離心驅動式振動送料器結構分析與實驗研究*

牛瑞坤,王海巧

(金陵科技學院 機電工程學院,江蘇 南京 211169)

0 引 言

直線振動送料器的工作原理為:通過激振源使系統產生振動,兩側的彈簧片將頂盤的運動分解成為上下和左右的運動,其頂盤的運動軌跡即為橢圓運動軌跡,物料在頂盤上跟隨頂盤一起振動,利用物料自重以及與頂盤接觸摩擦來推動物料的前進[1,2]。

國內生產的振動送料器通常存在噪音高、耗電量大、對產品損傷大等問題。但是日本等國外生產的送料器產品價格又過于昂貴,因此,面對這一局面,國內廠商有必要對送料器的結構原理及物料輸送特點進行研究,并設計出一種可代替國內傳統振動送料器和價格昂貴的進口送料器產品。

傳統的直線振動送料器分為電磁式和壓電式兩種。國外對于電磁式的研究始于上世紀60年代,一直到上世紀末達到頂峰[3]。日本的昕芙旎雅有限公司針對電磁式運行的穩定性,在送料器底座上設置了兩個對稱送料槽,來消除料槽的相互作用力[4]。針對送料器的噪音,中國航天工業部702研究所在送料器料槽的后板和肋板上開孔,并在電磁振動器和料槽之間的連接處安裝彈性元件[5-8]。日本神鋼電機株式會社對送料器的控制器進行了改進,即利用信號與電磁鐵電壓間的相位差,依據相位差的偏差值和基準值,以此來設定振動送料器的振動頻率。

壓電式振動送料器最早在上世紀70年代末期由日本的特殊陶業株式會社提出,隨后很多研究人員在此基礎上對其又進行了大量的研究[9-11]。本世紀初,中國臺灣的YUNG Ting等人研制了一種新型的行波式壓電送料器,其最大振幅可達0.9 μm。大連理工大學的焦其偉等人[12-14]采用國產的壓電雙晶片,研制了一種直線振動送料器,利用雙彈簧片分別與壓電雙晶片兩端連接,以此來放大直線振動送料器的振幅。吉林大學的楊志剛教授團隊[15-20]研制出了一種垂直驅動和慣性式驅動的振動送料器,即分別利用環形壓電振子和慣性組合壓電振子對送料器進行驅動,其最大振幅可達0.8 μm。

相對電磁式振動送料器,壓電式振動送料器具有噪聲小、輸送平穩的優點[21，22],但成本要遠高于電磁式振動送料器,同時其控制器結構也較為復雜。

基于以上分析,結合壓電式、電磁式振動送料器的特點,筆者設計一種新型驅動方式的直線振動送料器。該送料器是利用離心電機作為激振源,通過支撐彈簧片傳遞動力。筆者對物料的運動形式、物料的輸送狀態以及裝置的動力學模型進行研究,并對該裝置進行仿真分析,最后進行相關實驗測試。

1 工作原理及基本結構

筆者所設計的離心電機驅動式送料器是以離心電機作為驅動源。離心電機通電轉動時會帶動頂板一起運動,使頂板產生一個向下的力或向右的力,兩側的彈簧片把頂板的運動分解并放大,其運動分解為前后運動和上下運動,這兩個運動方向的軌跡的合成是一個橢圓運動軌跡,從而使物料進行傳輸。

因此,物料能被直線振動送料器所驅動必須具有一定的振幅,并且要具有一定傾斜角的彈簧片,最后還要滿足物料和頂板之間具有足夠的摩擦力。在振動時,豎直方向上的運動使物料與頂板脫離,水平方向的運動使物料與頂板產生相對位移。當頂板的這種運動持續發生時,物料就會順著頂板的方向向前移動。

離心電機式直線送料器的結構主要包括頂板、離心電機、支撐彈簧片、底座和減震腳5部分,如圖1所示。

圖1 離心電機式直線送料器結構圖1—頂板;2—離心電機;3—支撐彈簧片;4—底座;5—減震腳

離心電機在頂板下方的中間位置,通過環氧樹脂膠和頂板相連接。當離心電機正向通直流電時,離心電機順時針轉動,偏心軸旋轉產生的離心力,帶動頂板上下方向和前后方向做往復運動,頂板同時將力傳遞給支撐彈簧片,支撐彈簧片起到放大頂板運動軌跡的作用,使得送料器獲得了較大的振幅和輸出力;當電機轉動頻率與系統的固有頻率相等時,整個裝置達到共振狀態,此時離心電機帶動頂板產生的上下和前后方向的運動振幅達到最大值。如此反復循環,從而使頂板產生物料輸送能力。

