Sammendrag: Rotasjonsstivheten til det fleksible hengslet med null stivhet er omtrent null, noe som overvinner den mangelen at vanlige fleksible hengsler krever drivmoment, og kan brukes på fleksible gripere og andre felt. Ved å ta de fleksible hengslene i indre og ytre ring under påvirkning av rent dreiemoment som delsystemet for positiv stivhet, kan forskningsmekanismen for negativ stivhet og matchende positiv og negativ stivhet konstruere fleksibelt hengsel med null stivhet. Foreslå en rotasjonsmekanisme for negativ stivhet——Vevfjærmekanisme, modellert og analysert dens negative stivhetsegenskaper; ved å matche positiv og negativ stivhet, analyserte påvirkningen av strukturelle parametere for veivfjærmekanismen på nullstivhetskvalitet; foreslått en lineær fjær med tilpassbar stivhet og størrelse——Diamantformet bladfjærstreng, stivhetsmodellen ble etablert og verifisering av finite element simulering ble utført; til slutt ble design, prosessering og testing av en kompakt null-stivhet fleksibel hengselprøve fullført. Testresultatene viste at: under påvirkning av rent dreiemoment,±18°I området for rotasjonsvinkler er rotasjonsstivheten til det fleksible hengslet med null stivhet 93 % lavere enn for de fleksible hengslene for indre og ytre ring i gjennomsnitt. Det konstruerte fleksible hengslet med nullstivhet har en kompakt struktur og høykvalitets nullstivhet; den foreslåtte rotasjonsmekanismen med negativ stivhet og den lineære Fjæren har stor referanseverdi for studiet av fleksibel mekanisme.
0 forord
Fleksibelt hengsel (lager)
[1-2]
Basert på den elastiske deformasjonen til den fleksible enheten for å overføre eller konvertere bevegelse, kraft og energi, har den blitt mye brukt i presisjonsposisjonering og andre felt. Sammenlignet med tradisjonelle stive lagre, er det et gjenopprettingsmoment når det fleksible hengselet roterer. Derfor må drivenheten gi utgående dreiemoment for å drive og beholde rotasjonen til det fleksible hengslet. Null stivhet fleksibelt hengsel
[3]
(Zero stiffness flexural pivot, ZSFP) er et fleksibelt roterende ledd hvis rotasjonsstivhet er omtrent null. Denne typen fleksible hengsler kan holde seg i hvilken som helst posisjon innenfor slagområdet, også kjent som statisk balansert fleksibelt hengsel
[4]
, brukes mest i felt som fleksible gripere.
Basert på det modulære designkonseptet til den fleksible mekanismen, kan hele det fleksible hengselsystemet med null stivhet deles inn i to undersystemer med positiv og negativ stivhet, og nullstivhetssystemet kan realiseres gjennom matching av positiv og negativ stivhet
[5]
. Blant dem er delsystemet med positiv stivhet vanligvis et fleksibelt hengsel med stort slag, for eksempel et fleksibelt hengsel med kryssrør
[6-7]
, generalisert tre-kryss reed fleksibelt hengsel
[8-9]
og indre og ytre ring fleksible hengsler
[10-11]
Osv. For tiden har forskningen på fleksible hengsler oppnådd mange resultater, derfor er nøkkelen til å designe fleksible hengsler med nullstivhet å matche passende negative stivhetsmoduler for fleksible hengsler[3].
Fleksible hengsler for indre og ytre ring (inner- og ytterring bøyende pivots, IORFP) har utmerkede egenskaper når det gjelder stivhet, presisjon og temperaturdrift. Den matchende negative stivhetsmodulen gir konstruksjonsmetoden til det fleksible hengslet med null stivhet, og fullfører til slutt design, prøvebehandling og testing av det fleksible hengslet med null stivhet.
1 veivfjærmekanisme
1.1 Definisjon av negativ stivhet
Den generelle definisjonen av stivhet K er endringshastigheten mellom belastningen F som bæres av det elastiske elementet og den tilsvarende deformasjonen dx
K= dF/dx (1)
Når belastningsøkningen til det elastiske elementet er motsatt av tegnet på den tilsvarende deformasjonsøkningen, er det negativ stivhet. Fysisk tilsvarer den negative stivheten den statiske ustabiliteten til det elastiske elementet
[12]
.Negative stivhetsmekanismer spiller en viktig rolle innen fleksibel statisk balanse. Vanligvis har negative stivhetsmekanismer følgende egenskaper.
