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一种自同步驱动防堵塞振动给料机及其参数确定方法

阅读：1041发布：2020-05-20

专利汇可以提供一种自同步驱动防堵塞振动给料机及其参数确定方法专利检索，专利查询，专利分析的服务。并且本发明属于振动给料机装置技术领域，公开了一种自同步驱动防堵塞振动给料机及其参数确定方法。本发明以双机四质体动力学模型为研究对象，应用平均参数法、传递函数法等原理对模型建立微分方程，通过同步性和稳定性的特性分析得到系统的同步性和稳定能力系数曲线，无量纲耦合力矩最大值图等，最后通过振动系统的仿真，得到质体的速度曲线，位移曲线，相位差图，通过特性分析和系统仿真的对比验证方法的正确性。而本发明在结构上进行创新，避免了物料堆积堵塞的现象。，下面是一种自同步驱动防堵塞振动给料机及其参数确定方法专利的具体信息内容。

权利要求

1.一种自同步驱动防堵塞振动给料机，其特征在于，包括料斗、振动台、振动机体、底座、激振器、辅助激励器、弹簧，传送带；振动机体下部通过弹簧固定在底座上，支撑整个设备，并提供必要的弹力与隔振；振动机体上方两侧对称安装两个半弧形振动台，且振动机体和振动台之间通过弹簧连接，振动台为提供激振力将落下来的物料输送至底端；振动机体上方中间通过弹簧安装一个伞状辅助激励器，位于料斗正下方，伞状辅助激励器限位于沿y方向往复运动，作用为引导物料滑落到振动台的弧面上，防止物料的堆积堵塞；在半弧形振动台底端的振动机体上设有出料口，物料从振动台滑落到出料口中，出料口下设有传送带，方便物料的输送、进给；两个激振器对称安装在振动机体上，两个激振器的偏心转子反向同步旋转，作为动力源；振动机体的运动限定于y方向。
2.权利要求1所述的一种自同步驱动防堵塞振动给料机的参数确定方法，其特征在于，该振动给料机的动力学模型为，包括四个工作机体和两个激振器，两个激振器反向转动，两个半弧形振动台分别为质体1和质体2，伞状辅助激励器为质体3，振动机体为质体4，质体1和质体2以相反方向运动，质体3和质体4上下运动，且在x轴方向无运动；所述激振器的参数确定方法包括如下步骤：
步骤一：建立系统的动力学模型和运动微分方程：
建立坐标系，根据拉格朗日法得微分方程：
式中
M1＝m1+m01，M2＝m2+m02，M3＝m3，M4＝m4+m01+m02；
m01,m02——激振器1和2的质量；mi——质体的质量(i＝1～4)；
f1y，f2y，f3y——y方向上阻尼系数；Joi＝moir2——转动惯量(i＝1～2)；
r——激振器偏心距；kiy(i＝1～4)——y方向上弹簧刚度系数；
——激振器i的相位角(i＝1～2)；
——激振器i的角速度(i＝1～2)；
——激振器i的角加速度(i＝1～2)；
步骤二：推导同步性条件
由传递函数法得到系统的响应为:
γ1y——质体1在y方向上的滞后角；
γ2y——质体2在y方向上的滞后角；
γ3y——质体3在y方向上的滞后角；
γ4y——质体4在y方向上的滞后角；
η——转子1和2的质量比；
两个激振器的平均相位角为两个激振器的相位差为2α，且有
质体1和质体2的质量相同，则有M1＝M2，F1＝F2，γ1y＝γ2y，k1＝k2＝k0，
a＝M4M02ω8m0-(k4M02M3+3f02M02+2M4M0k0M3+6f02M0M3+M4M02k3+2M02k0M3+2f02M4M0+k3M02M3+f02M3M4)ω6m0+(2k3M0k0M3+6f02M0k0+f04+4k3M0f02+f02k3M3+4f02M3k0+2M0k02M3+k4M02k3+M4k02M3+
2 2 2 2 2 4 2 2
f0M4k3+2k3M0k0+2M4M0k0k3+2k4M0k0M3+2f0 M4k0+f0 k4M3+2f0 k4M0)ω m0-(f0k0+2k4M0k0k3+k3k02M3+f02k4k3+f02k3k4+2k3M0k02+2f02k3k0+2f02k4k0+M4k02k3+k4k02M3)ω2m0+k4k02k3b＝-4(M02f0M3+M4M02f0+2f0M4M0M3)ω7m0+(2f0M4M3+4f03M0+3k3M02f0+2k3M0f0M3+2f0M02k0+
2f0k4M0M3+2f0M4M0k3+k4M02f0+8f0M0M3k0+2M4M0k0f0+2f03M3+f03M4)ω5m0-(2f0k4M0k3+2k3f0M3k0+
2 3 3 2 3 2 3
M4k0f0+2f0k4M3k0+6k3M0k0f0+f0k3+f0k4+2f0M4k3k0+2f0M0k0+2k4M0k0f0+2f0k0+2f0k0M3)ωm0+(2f0k4k3k0+k4k02f0+f0k02k3)ωm0
c＝(f02M0+M3f02+M3M0k0)ω4m0-(k3M0k0+M3k02+2f02k0+k3f02)ω2m0+k3k02
d＝M3M0f0ω5m0-(f0M0k0+k3M0f0+2M3k0f0+f03)ω3m0+(2k3k0f0+f0k02)ωm0
h＝(k3M02+2f02M0)ω4m0-(2f02k0+2k3M0k0+k3f02)ω2m0+k3k02
p＝f0M02ω5m0-(2k3M0f0+f03+2f0k3M0)ω3m0+(2k3k0f0+f0k02)ωm0
