Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Пневмприводы в схватах промышленных роботов 9
1.1. Уравнения движения пневмодвигателя одностороннего действия 10
1.2. Уравнения движения пневмодвигателя двустороннего действия 17
1.3. Требования к пневмодвигателям схватов ПР 19
1.4. Типовые схемы механизмов плоских схватов и задачи их синтеза 28
Выводы по главе 1 38
Глава 2. Транспортные пневмодвигатели 40
2.1. Трубопроводные пневмотранспортные устройства и системы 40
2.2. Пневмотранспортная система с магнитным взаимодействием поршня с кареткой 42
2.3. Пневмотранспортная система фирмы SMC 46
2.4. Математическая модель механики пневмотранс-портной системы 47
Выводы по главе 2 55
Глава 3. Пневмомускулы и вакуумные захватные устройства 57
3.1. Схемы и конструкции пневмомускулов 57
3.2. Некоторые задачи расчета пневмомускулов 60
3.3. Вакуумные захватные устройства промышленных роботов 70
3.4, Пути расширения функциональных возможностей вакуумных захватных устройств 75
3.5. Системы создания вакуума в робототехнике 84
Выводы по главе 3 89
Глава 4. Разработка и исследование течеискателя для инспекционного промышленного робота 91
4.1. Типаж магниторазрядных течеиекателей 92
4.2. Физическая модель магниторазрядного течеискателя 92
4.3. Методика расчета порога чувствительности 94
4.4. Исследование характеристик насоса 96
4.5. Исследование характеристик селективной мембраны 101
4.6. Исследование характеристик устройства зажигания разряда 104
4.7. Исследование характеристик откачного поста 105
4.8 Испытание модели 107
4.9. Определение порога чувствительности модели 109
Выводы по главе 4 112
Заключение 113
Публикации автора по теме диссертации 114
Использованная литература 115
- Требования к пневмодвигателям схватов ПР
- Некоторые задачи расчета пневмомускулов
- Исследование характеристик насоса
- Определение порога чувствительности модели
Требования к пневмодвигателям схватов ПР
Опыт показывает, что работоспособность вспомогательных (обслуживающих) ПР на конкретных рабочих местах и правильность выполнения операций в значительной мере зависит от захватных устройств. В этой главе рассматриваются механические захватные устройства зажимного (в частности, клещевого) типа, которые в соответствии со стандартом [34] именуются схватами.
В схватах ПР используются немногие типы двигателей. По функциональным возможностям осуществления движений звеньев механизмов схватов двигатели удобно разделить на три группы: с неограниченным перемещением выходного звена (это некоторые вращательные или поворотные двигатели), с ограниченным перемещением выходного звена (это пневмоци-линдры и лопастные поворотные пневмодвигатели), и с малыми перемещениями выходного звена (это мембранные двигатели и пневмомускулы). В монографии [97] сформулированы рекомендации по использованию двигателей каждого типа.
Двигатели с неограниченным перемещением выходного звена целесообразно применять при отсутствии жестких требований по быстродействию в схватах большой грузоподъемности, особенно предназначенных для захватывания крупногабаритных объектов, значительно различающихся размерами. При этом часто используются винтовые механизмы.
Двигатели с ограниченным перемещением, чаще всего пневмоцилин-дры используются в схватах большинства ПР даже в тех случаях, когда в приводах по степеням подвижности механизма манипулятора применены приводы другого типа (например, гидравлические и электромеханические). Это объясняется наличием таких преимуществ пневматических схватов, как естественная ограниченность усилия захватывания, отсутствие вредных последствий протечек (что гарантирует сохранность переносимых объектов), возможность получения высокого быстродействия. Приводы схватов могут быть неуправляемыми.
Первичные требования к механизмам схватов формулируются, исходя из условий взаимодействия рабочих элементов с переносимыми объектами из заданного перечня. Привод и механизм схвата должны обеспечивать раскрытие схвата до заданных размеров и сжатие его с заданным усилием захватывания. Если заранее предусматривается захватывание различных объектов с различными размерами, то обычно конфигурация раскрытия перед началом захватывания задается одной и той же, а для надежного удерживания любого из объектов необходимы и достаточны различные силы. Таким образом, одно крайнее положение (при раскрытии) задается только геометрическими параметрами, а совокупность других крайних положений (при захватывании и удерживании объекта) задается одновременно и геометрическими параметрами, и силами.