(1) Mekanismen reserverer en viss mengde energi eller gjennomgår en viss deformasjon.
(2) Mekanismen er i en kritisk ustabilitetstilstand.
(3) Når mekanismen er lett forstyrret og forlater likevektsposisjonen, kan den frigjøre en større kraft, som er i samme retning som bevegelsen.
1.2 Konstruksjonsprinsipp for fleksibelt hengsel med null stivhet
Det fleksible hengslet med nullstivhet kan konstrueres ved å bruke positiv og negativ stivhetstilpasning, og prinsippet er vist i figur 2.
(1) Under påvirkning av rent dreiemoment har de indre og ytre fleksible hengslene et tilnærmet lineært dreiemoment-rotasjonsvinkelforhold, som vist i figur 2a. Spesielt når skjæringspunktet er plassert ved 12,73 % av reed-lengden, er forholdet mellom dreiemoment og rotasjonsvinkel lineært
[11]
, på dette tidspunktet er gjenopprettingsmomentet Mpivot (med klokken) til det fleksible hengslet relatert til lagerrotasjonsvinkelenθ(mot klokken) forholdet er
Mpivot=(8EI/L)θ (2)
I formelen er E elastisitetsmodulen til materialet, L er lengden på sivet, og I er treghetsmomentet til seksjonen.
(2) I henhold til rotasjonsstivhetsmodellen til de indre og ytre fleksible hengslene, er den negative stivhetsrotasjonsmekanismen tilpasset, og dens negative stivhetsegenskaper er vist i figur 2b.
(3) Med tanke på ustabiliteten til den negative stivhetsmekanismen
[12]
, bør stivheten til det fleksible hengslet med null stivhet være tilnærmet null og større enn null, som vist i figur 2c.
1.3 Definisjon av veivfjærmekanisme
I henhold til litteraturen [4] kan et fleksibelt hengsel med null stivhet konstrueres ved å innføre en forhåndsdeformert fjær mellom det bevegelige stive legemet og det faste stive legemet til det fleksible hengselet. For det indre og ytre fleksible hengsel vist i fig. 1, er en fjær innført mellom den indre ringen og den ytre ringen, dvs. en fjær-sveivmekanisme (SCM) er innført. Med henvisning til sveivglidemekanismen vist i figur 3, er de relaterte parameterne til veivfjærmekanismen vist i figur 4. Veiv-fjærmekanismen er sammensatt av en sveiv og en fjær (sett stivhet som k). startvinkelen er den inkluderte vinkelen mellom sveiven AB og basen AC når fjæren ikke er deformert. R representerer veivlengden, l representerer grunnlengden, og definerer veivlengdeforholdet som forholdet mellom r og l, dvs. = r/l (0<<1).
Konstruksjonen av veivfjærmekanismen krever bestemmelse av 4 parametere: basislengden l, sveivlengdeforholdet, startvinkelen og fjærstivheten K.
Deformasjonen av veivfjærmekanismen under kraft er vist i figur 5a, i øyeblikket M
γ
Under handlingen beveger sveiven seg fra startposisjonen AB
Beta
snu til AB
γ
, under rotasjonsprosessen, den inkluderte vinkelen til sveiven i forhold til den horisontale posisjonen
γ
kalt sveivvinkelen.
Kvalitativ analyse viser at sveiven roterer fra AB (utgangsposisjon, M & gamma; Null) til AB0 (“dødpunkt”plassering, M
γ
er null), har sveivfjærmekanismen en deformasjon med negative stivhetsegenskaper.
1.4 Forholdet mellom dreiemoment og rotasjonsvinkel til veivfjærmekanismen
I fig. 5, dreiemomentet M & gamma; med klokken er positiv, sveivvinkelen & gamma; mot klokken er positiv, og momentbelastningen M modelleres og analyseres nedenfor.
γ
med sveivvinkel
γ
Forholdet mellom modelleringsprosessen er dimensjonert.
Som vist i figur 5b, dreiemomentbalansen for sveiv AB & gamma er oppført.
I formelen, F & gamma; er fjærens gjenopprettingskraft, d & gamma; er F & gamma; til punkt A. Anta at forskyvnings-last-forholdet til fjæren er
I formelen er K fjærstivheten (ikke nødvendigvis en konstant verdi),δ
xγ
er mengden av fjærdeformasjon (forkortet til positiv),δ
xγ
=|B
Beta
C| – |B
γ
C|.