u＝-M02M3ω6m0+(M3f02+2M3M0k0+2f02M0+k3M02)ω4m0-(M3k02+2f02k0+k3f02+2k3M0k0)ω2m0+k3k02
z＝(f0M02+2M3M0f0)ω5m0-(2k3M0f0+f03+2f0M0k0+2M3k0f0)ω3m0+(2k3k0f0+f0k02)ωm0所以有：
在质体1中，弹簧和水平方向的夹角为β；在质体2中，弹簧和水平方向的夹角为π-β；质体3在x方向的位移为0，质体4在x方向的位移为0；在较小的波动下，系统在x方向的响应为：
式中，M——质量耦合矩阵，K——刚度耦合矩阵，Δ(ω2)为特征值方程令特征值方程等于0时，即Δ(ω2)＝0
在弹簧刚度比较小的条件下，k4在下述处理中可以忽略不计
从而得到
其中
Am＝M0k3M4+k0M3M4+2M0M3k0+M0M3k3
Bn＝M02k32M42-2M0k3M42k0M3-4M02k3M4M3k0+2M02k32M4M3+k02M32M42+4k02M32M4M0-2k0M32M4M0k3+
4M02M32k02+4M02M32k0k3+M02M32k32
当系统在稳定状态下工作时，即将式(2)求导得并代入式
(1)最后一个方程中，然后令求积分，将得到两个激振器的平均微分方程，如下：
式中表示标准激振器的动能，ωm0表示两电机的同步角速度，Te01，Te02表
示两个电机的电磁转矩，表示两个电机的输出转矩；
电机1和电机2的输出转矩差ΔT012为
整理式(10)得：
式中
为两个激振器的无量纲耦合转矩，是关于α的约束函数：
因此得：
两个激振器的同步条件是任意两个电机的无量纲剩余转矩差的绝对值小于或等于无
量纲耦合转矩的最大值；
步骤三：同步状态的稳定性判据
系统的动能方程为：
系统的势能方程为：
一个周期内的平均动能方程和平均势能方程为：
P＝η[k3F32sin(2α+β)-k3F32sin(2α-β)+k3F42sin(2α+β)-k3F42sin(2α-β)+k4F42sin(2α+β)-k4F42sin(2α-β)+2k0F42cos(2α-β)+2k0F42cos(2α+β)+2k0F42sin(2α+β)-2k0F42sin(2α-β)+
2 2 2 2 2
2k0F0sin(2α+β)-2k0F0sin(2α-β)+2k0F0cos(2α-β)+2k0F0cos(2α+β)]+2k0(cosβ+sinβ)(η+1)(F02+F42)+(η2+1)(k3F32+k3F42+k4F42)sinβ
式中ET表示平均动能，EV表示平均势能
因此有：
系统哈密顿平均作用量(I)是：
在同步状态下，稳定相位差的解对应于最小哈密顿作用量，其Hessen矩阵正定，
Hessen矩阵表示为H，
F1＝-k3F32sin(3β+2α)+k3F32sin(-3β+2α)-k3F42sin(3β+2α)+k3F42sin(-3β+2α)-k4F42sin(3β+2α)+k4F42sin(-3β+2α)+2k0F02cos(-β+2α)+6k0F42sin(β+2α)+2k0F02cos(β+2α)+
2k0F42cos(-β+2α)-6k0F02sin(-β+2α)+2k0F42cos(β+2α)-6k0F42sin(-β+2α)+6k0F02sin(β+2α)-2k0F02cos(-3β+2α)-2k0F02sin(3β+2α)-2k0F02cos(3β+2α)-2k0F42cos(3β+2α)-2k0F42cos(-3β+2α)+2k0F42sin(-3β+2α)+2k0F02sin(-3β+2α)-2k0F42sin(3β+2α)+3k4F42sin(β+2α)-
3k4F42sin(-β+2α)+3k3F32sin(β+2α)-3k3F32sin(-β+2α)+3k3F42sin(β+2α)-3k3F42sin(-β+2α)F2＝-8ω2m0M0F02sin(β+2α)+8ω2m0M0F02sin(-β+2α)+ω2m0M3F32sin(3β+2α)+3ω
2m0M3F32sin(-β+2α)-ω2m0M3F32sin(-3β+2α)-3ω2m0M3F32sin(β+2α)+3ω2m0M4F42sin(-β+2α)-ω2m0M4F42sin(-3β+2α)+ω2m0M4F42sin(3β+2α)-3ω2m0M4F42sin(β+2α)
F3＝2k0F4F0[cos(γ1-γ4)+cos(γ2-γ4)][-cos(2α+β)-cos(2α-β)+3sin(2α-β)-3sin(2α+β)+cos(2α+3β)+cos(2α-3β)+sin(2α+3β)-sin(2α-3β)]+2k3F4F3cos(γ3-γ4)[3sin(2α-β)-3sin(2α+β)+sin(2α+3β)-sin(2α-3β)]
因此得
为了保证Hessen矩阵正定，满足如下条件：
H＞0 (25)
H定义为系统的稳定性能力系数，当式(25)条件满足时，系统则稳定。
3.根据权利要求2所述的一种自同步驱动防堵塞振动给料机的参数确定方法，其特征在于，将求和，然后除以2Tu，得到两个激振器的无量纲载荷转矩：
式中为两个激振器的无量纲载荷转矩且是有范围的函数：
激振器1和2之前的同步能力系数如下：
同步能力系数越大，系统的同步性越强，实现同步越容易。