При выбранных рабочих элементах важно строго определить понятие статического усилия захватывания, как меру силового взаимодействия рабочих элементов и захватываемого объекта. Усилие захватывания зависит от раскрытия схвата. Для плоского механизма схвата при поступательном перемещении рабочих элементов степень раскрытия схвата определяется параметром h , представляющим собой расстояние по направлению перемещения определенных точек рабочих элементов, а усилие захватывания S имеет смысл усилия сжатия жесткого стержня, вставленного между рабочими элементами (рис. 1.4).
В схватах используются пневмоцилиндры как двустороннего, так и одностороннего действия.
Во втором случае устанавливается возвратная пружина. При проектировании схватов важно решить вопрос о том, какой силой должно осуществляться захватывание: или за счет давления воздуха, или за счет возвратной пружины. Однозначные рекомендации здесь отсутствуют. Если особо важным является требование безопасности при переносе (переносимый объект нельзя уронить даже при непредусмотренном отключении пневмомагистрали), то естественно, усилие захватывания создается за счет возвратной пружины. Тогда на обратном ходе, при раскрытии схвата пневмодвигатель только преодолевает воздействие возвратной пружины. Однако тогда, когда требуется регулировать, устанавливать различные значения усилия захватывания в зависимости от требований, предпочтительно осуществлять захватывание силой сжатого воздуха.
При проектировании схватов с пневмоприводом также возникают две связанные задачи: выбор параметров пневмоцилиндра и выбор схемы и параметров механизма преобразования движения штока (или усилия на штоке) в движение рабочих элементов (или в усилия взаимодействия рабочих элементов с захватываемым объектом). При этом ставится и решается задача оптимизации: при требуемом раскрытии схвата и обеспечении усилий захватывания необходимо минимизировать энергетические и массогабаритные параметры пневмоцилиндра. Предлагаемая методика проектирования схвата предусматривает следующую последовательность этапов:
1. Определение поверхностей объектов, по которым осуществляется захватывание;
2. Выбор схемы базирования объекта в схвате;
3. Выбор числа, формы и кинематики перемещений рабочих элементов;
4. Расчет параметров рабочих элементов и определение минимально необходимого раскрытия схвата, необходимого для нормального протекания процесса захватывания;
5. Для совокупности объектов, которые необходимо захватывать и переносить, расчет соответствующих значений усилия захватывания;
6. Расчет параметров пневмоцилиндра;
7. Выбор схемы и параметров механизма схвата.
Из приведенного перечисления этапов следует, что, несмотря на взаимосвязь задач, определение параметров пневмоцилиндра предшествует расчету механизма. Предыдущие этапы, которые заканчиваются определением требуемого усилия захватывания, не имеют прямого отношения к теме данной диссертации, методики выполнения этих этапов и необходимые формульные зависимости приведены в монографии [97]. Не останавливаясь на этих этапах, следует констатировать, что рекомендация по назначению требуемого усилия S захватывания для быстродействующих ПР сводятся к формуле
При назначении коэффициента С учитываются типовая геометрия рабочих элементов и перегрузки, возникающие при остановке подвижных частей механизма манипулятора в заданных точках позиционирования. Приведенное выражение (1.22) определяет нижнюю границу усилия захватывания. Ограничения сверху на усилия захватывания в принципе существуют, иногда они являются существенными (например, при захватывании хрупких тонкостенных и мягких объектов), но в большинстве случаев они практически не имеют значения и поэтому в дальнейшем не учитываются.
Значения требуемого усилия захватывания и соответствующего параметра h раскрытия схвата записываются для каждого объекта, подлежащего захватыванию, и тогда получаем ряд пар величин (Si, hi; S2, h2; . . . Sn, hn). На графике рис. 1.5 они представлены в виде совокупности точек на плоскости параметров (S, К). На том же графике отмечено значение h„+i параметра раскрытия схвата, минимально необходимого для нормального захватывания всех объектов; в диапазоне (hn, h ) соответствующее потребное усилие захватывания близко к нулю
Типичны возрастающие зависимости (обычно чем больше размер объекта в зоне захватывания, тем больше его масса и тем большим должно быть усилие захватывания). Ломаная (на рис. 1.5 показана пунктиром), получаемая как полигональная аппроксимация S(h) дискретной зависимости, соединят все указанные точки.