Samtidig type (3)(5), moment M
γ
med hjørne
γ
Forholdet er
1.5 Analyse av de negative stivhetsegenskapene til sveivfjærmekanismen
For å lette analysen av de negative stivhetsegenskapene til veivfjærmekanismen (moment M
γ
med hjørne
γ
forhold), kan det antas at fjæren har en lineær positiv stivhet, så kan formel (4) omskrives som
I formelen er Kconst en konstant større enn null. Etter at størrelsen på det fleksible hengselet er bestemt, bestemmes også lengden l på basen. Derfor, forutsatt at l er en konstant, kan formel (6) skrives om som
hvor Kconstl2 er en konstant større enn null, og momentkoeffisienten m & gamma; har en dimensjon på én. De negative stivhetsegenskapene til veivfjærmekanismen kan oppnås ved å analysere forholdet mellom momentkoeffisienten m & gamma; og rotasjonsvinkelen & gamma.
Fra ligning (9) viser figur 6 startvinkelen =π forholdet mellom m & gamma; og veivlengdeforhold og rotasjonsvinkel & gamma;, & isin;[0.1, 0.9],& gamma;& isin;[0, π]. Figur 7 viser forholdet mellom m & gamma; og rotasjonsvinkel & gamma; for = 0,2 og forskjellig . Figur 8 viser =π Når, under forskjellige , forholdet mellom m & gamma; og vinkel & gamma.
I henhold til definisjonen av veivfjærmekanisme (avsnitt 1.3) og formel (9), når k og l er konstante, m & gamma; Kun relatert til vinkel & gamma;, veivlengdeforhold og veivstartvinkel .
(1) Hvis og bare hvis & gamma; er lik 0 ellerπ eller ,m & gamma; er lik null; & gamma; & isin;[0, ],m & gamma; er større enn null; & gamma; & er i;[π],m & gamma; mindre enn null. & isin;[0, ],m & gamma; er større enn null; & gamma;& er i;[π],m & gamma; mindre enn null.
(2) & gamma; Når [0, ], rotasjonsvinkelen & gamma; øker, m & gamma; øker fra null til vendepunktsvinkelen & gamma;0 tar maksimalverdien m & gamma;max, og avtar deretter gradvis.
(3) Det negative stivhetsområdet til veivfjærmekanismen: & gamma;& isin;[0, & gamma;0], på dette tidspunktet & gamma; øker (mot klokken), og dreiemomentet M & gamma; øker (med klokken). Infleksjonspunktvinkelen & gamma;0 er den maksimale rotasjonsvinkelen til den negative stivheten som er karakteristisk for sveivfjærmekanismen og & gamma;0 & isin;[0, ];m & gamma;max er den maksimale negative momentkoeffisienten. Gitt og , gir utledningen av ligning (9). & gamma;0
(4) jo større startvinkelen er, & gamma; jo større 0, m
γmaks
større.
(5) jo større lengdeforholdet er, & gamma; jo mindre 0, m
γmaks
større.
Spesielt =πDe negative stivhetsegenskapene til veivfjærmekanismen er de beste (det negative stivhetsvinkelområdet er stort, og dreiemomentet som kan gis er stort). =πSamtidig, under forskjellige forhold, maksimal rotasjonsvinkel & gamma av den negative stivheten som er karakteristisk for veivfjærmekanismen; 0 og den maksimale negative dreiemomentkoeffisienten m & gamma; Max er oppført i tabell 1.
Tabell 1 Startvinkelen erπ Den maksimale negative stivhetsvinkelen & gamma;0 og den maksimale momentkoeffisienten m under forskjellige veivlengdeforhold
γmaks
parameter
verdi
sveivlengdeforhold
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
Maksimal dreievinkel & gamma;
0
/rad
0.98
0.91
0.84
0.76
0.68
Maksimal momentkoeffisient m
γmaks
0.013
0.055
0.13
0.23
0.37
2 Konstruksjon av null-stivhet fleksibelt hengsel
Tilpasningen av positiv og negativ stivhet til 2.1 er vist i figur 9, n(n 2) grupper av parallelle veivfjærmekanismer er jevnt fordelt rundt omkretsen, og danner en negativ stivhetsmekanisme tilpasset de indre og ytre ringens fleksible hengsler.