说明书全文

一种自同步驱动防堵塞振动给料机及其参数确定方法

技术领域

[0001] 本发明属于振动给料装置技术领域，是一种自同步驱动防堵塞振动给料机及其参数确定方法。

背景技术

[0002] 振动给料机，又称振动喂料机，是指可把块状、颗粒状物料从贮料仓中均匀、定时、连续地给到受料装置中去的一种设备。广泛应用于冶金、煤矿、建材、化工等行业。振动给料机具有结构简单、喂料均匀、连续性好、激振力可调等优点。

[0003] 本发明不同于其他振动给料机，普通的振动给料机在工作过程中易发生堵塞现象，堵塞的原因主要如下：

[0004] 如果物料存放的时间过长，因吸收空气的水分，使物料粘性增强，从而导致物料容易发生粘连，进而物料堆积造成堵塞。

[0005] 物料从高处落下，若料斗的深度越深，物料到达料斗出口端的速度也就越大，后续的物料会被压实，从而发生堵塞。

[0006] 若混入杂物，杂物可能会导致大块物料堵塞，从而造成堵塞。

发明内容

[0007] 为了克服现有技术中存在的问题，本发明提出了一种自同步驱动防堵塞振动给料机及其参数确定方法；以双机四质体动力学模型为研究对象，应用平均参数法、传递函数法等原理对模型建立微分方程，通过同步性和稳定性的特性分析得到系统的同步性和稳定能力系数曲线，无量纲耦合力矩最大值图等，最后通过振动系统的仿真，得到质体的速度曲线，位移曲线，相位差图，通过特性分析和系统仿真的对比验证方法的正确性。而本发明在结构上进行创新，避免了物料堆积堵塞的现象。

[0008] 本发明的具体技术方案为：

[0009] 一种自同步驱动防堵塞振动给料机，包括料斗、振动台、振动机体、底座、激振器、辅助激励器、弹簧，传送带；振动机体下部通过弹簧固定在底座上，支撑整个设备，并提供必要的弹力与隔振；振动机体上方两侧对称安装两个半弧形振动台，且振动机体和振动台之间通过弹簧连接，振动台为提供激振力将落下来的物料输送至底端；振动机体上方中间通过弹簧安装一个伞状辅助激励器，位于料斗正下方，伞状辅助激励器限位于沿y方向往复运动，作用为引导物料滑落到振动台的弧面上，防止物料的堆积堵塞；在半弧形振动台底端的振动机体上设有出料口，物料从振动台滑落到出料口中，出料口下设有传送带，方便物料的输送、进给；两个激振器对称安装在振动机体上，两个激振器的偏心转子反向同步旋转，作为动力源；振动机体的运动限定于y方向。

