автореферат диссертации по технологии, машинам и оборудованию лесозаготовок, лесного хозяйства, деревопереработки и химической переработки биомассы дерева, 05.21.01, диссертация на тему:Обоснование параметров манипуляторов лесных машин по металлоемкости и быстродействию

РГб од

САНКТ-ПЕТЕРБУРГСКАЯ ЛЕСОТЕХНИЧЕСКАЯ АКАДЕМИЯ

На правах рукописи

КАНПЕВ Геннадий Владимирович

ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ МАНИПУЛЯТОРОВ ЛЕСНЫХ МАШИН ПО МЕТАЛЛОЕМКОСТИ И БЫСТРОДЕЙСТВИЮ

05.21.01 - Технология и машины лесного хозяйства и лесозаготовок

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание учёной степени кандидата технических наук

Санкт-Петербург - 1994

Работа выполнена на кафедре проектирования специальных лесных машин Санкт-Петербургской лесотехнической академии.

Научный руководитель - Заслуженный деятель науки и техники РСФСР,

доктор технических наук, профессор БАРИНОВ К.Н.

Официальные оппоненты

- доктор технических наук, профессор ВАРАВА В.И.

- кандидат технических наук, старший научный сотрудник ЧЕРНЦОВ В.А.

Ведущее предприятий

- Санкт-Петербургский научно-исследовательский институт лесного хозяйства

Защита диссертации состоится " 28 " июня 1994 года в II часов на заседании специализированного совета Д.063.50.01 в Санкг-Пэтербургской лесотехнической академии. (194018, Санкт-Петербург, Институтский гор., 5, главное здание, зал заседаний).

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке академии.

Автореферат разослан " 26 " мая 1994 года.

Учёный секретарь специализированного совета Анисимов Г.М.

д.т.н., профессор

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность теш. Широкое применение для осущэстшэнкя трудоемких лесозаготовительных работ нашли лесные машины (ЛМ) с манипуляторами. Несмотря на болыпоа опыт их проектирования и эксплуатации, задачи повышения их функциональных свойств, производительности и снижения металлоемкости остаются по-прзжнему актуальным. До сих пор существенными проблемами проектирования манипуляторов является низкое качество методкческор базы цроектно-конструкгорскиг работ и,как следствие, устойчивая тенденция увеличения сроков подготовки проектов. Так при.разработке компоновочно-кинематической схемы (ККС) манипулятора, компоновке его гидроприводов (ГП) используется трудоёмкий граф0-анал1ггически2 кетод, требувдиа неоправданно больших затрат времени. При этом совершенство проекта в значительной степени зависит от опыта и интуиции проектировщика.

Повышение эффективности и качества проектно-конструкгорских работ наилучшим образом достигается использованием методоз оптимального проектирования <0П) с применением ЭВМ. В этой связи, исследования по обоснованию параметров компоновки манипулятора ЛМ на основе методов ОП являются актуальными.

Цель работы. Разработка методов ОП манипуляторов Ж, обеспечивающих снижение их металлоемкости и повышение быстродействия с учетом ограничения по динамике рабочего процесса и получение технико-экономического эффекта на этапе технического проектирования.

В соответствии с целью исследования разработаны и предложены следующие научные положения, которые выносятся на защиту:

- кетод оптимизации манипулятора на этапе технического проектирования по косвенным показателям металлоемкости и быстродействия!

- синтез закона гидроуправлэния манипулятора в переходных процессах движения его звеньев и обоснование критерия оптимальности ГП с учётом ограничения по динамической нагрузка«

- формализация функциональных ограничений при решении задачи ОП манипулятора ЛМ»

- результата теоретического и экспериментального исследований динамических нагрузок на манипулятор с пропорциональным гидроуп-равлениэм при подъеме дерева стрелой»

- анализ решений и рекомендации по снижению металлоёмкости и повышению быстродействия манипуляторов ЛМ на базе трактора ТДТ-55А.

Научная новизна работы. Разработана кетодика оптимизации параметров компоновки манипулятора Л?1 по косвенным показателям металле-

емкости и быстродействия с учетом динамики рабочего процесса. Процедура минимизации суммы длин звеньев манипулятора, как показателя их металлоёмкости, сведена к задаче ограничения высоты поворотной колонны по условиям функционирования. В качестве косвенного показателя металлоёмкости ГП предложено использование величины полезного объёма гидроцалиндров (ГЦ) привода звеньев. Разработан координатный штод компоновки ГП шарнирно-сочлененного звена. Определена зависимость быстродействия ГП от полезного объема ГЦ, параметров гидроуправления и обоснован критерий выбора последних. Формализованы функциональные ограничения на выбор проектных параметров манипулятора и типоразмеров длин ГЦ его привода с учетом технологического фактора. Представлен способ экспериментального исследования динамических нагрузок на манипулятор с пропорциональным гидроуправлением в зависимости от продолжительности пуско-тормозного режима ГП.