彈簧片剛度和傾斜角度對放大頂板振幅有較大的影響,實驗中可以通過改變支撐彈簧片的剛度以及調整傾斜角度來輸送不同種類的物料。

筆者通過對直線振動送料器的設計和分析,制作了離心式直線振動送料器樣機。樣機參數如下:頂板長和寬分別為84 mm和27 mm,材料為鋁合金,支撐彈簧片尺寸為95 mm×24 mm×1 mm,材料為錳鋼;支撐彈簧片的傾角為75°,底座尺寸為110 mm×40 mm×20 mm,材料為鑄鐵;減震腳尺寸為直徑為10 mm×10 mm的橡膠減震器;離心電機用M20電機,電機規格為10 mm×15 mm,用直流電源給電機施加電壓。

2 送料器動力學模型

2.1 整體模型分析

根據機械振動理論,筆者將離心電機式直線振動送料器系統簡化為動力學模型,如圖2所示。

圖2 振動送料器力學模型m1—頂板和電機的質量;m2—底座和支撐彈簧片的質量;k1—支撐彈簧片的剛度;k2—橡膠底座剛度;c—支撐彈簧片阻尼;F—初始激振力，即離心電機做離心運動產生的離心力，F=mw2R

筆者把質量m1和m2的靜平衡位置作為起始坐標原點,在離心電機振動過程中任意時刻t,質量m1和m2相對于地面所做的位移分別為x1和x2,利用牛頓第二定律可得動力學微分方程:

(1)

設該微分方程特解為:

(2)

式中:A1—頂板的振幅;A2—底座的振幅。

如果不計阻尼,即c=0時,筆者把式(2)代入式(1),經化簡得:

(3)

由于k1遠大于k2,所以假設k2=0,由此可得系統的固有頻率為:

(4)

系統的固有頻率不會隨著初始條件的變化而變化。因此,可以把雙自由度質點振動系統簡化為單自由度單質點的強迫振動系統,如圖3所示。

圖3 力學模型簡化圖

(5)

式中:F—力;m—等效質量;c—系統阻尼;k1—支撐彈簧剛度。

則強迫振動的振幅為:

(6)

幅值比:

(7)

2.2 頂板參數對運動狀態的影響

動摩擦系數μ、振動升角α、頂板升角β為頂板的3個最主要參數,這3個參數是物料輸送中最為重要的參數。

(1)由結構可知,α+β<90°,則:

(8)

通過上述關系式可知:無論β、β、μ如何取值,隨著振幅的增加,物料總是會在正向滑移之后產生騰空現象;

(2)當β>tan-1μ時,則μ-tanβ<0,μ-cotα<0,此時有:

(9)

A0>A+1>A-1

(10)

上式說明:當β>tan-1μ時,隨著振幅的增加,物料首先會向著相反方向滑移;之后再正向滑移,最后騰空運動,一共3個過程。

(3)當β0,這時α的取值分以下幾種情況討論:

A-1>A0>A+1

(11)

通過上式可知:物料運動狀態是先經過正向滑移,再騰空跳動,最后再向相反方向滑移。

但是在實際的工業中,一般μ<0.5,這時候α>90°-tan-1μ>63°,此時的振動升角很大,會嚴重影響物料輸送的平穩性以及物料的輸送速度,因此這種設計在實際中基本不用。

此時有:

(12)

A0>A+1>A-1

(13)

通過上式可知:隨著振幅的增加,物料會先向著相反方向滑移,進而正向滑移,最后騰空跳躍運動。

(14)

所以有:

A-1>A0>A+1

(15)

上式說明:隨著振幅的增加,物料首先會向著正向滑移,之后做騰空跳躍運動,最后再向相反方向滑移。

3 送料器系統仿真分析

為了研究直線振動送料器的共振頻率,并且確定振動送料器所需要的振型,筆者采用ANSYS仿真軟件對整個系統裝置進行模態分析及諧響應分析。

系統的前四階模態位移云圖如圖4所示。

圖4 系統前四階振動模態

由圖4可以看出:

一階振型為送料器頂板隨著支撐彈簧片左右和上下運動,二階振型為頂板隨著支撐彈簧片前后方向搖擺運動,支撐彈簧片產生一定的扭轉變形;三階振型為支撐彈簧片左右方向上對稱振動,頂板隨著支撐彈簧片的運動上下運動,并沒有左右的運動狀態;四階模態為支撐彈簧片左右方向上在同一時間內同一方向振動,頂板處于靜止狀態。通過對以上四階模態進行仿真分析可知,一階模態即為所需要的振動模態。

選取振動模態后,筆者對針線振動送料器進行諧響應分析。

當給送料器的頂板施加一個離心力為F的載荷時,該裝置的一階共振頻率為121 Hz,通過離心電機的轉動角速度公式可計算出離心力F為2.3 N。

通過仿真得其頻率與振幅的關系,如圖5所示。

圖5 頻率-振幅仿真曲線

當電機頻率在127 Hz時,系統的振幅達到最大值,其水平方向和豎直方向最大振幅分別為1.85 mm和1.05 mm。

4 實驗研究

4.1 電壓特性

因為該裝置使用的是離心電機,離心電機每轉動一周對應樣機的一個振動頻率周期,所以首先要研究電壓與頻率的相互關系。

離心電機最高能承受的電壓為10 V,因此,筆者以0.2 V為一個步長,調節電壓從0～8 V,測量其頻率。

測得的電壓與頻率關系如圖6所示。

圖6 電壓-頻率特性曲線

由圖6可以看出,當電壓在0.4 V以下時,電機無轉動;當調節電壓至0.4 V以上時,電機的頻率隨電壓的增大不斷增大,并且呈正相關關系。

其次,筆者采用多普勒三維激光測振儀(SPV-300)對直線振動送料器的振幅進行測試。

三維激光測振實驗圖如圖7所示。

圖7 三維激光測振實驗圖

此處主要對樣機頂板的振動情況進行測試。在測試時,筆者采用外接信號的方法,通過直流電源給樣機施加電壓,調節電壓的大小,每調節一次電壓,用激光測振儀測試一次,記錄一次數據。

筆者調節電壓從0.4 V～8 V,每測試一次調節電壓0.2 V,用三維測振儀對直線振動送料器進行頻率掃描,測得水平方向和垂直方向頻率與振幅的關系。

振幅—振動頻率特性曲線圖如圖8所示。

圖8 振幅—振動頻率特性曲線圖

通過圖8電壓與頻率的關系,可換算成振動頻率,最后可測得振幅與振動頻率的關系以及振幅與振動速度的關系。

水平方向與垂直方向的振動速度與振幅的關系如圖9所示。

圖9 振動速度—振動頻率特性曲線

由圖9可知:送料器振幅和振動速度隨著頻率的增大而增大,到125 Hz時達到共振,振幅和振動速度也達到最大值,送料器水平方向和垂直方向最大振幅分別為0.99 mm和0.7 mm;之后隨著振動頻率的增大,其振幅和振動速度逐漸下降。

由以上分析可知,通過理論仿真所得到的共振頻率為127 Hz。通過理論建?？芍?實際工作頻率要小于諧振頻率,其工作頻率為125 Hz,與理論仿真基本一致。

送料器實際振幅與理論仿真所計算的振幅不一致的原因,首先是仿真計算過程中定子結構的等效簡化,其次是零件加工和裝配存在誤差,不能達到理想的狀態。

4.2 頻率特性

通過對樣機的振動頻率測試可知,其共振頻率為125 Hz,即為樣機的一階共振頻率。所對應的電壓為3.6 V。

筆者首先調節電壓至3.6 V,使其達到一階共振頻率125 Hz,用三維激光測振儀對送料器樣機頂板上表面的振型進行測試,其振型如圖10所示。

圖10 送料器頂板運動軌跡圖

圖10中,黑色網格為初始水平位置,深灰色和淺灰色網格為在t時刻的位置。送料器施加電壓,其運動軌跡從初始位置運動到圖10(a)位置,再通過圖10(b)位置運動到圖10(c)位置,如此反復做簡諧運動,頂板運動的軌跡經測試為橢圓運動。該測試結果與前面動力學仿真一階模態相吻合。

