一種針對(duì)圓錐體外表面貼裝的機(jī)械手設(shè)計(jì)分析與優(yōu)化

何宇凡 孫江宏,2 高 鋒 李乃崢 何雪萍 王軍見(jiàn)

1.北京信息科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，北京，100192 2.清華大學(xué)機(jī)械電子工程研究所，北京，100084 3.中國(guó)機(jī)械科學(xué)研究總院集團(tuán)，北京，100044 4.國(guó)家機(jī)床質(zhì)量監(jiān)督檢測(cè)中心，北京，100102

0 引言

貼裝源于SMT(surface mounted technology)，最初應(yīng)用在航空航天領(lǐng)域，流行于電子組裝行業(yè)。貼裝技術(shù)可以參考貼片機(jī)設(shè)備，通過(guò)吸取、檢測(cè)、定位和貼裝等動(dòng)作配合將元器件安裝于PCB(printed circuit board)表面[1]。貼裝技術(shù)發(fā)展歷經(jīng)數(shù)十載已經(jīng)得到長(zhǎng)足的進(jìn)步，機(jī)構(gòu)原理和工作方式已趨于穩(wěn)定，目前研究主要集中在優(yōu)化部件配合進(jìn)而提高貼裝效率以及算法預(yù)測(cè)貼裝性能從而提高貼裝質(zhì)量[2-3]。針對(duì)以獲得最小周期時(shí)間為目標(biāo)的線平衡問(wèn)題[4-7]， HE等[8]提出一種分層啟發(fā)式方法平衡多臺(tái)相同設(shè)備間工作量，周期時(shí)間降低了6.94%。PARK等[9]提出一種用于多頭表面貼裝機(jī)的裝配規(guī)劃方法，通過(guò)將動(dòng)態(tài)規(guī)劃技術(shù)應(yīng)用于饋線布置優(yōu)化和布局順序優(yōu)化，最終縮短裝配時(shí)間。王君等[10]基于改進(jìn)蟻群算法對(duì)貼裝過(guò)程進(jìn)行優(yōu)化，276個(gè)、44種元器件的貼裝效率提高了6.45%。近年來(lái)人們利用設(shè)備信號(hào)來(lái)監(jiān)測(cè)、預(yù)測(cè)貼裝過(guò)程，采用的方法有離散小波變換(DWT)[11]、二代小波變換(SGWT)[12]、循環(huán)譜分析[13]和經(jīng)驗(yàn)?zāi)B(tài)分解(EMD)[14]等。WANG等[3]采用三維雙樹復(fù)小波變換及遞歸神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對(duì)低噪干擾下的性能預(yù)測(cè)進(jìn)行建模，可有效預(yù)測(cè)工作過(guò)程性能。自然界中也存在類似貼裝的動(dòng)作，生物通過(guò)進(jìn)化出吸盤實(shí)現(xiàn)對(duì)復(fù)雜曲面的吸附及攀登，如壁虎吸附立面、樹蛙吸附樹枝干、魚類吸附其他魚類以及貝類吸附礁石等[15-24]。FLAMMANG等[25]針對(duì)魚吸附功能進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)魚在顱靜脈的加壓作用下，利用椎間盤吸盤器官實(shí)現(xiàn)對(duì)不同粗糙度表面的長(zhǎng)期可逆附著。WANG等[26]借鑒魚吸附大魚的椎間盤器官研制出的仿生機(jī)器人具有抗拉脫、抗橫向摩擦的特點(diǎn)，在空氣中及水中均有良好吸取能力。KIM[27]對(duì)可吸附復(fù)雜立面實(shí)現(xiàn)生長(zhǎng)的常春藤進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)枝條與墻壁接觸后，通過(guò)表皮轉(zhuǎn)化、黏合劑分泌、細(xì)胞分裂改變枝條質(zhì)地從而提高附著位置機(jī)械強(qiáng)度，進(jìn)而獲得最大吸附性能。

