單軌吊技術(shù)改造方案

單軌吊技術(shù)改造方案1問題描述單軌吊在實(shí)際使用過程中有時(shí)會出現(xiàn)起吊梁下方第一根軌道在水平方向折彎或者該段軌道與其下方軌道連接處斷開的現(xiàn)象，如圖1所示。經(jīng)調(diào)查，此種情況多出現(xiàn)在軌道坡度超過20°，且單軌吊運(yùn)載較重物品時(shí)出現(xiàn)。圖1軌道失效實(shí)拍圖2問題溯源2.1失效原因分析單軌吊在水平軌道行車時(shí)，前端驅(qū)動部提供拉力，后端驅(qū)動部提供推力。單軌吊上行時(shí),驅(qū)動力方向與前進(jìn)方向一致，前端在高處，此處驅(qū)動部提供拉力，后端在低處，此處驅(qū)動部提供推力。單軌吊下行時(shí)，驅(qū)動力方向與前進(jìn)方向相反，前端在低處，此處驅(qū)動部提供推力，后端在高處，此處驅(qū)動部提供拉力。由于驅(qū)動部采用串聯(lián)布置，

所以單軌吊在有坡度軌道上運(yùn)行時(shí)，起吊梁上方拉桿受拉應(yīng)力，大小向起吊梁方向累加，軌道與軌道之間受壓應(yīng)力，大小向遠(yuǎn)離單軌吊方向累加。起吊梁下方拉桿受壓應(yīng)力，大小向起吊梁方向累加，軌道受壓應(yīng)力，大小向遠(yuǎn)離起吊梁方向累加，如圖2所示。 拉桿應(yīng)力—— 拉桿應(yīng)力——軌道應(yīng)力驅(qū)動部次序（單位：個(gè)）圖2應(yīng)力累加示意圖(ZX“詛游)W*上窗單軌吊在水平軌道行車時(shí)，驅(qū)動部僅僅需要克服單軌吊與軌道之間的滾動摩擦，所以驅(qū)動力很小，完全在軌道安全范圍之內(nèi)。當(dāng)單軌吊在有坡度軌道上運(yùn)行時(shí)，驅(qū)動部不僅需要克服行車過程中的滾動摩擦，還要克服單軌吊重力在軌道方向的分力，所需的驅(qū)動力就很大。l圖3軌道俯視圖同時(shí)，軌道安裝過程中會存在安裝誤差，使得軌道與軌道不平行。俯視效果如圖3所示，此時(shí)軌道在沿軌道方向存在一個(gè)小角度偏折誤差，使得拉桿與軌道之間也不再平行，因此拉桿就會通過驅(qū)動部對軌道產(chǎn)生一個(gè)側(cè)向力。該側(cè)向力與下方軌道傳遞過來的推力就會對軌道產(chǎn)生多個(gè)扭矩，使單軌吊運(yùn)行時(shí)軌道左右搖擺，當(dāng)驅(qū)動力很大時(shí)，甚至?xí)斐绍壍朗А?.2軌道受力分析按照起吊梁前后各布置5臺驅(qū)動部分析，限于單軌吊設(shè)備和軌道長度，在同一時(shí)間，一根軌道上最多有2臺驅(qū)動部。按照一根軌道上驅(qū)動部數(shù)量多少，將軌道在垂直于腹板方向所受到的力學(xué)模型分成如圖4和圖5兩種情況所示。2.2.1僅1臺驅(qū)動部圖4軌道上有1臺驅(qū)動部時(shí)受力圖由圖4軌道在垂直于腹板方向力學(xué)平衡，可得：一,一、一一，一、一￡M=kfl+(a+2)fc+efs-nf(l-s)=0<i=1￡F=kf+(a+2)f+ef-nf-hf=0^i=1i ⑴式中l(wèi)—單根軌道長度，mm；s——吊耳到軌道近端距離，mm；f 單個(gè)驅(qū)動部所需驅(qū)動力在垂直于腹板方向的力，kN；nf、ef- 吊耳對軌道在垂直于腹板方向的分力，kN；kf、hf 相鄰軌道對該軌道在垂直于腹板方向的分力，kN；(a+2—驅(qū)動部對軌道在垂直于腹板方向的分力，單kN。由式(1)可得此時(shí)軌道撓度:

W_kfl3+(a+2)fc3+efs3-nf(l-s)3(2)七一— 3EI(2)i=1式中E—軌道彈性模量，kN/mm2；I—軌道垂直于腹板方向截面慣性矩，mm4。2.2.2有2臺驅(qū)動部圖5圖5軌道上有2臺驅(qū)動部時(shí)受力圖由圖5軌道在垂直于腹板方向力學(xué)平衡，可得:￡M=kfl+(a+2)f(b+d)+efs一nf(l一s)一afd=0￡F=kf+(a+2)f+ef-nf-hf-af=0^i=1i (3)式中af—驅(qū)動部對軌道在垂直于腹板方向的分力，kN；d一驅(qū)動部距離軌道末端距離，mm；b 單根拉桿長度，mm。由式(3)可得此時(shí)軌道撓度：3EI(4)寸kfl3+(a+2)f(b+d)3+efs3-nf(l-s)3-afd3￡J二3EI(4)i=12.3動力分配比計(jì)算根據(jù)沙爾夫公司某款單軌吊設(shè)備數(shù)據(jù)，以第一軌道為例，計(jì)算各個(gè)軌道在不同情況下的受力情況，找出最大撓度及位置，確定該型單軌吊驅(qū)動部動力分配比。已知該型號單軌吊最大滿載時(shí)G=354270N，驅(qū)動部10個(gè)，單根軌道長度l=3m，由于軌道角度誤差導(dǎo)致的力傳遞系數(shù)人=0.95，軌道之間最大偏角a=1。，當(dāng)起吊梁前后各布置五臺驅(qū)動部，則單個(gè)驅(qū)動部在上坡傾角『=20°的軌道上運(yùn)行需要克服的力為:Gsiny

Gsiny

"Wsina(5)軌道安裝時(shí)，各個(gè)軌道偏折方向不一定，多根連續(xù)軌道可能都向同一邊偏折，也可能左右交替偏折，同時(shí)第一軌道上驅(qū)動部數(shù)量也有兩種情況，據(jù)此，將第一軌道在垂直于腹板方向受力情況分成4種情況討論。將連續(xù)兩段軌道反向偏折，第一軌道上只有1臺驅(qū)動部定為工況1；將連續(xù)兩段軌道反向偏折，第一軌道上有2臺驅(qū)動部定為工況2；將連續(xù)兩段軌道同向偏折，第一軌道上只有1臺驅(qū)動部定為工況3；將連續(xù)兩段軌道同向偏折，第一軌道上有2臺驅(qū)動部定為工況4。2.3.1工況1工況1時(shí)連續(xù)兩段軌道反向偏折，第一軌道上只有1臺驅(qū)動部，軌道垂直于腹板方向力學(xué)模型如圖6所示，此時(shí)起吊梁處軌道對第一軌道在垂直于腹板方向的分力為0；第二軌道對第一軌道在垂直于腹板方向的分力約等于f，方向向下；驅(qū)動部對第一軌道在垂直于腹板方向的分力為5f，方向向上。圖6圖6工況1時(shí)軌道受力圖根據(jù)式(4)可知：i「與c成正相關(guān)，％ax=2.04m，S=250mm。將數(shù)據(jù)代入式(1)、(2),求得：n=3.68,e=-0.32,.=1' 。因此，此種工況下第一軌道應(yīng)力在安全許可范圍內(nèi)，最大撓度超出安全許可范圍。2.3.2工況2工況2時(shí)連續(xù)兩段軌道反向偏折，第一軌道上有2臺驅(qū)動部，軌道在垂直于腹板方向力學(xué)模型如圖7所示。此時(shí)起吊梁處軌道對第一軌道在垂直于腹板方向的分力為0；第二軌道對第一軌道在垂直于腹板方向的分力約等于2f，方向向下；第一臺驅(qū)動部對第一軌道在垂直于腹板方向的分力為5f，方向向上；第二臺驅(qū)動部對第一軌道在垂直于腹板方向的分力為3f，方向向下。