[0010] 工作原理：当物料进入料斗时，首先经过伞状的辅助激励器，物料沿辅助激励器的伞壁滑落，落在振动台上，振动台往复振动，将物料输送到出料口，最后通过传送台将物料输送至所需设备。辅助激励器和振动台的激振力均由两个激振器提供，通过参数确定方法保证振动台和激振器的振动方向和振幅，达到辅助激励器和振动台的理想效果。

[0011] 本发明防堵塞原理为：对于普通的振动输料机，因料斗出口为收缩形状，当物料从料斗进入，可能因物料本身的粘性或者杂质在料斗出口端造成堆积，进而堵塞影响进料。而本发明中，当物料在辅助激励器和料斗出口处堆积，因辅助激励器的上下振动，会产生惯性力，使堆积的物料散开，落到振动台上，进而保证设备的正常工作。

[0012] 上述自同步驱动防堵塞振动给料机的参数确定方法，该振动给料机的动力学模型为，包括四个工作机体和两个激振器，两个激振器反向转动，两个半弧形振动台分别为质体1和质体2，伞状辅助激励器为质体3，振动机体为质体4，质体1和质体2以相反方向运动，质体3和质体4上下运动，且在x轴方向无运动；所述激振器的参数确定方法包括如下步骤：

[0013] 步骤一：建立系统的动力学模型和运动微分方程：

[0014] 建立坐标系，根据拉格朗日法得微分方程：

[0015]

[0016] 式中

[0017] M1＝m1+m01，M2＝m2+m02，M3＝m3，M4＝m4+m01+m02；

[0018] m01,m02——激振器1和2的质量；mi——质体的质量(i＝1～4)；

[0019] f1y，f2y，f3y——y方向上阻尼系数；Joi＝moir2——转动惯量(i＝1～2)；

[0020] r——激振器偏心距；kiy(i＝1～4)——y方向上弹簧刚度系数；

[0021] ——激振器i的相位角(i＝1～2)；

[0022] ——激振器i的角速度(i＝1～2)；

[0023] ——激振器i的角加速度(i＝1～2)；

[0024] 步骤二：推导同步性条件

[0025] 由传递函数法得到系统的响应为:

[0026]

[0027] γ1y——质体1在y方向上的滞后角；

[0028] γ2y——质体2在y方向上的滞后角；

[0029] γ3y——质体3在y方向上的滞后角；

[0030] γ4y——质体4在y方向上的滞后角；

[0031] η——转子1和2的质量比；

[0032] 两个激振器的平均相位角为两个激振器的相位差为2α，且有

[0033]

[0034] 质体1和质体2的质量相同，则有M1＝M2，F1＝F2，γ1y＝γ2y，k1＝k2＝k0，[0035] a＝M4M02ω8m0-(k4M02M3+3f02M02+2M4M0k0M3+6f02M0M3+M4M02k3+2M02k0M3+2f02M4M0+k3M02M3+f02M3M4)ω6m0+(2k3M0k0M3+6f02M0k0+f04+4k3M0f02+f02k3M3+4f02M3k0+2M0k02M3+k4M02k3+M4k02M3+f02M4k3+2k3M02k0+2M4M0k0k3+2k4M0k0M3+2f02M4k0+f02k4M3+2f02k4M0)ω4m0-(f02k02+2k4M0k0k3+k3k02M3+f02k4k3+f02k3k4+2k3M0k02+2f02k3k0+2f02k4k0+M4k02k3+k4k02M3)ω2m0+k4k02k3[0036] b＝-4(M02f0M3+M4M02f0+2f0M4M0M3)ω7m0+(2f0M4M3+4f03M0+3k3M02f0+2k3M0f0M3+
2f0M02k0+2f0k4M0M3+2f0M4M0k3+k4M02f0+8f0M0M3k0+2M4M0k0f0+2f03M3+f03M4)ω5m0-(2f0k4M0k3+
2k3f0M3k0+M4k02f0+2f0k4M3k0+6k3M0k0f0+f03k3+f03k4+2f0M4k3k0+2f0M0k02+2k4M0k0f0+2f03k0+
2f0k02M3)ω3m0+(2f0k4k3k0+k4k02f0+f0k02k3)ωm0

[0037] c＝(f02M0+M3f02+M3M0k0)ω4m0-(k3M0k0+M3k02+2f02k0+k3f02)ω2m0+k3k02[0038] d＝M3M0f0ω5m0-(f0M0k0+k3M0f0+2M3k0f0+f03)ω3m0+(2k3k0f0+f0k02)ωm0[0039] h＝(k3M02+2f02M0)ω4m0-(2f02k0+2k3M0k0+k3f02)ω2m0+k3k02