對(duì)以圓錐體為代表的空間復(fù)雜曲面進(jìn)行表面貼裝成為熱點(diǎn)及難點(diǎn)。如導(dǎo)彈頭部貼裝抗高溫陶瓷防爆膜片、錐頂造型建筑表面貼裝隔熱薄膜等技術(shù)環(huán)節(jié)，多采用專用貼裝設(shè)備及人工操作，拓展性及貼裝效率難以保證。針對(duì)上述難點(diǎn)研發(fā)通用自動(dòng)化裝備可有效解決問(wèn)題。SMT技術(shù)的應(yīng)用對(duì)象為平面結(jié)構(gòu)，自然界吸附多為生理結(jié)構(gòu)而非機(jī)械結(jié)構(gòu)，因此圓錐體外表面貼裝方案設(shè)計(jì)可采用SMT技術(shù)要求并參考自然界動(dòng)植物對(duì)復(fù)雜曲面吸附的實(shí)例。

本文設(shè)計(jì)出一種圓錐體外表面貼裝機(jī)械手，作為串聯(lián)式機(jī)械臂的末端執(zhí)行器。通過(guò)空間分析確定圓錐體幾何特征及貼裝方式，建立工作機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)、運(yùn)動(dòng)學(xué)方程，利用遺傳算法NSGA-Ⅱ得出最佳結(jié)構(gòu)尺寸值，最后通過(guò)樣機(jī)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證機(jī)械手可行并得出最佳工作控制方案。

1 空間分析及構(gòu)型設(shè)計(jì)

1.1 空間分析

圖1a為圓錐體三維示意圖，圓錐體橫截面半徑沿z軸方向線性變化，因此貼裝于圓錐體外表面的膜片上弧和下弧也沿z軸方向線性變化。圖1b紅色部分為貼裝膜片機(jī)械手單次完整貼裝流程的工作空間，通過(guò)設(shè)計(jì)機(jī)械手自上而下對(duì)圓錐體外表面進(jìn)行膜片分次貼裝實(shí)現(xiàn)1/4圓錐體外表面貼裝工作。

(a)圓錐體三維示意圖

(b)單次貼裝空間圖1 貼裝工作空間Fig.1 Workplace of mounting

1.2 構(gòu)型設(shè)計(jì)

根據(jù)工作動(dòng)作要求提出一種新型末端機(jī)械手構(gòu)型，通過(guò)6個(gè)移動(dòng)副配合連桿機(jī)構(gòu)實(shí)現(xiàn)。如圖2所示，移動(dòng)副1中滑塊上固接有一根連桿作為移動(dòng)副2的滑動(dòng)軸，移動(dòng)副2中滑塊固接有一根連桿作為移動(dòng)副3中的滑動(dòng)軸，移動(dòng)副3與移動(dòng)副4中的滑塊通過(guò)連桿固接，移動(dòng)副5、移動(dòng)副6為移動(dòng)副3、移動(dòng)副4的對(duì)稱結(jié)構(gòu)。移動(dòng)副1中滑塊豎直運(yùn)動(dòng)即可帶動(dòng)移動(dòng)副2、3、4、5、6中滑塊運(yùn)動(dòng)，其中移動(dòng)副4、6中滑塊運(yùn)動(dòng)空間角度可根據(jù)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)進(jìn)行調(diào)整。

圖2 機(jī)械手構(gòu)型簡(jiǎn)圖Fig.2 Schematic diagram of manipulator configuration

根據(jù)修正G-K公式可對(duì)空間機(jī)構(gòu)自由度進(jìn)行求解：

式中，M為自由度數(shù)；d為系統(tǒng)階數(shù)；n為構(gòu)件數(shù)；g為運(yùn)動(dòng)副個(gè)數(shù)；fi為第i個(gè)運(yùn)動(dòng)副的自由度數(shù)；v為冗余約束個(gè)數(shù)；ζ為局部自由度。

由圖2可知，移動(dòng)副5、6為移動(dòng)副3、4的對(duì)稱結(jié)構(gòu)，對(duì)機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)無(wú)額外影響，因此僅分析移動(dòng)副1、2、3、4組成的運(yùn)動(dòng)鏈，d為3，n為4，g為4，f為4，v為0，ζ為0，算得自由度M為1。

