Курсовий проект
З предмету:
„Автоматизація технологічного устаткування”
Тема: Автоматизація каліброваного верстата моделі IК 825 Ф2”
ЗМІСТ
Загальна частина.
Вступ.
Характеристика технологічного процесу.
Характеристика і аналіз існуючої схеми управління.
Розрахунково-технологічна частина.
Вибір і обґрунтування структурної схеми автоматизації процесу.
Розробка технологічної схеми.
Підбір стандартного обладнання.
Підбір і розрахунок автоматизуючих пристроїв.
Опис схеми керування, контролю або регулювання.
Висновок.
Використана література.
42.КП.5.092503.01.008.ПЗ.
Зм. Арк. №документа Підпис Дата
Розроб. Кащук Н. М.
Автоматизація вальцетокарного каліброваного верстата моделі IК 825 Ф2
Літера Аркуш Аркушів
Перев. Соколюк В. М.
3 32
КПТК, А-42
Н. контр.
Затв.
1. Загальна частина
1.1. Вступ
У зв’язку з виходом вітчизняних виробників металопродукції на зовнішній
ринок і виробництвом прокату по стандартах ASTM, DIN і іншим, до його
якості і геометричних розмірів пред’являються підвищені вимоги, що
найчастіше перевищують вимоги існуючих стандартів і технічних умов.
Якість металопрокату і геометричні розміри профілів залежать від
багатьох факторів, одним із яких є якість виготовлення і точність
обробки поверхні валків чорнових і чистових заготовок прокатних станів.
Відповідно до робочих калібрувань і монтажів валків у вальцетокарний
майстерні сортопрокатного цеху виробляється обробка і розточення валків
чорнових і чистових заготовок. Для цих цілей застосовується верстат типу
IK 825 Ф2, що призначений для обробки валків як сортових, так і листових
прокатних станів.
При обробці валків, що мають неоднорідну структуру і різні
фізико-механічні властивості, виникають кидки потужності різання, що
негативно впливають на якість поверхні валків і точність геометричних
розмірів готового прокату.
У зв’язку з цим у даному проекті була запропонована система стабілізації
потужності різання на заданому рівні, що впливає на якість поверхні
оброблюваних валків.
1.2. Характеристика технологічного процесу
Загальні відомості про механізм і вимоги до електропривода
Верстат токарний калібрувальний спеціальний моделі ІК 825 Ф2 з цифровою
індикацією і керуванням (КЦІ) призначений, згідно [1] для обробки і
калібрування зовнішніх поверхонь прокатних валків у спеціальних
каліброваних люнетах. На верстаті не передбачається обробка деталей зі
зміщеним центром ваги щодо осі обертання типу ексцентрикових і
колінчатих валів, конусних деталей з неврівноваженими масами.
Керування основними рухами верстата (переміщення супортів по осях X і Z)
здійснюється від КЦІ. Операції, зв’язані з переключенням ступіней
головного привода, регулюванням швидкості обертання шпинделя і подач
супорта, переміщення і фіксація задньої бабки, переміщення пінолі,
установка і затиск виробу, установка люнети, установка і затиск
інструмента, що ріже, на супорті виконуються від органів керування,
розташованих на цих складальних одиницях без обліку КЦІ, тобто ці
операції не програмуються.
Обробка деталей може бути зроблена в «ручному» режимі (КЦІ виконує роль
індикації) і «програмному» (автоматичному) режимі по програмі, заданої
ручним введенням завдання на пульт КЦІ з керуванням головним приводом і
супортами за допомогою органів керування, розташованих на пульті
супортів.
Застосування КЦІ ДО 525 підвищує продуктивність праці в режимі індикації
і переднабору, а в автоматичному режимі обробки по програмі звільняє
оператора від користування універсальним міряльним інструментом,
підвищує точність роботи й обробки деталей, а також знижує стомлюваність
робітника-оператора, дозволяє організувати бригадне і багатоверстатне
обслуговування верстата.
Технічна характеристика верстата
Клас точності відповідно до норм точності за технічним завданням.
Технічні характеристики вальцетокарного каліброваного спеціального
верстата моделі ІК 825 Ф2 приведені в табл. 1.1.
Таблиця 1.1.
