(jī)構(gòu)得到的周期性擺動(dòng)運(yùn)動(dòng)傳遞到32齒齒輪上，錫林軸通過(guò)固裝其上的15齒齒輪，經(jīng)56齒過(guò)橋齒輪，將一恒速運(yùn)動(dòng)傳遞給95齒齒輪，使22齒行星輪獲得恒速公轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，22齒行星輪與周期性擺動(dòng)的32齒齒輪嚙合獲得自轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，22齒行星輪將恒速運(yùn)動(dòng)和變速運(yùn)動(dòng)合成后經(jīng)29齒齒輪、25齒齒輪、87齒齒輪、28齒齒輪將運(yùn)動(dòng)傳遞至分離羅拉，使分離羅拉實(shí)現(xiàn)周期性的倒轉(zhuǎn)→順轉(zhuǎn)→基本靜止的運(yùn)動(dòng)。

圖1 分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)Fig.1 Detaching roller transmission mechanism.(a)Actual structure of planar linkage;(b)Kinematic sketch of planar linkage;(c)Differential gear train of detaching roller transmission mechanism

2 分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的慣性力

根據(jù)達(dá)朗貝爾原理，在機(jī)構(gòu)各運(yùn)動(dòng)構(gòu)件所受諸外力的反作用力都作用于同一機(jī)座的情況下，該機(jī)座所受的振動(dòng)力即為機(jī)構(gòu)各運(yùn)動(dòng)構(gòu)件慣性力構(gòu)成的慣性力的主矢［7－9］。在對(duì)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的研究中，為得到機(jī)構(gòu)慣性力的變化規(guī)律，利用Solidworks軟件對(duì)機(jī)構(gòu)進(jìn)行三維建模，然后導(dǎo)入Adams軟件中，利用軟件的虛擬樣機(jī)仿真技術(shù)對(duì)現(xiàn)有的分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)進(jìn)行仿真分析，得到機(jī)構(gòu)慣性力的變化規(guī)律，并在此基礎(chǔ)上找到改善機(jī)構(gòu)振動(dòng)情況的具體方法。

2.1 分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)三維模型的建立

為對(duì)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析，首先根據(jù)各個(gè)零件的尺寸在Solidworks軟件中建立三維模型，并按照機(jī)構(gòu)的裝配工藝進(jìn)行裝配，然后生成可導(dǎo)入Admas軟件中的.x_t文件，供Adams軟件仿真時(shí)使用。利用Solidworks軟件建立的三維模型如圖2所示。

圖2 分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)三維模型Fig.2 Three-dimensional model of detaching roller transmission mechanism

2.2 機(jī)構(gòu)慣性力分析

將在Solidworks軟件中生成的.x_t文件導(dǎo)入Adams仿真軟件中，并對(duì)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)中各個(gè)構(gòu)件確定材質(zhì)，同時(shí)添加相應(yīng)的約束、驅(qū)動(dòng)，對(duì)機(jī)構(gòu)慣性力進(jìn)行模擬分析。

在Adams軟件中，設(shè)置仿真時(shí)間為50 s，步數(shù)為10 000，精梳機(jī)速度為400 r/min，對(duì)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)中單個(gè)構(gòu)件慣性力及總慣性力的仿真結(jié)果如圖3和表1所示。

圖3 400 r/min時(shí)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)單個(gè)構(gòu)件和總慣性力Fig.3 Single component and total inertia force of detaching roller transmission mechanism at 400 r/min

表1 400 r/min時(shí)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)慣性力特征參數(shù)Tab.1 Inertial force's characteristic parameters of detaching roller transmission mechanism at 400 r/min N

以單個(gè)構(gòu)件產(chǎn)生的慣性力和總慣性力的最大值為衡量指標(biāo)，對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行分析可知:定時(shí)調(diào)節(jié)盤(pán)、連桿1、偏心套、擺動(dòng)臂、連桿2、搖桿、搖桿結(jié)合件產(chǎn)生的慣性力分別占總慣性力的比重依次為0.73%、8.01%、36.87%、38.55%、5.72%、8.75%、1.37%，可見(jiàn)偏心套和擺動(dòng)臂產(chǎn)生的慣性力在機(jī)構(gòu)總慣性力中所占的比例遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)其他構(gòu)件，因此，減小偏心套和擺動(dòng)臂產(chǎn)生的慣性力可有效地降低整個(gè)機(jī)構(gòu)的慣性力，有利于提高機(jī)器的速度和降低振動(dòng)。