2 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及理論分析

2.1 結(jié)構(gòu)工作原理

根據(jù)構(gòu)型設(shè)計(jì)建立末端機(jī)械手結(jié)構(gòu)三維實(shí)體。如圖3所示，機(jī)械手空間結(jié)構(gòu)通過(guò)6個(gè)移動(dòng)副實(shí)現(xiàn)。連接模塊2可沿絲杠滑塊延伸出的兩根軸滑動(dòng)，光軸7一端與連接模塊2固接，吸盤模塊3分別與光軸7和圓錐體母線方向?qū)蜉S6進(jìn)行軸孔配合，定位架4與支承架8固接并最終連接在絲杠基座?？刂平z杠滑塊沿絲杠軸上下移動(dòng)，動(dòng)作將經(jīng)由連接模塊2、光軸7傳導(dǎo)至被光軸7和圓錐體母線方向?qū)蜉S6限制自由度的吸盤模塊3，使其最終沿圓錐體母線方向?qū)蜉S6上下滑動(dòng)，實(shí)現(xiàn)圖4所示曲面包覆變構(gòu)，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)將各圓錐體高度對(duì)應(yīng)的膜片傳送至正確位置并最終通過(guò)吸盤模塊吸取壓強(qiáng)變化完成貼裝。

1.驅(qū)動(dòng)絲杠 2.連接模塊 3.吸盤模塊 4.定位架 5.1/4圓錐 6.圓錐體母線方向?qū)蜉S 7.光軸 8.支承架圖3 機(jī)械手結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Structural diagram

圖4 機(jī)械手工作末端Fig.4 Manipulator end

此種單自由度構(gòu)型機(jī)械手的優(yōu)勢(shì)如下：①精度高，不涉及多電機(jī)配合誤差；②適用性強(qiáng)，驅(qū)動(dòng)簡(jiǎn)單，可滿足極端使用工況；③互換性強(qiáng)，模塊化結(jié)構(gòu)易于運(yùn)維。

2.2 基于拉格朗日法的動(dòng)力學(xué)分析

根據(jù)拉格朗日法構(gòu)建動(dòng)力學(xué)方程，如圖5所示：質(zhì)點(diǎn)1為絲杠滑塊，質(zhì)點(diǎn)2為連接模塊，質(zhì)點(diǎn)3與4為連接塊且相互對(duì)稱，因此圖中只保留質(zhì)點(diǎn)3實(shí)體。

圖5 動(dòng)力學(xué)分析模型Fig.5 Dynamic analysis model

首先建立質(zhì)點(diǎn)1、2、3、4的坐標(biāo)描述:

x1=0
y1=0
z1=-d1x2=0
y2=-d2
z2=-d1
x3=-a-d3cosθ1
y3=-d2-d3sinθ1
z3=-d1-bsinθ2
x4=a+d3cosθ1
y4=y3=-d2-d3sinθ1
z4=z3=-d1-bsinθ2

求得各質(zhì)點(diǎn)速度的平方：

進(jìn)而可表達(dá)出系統(tǒng)動(dòng)能:

式中，mi(i=1,2,3,4)為質(zhì)點(diǎn)i的質(zhì)量。

系統(tǒng)勢(shì)能如下：

最終可得到拉格朗日函數(shù)及動(dòng)力學(xué)方程表達(dá)如下：

根據(jù)動(dòng)力學(xué)方程可知，機(jī)械手運(yùn)動(dòng)系統(tǒng)僅受外界輸入加速度及自身重力作用。

2.3 基于D-H法的運(yùn)動(dòng)學(xué)分析

根據(jù)D-H坐標(biāo)建系原則可得到機(jī)械手單側(cè)坐標(biāo)變換，如圖6所示，D-H參數(shù)如表1所示，進(jìn)而可對(duì)機(jī)構(gòu)進(jìn)行正逆運(yùn)動(dòng)學(xué)求解。

