Гидроманипуляторы и лесное технологическое оборудование Бартенев

11

Схема 9

Схема 10

Схема 11

Схема 12

Схема 13

Схема 14

Схема 15

Рис. 1.3. Кинематические схемы механизма подъема стрелы и привода рукояти гидравлических манипуляторов

12

Кинематические схемы механизма привода рукояти (рис.1.2; 1.3) на схемах 1, 2, 3, 7, 8, 9, 12 идентичны и сводятся к базовой схеме (рис.1.4). Остальные схемы могут быть получены путем упрощения базовой кинематической схемы.

Рис. 1.4. Базовая кинематическая схема механизма привода рукояти: 1 – стрела; 2 – рукоять с удлинителем; 3 – гидроцилиндр привода рукояти.

С – угол наклона стрелы 1 к горизонту;- угол между осью стрелы и осью звена СД;

- угол между прямой АЕ и осью стрелы 1;1 – угол между осью стрелы и осью звена АВ;

-угол между прямой АД и осью стелы 1; l3 – расстояние между точками А и Е;

а1; а2; а3; b; с; d; - соответственно длины звеньев АВ; ВВ ; АВ ; СД; ВС; и АД; S = EB - текущие значения расстояния между осями проушин гидроцилиндра привода рукояти.

Из анализа приведенных кинематических схем видно, что механизмы подъема стрелы, представленные на схемах 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, идентичны и сводятся к базовой схеме 1 (рис.1.5а), а схемы 9,10, 11 сводятся к базовой схеме

2 (рис.1.5б).

Путем внесения упрощений в структуру базовой схемы механизма привода рукояти (рис.1.4) могут быть получены 3 основных вида схем (рис.1.6), охватывающих все выделенные 13 кинематических схем. При этом необходимо иметь в виду, что эти схемы полностью отображают свойства схем и при их зеркальном изображении.

Как видно (рис.1.4), механизм складывания рукояти в общем случае имеет 10 конструктивных параметров, т.е. положение механизма в плоскости опреде-

13

ляется этими 10 параметрами. Причем это не полная геометрическая характеристика, т.к. положение механизма зависит и от угла наклона стрелы к горизонту c и текущего значения расстояния между осями проушин гидроцилиндра.

Рис. 1.5. Базовые кинематические схемы механизма подъема стрелы гидравлического манипулятора:

1 – стрела; 2 – гидроцилиндр подъема стрелы; 3 – колонна; а = ОА – расстояние между осями шарниров О и А;

b = ОС – расстояние от оси шарнира О до точки С;

е= ВС расстояние от оси шарнира В до оси стрелы;

с– расстояние от оси шарнира О до оси вращения колонны;

– угол между прямой ОА и горизонтальной осью;

S1 = AB – текущее значение расстояния между осями проушин гидроцилиндра.

Такимобразом, положениерукоятивданныймоментопределяетсяфункцией:

П1=f( ; с;l3;s;d; ;a1;a2;a3;b;c; p ).

Положение стрелы в плоскости определяется (рис.1.5,схема 1) пятью параметрами и текущим значением расстояния между осями проушин ГЦ подъема стрелы s1 .т.е. П2=f(a, b, c, l, , s1).

14

Рис. 1.6. Кинематические схемы механизма привода рукояти, получаемые путем упрощения базовой схемы

15

Кроме того, при работе механизмов подъема стрелы и привода рукояти, в переходных режимах, значения параметров s1; s2; c; p представляют собой функции не только времени, но и податливости рабочей жидкости и элементов гидропривода.

При разработке кинематической схемы необходимо учитывать также характер работ, выполняемых манипулятором, а также базовую машину, на которую предполагается установить манипулятор.

Наибольшее распространение получили кинематические схемы механизма подъема стрелы (рис.1.5, схема 1) и привода рукояти №1, 2, 3 и 4 (рис.1.2). В погрузочно-разгрузочных манипуляторах наибольшее распространение имеют схемы механизмов привода рукояти (схема 1, рис.1.2) и подъема стрелы (рис.1.5а), которые являются предметом настоящих исследований.