Konstruer et fleksibelt hengsel med null stivhet ved å bruke de fleksible hengslene i indre og ytre ring som delsystemet for positiv stivhet. For å oppnå null stivhet, match den positive og negative stivheten
samtidig (2), (3), (6), (11) og & gamma;=θ, lasten F & gamma av våren kan oppnås; og forskyvningδForholdet til x & gamma; er
I henhold til avsnitt 1.5, det negative stivhetsvinkelområdet til veivfjærmekanismen: & gamma;& isin;[0, & gamma;0] og & gamma;0 & isin;[0, ], skal slaglengden til det fleksible hengslet med null stivhet være mindre enn & gamma;0, dvs. fjæren er alltid i en deformert tilstand (δxγ≠0). Rotasjonsområdet til den indre og ytre ringens fleksible hengsler er±0,35 rad(±20°), forenkle de trigonometriske funksjonene sin & gamma; og cos & gamma; følgende
Etter forenkling, last-forskyvningsforholdet til fjæren
2.2 Feilanalyse av positiv og negativ stivhetstilpasningsmodell
Vurder feilen forårsaket av den forenklede behandlingen av ligning (13). I henhold til de faktiske behandlingsparametrene for fleksibelt hengsel med null stivhet (avsnitt 4.2): n = 3,l = 40mm, =π, = 0,2, E = 73 GPa; Dimensjonene til den indre og ytre ringens fleksible hengselrør L = 46 mm, T = 0,3 mm, B = 9,4 mm; Sammenligningsformlene (12) og (14) forenkler lastforskyvningsforholdet og den relative feilen til de fremre og bakre fjærene som vist i henholdsvis fig. 10a og 10b.
Som vist i figur 10, & gamma; er mindre enn 0,35 rad (20°), den relative feilen forårsaket av den forenklede behandlingen til last-forskyvningskurven overstiger ikke 2,0 %, og formelen
Den forenklede behandlingen av (13) kan brukes til å konstruere fleksible hengsler med null stivhet.
2.3 Fjærens stivhetsegenskaper
Forutsatt at fjærens stivhet er K, den samtidige (3), (6), (14)
I henhold til de faktiske behandlingsparametrene for fleksibelt hengsel med null stivhet (avsnitt 4.2), endringskurven for fjærstivhet K med vinkel & gamma; er vist i figur 11. Spesielt når & gamma;= 0, K tar minimumsverdien.
For å gjøre design og bearbeiding lettere, bruker fjæren en lineær positiv stivhetsfjær, og stivheten er Kconst. I hele slaget, hvis den totale stivheten til det fleksible hengslet med null stivhet er større enn eller lik null, bør Kconst ta minimumsverdien av K
Ligning (16) er stivhetsverdien til den lineære positive stivhetsfjæren når det fleksible hengselet med null stivhet konstrueres. 2.4 Analyse av nullstivhetskvalitet Last-forskyvningsforholdet til det konstruerte fleksible hengslet med nullstivhet er
Samtidig formel (2), (8), (16) kan oppnås
For å evaluere kvaliteten på null stivhet, er reduksjonsområdet for fleksibel hengselstivhet før og etter tilsetning av den negative stivhetsmodulen definert som nullstivhetskvalitetskoeffisientenηη Jo nærmere 100 %, jo høyere er kvaliteten på null stivhet. Figur 12 er 1-η Sammenheng med veivlengdeforhold og startvinkel η Den er uavhengig av antallet n av parallelle veivfjærmekanismer og lengden l på basen, men bare relatert til veivlengdeforholdet , rotasjonsvinkelen & gamma; og startvinkelen.
(1) Startvinkelen øker og nullstivhetskvaliteten forbedres.
(2) Lengdeforholdet øker og nullstivhetskvaliteten reduseres.
(3) Vinkel & gamma; øker, null stivhetskvalitet reduseres.
For å forbedre nullstivhetskvaliteten til det fleksible hengslet med nullstivhet, bør startvinkelen ha en større verdi; veivlengdeforholdet bør være så lite som mulig. Samtidig, ifølge analyseresultatene i avsnitt 1.5, hvis den er for liten, vil veivfjærmekanismens evne til å gi negativ stivhet være svak. For å forbedre nullstivhetskvaliteten til det fleksible hengslet med nullstivhet, er startvinkelen =π, sveiv lengdeforhold = 0,2, det vil si den faktiske prosesseringsparametrene i avsnitt 4.2 null stivhet fleksibelt hengsel.