圖6 機(jī)構(gòu)D-H坐標(biāo)系Fig.6 D-H coordinate of device

表1 機(jī)構(gòu)D-H參數(shù)表Tab.1 D-H parameter of device

根據(jù)建立的D-H坐標(biāo)系及參數(shù)表可對(duì)機(jī)構(gòu)由起始坐標(biāo)系({0}系)至末端坐標(biāo)系({4}系)進(jìn)行表達(dá)。采用左乘方法，{0}坐標(biāo)系沿Y軸平移-d1，并繞X軸旋轉(zhuǎn)α0，得到{1}坐標(biāo)系；{1}坐標(biāo)系沿Z軸平移-d2，并繞Z軸旋轉(zhuǎn)θ2，繞Y軸旋轉(zhuǎn)α1，得到{2}坐標(biāo)系；{2}坐標(biāo)系沿Z軸平移d3，并繞Y軸旋轉(zhuǎn)θ3，繞X軸旋轉(zhuǎn)α2，繞Z軸旋轉(zhuǎn)18.85°，得到{3}坐標(biāo)系。轉(zhuǎn)換矩陣T表達(dá)式為

(1)

代入機(jī)械手結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)可得

nx=-0.23ox=0.71ax=0
px=0.67d3-0.71d2
ny=-0.23oy=-0.71ay=0
py=0.71d2+0.67d3
nz=0.95oz=0az=0
pz=0.32d3-d1

圖7 工作空間曲面Fig.7 Workspace surface

3 基于遺傳算法NSGA-Ⅱ的多目標(biāo)優(yōu)化

針對(duì)單一參量進(jìn)行優(yōu)化可根據(jù)分析目標(biāo)函數(shù)尋求最優(yōu)解，而針對(duì)多參量的優(yōu)化往往具有多目標(biāo)函數(shù)，且各目標(biāo)函數(shù)中均含有待優(yōu)化參量，因此需采用優(yōu)化算法篩選出最優(yōu)解集。遺傳算法NSGA-Ⅱ具有計(jì)算數(shù)據(jù)量小、尋優(yōu)過(guò)程簡(jiǎn)單、全局尋優(yōu)能力強(qiáng)的特點(diǎn)，因此本文將采用此算法進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化。

3.1 建立目標(biāo)函數(shù)

由機(jī)械手運(yùn)動(dòng)及受力分析可知，光軸作為中間傳動(dòng)零部件是全局最大負(fù)載零件，需對(duì)其進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化進(jìn)而確定滿足工作條件的最優(yōu)結(jié)構(gòu)尺寸。優(yōu)化參數(shù)分別為光軸半徑r和光軸長(zhǎng)度l，約束邊界條件分別為

5 mm≥r≥2 mm120 mm≥l+20≥70 mm

為保證光軸在滿足強(qiáng)度、剛度要求的同時(shí)體積最小，目標(biāo)函數(shù)設(shè)定為光軸彎曲應(yīng)力σ和體積V表達(dá)式：

f2(x)=V=r2l

式中，M(t)為彎矩；W為撓度。

3.2 優(yōu)化過(guò)程及結(jié)果

在MATLAB環(huán)境下搭建NSGA-Ⅱ算法架構(gòu)，設(shè)置求解參數(shù)如表2所示。求解得到f1(x)和f2(x)收斂過(guò)程如圖8所示，收斂均在20代開(kāi)始趨于穩(wěn)定，最終得最小彎曲應(yīng)力0.002 MPa、最小體積280 mm3。對(duì)收斂過(guò)程量進(jìn)行篩選可得到Pareto最優(yōu)解平面，根據(jù)本文優(yōu)化目標(biāo)，選取圖9藍(lán)色線框內(nèi)的解作為最終優(yōu)化結(jié)果。在優(yōu)化過(guò)程量中找到最優(yōu)解對(duì)應(yīng)的優(yōu)化參數(shù)值，如表3所示，最終選取r=2 mm、L=70 mm作為光軸結(jié)構(gòu)尺寸優(yōu)化結(jié)果。

表2 計(jì)算求解參數(shù)Tab.2 Solution parameter

(a)f1(x)

(b)f2(x)圖8 目標(biāo)函數(shù)收斂過(guò)程Fig.8 Convergence of objective function

圖9 Pareto最優(yōu)解平面f1(x)-f2(x)Fig.9 Pareto optimal solution plane f1(x)-f2(x)

