基于虛擬樣機(jī)高頻破碎錘仿真建模優(yōu)化

鄭雁南，楊國平，鄒超，宋琴琴，江奎

（201620 上海市 上海工程技術(shù)大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)院）

0 引言

高頻液壓破碎錘相比傳統(tǒng)液壓破碎錘，在工作效率、工作噪聲控制等方面優(yōu)勢(shì)明顯，對(duì)高頻液壓破碎錘建模系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化分析的研究具有重要意義[1]。高頻液壓破碎錘原理是將液壓能通過震動(dòng)箱中主動(dòng)軸的齒輪轉(zhuǎn)動(dòng)，帶動(dòng)從動(dòng)軸2 個(gè)嚙合齒輪以及偏心塊轉(zhuǎn)動(dòng)，通過2 個(gè)齒輪在轉(zhuǎn)軸中心垂直方向離心力的相互疊加，產(chǎn)生沖擊能[2]。其中,沖擊能的大小極大影響著高頻液壓破碎錘工作效率。優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù)不僅可以提高破碎錘的破碎能力，同時(shí),對(duì)高頻破碎錘的推廣和使用有一定的促進(jìn)作用。高頻液壓破碎錘沖擊能的大小與2 個(gè)嚙合帶有偏心塊齒輪的偏心距大小和空氣彈簧剛度參數(shù)有關(guān)，用這2 個(gè)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)來進(jìn)行優(yōu)化分析，從而來達(dá)到提高目標(biāo)沖擊能的目的。

1 高頻液壓破碎錘建模與仿真

本文以某型號(hào)高頻液壓破碎錘為基礎(chǔ)，采用機(jī)械設(shè)計(jì)自動(dòng)化軟件SolidWorks 建立高頻液壓破碎錘三維模型[3]。該模型將主從動(dòng)齒輪、連接軸、減震外殼、空氣彈簧、連接支架、震動(dòng)箱、斗齒和齒根等零部件整合成一個(gè)總裝配圖，如圖1 所示。導(dǎo)入多體動(dòng)力學(xué)軟件ADAMS 進(jìn)行參數(shù)的仿真與優(yōu)化，并通過質(zhì)量和運(yùn)動(dòng)約束添加，使其形成一個(gè)整體，通過對(duì)主動(dòng)軸轉(zhuǎn)動(dòng)代替液壓馬達(dá)的動(dòng)力，添加主動(dòng)軸轉(zhuǎn)速為1 800 r/min，進(jìn)行仿真測(cè)試斗齒速度與位移以及沖擊能的大小[4]。

2 選取優(yōu)化目標(biāo)

為了得到高頻液壓破碎錘在活塞沖擊式運(yùn)動(dòng)時(shí)沖擊能的最大值，選取設(shè)計(jì)優(yōu)化的目標(biāo)，并且選擇其變量。變量可以改變運(yùn)動(dòng)約束和零部件剛度等參數(shù)。在參數(shù)優(yōu)化前，對(duì)高頻液壓破碎錘模型的零部件參數(shù)化，在模型正常工作的狀況下，合理設(shè)立參數(shù)變化范圍。對(duì)從SolidWorks 導(dǎo)入到ADAMS 的模型進(jìn)行仿真，運(yùn)用后處理模塊的方法優(yōu)化參數(shù)，提高高頻液壓破碎錘的沖擊能，從高頻液壓破碎錘震動(dòng)系統(tǒng)和減震系統(tǒng)出發(fā)尋找優(yōu)化目標(biāo)[5]。

首先，在振動(dòng)系統(tǒng)中對(duì)高頻液壓破碎錘震動(dòng)箱優(yōu)化參數(shù)分析，其中兩個(gè)嚙合帶中均含有偏心塊齒輪，采用不對(duì)中設(shè)計(jì)（如圖2 所示），因此,具有一定的偏心距（偏心塊中心到旋轉(zhuǎn)中心的距離），改變偏心距的大小，從而影響偏心力矩M