В тех случаях, когда параметры захватываемых объектов явно не задаются, могут быть выдвинуты различные альтернативные гипотезы относительно предполагаемой зависимости S(h). Эти гипотезы, графически иллюстрируемые рис. 1.6, следующие.
1. Значение параметра h раскрытия схвата при захватывании всех объектов определенной группы постоянно hi = ho и не зависит от массы и, следовательно, от потребной силы S. Это означает, что требуется, чтобы при h = h0 обеспечивалось S = S МАх Такое положение, например, имеет место, если захватываемые детали изготовлены из листа одной и той же толщины или из профиля одного и того же сечения. Этот случай является особым, вырожденным, практически же любой механизм может воспроизводить лишь непрерывную убывающую зависимость (на рис. 1.6 показана штриховой линией).
2. Значение потребной силы S линейно зависит от параметра h раскрытия схвата, т.е. S = b}h. Такая зависимость получается, например, при захватывании за торцы валов различной длины, но одного и того же диаметра.
3. Значение потребной силы S квадратично зависит от параметра hу раскрытия схвата, т.е. S = b2h . Такая зависимость получается, например, при захватывании длинномерных заготовок одной и той же формы поперечного сечения (например, круглых, квадратных) но одной и той же длины или тонкостенных объектов с одной и той же толщиной стенок, с одними и теми же пропорциями но разных габаритных размеров.
Некоторые задачи расчета пневмомускулов
Важным дополнительным достоинством линейного привода на деформированных оболочках при проектировании конструкций является то, что нет необходимости прорабатывать кинематические пары в узлах соединения фланцев пневмомускулов со звеньями: в достаточно широких пределах могут изменяться углы поворотов и перекосы. Предложено большое число схем линейных двигателей на основе армированных оболочек. Самой простой является схема рис. 3.1 гладкой однородной цилиндрической оболочки радиуса г и толщины t.
При подаче избыточного давления р в камеру оболочки в средней части оболочки при отсутствии внешней осевой силы кольцевое и осевое нормальные напряжения по безмоментной теории определяются выражениями
В действительности имеются краевые эффекты, обусловленные тем, что торцевые части являются жесткими и поэтому не могут допускать радиальные деформации, так что форма оболочки после подачи давления принимает такой вид, как показано на рис. 1.1 пунктиром. Однако при достаточной относительной длине влияние краевых эффектов незначительно и в дальнейшем ими пренебрегается.
В предположении справедливости закона Гука относительные удлинения по указанным направлениям будут равны єк = Е " (ак - ц с0) = pr (t Е)л (1 - Уг и); є0 = Е _1(ак - ц о0) = рг (/ Е)А QA - и), (3.2) где Е- модуль нормальной упругости, а \і - коэффициент Пуассона. Для материалов типа резины коэффициент Пуассона ц /г. В этом случае при подаче давления увеличивается диаметр, а длина практически не изменяется, т.е. цилиндрическая оболочка из изотропного материала не может быть основой для пневмомускула.
Хорошо известной и достаточно распространенной была схема гофрированного сильфона (рис. 3.2 а). Сильфоны, изготавливаемые из бронзы и нержавеющей стали широко применялись в приборах измерения давлений, на них можно строить линейные пневмодвигатели. Особенность упругих свойств сильфона заключается в том, что по отношению к внутреннему давлению он имеет малую осевую жесткость, определяемую не растяжением, а изгибом гофр. Однако сильфон в целом при не очень малой длине обладает малой изгибной жесткостью, и при усилии осевого сжатия легко теряет устойчивость особенно если он выполнен из материала типа резины.
Как двигатель сильфон больше пригоден при подключении полости к вакууму, и тогда он будет создавать усилие растяжения. При этом, однако, должна быть достаточная жесткость для того, чтобы исключить смятие под внешним избыточным давлением.
Новые свойства двигателям рассматриваемого типа придает сочетание легкодеформируемых оболочек с гибким каркасом из нерастяжимых нитей. Этот каркас может быть внешним, и тогда он представляет собой наружную сетку для оболочки. Однако предпочтительным считается внутреннее армирование упругих резиновых оболочек кордом (капроновым или стальным), этот прием открывает широкие возможности построения пневмодвигателей. Корд практически исключает деформации по определенным направлениям и берет на себя соответствующие напряжения растяжения, создает желаемую анизотропию упругих свойств материала оболочки, что позволяет управлять в известных пределах деформациями оболочек.