表3 優(yōu)化過(guò)程Tab.3 Optimization process

光軸優(yōu)化前后分別施加工作載荷并進(jìn)行靜力學(xué)分析，得到形變、應(yīng)力對(duì)比結(jié)果。如圖10a所示，優(yōu)化后光軸沿軸向長(zhǎng)度形變?cè)龇噍^于優(yōu)化前減小，且最大形變由0.98 mm減小為0.451 mm，最大形變量減小了54.0%。如圖10b所示，優(yōu)化后光軸沿軸向長(zhǎng)度應(yīng)力曲線斜率相較于優(yōu)化前相近但幅值明顯減小，最大應(yīng)力由121 MPa減小為91 MPa，最大應(yīng)力值減小了24.8%。

(a)形變對(duì)比

(b)應(yīng)力對(duì)比圖10 優(yōu)化前后對(duì)比Fig.10 Comparison before and after optimization

4 動(dòng)態(tài)性能仿真及實(shí)驗(yàn)對(duì)照

根據(jù)優(yōu)化結(jié)果重新建立機(jī)械手模型并搭建實(shí)驗(yàn)臺(tái)，將動(dòng)力學(xué)仿真分析結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比對(duì)，驗(yàn)證機(jī)械手的可行性。

4.1 理論模型仿真分析

ADAMS環(huán)境下的動(dòng)力學(xué)分析如圖11所示，機(jī)械手簡(jiǎn)化為5部分，絲杠軸1與絲杠滑塊2之間、絲杠滑塊2與連接塊3之間、連接塊3與吸盤模塊4之間、吸盤模塊4與吸盤模塊導(dǎo)向軸5之間為移動(dòng)副，在絲杠軸1與絲杠滑塊2的移動(dòng)副處驅(qū)動(dòng)，其余移動(dòng)副為自由狀態(tài)。

1.絲杠軸 2.絲杠滑塊 3.連接塊 4.吸盤模塊5.吸盤模塊導(dǎo)向軸圖11 機(jī)構(gòu)簡(jiǎn)化模型Fig.11 Simplified device model

設(shè)絲杠運(yùn)動(dòng)滿足理想驅(qū)動(dòng)控制函數(shù)step(time,0,0,0.1,step(time,0.1,0.05,0.9,step(time,0.9,0.05,1,0)))，對(duì)虛擬樣機(jī)進(jìn)行仿真分析得到絲杠滑塊(吸盤模塊Y方向分量)位移、速度和加速度的絕對(duì)值變化如圖12所示：位移量變化平穩(wěn)，速度在0.1 s內(nèi)增至0.05mm/s，隨后保持0.9 s并于0.1 s內(nèi)減速至零，啟動(dòng)時(shí)刻及停止時(shí)刻產(chǎn)生0.6 mm/s2的加速度突變，中間無(wú)加速度產(chǎn)生。

圖12 仿真位移、速度、加速度變化Fig.12 Simulation of position, velocity and acceleration

4.2 樣機(jī)試驗(yàn)臺(tái)對(duì)照

搭建樣機(jī)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)如圖13所示。裝置樣機(jī)的絲杠滑塊及吸盤末端分別安裝有加速度傳感器，由PC通過(guò)藍(lán)牙對(duì)其進(jìn)行數(shù)據(jù)采集；220 V交流電源對(duì)直流電源與控制器供電，直流電源為驅(qū)動(dòng)器供電；驅(qū)動(dòng)器對(duì)裝置樣機(jī)電機(jī)輸入脈沖實(shí)現(xiàn)電機(jī)旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，其中脈沖值為電機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)一周所需電子齒輪比，可在400～25 000之間進(jìn)行設(shè)置；控制器由220 V交流電源供電，可設(shè)置輸入給驅(qū)動(dòng)器的單次脈沖值，進(jìn)而控制裝置樣機(jī)絲杠滑塊單次移動(dòng)距離。