式中：m——偏心塊質(zhì)量；l——偏心距。進(jìn)而影響及激振力F

其次，在減震系統(tǒng)中對(duì)高頻液壓破碎錘的空氣彈簧優(yōu)化參數(shù)分析，空氣彈簧由氣囊、擋圈以及蓋板組成。由于空氣彈簧中氣壓大小會(huì)對(duì)破碎錘的沖擊能以及斗齒的速度產(chǎn)生影響，在選用型號(hào)空氣彈簧的配件參數(shù)表中，空氣彈簧充氣壓力都有與其對(duì)應(yīng)的垂直剛度，可以通過改變空氣彈簧的垂直剛度，仿真測(cè)算空氣彈簧垂直剛度對(duì)高頻液壓破碎錘結(jié)構(gòu)性能的影響[6]。

3 優(yōu)化目標(biāo)的參數(shù)分析

3.1 優(yōu)化振動(dòng)系統(tǒng)

由式（1）與式（2）可知，激振力的大小隨著2 塊齒輪偏心距的增加而增加，在高頻破碎錘的齒輪正常嚙合的前提下，偏心距的大小和破碎錘的型號(hào)有關(guān)，受震動(dòng)箱大小的限制，選取參數(shù)變化范圍，由優(yōu)化前的偏心塊中心與旋轉(zhuǎn)中心重合，增加到這個(gè)型號(hào)的最大偏心距為50 mm，并在ADAMS 中初始的偏心塊中心位置X 方向位于-1 050 變化到-1 100，每次偏心距增加10 mm進(jìn)行一次仿真，并導(dǎo)出第一次與最后一次高頻破碎錘在1 s 內(nèi)的齒根部輸出沖擊能以及斗齒的速度與位置的變化。

圖3 的橫坐標(biāo)是距離初始偏心塊的位置，縱坐標(biāo)是在該位置ADAMS 仿真的沖擊能數(shù)值大小，在圖中可以看出在偏心距0～50 mm 變化下，沖擊能隨著2 塊齒輪偏心距的增加而增加，并且呈線性關(guān)系。選取最大偏心距為優(yōu)化參數(shù)，以下是優(yōu)化前偏心距和優(yōu)化后偏心距沖擊能的仿真曲線。

圖3 偏心距與沖擊能的關(guān)系Fig.3 Relationship between eccentricity and impact energy

比較仿真數(shù)據(jù)圖4 和圖5 可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)增大偏心距達(dá)到0.5 m 時(shí)，沖擊能由原本的2 201 J 增加到3 554.1 J，并且沖擊能、活塞運(yùn)動(dòng)做的總功也明顯增加。對(duì)比圖6 和圖7，橫坐標(biāo)是時(shí)間，縱坐標(biāo)是齒根的位置，偏心距增加，齒根位移也隨之增加，由于在整個(gè)破碎工作中，沖擊能增加，使得破碎過程中沖擊行程增加；同時(shí)做出齒根速度變化仿真曲線，偏心塊的位置齒根接觸點(diǎn)處的運(yùn)動(dòng)速度也由原來的最大1.7 m/s 變成2.3 m/s。

圖4 優(yōu)化前齒根沖擊能變化曲線Fig.4 Impact energy curve of root before optimization

圖5 優(yōu)化后齒根沖擊能變化曲線Fig.5 Impact energy curve of root after optimization

圖6 優(yōu)化前速度與位移變化曲線Fig.6 Velocity and displacement curve before optimization

圖7 優(yōu)化后速度與位移變化曲線Fig.7 Velocity and displacement curve after optimization

改變震動(dòng)箱中偏心塊齒輪偏心距會(huì)對(duì)沖擊能產(chǎn)生正向影響。圖8 是偏心距的優(yōu)化結(jié)果。得出結(jié)論：要優(yōu)化高頻破碎錘參數(shù)性能，可在不影響破碎錘正常運(yùn)行的情況下，盡可能增加偏心塊齒輪偏心距，對(duì)于這個(gè)型號(hào)破碎錘，50 mm 齒輪偏心距最為合適。

圖8 偏心距優(yōu)化結(jié)果Fig.8 Eccentricity optimization results

3.2 優(yōu)化減震系統(tǒng)