3 分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的平衡優(yōu)化

3.1 傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的平衡分析

圖4為分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)平衡示意圖。以錫林軸中心點(diǎn)O為坐標(biāo)原點(diǎn)建立直角坐標(biāo)系;mi(i=1～7)為機(jī)構(gòu)中第i個(gè)構(gòu)件的質(zhì)量;M為分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)中構(gòu)件的總質(zhì)量;ri(i=1～7)為第i個(gè)構(gòu)件質(zhì)心到構(gòu)件轉(zhuǎn)動(dòng)中心的距離;rsi(i=1～7)為第i個(gè)構(gòu)件質(zhì)心位置矢量;θi(i=1～7)為第i個(gè)構(gòu)件質(zhì)心與構(gòu)件旋轉(zhuǎn)中心連線與構(gòu)件的夾角;φi(i=1～7)為第i個(gè)構(gòu)件質(zhì)心與構(gòu)件旋轉(zhuǎn)中心連線與x軸正向的夾角;li(i=1～7)為第i個(gè)構(gòu)件的長(zhǎng)度;αi(i=1～4)為構(gòu)件與機(jī)架鉸接點(diǎn)之間的連線與x軸正向的夾角;Li(i=1～4)為構(gòu)件與機(jī)架鉸接點(diǎn)之間連線的長(zhǎng)度。利用線性獨(dú)立向量法對(duì)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)進(jìn)行分析可得到機(jī)構(gòu)的慣性力:

要使機(jī)構(gòu)的慣性力為0，則必須滿足下列條件:

圖4 分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)示意圖Fig.4 Schematic diagram of detaching roller transmission mechanism

式中C為常數(shù)。

對(duì)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)中3個(gè)運(yùn)動(dòng)閉環(huán)OABO1、O1CDO2、OO1CEFO3列其矢量方程:

聯(lián)立求解式(3)～(12)，并將求解結(jié)果代入式(2)，整理可得式(13):

根據(jù)式(13)可得到機(jī)構(gòu)慣性力為0的條件:當(dāng)機(jī)構(gòu)慣性力為0時(shí)，機(jī)構(gòu)的總質(zhì)心位移保持不變，此時(shí)要求機(jī)構(gòu)質(zhì)心位移矢量表達(dá)式中含有φi(i=1～7)的項(xiàng)全部為0。

3.2 傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的平衡優(yōu)化分析

由分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的平衡分析可知，對(duì)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的平衡優(yōu)化只是在xOy平面的慣性力的平衡，因此本文討論的是機(jī)構(gòu)在靜平衡范疇內(nèi)慣性力的平衡優(yōu)化問(wèn)題。由式(13)可知，分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)平衡優(yōu)化后慣性力為0的條件為:

由式(14)～(17)可知，要對(duì)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)進(jìn)行慣性力為0的平衡優(yōu)化，至少要添加4個(gè)配重，但由于車(chē)頭箱空間有限，故在該機(jī)構(gòu)平衡優(yōu)化中，慣性力為0的平衡只能在理論上實(shí)現(xiàn)，在實(shí)際生產(chǎn)中一般不采用。

對(duì)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)進(jìn)行部分平衡優(yōu)化，就是添加一定數(shù)目的配重或桿組使機(jī)構(gòu)的振動(dòng)減少到較為滿意的程度，因此可利用上述分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)分析的結(jié)果，對(duì)在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中慣性力較大的構(gòu)件進(jìn)行平衡優(yōu)化。根據(jù)以上分析可知，偏心套和擺動(dòng)臂產(chǎn)生的慣性力在機(jī)構(gòu)總慣性力中所占比例較大，故對(duì)偏心套和擺動(dòng)臂添加配重可有效地降低機(jī)構(gòu)的慣性力。