Практическая цэнность работы. Разработанная на основе данных исследований методика оптимизации компоновки манипулятора реализована в виде объектных программных модулей. Методика позволяет:

- обосновать высоту поворотной колонны и определить длины звеньев манипулятора и предельные углы их поворота!

- произвести рациональный выбор типоразмера длины и хода штока ГЦ привода шарнирно-сочленённого звена, определить параметры размещения шарнирных опор Щ)

- обосновать для питания ГП выбор насоса и в соответствии с его характеристикой определить оптимальную продолжительность пуско-тормозного рекжма ГП и необходимый диаметр ГЦ привода звена.

Результаты анализа оптимальных решений по компоновке манипуляторов ЛМ на базе трактора ТДГ-55А положены в основу рекомендаций по снижению металлоёмкости и повышения быстродействия для вновь проектируемых манипуляторов.

Реализация работы. Методика оптимизации компоновки с примене-неэм ЭВМ и рекомендации для обоснования проектных параметров манипулятора ЛМ используются в конструкторском бюро Великолукского завода "Лосхозмаш" при разработке экспериментальных образцов манипу-ляторных машин. Часть результатов исследований и разработанные цро-грашлы расчётов внедрены в учебный процесс по дисциплине "Проектирование лесопромышленного оборудования" (специальность 17.04).

Апробация работы. Результаты исследований отражены в отчётах о НИР кафедры проектирования специальных лесных машин ЛТА ( ГР 01830041679 - 1987 г., 01910051681 - 1992 г.). основные результата

работы докладывались и обсуждались на научно-технических конференциях в ЛТА в 1987, I989-I99I г.г.

Публикации. По тема диссертации опубликованы шесть работ.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти разделов, основных выводов и рекомендаций, списка литературы и семи приложений. Общий объём работы составляет 246 е., включая 151 с. машиноописного текста, 32 рис.,8 табл., список литературы -60 наименований и приложения - 70 с.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность теш исследования, сформулирована цель работы и представлены основные научные положения, вы-выносимыэ на защиту.

В первом раздала рассмотрены состоят® вопроса в области машинизации лесосечных работ, особенности конструкций манипуляторов ЛМ и тенденции в их совершенствовании. Проведен статистический анализ металлоёмкости манипуляторов зарубежного производства и получена зависимость их массы от конструктивных параметров в вида

mu=m0+f»lz мгр , (I)

где ТП0 - начальная составляющая, т; - коэффициент уравнения, т/кН-м2; - суммарная длина звеньев манипулятора (включая высоту колонны), Mi Мгр - грузоподъемный момент (брутто), кН-м.

Аппроксимация зависимости (I) произведена методом наименьших квадратов. Для манипуляторов лесосечных машин коэффициенты зависимости составили: ТПо = 0,388 ; уи = 0,00126 (при точности до &%).

В разделе проведен краткий аналитический обзор работ по повышению эффективности функционирования, надёжности и разработке методов проектирования манипуляторов ЛМ. Известные исследования в этой области проведены Александровым В.А. .Андреевым В.Н. .Анспоксом Я.П., Башкировым B.C., Артамоновым Ю.Г., Афанасьевым о.П. .Бариновым К.Н., Герасимовым Ю.Ю., Дваранаускасом Э.А., Кушляевым В.Ф..Люмановым Р., Орловым С.Ф., Сафиным Н.У., Эшггейном Ю.П. и др.

Разработке методов ОП манипуляторов посвящена работа Кралина B.C., в которой предложен метод статистической оптимизации по критерию материалоёмкости с учётом ограничения на надежность. Очевидно, что для получения минимальной массы манипулятора требуется решить две отдельные задачи минимизации: длин звеньев и площади их сечений. Данные задачи существенно различаются по методам решения

и математичэскиа еодвляы. Пзрзая связана с вопросами кинематического анализа, вторая - с вопросами прочностного расчета. Решение по-слэдеэй задачи с использованкэм вэроятностнов теории надежности достаточно полно исследовано в работа Кралина B.C. Что касается минимизация даш звеньев,то рэшзшзэ этой задачи с учетом компоновки ГП л функциональных ограничений требует дополнительного исследования.

В результате анализа состояния вопроса установлено, что:

- пэрспэкгивнш направлением совершенствования манипуляторов с цэ-лыо поеьшонея гйзктивности их функционирования и надежности яв-ется цримэнэниэ пропорциональной системы гидроуправления. На настояний ког.эет проблема обоснования параметров такого пщроуправ-лэния для манипуляторов лм изучена слабо;

- объективными критериями оптимальности параметров манипулятора яв-являатся минимум кэталлоймкости и минимум стоимости. Однако, на зтага кокпоновки эти крзгерст еэ применимы из-за отсутствия достаточной информации, а кспользуэтся ш косвенные показатели!

