足式機器人行星減速器的設(shè)計

足式機器人行星減速器的設(shè)計

0電機的動力學(xué)性能近年來，基于良好的運動性能和較強的環(huán)境適應(yīng)性，行走和跟蹤方案的優(yōu)勢，足式機器人在機器人領(lǐng)域受到研究人員的青睞。關(guān)節(jié)電機是足式機器人結(jié)構(gòu)中的重要組成部分，電機的動力學(xué)性能直接關(guān)乎機器人的運動穩(wěn)定性很多學(xué)者對行星齒輪傳動性能做過研究。2013年，余波等上述研究均是針對電機外置行星減速器展開，而對于外轉(zhuǎn)子無刷直流電機內(nèi)置行星減速器的動力學(xué)仿真研究尚未見文獻報道。本文中以某足式機器人關(guān)節(jié)電機為研究對象，建立其剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)仿真模型，旨在揭示電機啟動過程中行星架、行星齒輪轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律及電機的瞬時傳動比與加速時間、慣性載荷的關(guān)系，為后期關(guān)節(jié)電機結(jié)構(gòu)優(yōu)化和選型設(shè)計提供參考。1齒輪及內(nèi)齒圈結(jié)構(gòu)分析在SolidWorks中建立電機的三維模型，電機結(jié)構(gòu)爆炸圖如圖1所示。其中，序號1、序號13、序號14為電機外殼，序號2、序號3、序號9、序號12為軸承，序號4、序號7為行星架組件，序號5為太陽輪組件，序號6為行星齒輪組件，序號8為內(nèi)齒圈，序號10為定子組件，序號11為轉(zhuǎn)子組件。建模時組件進行了簡化：忽略電機驅(qū)動電路板及其走線對結(jié)構(gòu)的影響；不考慮軸承實際結(jié)構(gòu)，僅用圓環(huán)實體代替；忽略電機外殼螺釘螺母對結(jié)構(gòu)的影響；不考慮零件實際運行過程中的熱變形。行星減速器設(shè)計傳動比為6∶1，太陽輪、行星齒輪、內(nèi)齒圈材料均為20CrMnTi，彈性模量為206GPa，泊松比為0.29，均為漸開線直齒圓柱齒輪，齒輪參數(shù)如表1所示。電機外殼、齒輪軸、行星架等零件材料為7075鋁合金，彈性模量為71GPa，泊松比為0.33。圖2所示為行星輪系傳動示意圖。2模擬模型2.1接觸力的參數(shù)計算方法在SolidWorks中建立關(guān)節(jié)電機零件裝配體，另存為Parasolid格式的模型文件；在Adams中導(dǎo)入此文件，按照電機零件實際材料修改Adams模型材料屬性。根據(jù)減速器傳動原理，給各零件定義運動副約束，如表2所示。當(dāng)兩個零件表面發(fā)生接觸時，會在接觸位置產(chǎn)生接觸力（如齒輪嚙合）Adams中定義接觸的方式有補償法與沖擊函數(shù)法以Impact函數(shù)計算的接觸力由兩部分組成，即：兩構(gòu)件相互嵌入產(chǎn)生的彈性力和由于兩構(gòu)件相對速度產(chǎn)生的阻尼力式中，F(xiàn)為法向接觸力，N;K為接觸剛度，N/mm;x為嵌入深度，mm;e為接觸力指數(shù)；C為阻尼系數(shù)，（N?s/mm）。各參數(shù)的計算方法如下：(1）接觸剛度取決于接觸構(gòu)件的材料和形狀式中，R(2）嵌入深度x指阻尼達到最大時的嵌入量，一般取值為0.1mm。(3）接觸力指數(shù)e用于計算法向接觸力時剛度的貢獻因子。對于金屬材料，一般取值1.3～1.5。本文中各構(gòu)件均為金屬材料，取接觸力指數(shù)為1.5。(4）阻尼系數(shù)C反映材料的阻尼特性，通常取值為接觸剛度值的0.1%～1%。通過式（2）可以計算得到各齒輪零件之間的接觸剛度。其余零件之間的接觸剛度、阻尼系數(shù)等參數(shù)，根據(jù)零件材料屬性采用Adams推薦材料之間的接觸參數(shù)，表3所示為具體數(shù)值。2.2基于轉(zhuǎn)速的adams建模在Adams虛擬樣機模型中，在轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動副上添加速度驅(qū)動，在電機輸出端施加3kg的慣性質(zhì)量。圖3所示為轉(zhuǎn)子利用STEP函數(shù)定義的輸入端角速度曲線。轉(zhuǎn)速在0.04s內(nèi)從0增加到12960（°）/s(2160r/min),0.04s后轉(zhuǎn)子角速度恒定為12960（°）/s。