圖13 樣機(jī)控制示意圖Fig.13 Prototype control diagram

分別取電機(jī)驅(qū)動(dòng)脈沖值為800、1600，輸入脈沖值分別為驅(qū)動(dòng)脈沖值的1～5倍進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，如表4所示。采集得到機(jī)械手加速度變化，利用經(jīng)驗(yàn)?zāi)B(tài)分解法(EMD)去除噪聲后得到曲線，其中圖14a、圖14b為驅(qū)動(dòng)脈沖800、輸入脈沖800～4000情況下絲杠滑塊和吸盤末端加速度變化，圖15a、圖15b為驅(qū)動(dòng)脈沖1600、輸入脈沖1600～8000情況下絲杠滑塊和吸盤末端加速度變化。以驅(qū)動(dòng)脈沖800、輸入脈沖1600為例進(jìn)行分析，記作“800～1600”，其他同理。分析結(jié)果可知，絲杠滑塊在啟動(dòng)和停止時(shí)刻產(chǎn)生加速度最大值與最小值，運(yùn)行中加速度隨電機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)呈周期性變化。吸盤末端在啟動(dòng)和停止時(shí)刻加速度變化響應(yīng)時(shí)間短，由于運(yùn)動(dòng)經(jīng)多零部件傳遞產(chǎn)生加速度振蕩，并于10 ms內(nèi)穩(wěn)定于±0.1 cm/s2內(nèi)。驅(qū)動(dòng)脈沖1600相較于驅(qū)動(dòng)脈沖800電機(jī)具有更高的電子齒輪比，運(yùn)動(dòng)平順性能更好，驅(qū)動(dòng)近端加速度變化更具規(guī)律性，驅(qū)動(dòng)遠(yuǎn)端加速度相應(yīng)性能和變化幅值相近。

表4 驅(qū)動(dòng)、輸入脈沖值Tab.4 Drive and input pulse value

(a)驅(qū)動(dòng)脈沖為800絲杠滑塊加速度

(b)驅(qū)動(dòng)脈沖為800吸盤末端加速度圖14 絲杠滑塊、吸盤末端加速度(驅(qū)動(dòng)脈沖值為800)Fig.14 Acceleration of screw slider and end of vacuum chuck(driving pulse is as 800)

(a)驅(qū)動(dòng)脈沖為1600絲杠滑塊加速度

(b)驅(qū)動(dòng)脈沖為1600吸盤末端加速度圖15 絲杠滑塊、吸盤末端加速度(驅(qū)動(dòng)脈沖值為1600)Fig.15 Acceleration of screw slider and end of vacuum chuck(driving pulse is as 1600)

絲杠滑塊樣機(jī)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中僅受電機(jī)加速度及自身重力作用可驗(yàn)證2.3節(jié)理論推導(dǎo)，樣機(jī)相較于仿真實(shí)驗(yàn)加速度變化趨勢(shì)相同，但由于驅(qū)動(dòng)電機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生周期性加速度變化導(dǎo)致中間理論勻速段相異。吸盤模塊為機(jī)械手末端，運(yùn)動(dòng)傳遞經(jīng)過(guò)多個(gè)零件會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)累加，由于樣機(jī)采用304不銹鋼材質(zhì)加工，因此表現(xiàn)出加速度幅值較小，若進(jìn)一步抑制加速度振蕩幅值需增設(shè)支撐梁、連接柱等結(jié)構(gòu)件。

4.3 樣機(jī)性能

利用樣機(jī)進(jìn)行圓錐體外表面貼裝。如圖16所示，操作驅(qū)動(dòng)絲杠使吸盤模塊沿圓錐體母線方向?qū)蜉S上下平移并進(jìn)行貼裝實(shí)驗(yàn)：①使吸盤模塊運(yùn)動(dòng)到指定貼裝位置；②接通氣泵及負(fù)壓發(fā)生器，使吸盤拾取貼裝膜片；③機(jī)械手貼合于圓錐體外表面，使膜片實(shí)現(xiàn)貼裝；④切斷氣泵完成貼裝，機(jī)械手脫離圓錐體；⑤更換吸盤模塊貼裝位置并再次完成①～④操作。

(a)第一位置 (b)第二位置

(c)第三位置 (d)第四位置圖16 機(jī)械手貼裝實(shí)驗(yàn)圖Fig.16 Experiment of manipulator mounting