- используемый в некоторые работав показатель шгалгоёнкости манипулятора в вздэ суммы длин звеньев еэ содергаг висоту поворотной колонны, хотя последняя яелштся ншйолзз металлоёмким званом. Данный показатель ташзэ нэ отражает шталлоЗмкость ГП.

Исходя кз вышеизложенного, для достижения цели работы поставлены слздущвэ основные задачи исследований:

1) сформулировать задачу ОП манипулятора ЛИ на эташ технического проектирования, обосновать показатели качества маншулятора и получить выраженке цзлобой функции по крх-ггериз металлоемкости

2) получить уравнения связи паракэтров ККО манипулятора, ксмпонов-новки ГП и проЕзстн их анализ)

3) определять функциональные ограничения на Еьйор пара:етров с учетом технологического фактора и данааики рабочего процесса»

4) разработать модель динамической системы ЛМ-манипулятор-дэрэво при лодъбгз груза стралоз и доказать моделированием правомерность оцзнкн данамшш манипулятора при компоновке ГП по подаче работай евдкости (по дннадаке управлявшего воздействия)»

5) провзсти зкавригэвтальнь» ксслэдовадия динамических нагрузок на манипулятор с пропорциональным пщроуправлэягаа и устаноноть адзквэтность модели динамической скстены реальному nporpccyi

6) разработать кэтодаку, алгорит и программное обеспеченна оппгш-эацпи кошюновки манипулятора Ж»

7) шпэлшпъ расчйт оптимальных параметров коапоновкн манипулятора

ЛМ и дать рзкогандацнн для проектирования.

Во второй разделе рассмотрены критерии оптимальности манкпуля-тора Л.1 и сформулирована задача ОП, дап анализ ККС и ГП манипулятора, форг-.злтзовзны функциональные ограничения и исслздованы вопросы обоснования параметров гццроуцравлэния с учётом динамики процэсса.

Для оценки когяюновхи прэдяо:::эн обобцэнный показатель металлоёмкости ТЛ. в виде сужлы даш звеньев вклячая высоту колонны, н п0лэзны2 объёмов ГЦ Vuj , снзбмвнных езсоеынн кое.ЗФщгэнт&ш. Объем 1/ц, принятеа здесь па:: косвонныз показатель гзталлсёмкости ГП, к току ¡::э косвенно характеризует и его быстродейсггаэ, которое количественно шкпо оценить временем заполнения полостез ГЦ рзбочеа жидкостью тц. Минимизация объёма Т/ц по параметрам компоновки и управления ГП в пределах их ограничений одновременно отвечает двум критерия?!: min 1т1 и min тц. Ввиду поликритериального характера задачи для её решения используется метод "главной компоненты". В качестве основного ("главного") показателя выступает металлоемкость, а на показатель быстродействия накладывается ограниченна.

Таким образом, ставится задача: найти min ТП =>

при критериальном ограничении

T4j * min it(v*j. Q^j.ir*) + атц . , (3)

где A^.jUj - весовые коэффицэнтьн {ij}g - подмножества

варьируемых конструктивных параметров ККС и j-того ГП (стрелы, рукояти, телескопического звена), qh - номинальная подача гидронасоса, "Е- продолжительность переходного режима управления (включения золотника, клапана); дтц - компромисс по быстродействию.

Компоновка манипулятора на ЛМ определяется высотой технологической платформы высотой приёмного устройства fin, минимальным расстоянием приёмного устройства от оси колонны В (рис. 1а). Эти величины совмество с данными технического задания на проектирование: максимальным вылетом манипулятора L , высотой рабочего органа ti3 и его заглублением аЬ3, грузоподъёмным моментом Мгр. номинальным давлением рабочей жидкости рн и другими параметрами технологического фактора, образуют вектор внешних условий F<m>. Кроме этого, дополнительный вектор условий F<r> для компоновки ГП (рис. 16) образуют: типоразмеры длины |_ц , хода пггока Su и диакетра поршня рц ГЦ, значения номинальной подачи прокьшзнных образцов гидронасосов QH .