建立完成的Adams虛擬樣機模型如圖4所示。為了清晰地顯示已經(jīng)隱藏的部分零件，實際仿真包括圖1中全部零件。2.3模型建立與模型生成伺服電機行星減速器屬于精密機械傳動機構(gòu)，其傳動精度與關(guān)鍵零件的變形密切相關(guān)，因此，有必要將相關(guān)零件進行柔性化處理。分析該行星減速器結(jié)構(gòu)特點可知，轉(zhuǎn)子（太陽輪）、行星架等零件的剛度相對較大，其局部變形對于系統(tǒng)瞬態(tài)動力學(xué)響應(yīng)影響不大，故本文中僅將3個行星輪與內(nèi)齒圈設(shè)置為柔性體，替換剛體模型中對應(yīng)零件進行仿真具體工作流程如下：(1）把SolidWorks中行星齒輪與內(nèi)齒圈的三維模型導(dǎo)入Hypermesh軟件中，設(shè)置材料、單元屬性，劃分網(wǎng)格并檢查網(wǎng)格質(zhì)量；在Adams中有運動副連接的位置建立Mass單元，以Mass單元的節(jié)點與齒輪內(nèi)表面各節(jié)點建立剛性區(qū)域。(2）將Hypermesh中建立的齒輪有限元網(wǎng)格導(dǎo)入Ansys，設(shè)置好單位格式，輸出零件的20階模態(tài)，最后生成MNF模態(tài)中性文件。(3）在Adams中右鍵替換需要柔性化的剛體零件，導(dǎo)入有限元軟件生成的MNF文件，檢查模態(tài)振型是否與有限元分析軟件一致，重新施加約束，完成相關(guān)設(shè)置后進行仿真圖5所示為行星齒輪與內(nèi)齒圈有限元網(wǎng)格，單元類型為Solid185，單元大小為0.3mm，彈性模量為206GPa，泊松比為0.29。3求解積分格式設(shè)置求解器參數(shù)，定義EndTime=0.2s,Steps=500，采用GSTIFF求解器，綜合考慮求解精度與速度，選擇積分格式為I3。3.1瞬態(tài)動力學(xué)響應(yīng)仿真結(jié)束后得到各傳動零件角速度曲線。圖6所示為行星架的角速度曲線。電機初始加速階段0～0.04s，行星架轉(zhuǎn)速隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的增大逐步增大到穩(wěn)定值，最終在均值2160.15（°）/s附近波動。本文中著重關(guān)注伺服電機瞬態(tài)動力學(xué)響應(yīng)，其中，行星輪的角速度為行星輪繞太陽輪公轉(zhuǎn)的角速度，方向與行星架相同，數(shù)值曲線如圖7所示。圖7中，曲線形狀與行星架角速度曲線一致，忽略初始加速階段，均值為3239.71（°）/s。除去初始階段，行星架角速度存在波動但較為平穩(wěn)，行星架角速度曲線平均值為2160.15（°）/s，計算得關(guān)節(jié)電機平均傳動比為5.9996。3.2運行模型與模型改變電機加速時間T與慣性質(zhì)量M，設(shè)置對共16組不同參數(shù)下的模型進行仿真。將每一組模型仿真結(jié)果數(shù)據(jù)（輸入端轉(zhuǎn)子的角速度曲線、輸出端行星架的角速度曲線）導(dǎo)出到EXCEL表格，用轉(zhuǎn)子（太陽輪）的角速度除以行星架的角速度，得到伺服電機行星減速器的瞬時傳動比。圖8所示為各組模型瞬時傳動比最大值隨慣性質(zhì)量與加速時間的變化。從圖8中可以看出，僅當(dāng)慣性載荷足夠小，加速時間足夠長時，行星機構(gòu)的瞬時傳動比才可以達到其理論值。在給定參數(shù)的范圍內(nèi)，瞬時傳動比都明顯偏離了理論值，在最不利的參數(shù)下（加速時間0.04s，慣性質(zhì)量5kg）最大值達到了120左右。加速時間越小、慣性載荷越大，則瞬時傳動比偏差越大。如若要求關(guān)節(jié)電機有很高的動態(tài)性能，加速時間和慣性載荷必須在一定的范圍之內(nèi)。4柔性化過程分析以某足式機器人用關(guān)節(jié)電機為研究對象，運用剛?cè)狁詈隙囿w系統(tǒng)動力學(xué)仿真分析方法，在Adams中輸入關(guān)節(jié)電機零件實際材料屬性以及正常運行參數(shù)，針對影響伺服電機傳動精度的關(guān)鍵零部件進行柔性化處理，建立其虛擬樣機模型。通過改變電機加速時間T與慣性質(zhì)量M，觀察瞬時傳動比最大值的變化，揭示加速時間和慣性載荷對系統(tǒng)瞬態(tài)動力學(xué)響應(yīng)的影響規(guī)