I henhold til de faktiske behandlingsparametrene til det fleksible hengslet med null stivhet (avsnitt 4.2), er forholdet mellom dreiemomentvinkelforholdet mellom de fleksible hengslene i indre og ytre ring og det fleksible hengslet med nullstivhet vist i figur 13; reduksjonen i stivhet er null-stivhetskvalitetskoeffisientenηForholdet til hjørnet & gamma; er vist i figur 14. Ved figur 14: I 0,35 rad (20°) rotasjonsområde, stivheten til det fleksible hengslet med null stivhet reduseres med gjennomsnittlig 97 %; 0,26 rad(15°) hjørner, reduseres den med 95 %.
3 Design av lineær positiv stivhetsfjær
Konstruksjonen av fleksibelt hengsel med null stivhet er vanligvis etter at størrelsen og stivheten til det fleksible hengslet er bestemt, og deretter reverseres stivheten til fjæren i veivfjærmekanismen, slik at fjærens stivhet og størrelseskrav er relativt strenge. I tillegg er startvinkelen =π, fra figur 5a, under rotasjonen av det fleksible hengslet med null stivhet, er fjæren alltid i en komprimert tilstand, dvs.“Kompresjonsfjær”.
Stivheten og størrelsen på tradisjonelle trykkfjærer er vanskelig å tilpasse nøyaktig, og en styremekanisme er ofte nødvendig i applikasjoner. Derfor foreslås en fjær hvis stivhet og størrelse kan tilpasses——Diamantformet bladfjærsnor. Den diamantformede bladfjærstrengen (Figur 15) er sammensatt av flere diamantformede bladfjærer koblet i serie. Den har egenskapene til fri strukturell design og høy grad av tilpasning. Dens prosesseringsteknologi er konsistent med fleksible hengsler, og begge behandles ved presisjonstrådskjæring.
3.1 Last-forskyvningsmodell av diamantformet bladfjærstreng
På grunn av symmetrien til den rombiske bladfjæren, trenger bare én bladfjær å bli utsatt for spenningsanalyse, som vist i figur 16. α er vinkelen mellom reed og horisontal, lengden, bredden og tykkelsen på reeden er henholdsvis Ld, Wd, Td, f er den dimensjonalt enhetlige belastningen på rombebladfjæren,δy er deformasjonen av rombisk bladfjær i y-retningen, kraft fy og moment m er ekvivalente laster på enden av en enkelt reed, fv og fw er komponentkrefter til fy i wov-koordinatsystemet.
I henhold til stråledeformasjonsteorien til AWTAR[13], den dimensjonalt enhetlige last-forskyvningsforholdet til enkelt reed
På grunn av begrensningsforholdet til den stive kroppen på reed, er endevinkelen til reed før og etter deformasjon null, dvs.θ = 0. Samtidig (20)(22)
Ligning (23) er last-forskyvning dimensjonal enhetsmodell av rombisk bladfjær. n2 rombiske bladfjærer er koblet i serie, og dens last-forskyvningsmodell er
Fra formel (24), nårαNår d er liten, er stivheten til den diamantformede bladfjærstrengen tilnærmet lineær under typiske dimensjoner og typiske belastninger.
3.2 Finite element simulering verifisering av modellen
Den endelige element-simuleringsverifiseringen av last-forskyvningsmodellen til den diamantformede bladfjæren utføres. Ved å bruke ANSYS Mechanical APDL 15.0 er simuleringsparametrene vist i tabell 2, og et trykk på 8 N påføres den diamantformede bladfjæren.
Tabell 2 Simuleringsparametere for finite element for rombisk bladfjærstreng
parameter
verdi
Materiale
AL7075-T6
Sivlengde L
Av
/mm
18
Sivbredde W
Av
/mm
10
Sivtykkelse T
Av
/mm
0.25
siv helningsvinkelα/°
10/20/30/40
Elastisk modul E/GPa
73
Sammenligningen mellom modellresultatene og simuleringsresultatene av rombebladfjærens last-forskyvningsforhold er vist i fig. 17 (dimensjonalisering). For fire rombebladfjærer med forskjellige helningsvinkler overstiger ikke den relative feilen mellom modellen og simuleringsresultatene for finite element 1,5 %. Gyldigheten og nøyaktigheten til modellen (24) er verifisert.
4 Design og test av fleksibelt hengsel med null stivhet
4.1 Parameterdesign av fleksibelt hengsel med null stivhet
For å designe et fleksibelt hengsel med null stivhet, bør designparametrene til det fleksible hengslet først bestemmes i henhold til servicebetingelsene, og deretter skal de relevante parameterne til veivfjærmekanismen beregnes omvendt.