При выборе оптимальных значений кинематических параметров механизма подъема стрелы и привода рукояти гидравлического манипулятора различными авторами принимаются различные критерии оптимальности. В работах К.Н. Баринова и В.А. Александрова [24], Г.В. Каршева [87, 84, 86, 85] и других [37, 46, 93, 94, 135, 120, 143, 151, 160, 161, 162] предлагается производить оптимизацию конструкции по условному показателю металлоемкости.

В работе [24] параметры подвески гидроцилиндра подъема стрелы оптимизируются из условия обеспечения максимальной грузоподъемности, что соответствует максимальному плечу усилия на штоке гидроцилиндра, и условие оптимизации записывается в виде

	hцопт max		( f (ai cos кон d sin кон) i (ai sin кон d cos кон))	,
	lii	,Li D	Li
	ai	, i T
где a, f , i , d – параметры подвески гидроцилиндра подъема стрелы;
кон	– угол отклонения стрелы от вертикали в нижнем положении;
l, Li	– соответственно ход штока и длина ГЦ при полностью втянутом штоке.

16

Аналогично решается задача выбора гидроцилиндра управления рукоятью. Таким образом, из совокупности гидроцилиндров (li, Li) выбирается такой, при котором обеспечивается максимальная грузоподъемность.

Вработе [85] установлено, что минимум полезного объема гидроцилиндра

ц шарнирно-сочлененного звена достигается при максимуме отношения плеча

усилия ГЦ к ходу его штока. Параметры подвеса ГЦ предлагается подбирать таким образом, чтобы при расчетном угле поворота звена обеспечивалось максимальное плечо

			2		2
max		a		b		при 01 02									,
	hц ( )
			2		2
		с		d		при	01 02

где а, b, c, d – параметры установки ГЦ подъема стрелы.

Для обоснования типа гидрораспределителя автор рассмотрел линейное и идеально-плавное управление в переходном режиме. Установлено, что ускорение точки сопряжения звена с гидроцилиндром при линейном законе управления постоянно. Однако исследование проведено без учета податливости рабочей жидкости и элементов гидропривода.

В работе С.М. Кашубы и И.В. Турулай [88] предлагается оптимизировать размеры элементов манипулятора (lc, lp) по производительности. Оптимальные параметры стрелы и рукояти определяются из условия W(lc, lp) min путем решения задач нелинейного программирования:

Rmax

1 (lc ,lp ) 1D

2

(lc ,lp ) 2D

Wt (lc ,lp ) 2

1

2

R

min

RdR ,

где 1 – угол расположения рукояти относительно стрелы;2 – угол расположения стрелы относительно горизонта; D – точка, определяющая место укладки лесоматериалов;

Rmax, Rmin – соответственномаксимальныйиминимальныйвылетманипулятора;– плотность положений захвата в горизонтальной плоскости. Предлагаемая авторами формула предполагает совмещение операций дви-

sin( y )

17

жения стрелы и рукояти с поворотом колонны, но не учитывает инерционные (динамические) силы, возникающие при установившемся движении штоков гидроцилиндров подъема стрелы и вращения рукояти.

В работах [34, 33] предлагается за критерий оптимальности параметров стрелоподъемного механизма принимать минимальное колебание давления в гидроцилиндре подъема стрелы. Давление в ГЦ записывается в виде функции параметров механизма

Pц ( ) sin( ) 1 K 2 2K cos( y ) .

Задача сводится к решению уравнения численным методом с применением ЭВМ:

Pц ( ) Pmin 0.

По результатам исследований построена номограмма выбора оптимальных параметров у и н стрелоподъемного механизма. Однако автором не учитываются инерционные силы, возникающие вследствие неравномерного вращения стрелы и значительно влияющие на усилие ГЦ.

При обосновании параметров кинематических схем в работах [79, 93] предлагается определять координаты установки шарниров гидроцилиндров из условия равенства момента (брутто) манипулятора и момента, развиваемого гидроцилиндром при одном фиксированном положении.