Рис.1. Компоновочно-кинематическая схема манипулятора (а) и компоновочная схема гидропривода стрелы (б)

Задача расчёта ККС манипулятора ЛМ относится к классу двухточечных. Для ей решения достаточно рассмотреть граничные условия пэ-рэшстнгельных операций по доставке предмета труда в приёмное устройство. В соответствие с этим получены следующие выражения длин стрелы рукояти и предельных углов их поворота:

¿с = [(А-*т)2-В2-С2]/2 М-«т-^В2+Са'$1п(агс^!+й,)]; (4)

€р= -гт-€с; <Б>

ачсГш£\1В2^С2'со5(агсЦ + <р0у £р]; (6)

90° + azcsin( JA2-L2'/ D)-azcsin(£p sin fa/D), (7)

где к^ - поправочный коэффициент, к^ = f () I,001,05i

A = sl\i%L^{\i к+Ьо+лИз-^з)2'; C=fin+fi3-}iK-h0;

Анализ KKC показывает, что минимум суммы длин ^ достигается на нижней границе ограничения высоты колонны "Ко в зависимости от угла хрк. Поскольку колонна является наиболее металлоемким звеном, то полученный вывод будет также справедлив и для суммы длин, снабжённых весовыми коэффициентами. При этом для манипулятора Ж целесообразно назначать длину мах it , граница которой определяется особенностями размещения телескопического звена вдоль рукояти, а угол сро— мах tpo. Последнее позволяет обесгочшъ наиболее благоприятные условия для компоновки ГП ввиду минимальной суммарной разности предельных углов поворота стрелы и рукояти.

На основании данного анализа критериальная функция (2) подвергается декомпозиции, и необходимость в использовании весовых коэффициентов A^.jUj для составляющих данной функции отпадает. Общая задача ОП распадается на две поэтапно решаемые задачи оптимизации: разработка ККС и компоновка ГП, критериями для решения которых являются min е ft и min1TuJ по каждому каналу управления.

Формализация функциональных ограничений на выбор высоты tio и угла у>0 осуществлена определением условий негоре сечения подвижными элементами манипулятора внешних контуров приёмного устройства, шасси Ж и размещённого на ней груза с учетом запаса на зазор <?н1.При этом звенья манипулятора представлены стержневой системой и описаны в плоской системе координат кусочно-линейной зависимостью. Данные ограничения имеют вид

<УМ - yk) sirn + -<p) - ä 0, (8)

где уы,ук - ордината точек линии манипулятора и 1<-того препятствия.

Препятствия в каждом конкретном случае описываются в пространственной системе координат посредством их аппроксимации плоскостью, прямой или кривой 2-го порядка. Поверхность пачки в кониково-зажим-ном устройстве описана уравнениэм эллиптического клина.Верхняя граница ограничений для угла <ро установлэна из условия беспрепятственного перевода рабочего органа манипулятора вблизи приёмного устройства, ср <ф +</, . где «С. - угол наклона плоскости препятствия.

J о г о пл ■ пл

Уравнения связи параметров подвеса ГЦ привода звена с его углами поворота, длиной 1_ц и ходом штока Бц Щ получены описанием уравнений длин в жестко связанной с шарниром опорного звена систе-теш координат ХОУ (рис.16). Длина ГЦ в общем виде будет

кг = ^Ца -х.Гч (у2 - ур2', <9)

где координаты точек I, 2 (или 2') имеют параметрическое выражение через а, Ь, с, с! и угол поворота звена <р. Для предельных положений звена (при (р0 и ±рк) для (9) получим 2 уравнения длин

*12= к' ^«-ц+Зц- <Ю>

Произведение длины на шэчо усилия ГЦ равно удвоенной площади ¿012, которая в свою очередь определяется модулем векторного произведения |01 х Сй|. Отсюда

Ч = '^Уг " »2*11/ 112 • <п>

Для эффективной работы ГП параметры подвеса ГЦ следует подбирать такиа образом, чтобы при расчётном угле поворота звена «рг обеспечивалось максимальное шэчо усилия ГЦ. мах отвечает дости-кению минимума необходимого диаметра ГЦ и, соответственно, его по-«шзного обьйна. Из анализа схемы компоновки очевидно, что

' / а2+ Ь2 ' при 01 > 02 I

при

Для (рг= 90° мах "Ьц обеспечивается, если согласно (II), (12) для параштров подвеса соблюдается тождество:

а с1 + Ь с = а2+ Ь2 при га > 02 I (13>

а с! + Ь с = с2+ Аг при 01 < 02 . (14)

Дпргшптя уравнения (10) с учётом (9) и условие (13) или (14) выргшшэа связи параметров размещения одной из опор ГЦ через высоту проушины опоры и угол наклона стенки звена, получим систему 4-х уравнений, которая шеет принципиально единственное решение.

В результате преобразований системы уравнений на основе метода дихотомии разработан алгоритм расчёта параметров подвеса ГЦ. Анализ результатов расчёта для различных типоразмеров длин ГЦ привода стрелы показал, что разброс значений показателя Кц= при этом

составляет шнее 1,52 . В атом связи с учётом прочностного фактора далэсообраано типоразмер ГЦ назначать на верхней граница его огра-штаэния. Текшая ограничениями являются условия размещения ГЦ вдоль зеэньов (а 5 а н с < с ) и условие предотвращения касания ГЦ

мах =

\/ с2+ сР ' при 01 < 02 . <12>

технологического оборудования и груза на ЛМ. Нижняя граница ограничения определяется по плечу усилия ГЦ при крайних положениях его пггока (при yj0 и т.е. г Kmin .