4.3 輸送性能

接下來要對振動送料器的送料速度進行實驗,即調節電機電壓從0.4 V到7 V,使電機產生不同轉速,從而產生不同的激振頻率。首先,筆者選用OT-10A銅端子作為輸送物料,對電機送料速度與頻率的關系進行測試;然后,再選取OT-16A和OT-25A的銅端子與OT-10A進行對比實驗,對不同重量下的物料傳輸速度進行研究。

振動送料器實驗裝置如圖11所示。

圖11 振動送料器樣機實物圖

首先,筆者選用OT-10A銅端子作為輸送物料,對電機送料速度與頻率的關系進行測試。

頻率-送料速度特性曲線如圖12所示。

圖12 頻率-送料速度特性曲線

由圖12可知:

當電機頻率從0上升至125 Hz時,送料器的送料速度隨電機頻率的增大而增大;當頻率大于90 Hz時,振動送料器的送料速度斜率最大,迅速增加較快,并在125 Hz時送料速度達到最大值,其最大送料速度為123 mm/s;當電機的振動頻率繼續增加時,電機的送料速度隨頻率的增大而減小,在125 Hz～150 Hz階段,速度減小較為明顯。

為了研究不同重量下的物料在開始移動時,直線振動送料器的振幅,筆者選取OT-10A、OT-16A和OT-25A的銅端子進行實驗,即分別將這3個不同大小的端子依次放到直線振動送料器的頂板上,調節直線振動送料器的電壓,直至物料開始有輕微運動,然后再在三維測振儀下測試該電壓下振動送料器的振幅大小。

重量與振幅的實驗結果如表1所示。

表1 重量與振幅的關系

通過表1測試數據可知:物料的重量越大,輸送所需要的振幅就越大。

接下來筆者再逐漸增大電壓,即增大送料器的振幅,并分別對3個端子的輸送速度進行對比。

不同重量的物料速度與振動頻率的對比數據如圖13所示。

圖13 不同重量的物料速度與振動頻率的關系

通過圖13可知:在相同振動頻率條件下,直線振動送料器物料的傳輸速度隨著物料重量的增加而降低;相對而言,質量輕的物料,受送料器振幅的影響更大。

接下來,筆者研究摩擦系數與物料輸送速度的關系,即首先選取4個OT-10A的銅端子(銅端子表面經過處理,因此比較光滑),在第1個端子底部涂抹上潤滑油,標記為A;第2個端子不做任何處理,標記為B;用80目的粗砂紙對第3個端子底部進行打磨,使其底部變得粗糙,該端子標記為C;第4個端子底部粘貼薄的硅橡膠墊片,該端子標記為D(這4個端子的底部的粗糙度從小到大依次為A、B、C、D);調節電壓電壓至3.6 V,使直線振動送料器裝置至共振狀態,將3個物料分別放在送料器的頂板上,最后查看其輸送速度。

不同粗糙度的物料輸送速度結果如表2所示。

表2 不同粗糙度的物料輸送速度

通過表2可知:隨著物料與頂板之間的摩擦系數的增加,物料的輸送速度也隨之增加。因此在工業生產中,可以通過增大底部與送料槽的摩擦力來提高送料器的輸送速度。

在直線振動送料器的頂板上放置一個送料料斗,可以通過料斗與頂板之間放置墊片的方法來調節料斗的傾斜角度。

按照物料輸送的方向,筆者設置水平方向為0°,物料沿輸送方向上升視為正角度,沿輸送方向下降視為負角度;現設置兩個角度,分別為-5°和5°,調節電壓至3.6 V,使振動送料器至共振狀態;選取OT-10A的銅端子分別對這3種傾角下的物料輸送速度進行測試。

不同傾角下的物料輸送速度測試結果如表3所示。

表3 不同傾角下的物料輸送速度

通過表3數據可知:物料輸送的速度隨著料斗傾角的減小而增大。

因此,在工業生產中,為了保證物料輸送的平穩性,提高生產效率,一般會采用略微向下傾斜的角度進行物料輸送,這樣物料不會出現前端因為后端物料輸送慢而出現堆積以及卡槽現象。但是料斗的傾角一般會根據輸送的物體種類而調整,料斗傾角過大會導致物料的滾落,從而導致物料卡槽。