4.1.1 Fleksible hengselparametere
Skjæringspunktet for den indre og ytre ringens fleksible hengsler er plassert på 12,73 % av reed-lengden, og parameterne er vist i tabell 3. Sett inn i ligning (2), er dreiemoment-rotasjonsvinkelforholdet til de indre og ytre ringens fleksible hengsler
Tabell 3 Strukturelle parametere og materialegenskaper for indre og ytre fleksible hengsler
parameter
verdi
Materiale
AL7075-T6
Sivlengde L/mm
46
Sivbredde W/mm
9.4
Sivtykkelse T/mm
0.30
Elastisk modul E/GPa
73
4.1.2 Negative parametere for stivhetsmekanisme
Som vist i fig. 18, og tar antallet n av veivfjærmekanismer parallelt som 3, lengden l = 40 mm bestemmes av størrelsen på det fleksible hengselet. i henhold til konklusjonen i avsnitt 2.4, startvinkelen =π, veivlengdeforhold = 0,2. I følge ligning (16) er fjærens stivhet (dvs. diamantbladfjærstreng) er Kconst = 558,81 N/m (26)
4.1.3 Parametere for diamantbladfjærstreng
ved l = 40 mm, =π, = 0,2, den opprinnelige lengden på fjæren er 48 mm, og maksimal deformasjon (& gamma;= 0) er 16 mm. På grunn av strukturelle begrensninger er det vanskelig for en enkelt rombebladfjær å produsere en så stor deformasjon. Ved å bruke fire rombebladfjærer i serie (n2 = 4), er stivheten til en enkelt rombebladfjær
Kd=4Kconst=2235,2 N/m (27)
I henhold til størrelsen på den negative stivhetsmekanismen (Figur 18), gitt reedlengden, bredden og reedhellingsvinkelen til den diamantformede bladfjæren, kan reeden utledes fra formel (23) og stivhetsformel (27) til den diamantformede bladfjæren Tykkelse. De strukturelle parametrene til rombebladfjærer er oppført i tabell 4.
flate4
Oppsummert er parametrene for det fleksible hengslet med nullstivhet basert på veivfjærmekanismen alle blitt bestemt, som vist i tabell 3 og tabell 4.
4.2 Design og prosessering av null-stivhet fleksible hengselprøve. Se litteratur [8] for prosesserings- og testmetode for det fleksible hengselet. Det fleksible hengslet med null stivhet er sammensatt av en negativ stivhetsmekanisme og et fleksibelt hengsel med indre og ytre ring parallelt. Den strukturelle utformingen er vist i figur 19.
Både den indre og ytre ringens fleksible hengsler og diamantformede bladfjærstrenger behandles av presisjonsmaskiner for trådskjæring. De indre og ytre fleksible hengslene er bearbeidet og satt sammen i lag. Figur 20 er det fysiske bildet av tre sett med diamantformede bladfjærstrenger, og figur 21 er den sammensatte null-stivheten Det fysiske bildet av den fleksible hengselprøven.
4.3 Testplattformen for rotasjonsstivhet til det fleksible hengslet med nullstivhet Med henvisning til testmetoden for rotasjonsstivhet i [8], er testplattformen for rotasjonsstivhet til det fleksible hengslet med nullstivhet bygget, som vist i figur 22.
4.4 Eksperimentell databehandling og feilanalyse
Rotasjonsstivheten til de fleksible indre og ytre hengslene og de fleksible hengslene med nullstivhet ble testet på testplattformen, og testresultatene er vist i figur 23. Beregn og tegn null-stivhetskvalitetskurven til det fleksible hengslet med nullstivhet i henhold til formel (19), som vist i fig. 24.
Testresultatene viser at rotasjonsstivheten til det fleksible hengslet med nullstivhet er nær null. Sammenlignet med de indre og ytre fleksible hengslene, er det fleksible hengslet med null stivhet±0,31 rad(18°) stivhet ble redusert med et gjennomsnitt på 93 %; 0,26 rad (15°), reduseres stivheten med 90 %.
Som vist i figur 23 og 24 er det fortsatt et visst gap mellom testresultatene av nullstivhetskvaliteten og de teoretiske modellresultatene (den relative feilen er mindre enn 15%), og hovedårsakene til feilen er som følger.
(1) Modellfeilen forårsaket av forenklingen av trigonometriske funksjoner.
(2) Friksjon. Det er friksjon mellom diamantbladfjærstrengen og monteringsakselen.