Простейшей является схема цилиндрической оболочки, в которой корд кольцевой или винтовой с малым шагом. Жесткий или просто нерастяжимый корд практически исключает радиальное «раздувание» оболочки (вследствие этого выполняется условие єк=0), но не препятствует осевым деформациям и осевому перемещению. Таким образом, схема оказывается вполне пригодной для создания аналога пневмоцилиндра.
В литературе описывается схема рис. 3.2 б. Здесь оболочка значительно отличается от цилиндрической, в исходном состоянии она вспучена, сильно раздута посередине. Корд здесь продольный и поэтому можно считать, что длина образующих остается неизменной. При подаче давления в полость толщина увеличивается, а вследствие сохранения длин дуг образующих происходит уменьшение длины. В описаниях обычно подчеркивается внешнее сходство с мышцей человека, при сокращении мышца утолщается. Однако в данной схеме для получения приемлемого уменьшения длины требуется, чтобы толщина была достаточно большой.
Исходя из условия сохранения длин элементов корда, получим для подобной оболочки количественные соотношения между осевым сокращением (- AL) по оси х и приращением AD начального диаметра D0 посередине. Считаются заданными диаметр d на концах и начальное значение длины L0. Зададим конкретное аналитическое уравнение линии корда в плоскости XY. Подходящим представляется выражение
Они представлены соответственно на рис. 3.3 а и 3.3 б. Видно, что для получения относительного удлинения в десятки процентов необходимо иметь очень толстую мышцу с отношением наибольшего диаметра к длине порядка единицы.
Пневмомускулы рассматриваемого типа работают обычно при малых удлинениях, не превышающих 15-20 %. Поэтому приближенный расчет соотношения между длиной и размером поперечного сечения может быть осуществлен по линеаризованным соотношениям, получаемым из (3.4). При линеаризации задается малое приращение производной A (dy/dx) и малым считается приращение длины - AL. С точностью до слагаемых первого порядка малости получаем линеаризованное соотношение в общем виде
Приращение производной A (dy/dx) можно задавать, исходя или из простейших гипотез о характере деформирования, или из решения задачи теории упругости для деформируемой оболочки. Простейшая гипотеза заключается в предположении, что концы пневмомускула заделаны и касательные к контуру параллельны оси, т.е. вблизи концов (dy/dx)0 0 и что при деформации форма образующих сохраняется, но размеры пропорционально увеличиваются. Тогда принимается A (dy/dx) = a(dy/dx)o и в этом случае окончательно получаем выражение для сокращения продольного размера в виде интеграла
Отсюда получается искомая линейная зависимость AL/L0 = % ADID0 относительного удлинения AL/Lo от относительного приращения ADID0 поперечного размера. Безразмерный коэффициент пропорциональности х зависит от отношения исходных значений размеров D0 I L0. Полученная зависимость представлена на рис. 3.4
Исследование характеристик насоса
Зависимость разрядного тока насоса при В=0,2 Тл от давления воздуха и анодного напряжения показаны на рис. 4.3. Значение чувствительности при U=3,7 кВ составляет 0,5 А/Па,
В связи с ожидаемыми трудностями в поджигании разряда в насосе при высоком вакууме, был проделан эксперимент по определению зависимости времени зажигания разряда от анодного напряжения. Эксперименты проводились для магнитов 30x30 мм с В=0,2 Тл.
Из результатов исследования (рис. 4.4) видно, что при анодных напряжениях меньше 2 кВ с понижением давления время зажигания разряда быстро растет и при давлениях меньших Ю-4 Па составляет 1000 секунд и более.
Для быстрого зажигания разряда в высоком вакууме необходимо временно повысить давление, т.е. применить устройство поджига. Другим способом снижения времени зажигания разряда, как следует из рис. 4.4, является повышение анодного напряжения. При анодном напряжении 2,5 кВ исследуемый насос зажигался практически мгновенно при давлениях вплоть до 4x10-6 Па.