圖7工況2時(shí)軌道受力圖根據(jù)式(4)可知^=1與d成負(fù)相關(guān)，dmin=0、b=2.04m。將數(shù)據(jù)代入式(3)、(4)，求得：n=4.08，e=4.08，；=1七 °。 。因此，此種工況下第一軌道應(yīng)力在安全許可范圍內(nèi)，最大撓度超出安全許可范圍。2.3.3工況3工況3時(shí)連續(xù)兩段軌道同向偏折，第一軌道上只有一臺驅(qū)動部，軌道在垂直于腹板方向力學(xué)模型如圖8所示。此時(shí)起吊梁處軌道對第一軌道在垂直于腹板方向的分力為0；第二軌道對第一軌道在垂直于腹板方向的分力約等于f,方向向上；驅(qū)動部對第一軌道在垂直于腹板方向的分力為5f,方向向上。s 5f c ef.\f― -''nf l圖8工況3時(shí)軌道受力圖將數(shù)據(jù)代入式⑴、（2），求得：n=3-48，e=-2.52，寸ya7.3608mmi=1 。因此，此種工況下第一軌道應(yīng)力在安全許可范圍內(nèi)，最大撓度超出安全許可范圍。2.3.4工況4工況4時(shí)連續(xù)兩段軌道同向偏折，第一軌道上有2臺驅(qū)動部，軌道在垂直于腹板方向力學(xué)模型如圖9所示。此時(shí)起吊梁處軌道對第一軌道在垂直于腹板方向的分力為0；第二軌道對第一軌道在垂直于腹板方向的分力約等于2f，方向向上；第一臺驅(qū)動部對第一軌道在垂直于腹板方向的分力為5f，方向向上；第二臺驅(qū)動部對第一軌道在垂直于腹板方向的分力為3f，方向向上。f- b 31礦d匚l二Ls圖9工況4時(shí)軌道受力圖將數(shù)據(jù)代入式（3）、（4），求得：n=3.08，e=-6.92，j「,J5mm。因此，此種工況下第一軌道應(yīng)力在安全許可范圍內(nèi)，最大撓度超出安全許可范圍。

由第一軌道四種工況分析可知，第一軌道最大應(yīng)力多出現(xiàn)在靠近起吊梁的驅(qū)動部所在位置，且都在安全許用范圍內(nèi)；最大撓度出現(xiàn)在軌道最右端，且均超出安全許用范圍，最危險(xiǎn)工況為連續(xù)兩段軌道反向偏折，第一軌道上有2臺驅(qū)動部時(shí)，此時(shí)第一軌道最大撓度超出安全許用范圍最大。根據(jù)第一軌道四種工況計(jì)算方式，分別求出第二、三、四軌道在垂直于腹板方向力學(xué)模型數(shù)據(jù)如表2所示，此處b、c取最大值，d取最小值。表1軌道在垂直于腹板方向受力數(shù)據(jù)表軌道次序偏折軌道次序偏折方向驅(qū)動部數(shù)量ab/mc/md/mehkns/m第一同向12332.042.040-2.52-6.92-1-2003.483.080.250.25軌道反向12332.042.040-0.324.0812003.684.080.250.25第二同向12222.042.0401.8364.56-2-3115.1645.440.250.25軌道反向12222.042.0401.1644.46423114.1644.4640.250.25第三同向12112.042.0401.4524.152-3-4225.5485.8480.250.25軌道反向12112.042.040-3.0484.84834225.0484.8480.250.25第四同向12-102.042.0403.3843.768-5-5436.6166.2320.250.25軌道反向12-102.042.0405.6165.23255435.6165.2320.250.25將表2數(shù)據(jù)分別帶入式(2)、(4)，計(jì)算出每種工況下的最大撓度。