Для обоснования гидроуправления звена манипулятора рассмотрены два вида плавного переходного режима управления: линейное и вдэ-ально-плавное (рте.2). Касательное ускорение точки сопряжения звена с ГЦ W при линейном законе управления постоянно. Характер данного управления определяется линейной зависимостью подачи рабочей жидкости в ГЦ от времени, т.е. Q = Q'^t/f. Ускорение при этом w = = W*= Q*j' /^п^ц» где js - радиус поворота точки сопряжения! fn-зффективная площадь поршня ГЦ. Зависимость ускорения W(t) при идеально-плавном законе управления принята в виде квадратичной параболы. Интвгрфованивм функции W(t) получены соответствующие данному управлению зависимости угловой скорости звена u)(t) и подачи Q(t). Максимальное ускорение в этом случав w*= 1,5 Q*j> /Tf^ ■

Рис.2. Графики подачи рабочей жидкости в ГЦ угловой

скорости звена аК*) и ускорения его точки сопряжения с ГЦ у/(М при включении ГП: а) линейный закон управления» б) идеально-плавный закон управления

Сравнительный анализ выражений максимального ускорения Щ* для представленных законов управления при равных условиях питания ГП показывает, что с точки зрения быстродействия и ограничения инерци-

онног нагрузки наиболее цэлесообразен для гидроуправления манипулятора линейный закон управления. Данный вывод еще оолэе очевиден с учетом простоты технической реализации линейного закона управления на база пропорциональных клапанов.

Исходной предпосылкой для обоснования параметров гвдроуправлэ-ния шарнирно-сочленбнного звена манипулятора является условие создания требуемого управляющего момента М^р для обеспечения заданной грузоподъемности. В соответствии с принципом Даламбера

МупР= Пц Рц^ц = Мст+ 1пр6 , (15)

где п.ц- количество ГЦ; рц- усилив на штоке ГЦ! |?р- передаточная функция четарбхзвенника (для четырехзвенной схемы привода рукояти, для привода стрелы здесь 1?р= I)« Мст- статический момент сил; 1пр- приведенный момент инерции; £ - угловое ускорение звена.

При линейном законе переходного процесса управления имеем зависимость подачи рабочей жидкости в виде о = 1с I, где 1< - интенсивность изменения подачи, \ = <5Н /а: . При этом угловое ускорение £ = V/ Дц/п^р • Тогда с учетом, что рц= fпpн , из уравнения (15) получим выражение необходимого полезного объема ГЦ привода звена

у__5й_(2к + ./5Г7АЬЕ1 . (16)

где козффициет учета различия эффективных площадей поршня со стороны пггоковой и беспггоковой полостей ГЦ. Данный коэффициент выражается через отношение диаметров штока и поршня

Продолжительность заполнения пггоковой и беспггоковой полостей ГЦ определяется периодом пуско-тормозного режима £ и временем ста-ческого наполнения полостей . Следовательно,

Тц= 4Г+ О <'т=Пциц(2 -Г^>Л>„+ 2 Он /к . (17) Коэффициент динамичности нагрузки для пуско-тормозного режима составит

к = ^р = т + Т"Р к - ^ . (18)

д нст мстпцицк, ^^

Существенно, что полэзный объем ГЦ согласно (16) имеет явную зависимость от показателя /Бц , связанного с качеством ком-

поновки ГП на этапе размещения опор Щ. Исследование поведения функциональных зависимостей объема 1/*ц, коэффициента динамичности кд и продолжительности тц по переменной V показывает (рис.3), что первые две является монотонно возрастающими функциями, а последняя -

выпуклой и имеет экстремум в виде минимума. При этом для различных

и

А

1,5 1,4

1,2

подач <эн имеем семейство зависимостей ТЦ(Ю.

1Л0? м3

7,0 6,5 6,0 5,5 5,0 4.5

тг

и '4

\ \г £

и

Ах \

1

\ ----

ч ч \

V рШ [ц,

V

'](5 Г

.4 11. ¿» I

1 г 3 4 5 6 7 8 £ о <■10

Т.с

28 26 гь 22 20 18 16 14 11 10

м/с

Рис.3. Зависииостн необходимого полезного объёма ГЦ, врэнени его заполнения рабочей жидкости и коэффициента динамической нагрузки от интенсивности изменения подачи: Мст= 100 кН-ш 1^= 60 т-н2» К„= 0,85» рн= 12,5 Ша»

Пц= 2» <а^,п,1г= 0,02» 1,441 2,10 г^/с-ГО3

Минимизируя объём ггц по параметру 1с , добивсзася досте'знзя иакскаального быстродействия ГП при некоторой критической точке V

( "к1, кп, Дальнейшая минимизация 1Гц (порядка 5%) вздет к рзз-ко;,!у ухудшению его быстродействия, а переходной процесс управления приобретает затяжной характер С?»! с). Поэтому согласно определения парето-опгииалъного решения выбор интенсивности 1< осуществляется в окрестности точки при некотором компромиссе по быстродействию луц , связанном с выбором типоразмера ГЦ. Сравнительный анализ решений даш различных подач <2н с учетом ограничения по коэффициенту дннагличности кд позволяет в итого обосновать выбор насоса п найти наиболее удовлетворяющее принятые критерии рэшэшэ.