Работа насоса в модели может быть проиллюстрирована кривыми откачки, показанными на рис. 4.5. По оси ординат откладывается ток манометрического преобразователя ПММ-46, использованного для измерения давления в вакуумном модуле. Нижнее значение тока (120 мА) соответствует давлению 3x10-6 Па, верхнее значение (340 нА) соответствует давлению 8x10 6 Па. Выключение насоса (точка А) приводит к достаточно быстрому возрастанию давления Ар/At = 3x10"11 Па/с. При объеме модели 0,02 л это возрастание давления соответствует течи 6x10 м Па/с, которое не может быть определено течеискателем. Включение насоса в точке Б сопровождается экспоненциальным снижением давления к первоначальному уровню.
Для измерения быстроты откачки был выбран метод постоянного объема. При закрытом клапане, соединяющем модуль с вспомогательной вакуумной системой, и выключенном насосе давление воздуха в модуле за несколько часов достигло значения 10 Па (см. рис.4.6).
После включения насоса наблюдалось быстрое уменьшение давления (см. рис. 4.7) и через 4 секунды оно достигло значения 5x10 Па. Считая, что объем модуля равен 20 см3, рассчитаем величину быстроты действия
Для гелия быстрота откачки насосов на порядок меньше, т.е. 1,56х 10 л/с
Определение порога чувствительности модели
Порог чувствительности - это минимальное давление или поток пробного газа, который может быть зафиксирован течеискателем. Перед определением порога чувствительности проводится градуировка капиллярной течи по потоку гелия на масляной бюретке. Через капиллярную течь из подушки под давлением 0,01 МПа гелий поступает в масляную бюретку. Давление гелия в подушке создается грузом и фиксируется мановакуумметром.
Для проведения эксперимента следует также предварительно определить зависимость объемной производительности перекачивающего насоса от приложенного к нему напряжения. Затем эта же течь с устройством подачи гелия используется для испытания модели.
Модель подготавливается к работе - в ней достигается предельное установившееся давление. Затем к селективной мембране подается азотно-гелиевая смесь. Азот поступает из сосуда Дюара. Поток азота берется равным 2,5 нсм3/с, а поток гелия - в соответствии с определенным при градуировке значением.
Порог чувствительности Qmm определяется как двойное значение шума УПТ, деленное на отношение полезного сигнала к потоку через градуированную течь
Давление гелия у мембраны рассчитывается из условия пропорциональности компонентов в азотно-гелиевой смеси. Результаты измерений показаны на рис.4.12 и сведены в таблицу 4.4. Первая строка соответствует измерениям при комнатной температуре течи, а вторая при прогревании течи до 150 С.
При нагреве мембраны до 200 С были проведены дополнительные эксперименты, которые показали, что такой прогрев достаточен для регистрации атмосферного гелия.
Для определения срока службы проводились ускоренные испытания, при которых количество гелия, поступающего в модель значительно больше, чем в процессе обычной эксплуатации. Для ускоренных испытаний напуск гелия в насос осуществляется выдержкой мембраны в атмосфере гелия при давлении Ю5 Па. Через каждые 0,5 часа проверяется разрядный ток насоса. При повышении разрядного тока в два раза по сравнению с его значением после первого напуска считается, что модель исчерпала свой срок службы.
В процессе эксперимента определяется время tc [с], при котором происходит выход разрядного тока из установленных ограничений.
Допустимый срок хранения модели определяется давлением гелия в атмосфере (0,5 Па)
Из опытных данных [88] известно, что средняя концентрация гелия в анализируемых пробах не более 10 %, т.е. 10 Па, а время анализа 100 секунд.
Общее количество проб во время службы прибора при проводимости селективной мембраны 10"1 м3/с
На базе проведенных исследований предложены конструкции двух вариантов вакуумных модулей и малогабаритных блоков измерения портативного течеискателя.
Исследованы характеристики насоса, проведено испытание модели по определению чувствительности, порога чувствительности, срока службы.
Исследованы характеристики разработанного магниторазрядного насоса, исследованы мембранные кварцевые течи с прогревом до 250 С.
Определена теоретическая и экспериментальная чувствительность модели по парциальному давлению гелия в атмосфере или величине потока гелия.
Разработан и изготовлен откачной пост безмасляной откачки на сорбционных насосах, предназначенный для предварительной откачки и тренировки модели.