Технічна характеристика вальцетокарного каліброваного верстата моделі IК
825 Ф2
Параметри Величина
Найбільший діаметр установлюваної над супортом заготівлі, мм 1000
Граничний діаметр оброблюваної зовнішньої поверхні, мм 600—1000
Найбільша маса заготівлі, встановлюваної в центрах, кг 25000
Найбільший перетин державки різців, мм 63 x 43
Кількість позицій інструмента, шт. 1
Найбільша довжина виробу, мм 5000
Найбільше поперечне переміщення супорта, мм 345
Межі частот обертання шпинделя, про/хв 0,46 — 25
Діапазон регулювання подовжніх подач супорта, мм/про 0,02 — 139,0
Діапазон регулювання поперечних подач супорта, мм/про 0,01 — 55,0
Межі швидких настановних переміщень супортів, м/хв 2,5
Число ступіней обертання шпинделя безступінчасте
Число ступіней робочих подач безступінчасте
Найбільше зусилля різання на один супорт, кН 100
Найбільший МОмент, що крутить, на шпинделі, кн*м 90
Шорсткість зовнішньої поверхні, мкм 1,65
Продуктивність (стосовно замінної моделі) 1,6
Питома маса металу, кг на одиницю продуктивності 0,76
Питома витрата електроенергії, квт*година на одиницю продуктивності 0,77
Установлена безвідмовність наробітку в добу, годин не менш 16
Установлена безвідмовність наробітку в тиждень, годин не менш 80
Установлена безвідмовність наробітку, годин не менш 500
1.3 Характеристика і аналіз існуючої схеми управління.
Вимоги до електропривода головного руху
Вимоги до електроприводів і систем керування верстатами визначаються
технологією обробки, конструктивними можливостями верстата й
інструмента, що ріже.
Основними технологічними вимогами згідно [2, 3, 4] є забезпечення:
самого широкого кола технологічних режимів обробки з використанням
сучасного інструмента, що ріже;
максимальної продуктивності;
найбільшої точності обробки;
високої чистоти оброблюваної поверхні.
Задоволення всім цій і іншій вимогам залежить від характеристик верстата
й інструмента, що ріже, потужності головного привода, і
електромеханічних властивостей приводів подач і системи керування.
У сучасних верстатах з числовим програмним керуванням (ЧПК) функції,
виконувані електроприводом головного руху, значно ускладнені. Крім
стабілізації частоти обертання, при силових режимах різання вимагаються
забезпечення режимів позиціонування шпинделя при автоматичній зміні
інструмента, що неминуче веде до збільшення необхідного діапазону
регулювання частоти обертання.
Необхідний технологічний діапазон регулювання швидкості шпинделя з
постійною потужністю по [5, 6], рівний 20 — 50 при двоступінчастій
коробці швидкостей, можна цілком забезпечити при електричному
регулюванні швидкості двигуна з постійною потужністю в діапазоні 5:1 —
10:1, що цілком здійсненно при сучасних двигунах постійного струму.
Стабільність роботи привода характеризується перепадом частоти обертання
при зміні навантаження, напрузі живильної мережі, температури
навколишнього повітря і тому подібних.
Погрішність частоти обертання для головного привода вальцетокарного
верстата моделі ІК 825 Ф2 повинна, згідно [7], складати не більш:
сумарна похибка — 5%;
погрішність при зміні навантаження — 2%;
погрішність при зміні напрямку обертання — 2%.
Коефіцієнт нерівномірності, що розраховується як відношення різниці
максимальної і мінімальний миттєвих частот до середньої частоти
обертання при неодруженому ході привода, повинний бути не більш 0,1.
У сучасних верстатах динамічні характеристики приводів головного руху по
керуванню прямим образом визначають продуктивність. При цьому час пуску
і гальмування по [8] не повинно перевищувати 2,0 —4,0 с. При наявності
зазорів у кінематичному ланцюзі головного привода перерегулювання
приводить до додаткових витрат часу на позиціонування, тому з’являється
необхідність забезпечення монотонного аперіодичного характеру зміни
швидкості.
Динамічні характеристики електропривода по навантаженню практично
визначають точність і чистоту обробки виробу, а також стійкість
інструмента. Стійкий процес різання при необхідній точності і чистоті
поверхні можливий, якщо параметри настроювання привода забезпечують при
набиранні номінального моменту навантаження максимальний провал
швидкості не більш 40% при часі відновлення, що не перевищує 0,25с.