激振力的大小也受到空氣彈簧的影響。空氣彈簧屬于高頻破碎錘中的減震裝置，不同于鋼阻尼彈簧減震器，不僅體積小，減震效果極佳，但空氣彈簧的減震效果與氣囊中的空氣密度和氣壓有關(guān)。當(dāng)氣囊中氣壓低于標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，其剛度減小，破碎錘的實(shí)際工作效率造成影響。該型號(hào)破碎錘選用空氣彈簧參數(shù)垂直剛度392 N/m，充氣壓力0.5 MPa。分別對(duì)該型號(hào)的其他幾種參數(shù)進(jìn)行ADAMS 仿真。

ADAMS 仿真結(jié)果發(fā)現(xiàn)，隨著空氣彈簧的剛度減小，破碎錘沖擊能逐漸增大。圖10 是優(yōu)化后選用該型號(hào)最小空氣彈簧剛度200 N/m，空氣彈簧充氣壓力0.2 MPa 的齒根沖擊能變化曲線。對(duì)比圖9 發(fā)現(xiàn)，空氣彈簧剛度392 N/m 時(shí)，齒根沖擊能為2 200.1 J；當(dāng)調(diào)整空氣彈簧剛度為200 N/m，齒根沖擊能增加至2 600 J。在圖11 和圖12 中，縱坐標(biāo)是齒根的位置，隨著運(yùn)動(dòng)仿真的進(jìn)行，繪制速度與位移變化曲線，由于空氣彈簧剛度減小，破碎錘沖擊運(yùn)動(dòng)行程增大，齒根位移也隨之增加，齒根速度變化仿真曲線中，齒根接觸點(diǎn)處的運(yùn)動(dòng)速度也由原來的最大1.5 m/s 變成1.7 m/s，這是因?yàn)椋瑳_擊運(yùn)動(dòng)行程增大，使得機(jī)械能轉(zhuǎn)化彈性勢(shì)能減少，動(dòng)能增加，使得速度增大，沖擊能增加。

圖9 優(yōu)化前齒根沖擊能變化曲線Fig.9 Impact energy curve of root before optimization

圖10 優(yōu)化后齒根沖擊能變化曲線Fig.10 Impact energy curve of root after optimization

圖11 優(yōu)化前速度與位移變化曲線Fig.11 Velocity and displacement curve before optimization

圖12 優(yōu)化后速度與位移變化曲線Fig.12 Velocity and displacement curve after optimization

改變空氣彈簧垂直剛度會(huì)對(duì)沖擊能產(chǎn)生負(fù)向影響。圖13 是空氣彈簧垂直剛度優(yōu)化結(jié)果。

圖13 空氣彈簧垂直剛度優(yōu)化結(jié)果Fig.13 Optimization results of vertical stiffness of air spring

可以得出：要優(yōu)化高頻破碎錘參數(shù)性能，可選用垂直剛度較小的空氣彈簧，對(duì)于該型號(hào)空氣彈簧，選最小的垂直剛度200 N/m 為最優(yōu)。因此，為了得到更高的沖擊能，可以選取匹配型號(hào)下垂直剛度低參數(shù)的空氣彈簧。

4 結(jié)論

本文對(duì)高頻破碎錘進(jìn)行建模仿真和參數(shù)優(yōu)化，用SolidWorks 軟件對(duì)高頻破碎錘進(jìn)行零部件建模并裝配，導(dǎo)入ADAMS 進(jìn)行虛擬樣機(jī)技術(shù)優(yōu)化，通過連接運(yùn)動(dòng)約束，添加主動(dòng)軸動(dòng)力。設(shè)置仿真條件，運(yùn)用后處理模塊方法對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行優(yōu)化，分別從振動(dòng)系統(tǒng)和減震系統(tǒng)出發(fā)，對(duì)齒輪偏心塊的偏心距以及空氣彈簧的垂直剛度進(jìn)行調(diào)整，偏心距調(diào)整為50 mm，空氣彈簧的垂直剛度為200 N/m 為最佳，在很大程度上增加了高頻破碎錘的沖擊能，為高頻液壓破碎錘的設(shè)計(jì)改進(jìn)和使用提供方法參考。