[0040] p＝f0M02ω5m0-(2k3M0f0+f03+2f0k3M0)ω3m0+(2k3k0f0+f0k02)ωm0

[0041] u＝-M02M3ω6m0+(M3f02+2M3M0k0+2f02M0+k3M02)ω4m0-(M3k02+2f02k0+k3f02+2k3M0k0)ω2m0+k3k02

[0042] z＝(f0M02+2M3M0f0)ω5m0-(2k3M0f0+f03+2f0M0k0+2M3k0f0)ω3m0+(2k3k0f0+f0k02)ωm0[0043] 所以有：

[0044]

[0045]

[0046]

[0047] 在质体1中，假设弹簧和水平方向的夹角为β。在质体2中，假设弹簧和水平方向的夹角为π-β。质体3在x方向的位移为0，质体4在x方向的位移为0。在较小的波动下，系统在x方向的响应为：

[0048]

[0049]

[0050] 式中，M——质量耦合矩阵，K——刚度耦合矩阵，Δ(ω2)为特征值方程

[0051] 令特征值方程等于0时，即Δ(ω2)＝0

[0052] 在弹簧刚度比较小的条件下，k4 在下述处理中可以忽略不计从而得到

[0053]

[0054] 其中

[0055] Am＝M0k3M4+k0M3M4+2M0M3k0+M0M3k3

[0056] Bn＝M02k32M42-2M0k3M42k0M3-4M02k3M4M3k0+2M02k32M4M3+k02M32M42+4k02M32M4M0-2k0M32M4M0k3+4M02M32k02+4M02M32k0k3+M02M32k32

[0057] 当系统在稳定状态下工作时，即将式(2)求导得并代入式(1)最后一个方程中，然后令求积分，将得到两个激振器的平均微分方程，如下：

[0058]

[0059]

[0060]

[0061] 式中表示标准激振器的动能，ωm0表示两电机的同步角速度，Te01，Te02表示两个电机的电磁转矩，表示两个电机的输出转矩。

[0062] 电机1和电机2的输出转矩差(ΔT012)为

[0063]

[0064] 整理式(10)得：

[0065]

[0066] 式中

[0067]

[0068] 为两个激振器的无量纲耦合转矩，是关于α的约束函数：

[0069]

[0070] 因此得：

[0071]

[0072] 两个激振器的同步准则是任意两个电机的无量纲剩余转矩差的绝对值小于或等于无量纲耦合转矩的最大值。

[0073] 将求和，然后除以2Tu，得到两个激振器的无量纲载荷转矩：

[0074]

[0075] 式中为两个激振器的无量纲载荷转矩且是有范围的函数：

[0076]

[0077] 激振器1和2之前的同步能力系数如下：

[0078]

[0079] 同步能力系数越大，系统的同步性越强，实现同步越容易。

[0080] 步骤三：同步状态的稳定性判据

[0081] 系统的动能方程为：

[0082]

[0083] 系统的势能方程为：

[0084]

[0085] 一个周期内的平均动能方程和平均势能方程为：

[0086]

[0087]

[0088] P＝η[k3F32sin(2α+β)-k3F32sin(2α-β)+k3F42sin(2α+β)-k3F42sin(2α-β)+k4F42sin2 2 2 2 2
(2α+β)-k4F4sin(2α-β)+2k0F4cos(2α-β)+2k0F4 cos(2α+β)+2k0F4sin(2α+β)-2k0F4sin(2α-β)+2k0F02sin(2α+β)-2k0F02sin(2α-β)+2k0F02cos(2α-β)+2k0F02cos(2α+β)]+2k0(cosβ+sinβ)(η2+1)(F02+F42)+(η2+1)(k3F32+k3F42+k4F42)sinβ

[0089]

[0090] 式中ET表示平均动能，EV表示平均势能

[0091] 因此有：

[0092]

[0093] 系统哈密顿平均作用量(I)是：

[0094]

[0095] 在同步状态下，稳定相位差的解对应于最小哈密顿作用量，其Hessen矩阵正定，Hessen矩阵表示为H，

[0096]