Відмінною рисою головного привода верстатів із ЧПК є необхідність
застосування реверсивного проводу навіть у тих випадках, коли за
технологією обробки не потрібно реверс. Вимога забезпечення ефективного
гальмування і підгальмовування при зниженні частоти обертання і режимів
підтримки постійної швидкості різання приводить до необхідності
застосування реверсивного привода з метою одержання потрібної якості
перехідних процесів.
Розрахунково-технологічна частина
2.1. Вибір і обґрунтувань структурної схеми автоматизації процесу.
Вибір і перевірка електродвигуна
В електроприводах головного руху токарських верстатів згідно [8]
потужність електродвигуна визначається необхідною потужністю різання.
Для визначення потужності різання згідно з [9] визначимо швидкість
різання V і тангенціальну складову сили різання Fz для найважчого
варіанта роботи — для зовнішній чорновій обробці валка діаметром 1000
мм, виготовленого з конструкційної сталі марки 60ХН різцями зі
швидкорізальної сталі марки Т14ДО8:
, (2.1)
де Сv = 340 — емпіричний коефіцієнт;
Т = 60 хв — стійкість різця;
t = 12 мм — глибина різання;
S = 34 мм/про — подовжня подача;
m = 0.2; x = 0.15; y = 0.45 — емпіричні коефіцієнти;
Kv — поправочний коефіцієнт, що враховує фактичні умови різання.
Kv = Kmv* Kпv* Kиv , (2.2)
де: Kпv = 1 — коефіцієнт, що відбиває стан поверхні заготівлі — без
кірки;
Kиv = 0.8 — коефіцієнт, що враховує якість матеріалу інструмента,
використовується різець марки Т14ДО8;
Kmv — коефіцієнт, що враховує якість оброблюваного матеріалу
(фізико-механічні властивості).
, (2.3)
де Кг = 1 — коефіцієнт, що залежить від оброблюваного матеріалу і
матеріалу інструмента;
(В = 1100 МПа — межа міцності оброблюваного матеріалу;
nВ = 1.78 — показник ступеня, що залежить від оброблюваного матеріалу і
матеріалу інструмента.
Тоді, підставивши (2.3) у (2.2), одержимо:
Kv = 0.52* 1* 0.8 = 0.41, (2.4)
Тоді, з обліком (2.1)—(2.4), одержимо:
м/хв, (2.5)
Тоді, знаючи швидкість різання V, визначимо тангенціальну складову сили
різання Fz:
Fz = 10 * Cp * tx * Sy * Vn * Kp, (2.6)
де Cp = 200 — емпіричний коефіцієнт;
x = 1; y = 0.75; n = 0 — емпіричні коефіцієнти.
Кp — поправочний коефіцієнт, що враховує фактичні умови різання.
Kp = Kmp * K(p * K(p * Krp * K(p; (2.7)
де K(p, K(p, Krp, K(p — поправочні коефіцієнти, що враховують вплив
геометричних параметрів частини інструмента, що ріже, на складові сили
різання (різець зі швидкорізальної сталі марки Т14ДО8);
K(p = 1.15 — передній кут у плані ( = 12-15°;
K(p = 1 — кут нахилу головного леза ( = 15°;
Krp = 0.93 — радіус при вершині r = 1 мм;
K(p = 1 — головний кут у плані ( = 45°;
Kmp — поправочний коефіцієнт, що враховує вплив якості оброблюваного
матеріалу на силові залежності.
, (2.8)
де (В = 1100 МПа — межа міцності оброблюваного матеріалу;
n = 0.75 — показник ступеня, що враховує вплив якості оброблюваного
матеріалу на силові залежності.
Тоді, підставивши (2.8) у (2.7), одержимо:
Kp = 1.33 * 1.15 * 1 * 0.93 * 1 = 1.425. (2.9)
Підставивши (2.1) — (2.5), (2.7) — (2.9) у (2.6), одержимо:
Fz = 10 * 200 * 121 * 340.75 * 8.660 * 1.425 = 481670 кН. (2.10)
Тоді, знаючи швидкість різання V і тангенціальну складову сили різання
Fz, визначимо необхідну потужність різання (з урахуванням коефіцієнта
корисної дії системи рівного 0.9):
кВт. (2.11)
Оскільки розрахунок вівся для найважчого варіанта, то можна вибирати
двигун, що проходить по потужності для цього варіанта.