(3) Behandlingsfeil. Det er feil i faktisk størrelse på sivet osv.
(4) Monteringsfeil. Gapet mellom installasjonshullet til den diamantformede bladfjærstrengen og akselen, installasjonsgapet til testplattformenheten, etc.
4.5 Ytelsessammenligning med et typisk fleksibelt hengsel med null stivhet I litteraturen [4] ble et fleksibelt hengsel ZSFP_CAFP med null stivhet konstruert ved bruk av en bøyestiv dreietapp (CAFP), som vist i figur 25.
Sammenligning av det fleksible hengslet med null stivhet ZSFP_IORFP (fig. 21) og ZSFP_CAFP (fig. 25) konstruert ved hjelp av indre og ytre fleksible hengsler
(1) ZSFP_IORFP, strukturen er mer kompakt.
(2) Hjørneområdet til ZSFP_IORFP er lite. Hjørneområdet er begrenset av hjørneområdet til selve det fleksible hengslet; hjørneområdet til ZSFP_CAFP80°, ZSFP_IORFP hjørneområde40°.
(3) ±18°I utvalget av hjørner har ZSFP_IORFP høyere kvalitet med null stivhet. Den gjennomsnittlige stivheten til ZSFP_CAFP er redusert med 87 %, og den gjennomsnittlige stivheten til ZSFP_IORFP er redusert med 93 %.
5 konklusjon
Ved å ta det fleksible hengslet til de indre og ytre ringene under rent dreiemoment som delsystemet med positiv stivhet, er følgende arbeid utført for å konstruere et fleksibelt hengsel med null stivhet.
(1) Foreslå en rotasjonsmekanisme for negativ stivhet——For veivfjærmekanismen ble det etablert en modell (formel (6)) for å analysere påvirkningen av strukturelle parametere på dens negative stivhetsegenskaper, og området for dens negative stivhetsegenskaper ble gitt (tabell 1).
(2) Ved å matche de positive og negative stivhetene oppnås stivhetsegenskapene til fjæren i veivfjærmekanismen (ligning (16)), og modellen (ligning (19)) etableres for å analysere effekten av de strukturelle parameterne av veivfjærmekanismen på null stivhet kvaliteten på det fleksible hengslet med null stivhet. Påvirkning, teoretisk, innenfor det tilgjengelige slaget til det fleksible hengslet til de indre og ytre ringene (±20°), kan den gjennomsnittlige reduksjonen i stivhet nå 97%.
(3) Foreslå en tilpassbar stivhet“vår”——En diamantformet bladfjærstreng ble etablert for å etablere stivhetsmodellen (ligning (23)) og verifisert med endelig elementmetode.
(4) Fullførte design, prosessering og testing av en kompakt fleksibel hengselprøve med nullstivhet. Testresultatene viser at: under påvirkning av rent dreiemoment,36°I området for rotasjonsvinkler, sammenlignet med de indre og ytre fleksible hengslene, reduseres stivheten til det fleksible hengslet med null stivhet med 93 % i gjennomsnitt.
Det konstruerte fleksible hengslet med null stivhet er bare under påvirkning av rent dreiemoment, som kan realisere“null stivhet”, uten å vurdere tilfellet med å bære komplekse belastningsforhold. Derfor er konstruksjonen av fleksible hengsler med null stivhet under komplekse belastningsforhold fokus for videre forskning. I tillegg er å redusere friksjonen som eksisterer under bevegelsen av null-stivhet fleksible hengsler en viktig optimaliseringsretning for null-stivhet fleksible hengsler.
referanser
[1] HOWELL L L. Overensstemmende mekanismer[M]. New York: John Wiley&Sons, Inc., 2001.
[2] Yu Jingjun, Pei Xu, Bi Shusheng, etc. Forskningsfremgang på designmetoder for fleksibel hengselmekanisme[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2010, 46(13):2-13. Y u jin champion, PEI X U, BIS call, ETA up. State-of-arts av designmetode for bøyemekanismer[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2010, 46(13):2-13.
[3] MORSCH F M, Herder J L. Design av en generisk nullstivhet-kompatibel skjøt[C]// ASME International Design Engineering Conferences. 2010:427-435.
[4] MERRIAM E G, Howell L L. Ikke-dimensjonal tilnærming for statisk balansering av rotasjonsbøyninger[J]. Mekanisme & Machine Theory, 2015, 84(84):90-98.