[0097] F1＝-k3F32sin(3β+2α)+k3F32sin(-3β+2α)-k3F42sin(3β+2α)+k3F42sin(-3β+2α)-k4F42sin(3β+2α)+k4F42sin(-3β+2α)+2k0F02cos(-β+2α)+6k0F42sin(β+2α)+2k0F02cos(β+2α)+2k0F42cos(-β+2α)-6k0F02sin(-β+2α)+2k0F42cos(β+2α)-6k0F42sin(-β+2α)+6k0F02sin(β+2α)-2k0F02cos(-3β+2α)-2k0F02sin(3β+2α)-2k0F02cos(3β+2α)-2k0F42cos(3β+2α)-2k0F42cos(-3β+2α)+2k0F42sin(-3β+2α)+2k0F02sin(-3β+2α)-2k0F42sin(3β+2α)+3k4F42sin(β+2α)-
3k4F42sin(-β+2α)+3k3F32sin(β+2α)-3k3F32sin(-β+2α)+3k3F42sin(β+2α)-3k3F42sin(-β+2α)[0098] F2＝-8ω2m0M0F02sin(β+2α)+8ω2m0M0F02sin(-β+2α)+ω2m0M3F32sin(3β+2α)+3ω
2 2 2 2 2 2 2 2
m0M3F3 sin(-β+2α)-ωm0M3F3sin(-3β+2α)-3ωm0M3F3sin(β+2α)+3ωm0M4F4sin(-β+2α)-ω2m0M4F42sin(-3β+2α)+ω2m0M4F42sin(3β+2α)-3ω2m0M4F42sin(β+2α)

[0099] F3＝2k0F4F0[cos(γ1-γ4)+cos(γ2-γ4)][-cos(2α+β)-cos(2α-β)+3sin(2α-β)-3sin(2α+β)+cos(2α+3β)+cos(2α-3β)+sin(2α+3β)-sin(2α-3β)]+2k3F4F3cos(γ3-γ4)[3sin(2α-β)-3sin(2α+β)+sin(2α+3β)-sin(2α-3β)]

[0100] 因此得

[0101]

[0102] 为了保证Hessen矩阵正定，应该满足如下条件：

[0103] H＞0 (25)

[0104] H定义为系统的稳定性能力系数。当式(25)条件满足时，系统则稳定。

[0105] 本发明的有益效果为：当物料进入料斗时，首先经过伞状的辅助激励器，物料沿辅助激励器的伞壁滑落，落在振动台上，振动台往复振动，将物料输送到出料口，最后通过传送台将物料输送至所需设备。因料斗出口为收缩形状，当物料从料斗进入，可能因物料本身的粘性或者杂质在料斗出口端造成堆积，进而堵塞影响进料。而本发明中，当物料在辅助激励器和料斗出口处堆积，因辅助激励器的上下振动，会产生惯性力，使堆积的物料散开，落到振动台上，进而保证设备的正常工作。辅助激励器和振动台的激振力均由两个激振器提供，通过参数确定方法保证振动台和激振器的振动方向和振幅，达到辅助激励器和振动台的理想效果。附图说明

[0106] 图1为自同步驱动防堵塞振动给料机(a)结构简图，(b)动力学模型；

[0107] 图中：1料斗；2辅助激励器；3振动台；4振动机体；5激振器；6出料口；7底座；8弹簧；

[0108] 图中各参数的含义：

[0109] m1——质体1的质量；

[0110] m2——质体2的质量；

[0111] m3——质体3的质量；

[0112] m4——质体4的质量；

[0113] m01——激振器转子1的质量；

[0114] m02——激振器转子2的质量；

[0115] ——激振器转子1的转角；

[0116] ——激振器转子2的转角；

[0117] o1——激振器1的质心；

[0118] o2——激振器2的质心；

[0119] ki,i＝0～4——弹簧刚度系数；

[0120] β——质体1的弹簧和水平方向之间的夹角；

[0121] π-β——质体2的弹簧和水平方向之间的夹角；

[0122] 图2激振器间相位差曲线；

[0123] 图3相位滞后角曲线；

[0124] 图4同步性能力系数曲线；

[0125] 图5最大耦合力矩曲线；

[0126] 图6稳定性能力系数曲线；

[0127] 图7区域1电机转速图；

[0128] 图8区域1相位差图；

[0129] 图9区域1在x方向的位移；

[0130] 图10区域1在x方向的局部放大图；

[0131] 图11区域1在y方向的位移；

[0132] 图12区域1在y方向的局部放大图；

[0133] 图13区域2电机转速；

[0134] 图14区域2相位差；

[0135] 图15区域2在x方向的位移及放大图；

[0136] 图16区域2在y方向的位移；

[0137] 图17区域2在y方向位移的前部局部放大图；

[0138] 图18区域2在y方向位移的后部局部放大图；

[0139] 图19区域3电机转速图；

[0140] 图20区域3相位差图；

[0141] 图21区域3在x方向的位移图；

[0142] 图22区域3在y方向的位移图。

具体实施方式

[0143] 实施例1：数值分析

[0144] 系统的稳态相位关系由三种相位关系组成，即激振器之间的相位差、系统响应和激振器之间的相位关系和系统响应之间的相位关系。

[0145] 假定振动系统参数为k1y＝k2y＝14000kN/m，k3y＝16000kN/m，k4y＝10kN/m，m1＝m2＝1400kg，m3＝1600kg，m01＝m02＝10kg，M4＝m4+m01+m02＝2020kg，系统的固有频率由计算可得，A点：ω1＝100rad/s，B点：ω2＝178.27rad/s。