В третьем разделе дано пояснение дая реализации разработанных алгоритмов расчёта на ЭК,! оптимальных параметров манипулятора, приведены результаты расчётов данных параметров и их анализ. Основные показатели компоновки полученных проектов манипуляторов ЛЬ! на базэ трактора ТДТ-55А и их прототипов представлены в таблица шкэ. Здесь же дана сравнительная оценка показателей прототипов в процентном отношении к показателям оптимальной компоновки манипулятора (проекта). Приведенные данные свидетельствуют об очевидной эффективности разработанной методики оптимизации параметров манипулятора.

Сравнительная характеристика компоновки манипуляторов

Прототип, проект К^р.кН-м м « м дгц:) -га3,*3 £Тц1, с

L, м % дтг, %

ТБ-1Ы МБТ-8А П-1-5,3 73+75 - 7,65 +5,2 7,94 22,08 +41 21,77 27.4 +29 26.5

5,2*5,3 +9,2 7,27 +39 15,63 +25 21,2

ТБ-Ф 1,05 9,50 20,09 24+26

(рва.) +11,1 +7 0 ++6

П-1-6,5 65 1,12 8,55 18,69 24,6

6,5

П-П-6,Б _ 8,43 17,41 22,9

-1,4 -7 -7

В четвертом разделе с цэлыо проверки оцэнки динамики нагрузок на манипулятор при компоновке ГП по подаче рабочей жидкости соглас-

но (18) разработана модель динамической систол .И-манипулятор-де-рзво. Рассматривался наиболее нагруганный режим работы манипулятора - подъем груза "с веса" стрэлоа на максимальном еылэто. Для упрощения расчетной схемы с учётом исследований,проведенных рядом авторов, слопаыэ перемещения базы манипулятора при еб колебаниях сведены к однопу вращательному относительно мгновенного цэнтра вращэ-ния или кншого шарнира К (рис.4). Полегание точки К определялось, исходя из предполагав!.™ пэреквщэннз упругих опор базы, вызванных прзлеганзззм ИЕерщгонноз нагрузки на подвкгныэ элементы манипулятора и груз в переходном процзссе из дшгаэния.

Рис. 4. Расчётная схема динамической системы лм-манипулятор-дерево при включении ГП стрелы

Кроне этого, в связи с рассмотрением плавного переходного рэ-нкма упрааяэния упругой дефор.?ацгай стрелы-рукояти и езэттаи рабочей ввдкости в Щ пренебрегаем. Такта еэ учитывается в этом случае факторы затухания колебаний упругой системы. В то г,э время в силу кооцрэдз.'йнности в приведении масс подвййшьк элементов нанипу-отго-ра на этагэ ■технического проектирования последам в расчетной еяе-::э рзссматртвгхтся раздельно. На основании принятых допущений по-

лучена компактная модель для исследования динамических нагрузок в рамках решения общей задачи обоснования параметров манипулятора.

I Дифференциальные уравнения, описыващие динамический процесс, представлены в виде системы

а^ + с151 -а1е\не >

. "а22ё2 + = а2с"с •

При этом усилие на штоке ГЦ будет

Рс = ™пр.с8 +ас«с "^А +а2сё2 .

где тппр с- статически приведенная масса подвижных элементов манипулятора, рабочего органа и груза! ускорениэ штока ГЦ, ис=

(19)

(20)

= 4 1< /ацЗГОц »

aij = = Kijrv™n

Здесь Kija - кинематический

коэффициент) mn - масса гг-го элемента динамической системы. Окончательное решение для определения усилия рс имеет вид

Рс - ТПпр.сЗ +acWc - ар,cos n±t - ap2cos n2i . (21) Коэффицэнт динамичности нагрузки при этом составляет

Кд = РГ/ТП

пр. с

где Р~ =/<0н>^>Г11',12>

Aj

1.7

1,6 1,5

4,3 1,2 V О

тпд= 0,5; 1,0 т G* = 0,72Ю-3 м3/с

A (iT=1,05м) 3 (fT=0)

(fT= 1,05м)

N (tT=0)