[5] HOETMER K, Woo G, Kim C, et al. Negativ stivhet byggesteiner for statisk balanserte kompatible mekanismer: design og testing[J]. Journal of Mechanisms & Robotics, 2010, 2(4):041007.
[6] JENSEN B D, Howell L L. Modellering av bøyelige svingtapper på tvers av akser[J]. Mekanisme og maskinteori, 2002, 37(5):461-476.
[7] WITTRICK W H. Egenskapene til kryssede bøyningstapper og påvirkningen av punktet der stripene krysser[J]. The Aeronautical Quarterly, 1951, II: 272-292.
[8] l IU l, BIS, yang Q, ETA. Design og eksperiment av generaliserte trippel-kryssfjær bøyetapper brukt på ultrapresisjonsinstrumentene[J]. Review of Scientific Instruments, 2014, 85(10): 105102.
[9] Yang Qizi, Liu Lang, Bi Shusheng, etc. Forskning på rotasjonsstivhetskarakteristikker for generaliserte tre-kryss fleksible hengsler[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2015, 51(13): 189-195.
yang Q I word, l IU Lang, BIS stemme, ETA. Rotasjonsstivhet Karakterisering av generaliserte trippel-kryssfjær bøyningspivoter[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2015, 51(13):189-195.
[10] l IU l, Zhao H, BIS, ETA. Forskning i ytelsessammenligning av topologistrukturen til bøyningspivoter på tvers av fjærer[C]// ASME 2014 International Design Engineering Technical Conferences og Computers and Information in Engineering Conference, august 17–20, 2014, Buffalo, New York, USA. ASME, 2014 : V05AT08A025.
[11] l IU l, BIS, yang Q. Stivhet egenskaper av indre–ytre bøyningstapper påført ultrapresisjonsinstrumentene[J]. ARKIV Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part C Journal of Mechanical Engineering Science 1989-1996 (bind 203-210), 2017:095440621772172.
[12] SANCHEZ J A G. Kriterier for statisk balansering av samsvarende mekanismer[C]// ASME 2010 International Design Engineering Technical Conferences og Computers and Information in Engineering Conference, august 15–18, 2010, Montreal, Quebec, Canada. ASME, 2010:465-473.
[13] AWTAR S, Sen S. En generalisert begrensningsmodell for todimensjonale bjelkebøyninger: Ikke-lineær tøyningsenergiformulering[J]. Journal of Mechanical Design, 2010, 132: 81009.
Om forfatteren: Bi Shusheng (korresponderende forfatter), mann, født i 1966, lege, professor, doktorgradsveileder. Hans hovedforskningsretning er fullt fleksibel mekanisme og bionisk robot.
AOSITE Hardware fokuserer på prinsippet om "kontinuerlig forbedring av produktkvalitet" og driver aktivt R&D forskning før produksjon.
Med den raske utviklingen og den kontinuerlige forbedringen av vår produktlinje, utvider AOSITE Hardware også det internasjonale markedet og tiltrekker seg oppmerksomheten til mange utenlandske kunder. Vi har vært oppmerksomme på å produsere de beste og yte den mest profesjonelle servicen.
Hingsel
er laget av flere ingredienser som er bra for huden din, uten krydder og kjemikalier. Det er et pålitelig produkt for alle hudtyper.
AOSITE Hardware er dedikert til teknisk innovasjon, fleksibel administrasjon og oppgradering av prosessutstyr for å forbedre produksjonseffektiviteten.
Innledende R&D-nivå: Vårt bransjeledende R&D-nivå er oppnådd gjennom kontinuerlig forskning og teknologisk utvikling, samt ved å slippe løs kreativiteten til våre designere.
AOSITE Hardwares kvalitetshengsler er både praktiske og merkbare. De er kombinasjonen av kreativ designtenkning og fin teknikk.AOSITE Hardware ble etablert i . Vi har utforsket markedet i årevis og fulgt den innovasjonsorienterte utviklingen. Vi aksepterer ikke varer for retur med mindre de er defekte, i så fall vil de bli erstattet, avhengig av tilgjengelighet, eller refundert etter kjøpers skjønn.
Velkommen til den ultimate guiden for {blog_title}! Hvis du ønsker å dykke dypt inn i verden av {topic}, har du kommet til rett sted. Enten du er en erfaren proff eller bare har begynt, vil dette blogginnlegget gi deg alle tipsene, triksene og informasjonen du trenger for å lykkes med {topic}. Så ta en kopp kaffe, len deg tilbake og gjør deg klar til å bli en ekspert på {topic}!
Endre marked og språk