[0146] 因此根据ω1＝100rad/s和ω2＝178.27rad/s可划分成三个区：1区为ωm0＜ω1，2区为ω1＜ωm0＜ω2，3区为ω2＜ωm0。

[0147] 图2表示两个激振器的相位角关系，2α为激振器1和2之间的相位差，当激振频率在1区，两个激振器的相位差是180°；当激振频率在2区，两个激振器的相位差是0°；当激振频率在3区，两个激振器的相位差是0°和180°。

[0148] 图3表示三个质体的滞后角，γ为滞后角，1区内系统的滞后角是180°；2区内，质体1，2和3的滞后角是180°，质体4的滞后角是0°；3区内，质体1，2和3的滞后角是0°，质体4的滞后角是180°。

[0149] ζ12表示同步性能力系数，两个激振器之间同步系数越大，相对耦合量越大。两个激振器达到同步越容易，系统同步下越好。由图4知，在1区和2区，随着激振频率的增大，系统同步能力曲线开始递增，之后递减，在3区，随着激振频率的增大，系统同步能力曲线递增。

[0150] 通过调整两个激振器之间的相位差，耦合力矩达到系统的能量分配，从而保证系统的稳定。由图5知，1区内，随着激振频率的增大，最大耦合力矩的曲线递减。2和3区内，随着激振频率的增大，最大耦合力矩的曲线先递增，之后递减。

[0151] 由图6知，随着激振频率增大，稳定能力系数大于0，表明系统稳定，且在区域2内，稳定能力系数明显增大。

[0152] 数值分析结果表明：当系统在相对于ω1的亚共振状态，即区域1(ωm0＜ω1)，稳定系数大于等于0，且最大耦合力矩逐渐降低。在系统处在相对于ω2的超共振状态下，即区域3(ω2＜ωm0)和相对于ω2的亚共振状态或相对于ω1的超共振状态下，即区域2(ω1＜ωm0＜ω2)，系统的稳定性能力系数大于0，但区域3内的最大耦合力矩逐渐降低。

[0153] 实施例2：振动系统的仿真

[0154] 振动系统的仿真主要使用四阶Rouge-Kutta程序进行仿真，根据之前划分的三个区域逐一进行仿真。实际工程应用中，一般取相同的激振器，四电机的参数相同，即η＝1.0。系统整体参数选用如下：转子电阻Rr＝3.40Ω，定子电阻Rs＝3.35Ω，转子电感Lr＝170mH，定子电感Ls＝170mH，互感Lm＝164mH，f1y＝f2y＝0.05。振动系统的其他参数：r＝0.15m，m1＝m2＝1400kg，m3＝1600kg，m01＝m02＝10kg，M4＝m4+m01+m02＝2020kg，调整参数，使系统分别处于亚共振状态和超共振状态。

[0155] 对区域1进行仿真，假定k1y＝k2y＝40000kN/m，k3y＝10000kN/m，k4y＝10kN/m，z1＝0.609：

[0156] 图7表示两个激振器速度的稳定状态，在短时间内，两个激振器的速度很快稳定下来，并且同步速度基本稳定在983r/min左右，在60s时，激振器2增加干扰，速度产生波动，但稳定后仍在983r/min左右。

[0157] 图8表示相位差稳定状态，前40s相位差为0°，之后激振器1和2的相位差稳定在180°，在60s时激振器2增加干扰，稳定后的相位差仍是180°，与特征分析的相位差相一致。

[0158] 图9和10表示质体1～4在x方向的位移。质体1和2在水平方向反向运动，质体3和4在水平方向无位移，之后在60s时，激振器2增加干扰，位移曲线产生波动，后恢复到原状态，质体4在水平方向的位移始终为0。

[0159] 图11和12表示质体1～4在y方向的位移。质体1和2的位移相同并且最大，质体1,2和质体4同向运动，而质体3反向运动。

[0160] 对区域2进行仿真，假定k1y＝k2y＝8000kN/m，k3y＝10000kN/m，k4y＝10kN/m，z2＝0.75：

[0161] 图13表示两个激振器速度的稳定状态，在短时间内，两个激振器的速度很快稳定下来，并且同步速度基本稳定在833r/min—852r/min，在30s时，激振器2增加干扰，速度产生波动，但稳定后仍在833r/min—852r/min。