0,1 0,2 0,3 0,А 0,5 0,6 F, с

Рис.5. Теоретическая зависимость коэффицаэнта динамической нагрузки к (Т) на манипулятор ТБ-Ф при подъёме дерева стрелой: 1,2 - прогнозирован® по интенсивности 1< I 3,4 - моделирование динамической системы

На рис.5 представлена полученная в результате моделирования зависимость коэффициента динамичности нагрузки на манипулятор трелевочного трактора ТБ-Ф от продолжительности переходного процесса управления Т. Отсюда видно, что коэффициент кд значительно снижается при переходе с периода включения Т= 0,15 с (время включения золотника серийного распределителя) на период £"= 0,6 с (порядка 20%). При периоде ?= 0,25*0,30 с наблюдается замедление в снижении коэффициента кд с увеличением V и даже незначительное его повышение, что связано с фазным фактором данной колебательной системы.

Сравнительный анализ зависимостей кд (Т), полученных в результате моделирования динамической систеш и прогнозирования согласно (18) показывает (см. рис.5), что их разница при V>0,4 с нэсусрответа (3-83) . При этом значения коэффицента динамичности согласно (18) несколько ниже определённых шделированивм.

Пятыз раздел посвящен описанию эксшри*гентальных исследований динамических нагрузок на манипулятор с пропорциональным гнцроуправ-лэнкэм при подъеме дерева стрелой. Целью исследований являлась проверка адекватности динамической модели ЛМ-манипулятор-дерэво при линейном законе включения ГП.

В качестве объекта исследований использовался трелевочный трактор ТБ-Ф,оборудованный манипулятором РВБи Исследования проводились в натурных условиях Ткриского лесокомбината (Эстония). Для исключения субъективного влияния оператора ЛМ на характер пэрэходного провеса управления использовалось устройство включения пропорционального клапана, выполненное в виде электрогдеханичэского задатчика.

Согласно методики измерительного эксперимента в процессе исследований записывались слэдущта параштры: текущее время процэсса, тарешщенга рукоятки управления ГП, углы поворота стрелы и рукояти, давление рабочей жидкости в напорной линии гидронасоса и частота вранэния его вала, нагрузка на манипулятор в точке подвеса захвата. Обработка осциллографических записей нагрузки на манипулятор производилась методом максимальных-минимальных координат.

В результате эксгориквнтальных исследований установлено, что при подьеш деревьев массой 0,51 1,0 т и подаче гидронасоса О = =(0,74+0,76)«Ю-3 и3/с коэффициент динамической нагрузки для различных значений продолжительности шреходного прогрсса составляет: при 0,20+0,25 с кд= 1,21+1,29 , при С= 0,40 с кд= 1,12+1,18.

Сопоставление расчетных и экешрниэнтальных данных показывает, что результаты моделирования динамической снсттем удовшгворэтэль-

но согласуются с экспериментальными. Различие между результатами определения максимальных значении коэффициента динамической нагрузки составляет 9-16%, определения основной частоты колебания - Ъ% . При этом фактические значения коэффициента кд меньше расчетных.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ

1. Объективным критерием качества компоновки манипулятора является минимум его металлоемкости, которую на этапе технического проектирования целесообразно выразить долевой функцией в виде суммы длин звеньев, включая высоту поворотной колонны, и полезных объемов ГЦ их привода, снабженных весовыми коэффициентами.

2. Исследованиями установлена принципиальная возможность декомпозиции принятой целевой функции при естественном распада общей задачи ОП манипулятора ЛМ на ряд подзадач, для решения которых используются косвенные показатели металлоемкости - суша длин звеньев и полезные объёмы ГЦ.

3. Сумма длин звеньев достигает минимума на нижней границе ограничения высоты колонны по условиям функционирования. С учётом последних эффективность решения определяется выбором предельного угла разложения стрелы-рукояти. Функциональные ограничения на выбор высоты колонны устанавливаются формализацией условий непересечения манипулятором шасси ЛМ и размещённого на ней оборудования и груза.

4. С точки зрения повышения быстродействия и снижения инерционных нагрузок на манипулятор его гидроуправлению цри переходных режимах работа наилучшим образом отвечает линейный закон изменения подачи рабочей жидкости в исполнительный механизм. Обеспечение такого гидроуправлэяия возможно на базе пропорциональных клапанов.

Б. Установлено, что минимум полезного объёма ГЦ 1ГЦ привода шарнирно-сочленённого звена достигается при максимуме отношения плеча усилия ГЦ к ходу его штока. В то же время объём 1ГЦ, а также динамическая нагрузка на ГЦ зависят от интенсивности изменения подачи 1< при включении (выключении) ГЛ. Со снижением интенсивности 1< данные величины монотонно убывают.