為了研究支撐彈簧片的傾角對物料傳輸速度的影響,筆者用3D打印機設計了角度分別為5°、10°兩種角度的塑料材質的楔形塊(每一種角度的楔形塊個數為4個);原支撐彈簧片在樣機上的安裝傾角為75°,楔形塊安放在直線振動送料器支撐彈簧片的安裝位置,致使支撐彈簧片的傾角分別為70°、65°。進而研究75°、70°、65° 3種傾角情況下對物料輸送產生的影響。調節電源電壓至裝置的共振頻率下,依次將OT-10A、OT-16A、OT-25A端子分別放在3種傾角下的直線振動送料器上,記錄傳輸速度。測試結果如表4所示。

表4 支撐彈簧片在不同傾角下的傳輸情況

改變支撐彈簧片的角度,即改變了垂直方向和水平方向振幅的分配量。通過表4可知,隨著傾角的減小,直線振動送料器頂板的切向振幅越來越大,豎直方向振幅越來越小。輸送OT-10A端子時,隨著傾角的減小,輸送速度逐漸增大。輸送OT-16A、OT-25A兩種端子時,隨著傾角的減小,物料的輸送速度減小。這說明在輸送質量較輕的物料時,傾角越大速度越快;輸送質量較大的物體時,傾角越大,速度越小。

由對物料的平穩性研究可以知道:在75°傾角下物料輸送平穩性最好;隨著傾角的降低,其平穩性越來越差,綜合物料的輸送速度和物料的平穩性來看,75°傾角的輸送效果最好。因此,在實際應用中,通常都用75°傾角的直線振動送料器。

4.4 不同振動送料器性能對比實驗

筆者調節電機的頻率使設計的振動給料器工作在共振條件下,用OT-10A銅端子作為輸送物料,與同型號的日本壓電式振動送料器以及同型號的電磁式振動送料器做對比實驗。

物料輸送情況以及其他相關參數如表5所示。

表5 送料器參數對比表

由表5可知:在同為共振狀態下,離心電機式振動送料器的驅動電壓最小,僅為3.6 V;噪音較壓電式振動送料器和電磁式振動送料器小20 dB以上;自身總重量僅為其他兩款送料器的1/5左右;

相較于其他兩款送料器,雖然離心電機式直線振動送料器送料速度較慢(123 mm/s),但其速度相差不大,且其輸出的平穩性較好。

5 結束語

針對現在工業生產中,國內產振動送料器噪音大、成本高、輸送不穩定,而國外振動送料器造價高、結構復雜等問題,筆者對振動送料器進行了研究,設計了一種用離心電機作為驅動源的直線振動送料器,對送料器進行了動力學仿真,并設計了樣機,對其性能進行了測試,其主要結論如下:

(1)采用三維測振儀,對送料器振幅、振動速度進行了測試,結果顯示,送料器的振幅、振動速度和送料速度均在125 Hz時達到最大值;送料器水平方向和垂直方向最大振幅分別為0.99 mm和0.7 mm,最大送料速度為123 mm/s;

(2)隨著物料與頂板之間的摩擦系數的增加,物料的輸送速度也隨之增加。因此,在工業生產中,可以通過增大底部與送料槽的摩擦力來提高其輸送速度。在工業生產中,為了保證物料輸送的平穩性,提高生產效率,可采用略微向下傾斜的角度進行物料輸送,以防物料出現堆積以及卡槽現象。在輸送輕物料時,傾角越大速度越快;輸送大質量物體時,傾角越大,速度越小;

(3)與電磁式直線振動送料器和壓電式直線振動送料器進行了實驗對比,結果顯示,研制的離心驅動式振動送料器的質量為電磁式送料器的30%,噪音為電磁式的45%,電能消耗略高于壓電式振動送料器;送料速度較其他兩款略低,但輸送平穩性較好。

在筆者目前的研究中,由于實驗條件的限制,沒有對物料與送料器接觸摩擦、送料器材質對物料的影響等進行研究,在后期的工作中,筆者將會開展這兩個方面的相關研究。