Вработах С.П. Дорохова [52, 51] с помощью уравнений Лагранжа – Эйлера обоснована оптимальная по минимуму времени пространственная траектория переноса хлыста манипулятором в раскряжевочной установке. Полученную оптимальную по минимальному времени траекторию предлагается использовать также для обоснования кинематических параметров вновь разрабатываемых манипуляторов. Однако не указано, каким образом обосновать эти параметры; не учитываются инерционные силы, возникающие вследствие неравномерного движения звеньев манипулятора.

Вработе [111] исследовано влияние некоторых факторов на рациональный

18

вылет манипулятора машины при рубках промежуточного пользования. Показано, что рациональным является вылет манипулятора, при котором производительность машины и трактора равны.

В работе В.Н. Андреева и Ю.Ю. Герасимова [17] стратегия поиска оптимальных параметров механизма управления стрелой записывается в виде:

min		F P n h( )		0,
	max	g g g	1
(2,5,d) 0 K		M e ( )

где Fg – площадь бесштоковой полости ГЦ стрелы; Pg – давление в гидросистеме;

ng – коэффициент полезного действия;

h( ) – плечо усилия на штоке гидроцилиндра стрелы;

Me( ) – момент, развиваемый манипулятором (брутто) с учетом момента от веса металлоконструкции.

Для механизма управления рукоятью стратегия поиска оптимального решения записывается через управляющие параметры в виде:

			f (r)M z ( , )
				1 0
	min	max			,
			Me ( , )
	(2,9,d ) 0 K
	0 K

где f(r) – передаточная функция рычажного механизма; Mz( , ) – момент, развиваемый гидроцилиндром

M z ( , ) Fg Pg ng h( ) ;

Fg; Pg; ng; h( ); – соответственно площадь бесштоковой части гидроцилиндра, давление в гидросистеме, коэффициент полезного действия, плечо усилия на штоке гидроцилиндра рукояти;

Mz( , ) – момент от груза и рукояти.

Как видно из приведенных формул, определение оптимальных значений параметров, также как и у предыдущих авторов, производятся без учета инерционных сил, возникающих при неравномерном движении звеньев.

19

В указанных выше работах не рассматривается влияние инерционных сил на оптимальные значения параметров механизмов манипулятора. Не исследованы также влияние податливости рабочей жидкости и элементов гидродпривода на эти параметры.

А.С. Пискунов и П.И. Попиков [117], в отличие от других авторов, при оптимизации параметров механизма подъема стрелы манипулятора учитывают инерционные силы, возникающие вследствие неравномерного вращения стрелы при установившемся движении штока гидроцилиндра. Авторами показано, что эти силы оказывают значительное влияние на оптимальные значения параметров. Однако авторами рассмотрено влияние этих сил только на один из параметров механизма подъема стрелы.

1.2.2. Кинематические схемы механизма поворота манипулятора

Проведя систематику всего многообразия механизмов поворота манипуляторов и классифицируя их по кинематике исполнения, можно выделить 11 основных типов схем (рис.1.7). По величине угла поворота все схемы подразделяются на две группы: с ограниченным углом поворота (схемы 1 – 8) и с неограниченным углом поворота (схемы 9 – 11).

Масса опорно-поворотного устройства составляет 25-30% массы манипулятора. Следовательно, выбор оптимальной схемы ОПУ позволяет значительно снизить массу манипулятора в целом. Выбор схемы ОПУ зависит от назначения манипулятора, требуемого момента поворота, условий работы.

Схемы 1 и 2 с подшипником скольжения и с двумя шток-рейками отличаются относительной простотой, малым диаметральным габаритом, но большим моментом трения и, как следствие, малым полезным моментом.

20

Схема 1

Схема 2

Схема

3

Схема 4

Схема 5

Схема 6

Схема 7

Схема 8

Схема 9

Схема 10

Схема 11

Рис. 1.7. Кинематические схемы механизма поворота манипулятора

Схемы 4 и 5 с одним подшипником скольжения и с одним подшипником качения отличаются меньшим значением момента трения. Схемы 3 и 6 с двумя подшипниками качения характеризуются высоким значением КПД. Схемы