貼裝實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，機(jī)械手可完成圓錐體各高度位置對(duì)應(yīng)的外表面貼裝。其中吸盤模塊平移運(yùn)動(dòng)平順?lè)€(wěn)定，吸盤對(duì)膜片的拾取精準(zhǔn)牢固，對(duì)一側(cè)涂有膠的膜片進(jìn)行貼裝時(shí)能夠準(zhǔn)確找到貼裝位置，貼裝效果如圖17所示：膜片貼裝平整、與圓錐體外表面接觸均勻、邊角無(wú)起翹現(xiàn)象發(fā)生。因此經(jīng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，本文設(shè)計(jì)的針對(duì)圓錐體外表面貼裝的末端機(jī)械手具有可行性。

(a)第一位置 (b)第二位置

(c)第三位置 (d)第四位置圖17 貼裝效果Fig.17 Effect of mounting

5 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)圓錐體進(jìn)行幾何特征分析，設(shè)計(jì)出一種針對(duì)圓錐體外表面貼裝的串聯(lián)機(jī)械臂末端機(jī)械手。根據(jù)貼裝動(dòng)作建立了機(jī)械手三維模型并分別進(jìn)行構(gòu)型分析、動(dòng)力學(xué)分析和運(yùn)動(dòng)學(xué)分析。利用遺傳算法NSGA-Ⅱ?qū)α悴考Y(jié)構(gòu)尺寸優(yōu)化，結(jié)果表明,相較于優(yōu)化前，優(yōu)化后部件各位置應(yīng)力降低10 MPa,最大應(yīng)變降低62.5%。對(duì)比虛擬樣機(jī)和樣機(jī)動(dòng)態(tài)性能實(shí)驗(yàn)，運(yùn)動(dòng)始末加速度變化趨勢(shì)基本吻合，但由于電機(jī)特性導(dǎo)致運(yùn)動(dòng)過(guò)程中會(huì)存在周期性加速度變化。單獨(dú)分析樣機(jī)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，驅(qū)動(dòng)源伺服電機(jī)在高驅(qū)動(dòng)脈沖條件下更具運(yùn)動(dòng)平順性且加速度變化更具規(guī)律性。

本文主要貢獻(xiàn)如下：

(1)提出一種針對(duì)圓錐體外表面貼裝的串聯(lián)機(jī)械臂末端機(jī)械手新構(gòu)型。通過(guò)電機(jī)驅(qū)動(dòng)可實(shí)現(xiàn)適應(yīng)圓錐體不同高度下外表面貼裝的變構(gòu)，本文設(shè)計(jì)為目前首個(gè)應(yīng)用于空間貼裝的集成機(jī)械手結(jié)構(gòu)，可簡(jiǎn)化現(xiàn)有貼裝工作流程并降低工作難度，同時(shí)為后續(xù)相關(guān)研究奠定基礎(chǔ)并提供思路。

(2)提出一套完整、可復(fù)制的設(shè)計(jì)、分析、優(yōu)化流程。本文根據(jù)對(duì)貼裝對(duì)象的分析進(jìn)行結(jié)構(gòu)的初步確定，通過(guò)構(gòu)型分析、動(dòng)力學(xué)分析和運(yùn)動(dòng)學(xué)分析建立理論分析模型并驗(yàn)證設(shè)計(jì)可行性，最后利用遺傳算法對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，并經(jīng)生產(chǎn)樣機(jī)驗(yàn)證所設(shè)計(jì)機(jī)械手穩(wěn)定可行,為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)類型研究提供參考方案。

(3)根據(jù)虛擬樣機(jī)和樣機(jī)實(shí)驗(yàn)分析的對(duì)比結(jié)果發(fā)現(xiàn),驅(qū)動(dòng)源電機(jī)會(huì)對(duì)執(zhí)行器加速度變化產(chǎn)生影響。在零部件靜、動(dòng)力學(xué)分析過(guò)程中,尤其是細(xì)長(zhǎng)尺寸桿件、支撐件需考慮驅(qū)動(dòng)源作用，并可將驅(qū)動(dòng)電機(jī)對(duì)零部件的影響程度作為選取驅(qū)動(dòng)電機(jī)的標(biāo)準(zhǔn)和依據(jù)。