機(jī)構(gòu)總質(zhì)心軌跡會(huì)隨著各個(gè)構(gòu)件的長(zhǎng)度、質(zhì)量以及構(gòu)件質(zhì)心位置的改變而變化，質(zhì)心的運(yùn)動(dòng)范圍越大，機(jī)構(gòu)的慣性力就越大?？紤]到減小擺動(dòng)臂的質(zhì)量可能會(huì)影響該構(gòu)件的正常功能，而由于車(chē)頭箱空間的限制，對(duì)擺動(dòng)臂添加配重極其困難，故本文以對(duì)偏心套添加配重塊為例對(duì)分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)進(jìn)行平衡優(yōu)化。

以平衡后機(jī)構(gòu)總慣性力F的最大值為最小作為目標(biāo)函數(shù)，以機(jī)器內(nèi)部的空間限制為約束條件，對(duì)式(13)的多變量有約束非線性函數(shù)最小化問(wèn)題進(jìn)行優(yōu)化，確定配重塊的最優(yōu)參數(shù)值。

利用MatLab軟件中的優(yōu)化函數(shù)fmincon對(duì)機(jī)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，優(yōu)化后配重塊的參數(shù)為:配重塊質(zhì)量m為3.033 3 kg，配重塊質(zhì)心到配重塊旋轉(zhuǎn)中心的距離SS2為66.12 mm，SS1與 SS2角度為180°。其中S1為偏心套質(zhì)心，S為偏心套旋轉(zhuǎn)中心，S2為配重塊質(zhì)心。具體安裝位置如圖5所示。

將優(yōu)化后的配重塊安裝到機(jī)構(gòu)中，利用Adams虛擬樣機(jī)仿真技術(shù)對(duì)機(jī)構(gòu)進(jìn)行仿真分析，仿真時(shí)間設(shè)置為50 s，步數(shù)設(shè)置為10 000，速度分別設(shè)置為300、400、500 r/min，優(yōu)化前后的慣性力及慣性力減少率如表2所示。由表可知:1)除慣性力的平均值外，分離羅拉傳動(dòng)機(jī)構(gòu)優(yōu)化后比優(yōu)化前的慣性力最大值減小了約11.31%，最小值減小了約11.33%，極差降低了約11.30%，標(biāo)準(zhǔn)偏差降低了約12.19%;2)除慣性力平均值的減小率逐漸降低之外，其他慣性力參數(shù)的變化率基本在很小范圍內(nèi)變化。故在考慮仿真參數(shù)設(shè)置精度誤差的情況下，可認(rèn)為當(dāng)機(jī)構(gòu)的優(yōu)化方案確定之后，機(jī)構(gòu)慣性力最大值、最小值、極差、標(biāo)準(zhǔn)偏差的變化率恒定，與機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)速度無(wú)關(guān)。

圖5 配重塊與偏心套安裝位置圖Fig.5 Installation drawing of balancing weight and eccentric sleeve

表2 優(yōu)化前后的慣性力特征參數(shù)Tab.2 Inertial force's characteristic parameters before and after optimization

4 結(jié)論

1)精梳機(jī)在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，各構(gòu)件受到的慣性力大小依次為擺動(dòng)臂、偏心套、搖桿、連桿2、連桿1、搖桿結(jié)合件、定時(shí)調(diào)節(jié)盤(pán);而擺動(dòng)臂和偏心套在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中產(chǎn)生的慣性力占機(jī)構(gòu)總慣性力的75%以上，故通過(guò)對(duì)擺動(dòng)臂和偏心套進(jìn)行平衡優(yōu)化，可有效降低整個(gè)機(jī)構(gòu)的平衡程度。

2)在考慮仿真參數(shù)設(shè)置精度誤差的情況下，當(dāng)機(jī)構(gòu)的優(yōu)化方案確定之后，機(jī)構(gòu)慣性力最大值、最小值、極差、標(biāo)準(zhǔn)偏差的變化率在不同速度時(shí)基本一致，與機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)速度無(wú)關(guān)。

3)通過(guò)對(duì)分離接合傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的平衡優(yōu)化，減小了機(jī)構(gòu)慣性力，有利于改善機(jī)構(gòu)的平衡狀態(tài)，為精梳機(jī)速度的提高提供了理論參考和解決途徑。

4)采用Adams虛擬樣機(jī)技術(shù)和MatLab計(jì)算機(jī)編程技術(shù)可有效地縮短精梳機(jī)的研發(fā)周期，節(jié)約研發(fā)成本，對(duì)開(kāi)發(fā)新型高效精梳機(jī)具有重要的意義。

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