比較計(jì)算結(jié)果可知：軌道撓度最大時(shí)的工況為連續(xù)兩段軌道反向偏折，第一軌道上有2臺驅(qū)動部時(shí)。此時(shí)軌道最大應(yīng)力出現(xiàn)在驅(qū)動部所在位置，最大值5啞=2792MPa；最大撓度在第一軌道最右端，最大值為y=10.491mm將式(5)引入?yún)?shù)門，表示起吊梁下方驅(qū)動部動力占驅(qū)動部總動力的比值，此時(shí)單個(gè)驅(qū)動部所需驅(qū)動力在垂直于腹板方向的分力為：/ Gsiny.(6)f=門一3^sina(6)聯(lián)立式(1)、(2)、(6)計(jì)算出當(dāng)門=0.3時(shí)＞max=SOmm，此種工況下第一軌道最大應(yīng)力出現(xiàn)在960mm位置，也就是第一臺驅(qū)動部所在位置，最大值5max"15'7MPa；最大撓度在軌道最右端，y=6.0mm因此，此種工況下第一軌道應(yīng)力和撓度均在安全許可范圍內(nèi)。即起吊梁前方驅(qū)動部動力占總動力的70%，起吊梁下方驅(qū)動部動力占總動力的30%,此時(shí)軌道應(yīng)力及應(yīng)變都在軌道安全范圍之內(nèi)。3具體方案3.1方案一圖10方案一示意圖圖中1——軌道；2——驅(qū)動部；3——驅(qū)動部短拉桿；4——框型拉桿；5——驅(qū)動部長拉桿；6——承載小車；7——起吊梁。該方案通過增加單軌吊驅(qū)動部驅(qū)動力傳遞路徑的方式，減小了單個(gè)驅(qū)動部因軌道不平行對軌道產(chǎn)生的扭矩，增加了軌道的安全性。行車時(shí)驅(qū)動部的動力傳遞路徑有4條。第一條路徑：驅(qū)動部2.1—短拉桿3.1—驅(qū)動部2.2—短拉桿3.2一驅(qū)動部2.3一框型拉桿4.1—承載小車6.1一框型拉桿4.2一起吊梁7；第二條路徑：驅(qū)動部2.4—長拉桿5.1—驅(qū)動部2.5—短拉桿3.3一起吊梁7；第三條路徑：驅(qū)動部2.10一短拉桿3.6—驅(qū)動部2.9—短拉桿3.5一驅(qū)動部2.8一框型拉桿4.4—承載小車6.2一框型拉桿4.3一起吊梁7；第四條路徑：驅(qū)動部2.7—長拉桿5.2—驅(qū)動部2.6—短拉桿3.4—起吊梁7。3.2方案二采用比例多路閥（PSL）對動力進(jìn)行整體上的分配，即起吊梁前后均布置相同數(shù)量的驅(qū)動部，根據(jù)單軌吊總質(zhì)量、軌道坡度和軌道轉(zhuǎn)彎半徑等工況，通過PSL對每個(gè)驅(qū)動部的動力進(jìn)行分配。優(yōu)點(diǎn)缺點(diǎn)：可以用于有上下坡混合的巷道；對于巷道不同坡度軌道具有較強(qiáng)適應(yīng)性；動力再分配簡單；無極控制，動力分配更細(xì)致、靈活；提高液壓系統(tǒng)效率，減少發(fā)熱。但該方案需要更改液壓系統(tǒng)，短期內(nèi)實(shí)施難度大。