[0162] 图14表示相位差稳定状态，激振器1和2的相位差稳定在0°，在30s式激振器2增加干扰，稳定后的相位差仍然是0°，与特征分析的相位差相一致。

[0163] 图15表示质体1～4在x方向的位移。质体1和2在水平方向反向运动，质体3和4的位移为0。之后在30s时，激振器2增加干扰，位移曲线产生波动，之后恢复到原状态。

[0164] 图16，17，18表示质体1～4在y方向的位移。质体1和2的位移相同，质体4的位移最大，质体1,2和3同向运动，而质体4反向运动

[0165] 对区域3进行仿真，假定k1y＝k2y＝3000kN/m，k3y＝2000kN/m，k4y＝10kN/m，z1＝1.34：

[0166] 图19表示两个激振器速度的稳定状态，在短时间内，两个激振器的速度很快稳定下来，并且同步速度基本稳定在983.23r/min左右，在30s时，激振器2增加干扰，速度产生波动，但稳定后仍在983.23r/min。

[0167] 图20表示相位差稳定状态，激振器1和2的相位差在前5s是0°，然后变为180°，在30s时激振器2增加干扰，相位差变为0°，后又变回180°，与特征分析的相位差相一致。

[0168] 图21表示质体1～4在x方向的位移。在30s前，四个质体都是稳定的，在30s时，激振器2增加干扰，位移曲线产生波动，质体1和质体2水平方向反向运动，质体3和质体4的位移为0，之后系统恢复到原状态再次保持稳定。

[0169] 图22表示质体1～4在y方向的位移。在30s前，四个质体都是几乎没有位移，在30s时，激振器2增加干扰，位移曲线产生波动，四个质体位移都相同，之后系统再次恢复到原状态。

[0170] 系统仿真结果表明：

[0171] 在区域1内，稳定状态下的质体1和质体2在x和y方向都有较大的位移，质体3和质体4在y方向的位移较小。系统稳定后的相位差为180°。在区域2中，稳定状态下的质体1和质体2在x和y方向都有较大的位移，质体3和质体4在y方向的位移较大，且振动机体反向运动。系统稳定后的相位差为0°。在区域3中，稳定状态下的质体1和质体2在x和y方向位移近似为
0，质体3和质体4在y方向的位移近似为0，系统稳定后的相位差为180°。

[0172] 结论

[0173] (1)根据对比数值分析和仿真结果相同，可知本发明的参数确定方法正确，同时可知本发明结构的合理性和可行性；

[0174] (2)根据本发明的结构的创新点和工作特点，质体3(即辅助激励器)在y方向应该有较大的位移，而且质体1和质体2(两个振动台)在x和y方向也应该具有较大的位移，从而保证物料的进给，根据以上分析可知，区域2符合要求，因此本发明的振动给料机满足防堵塞技术要求，且工作区域选定为区域2。

[0175] (3)本发明的参数确定方法对于振动给料机设备的结构参数设计以及工作区域的选择具有重大指导作用。

[0176] 实施例3

[0177] 一种自同步驱动防堵塞振动给料机。其动力学模型见图1，包括：激振器m0i(i＝1～2)，质体mi(i＝1～4)，弹簧ki(i＝1～4)。该模型由两个激振器和四个质体组成。质体1和2水平方向反向运动，质体3和4在x方向无位移。并且每个激振器绕自身回转轴旋转，以表示。

[0178] 下面是利用本发明设计的其中一款振动给料机的示例数据参数。本发明并不仅限于此设计参数。

[0179] 弹簧刚度：k1y＝k2y＝8000kN/m，k3y＝10000kN/m，k4y＝10kN/m；：

[0180] 阻尼系数：f1y＝f2y＝0.05

[0181] 质体质量：m1＝m2＝1400kg，m3＝1600kg；

[0182] r＝0.15m；z2＝0.75；同步转速：ωm0＝833r/min—852r/min；

[0183] 激振器偏心转子质量：m01＝m02＝10kg，M4＝m4+m01+m02＝2020kg；

[0184] 电机参数：转子电阻Rr＝3.40Ω，定子电阻Rs＝3.35Ω，转子电感Lr＝170mH，定子电感Ls＝170mH，互感Lm＝164mH。

[0185] 两个电机型号一致，三相鼠笼式(型号VB-1082-W，380V，50Hz，6-极，Δ-连接，0.75kw，转速980r/min，39kg)。

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