6. Показатель металлоёмкости ГП 1ГЦ косвенно характеризует и быстродействие ГП, так как время заполнения ГЦ рабочей жидкостью тц зависит от величины его полезного объёма. Анализ зависимости времени Тц показывает, что данная величина имеет экстремум по шрекенной 1< в виде минимума. Поэтому объем 1Г следует минимизировать до некоторой критической точки к*, в окрестности которой имээк парето-

оптимальное решение по критериям металлоемкости и быстродействия.

7. Моделированием динамической системы АЧ-манипулятор-дерево при подъёме груза стрелой установлено, что при переходе с периода включения Ш Т= 0,15 с на период Т= 0,8 с при линейном законе управления динамические нагрузки на манипулятор снижаются на 20+2556.

8. Прогнозируемая по интенсивности включения 1< ГП стрелы величина коэффициента динамической нагрузки кд при пвриоде ■£■= 0,5+ 0,7 с на 3+6Ж ниже величины кд , определённой моделированием динамической системы при соответствующих условиях гидроуправления. Данная разница несущественна, следовательно, окрика кд по интенсивности включения ГП при выборе оптимальных параметров гидроуправления (0,5^ ^<0,7с) является приемлемой.

9. Различив гажду теоретическими и экспериментальными данными исследования максимальных значений коэффициента динамической нагрузки составляет 9+16Ж. При этом фактические нагрузки меньше расчётных. В целом, с учётом допустимой погрешности экспериментальные данные подтверждают результаты моделирования динамической системы.

10. Полученные решения по оптимальной компоновке манипуляторов ла позволяют уменьшить суммарную длину их звеньев на 5*10%, суммарный полезный объём ГЦ привода - на 30+40%. Оптимальное гидроуправ-лэнго с линейным законом включения позволяет улучшить быстродействие манипулятора на 25+3036 при одновременном ограничении коэффициента динамической нагрузки уровнем значений 1,15+1,20.

11. При проектировании манипулятора трелевочной (валочно-тролэ-вочной) машины на базе трактора ТДТ-55А с неполноповоротной колонной и максимальным вылэтом 5+8,5 м целесообразно назначать предельный угол разложения стрелы-рукояти 150°, высоту колонны 1,60+1,65 м. При грузоподъёмном моменте 65+75 кН-м для питания ГП стрелы, рукояти рекомендуется использовать гидронасос НШ-50-3 или соответствующий ему по технической характеристике аналог. Оптимальный период пуско-тормозного режима ГП стрелы, рукояти составляет 0,5+0,7 с.

Разработанная методика с программным обеспечением предполагает комплексное решение задачи отимальноя компоновки манипулятора ЛМ по критериям металлоёмкости и быстродействия с учётом динамики рабочего процесса и позволяет в статна сроки осуществить этап технического проектирования.

Материалы диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Каршев Г.В. Динамика манипулятора лесозаготовительной машины при различных законах управления/ Лесотехн. акад.- Л., 1987.- 12 с.-Дэп. в ВНИПИЭИлеспром 07.07.87, № 2021-л687.

2. Баринов К.Н., Каршев Г.В. Формализация критерия оптимальности гидропривода манипулятора при линейном законе включения// Мек-вуз. сб. науч. тр.— Л.: ЛТА, 1988, С. 92-95.

3. Каршев Г.В. Способ определения динамических характеристик грузового манипулятора с пропорциональным гидроуправлением// Ин-форм. листок.- Л.: ЛенЦНТИ, 1988, № 885.- 3 с.

4. Баринов К.Н., Тасев Хр.Б., Каршев Г.В. Оптимизация компоновки манипуляторов лесных машин по косвенному показателю металлоемкости// Межвуз. сб. науч. тр.- Л.: ЛТА, 1990, С. 22-25.

5. Каршев Г.В., Кушляев В.Ф. Формализация функциональных ограничений в задачах оптимизации компоновки манипуляторов лесных машин// Межвуз. сб. науч. тр.- Л.: ЛТА, 1990, С. 54-58.

6. Баринов К.Н., Каршев Г.В., Кушляев В.Ф. Методика оптимизации компоновки манипулятора лесной машины / Лесотехн. акад.- Л., 1990.- 92 е.- Дэп. в ВНИПИЭИлеспром 20.04.90, № 2632-лб90.

Просим принять участив в работе специализированного совета

Д. 063.50.01 или прислать Ваш отзыв на автореферат в двух экземплярах с заверенными подписями по адресу: 194018, Санкт-Петербург,

Институтский пэр., 5, Лесотехническая академия, Учёный совет.

Подписано в печать с оригинал-макета 25.05.94. Формат 60x90 1/16. Бумага оберточная. Печать офсетная. Изд. № 14д. Уч.-изд.л. 1,0. Пэч.л. 1,25. Тираж 80 экз. Заказ № 44. С 14. Редакционно-издательский отдел ЛТА

Подразделение оперативной полиграфии ЛТА 194018. Санкт-Петербург, Институтский пер., 3.