3.3方案三采用驅(qū)動自適應(yīng)液壓系統(tǒng)，建立多驅(qū)動單元夾緊力及驅(qū)動速度的閉環(huán)控制模型，研究單軌吊機(jī)器人在上下坡及彎道轉(zhuǎn)彎過程中的多驅(qū)動單元分布式驅(qū)動方式和動力優(yōu)化配置，提出極端復(fù)雜工況下的多驅(qū)動單元高效協(xié)同驅(qū)動機(jī)制，實(shí)現(xiàn)驅(qū)動系統(tǒng)的自適應(yīng)控制，提高系統(tǒng)的驅(qū)動效率和負(fù)載能力；針對多單元拖掛式重載單軌吊輔助運(yùn)輸機(jī)器人的復(fù)雜動力學(xué)行為，建立分布式多驅(qū)動、制動單元的機(jī)電液一體化動力學(xué)模型，開展機(jī)器人系統(tǒng)整機(jī)動力學(xué)分析，提出基于多物理場的系統(tǒng)動力學(xué)優(yōu)化方法，確保重載機(jī)器人運(yùn)載過程的穩(wěn)定與安全性能。優(yōu)點(diǎn)：適用范圍廣，滿足不同工況需求，但該方案實(shí)施難度大，短期內(nèi)難以完成。3.4方案選取綜合考慮成本、時(shí)間及改造難度，目前采用方案一，以結(jié)構(gòu)改進(jìn)為主，以最小的成本和改動，開展技術(shù)改造。4.方案實(shí)施4.1結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)及計(jì)算方案一需要在原有單軌吊驅(qū)動部基礎(chǔ)上做出一部分改進(jìn)，修改部分包括：兩臺驅(qū)動部的車架部分，如圖12，將其中一邊與萬向節(jié)的連接部分向下拉長；起吊梁與驅(qū)動部連接部分，如圖13,在起吊梁兩端各設(shè)計(jì)兩個(gè)連接頭，分別與四組驅(qū)動部連接。增加增加部分包括:兩臺承載小車和框型拉桿，如圖14,圖15。這些改進(jìn)的形狀尺寸需要根據(jù)單軌吊整車尺寸、驅(qū)動部具體尺寸進(jìn)行設(shè)計(jì)。圖12驅(qū)動車架圖13起吊梁

圖15框型拉桿4.2增加結(jié)構(gòu)的輕量化設(shè)計(jì)首先，分析單軌吊軌道系統(tǒng)的工況和性能參數(shù)，確定單軌吊的極限工況，計(jì)算出在極限工況下驅(qū)動部所需的驅(qū)動力，根據(jù)力的傳遞性質(zhì)計(jì)算出每根拉桿所受到的應(yīng)力大小，類比原有單軌吊上拉桿、驅(qū)動部車架、起吊梁等尺寸，對長拉桿、短拉桿、框型拉桿、驅(qū)動部車架、起吊梁、承載小車進(jìn)行輕量化等再設(shè)計(jì)，并經(jīng)過SolidWorks對整機(jī)進(jìn)行干涉性檢查，以及通過ANSYS對各個(gè)關(guān)鍵部件進(jìn)行應(yīng)力、變形分析，實(shí)現(xiàn)本體結(jié)構(gòu)開展輕量化優(yōu)化設(shè)計(jì)，并驗(yàn)證其安全性。4.3導(dǎo)軌吊系統(tǒng)動力學(xué)分析首先，針對單軌吊整車開展動力學(xué)理論建模與分析，建立控制系統(tǒng)各環(huán)節(jié)的數(shù)學(xué)模型，使用MATLAB/Simulink工具搭建系統(tǒng)的傳遞函數(shù)框圖，并對其進(jìn)行理論分析簡化。輸出bode圖及階躍響應(yīng)曲線，選用PI調(diào)節(jié)器對系統(tǒng)進(jìn)行校正，對比分析驅(qū)動部控制系統(tǒng)的動態(tài)性能。借助ADAMS虛擬樣機(jī)軟件建立動力學(xué)仿真模型，研