Вибираємо двигун [6] серії 4ПН 400 – 22 МУ3 з наступними параметрами:
номінальна потужність двигуна Рн = 70 квт;
номінальний струм двигуна Iн = 350 А;
номінальна напруга живлення Uн = 220 В;
момент інерції двигуна Jдв = 8.25 кг*м2;
мінімальна швидкість обертання nmin = 250 об/хв;
номінальна швидкість обертання nн = 750 об/хв;
максимальна швидкість обертання nmax = 1500 об/хв;
пускова перевантажувальна здатність (п = 2;
номінальний коефіцієнт корисної дії (н = 93%.
Зробимо перевірку обраного двигуна по нагріванню згідно тахограмми і
навантажувальної діаграми, приведених на Рис. 2.1, де:
Рис.2.1.Навантажувальна діаграма
t1 = 1 з — час розвантажування електродвигуна;
t2 = t4 = 2 з — час роботи електродвигуна на неодруженому ходу;
t3 = 3000 з — час роботи електродвигуна з номінальним навантаженням;
t5 = 1 з — час гальмування електродвигуна;
I1 = 2Ін = 700 А — пусковий струм двигуна
I2 = 0.1Ін = 35 А — струм холостого ходу електродвигуна;
I3 = 0.95Ін = 332 А — номінальний робітник струм двигуна;
I4 = 0.1Ін = 35 А — струм холостого ходу електродвигуна;
I5 = 1.9Ін = 665 А — гальмовий струм електродвигуна.
Тоді:
(2.12)
Оскільки отриманий еквівалентний струм менше номінального струму
двигуна, отже по нагріванню даний двигун підходить і обраний вірно.
Для живлення двигуна вибираємо комплектний тиристорний перетворювач
серії ЭПУ1-2-4347 DУХЛ4 з наступними параметрами:
Рн = 92 квт — номінальна потужність перетворювача;
Uн = 230 В — номінальна вихідна напруга ТП;
Iн = 400 А — номінальний вихідний струм перетворювача.
Для живлення тиристорного перетворювача вибираємо трансформатор ТСЗП –
160 / 0.743 з наступними параметрами:
Рн = 143 ква — номінальна споживана потужність трансформатора;
U1 = 380 В — напруга первинної обмотки трансформатора;
U2ф = 230 В — напруга вторинної обмотки трансформатора;
I2ф = 500 А — струм вторинної обмотки трансформатора;
Рхх = 795 Вт — втрати холостого ходу в трансформаторі;
Ркз = 2400 Вт — утрати при короткому замиканні в трансформаторі;
Uкз = 4.5% — напруга короткого замикання трансформатора;
Iхх = 5.2% — струм холостого ходу трансформатора.
Для згладжування пульсацій випрямленої напруги вибираємо реактор, що
згладжує, ФРОС – 125 / 0.5 У3 з наступними параметрами:
Iн = 500 — номінальний струм реактора, що згладжує;
Lн = 0.75 мГн — номінальна індуктивність реактора, що згладжує;
Rн = 3 МОм — номінальний опір реактора.
Розробка технологічної схеми.
Відомості про систему електроживлення верстата
Характеристика системи електроживлення вальцетокарного каліброваного
верстата моделі ІК 825 Ф2 приведена в табл. 2.1.
Таблиця 2.1
Характеристика системи електроживлення верстата вальцетокарного
каліброваного моделі IК 825 Ф2.
Призначення ланцюгів Джерело живлення U, f
Живлення електроустаткування верстата мережа
380В, 50Гц
Живлення КЦІ Трансформатор Т22 220В, 50Гц
Живлення ЦУ постійного струму напругою 110В (станція НКУ 2090)
Трансформатор Т10 з випрямним мостом V20 — V25
110В
Живлення ЦУ постійного струму стабілізованою напругою 110В (станція НКУ
2090) Стабілізатор G2, трансформатор Т7 з випрямним мостом V8 — V11
110В
Живлення ЦУ постійного струму напругою 24В (станція НКУ 2090)
Трансформатор Т8 з випрямним мостом V12 — V17
24В
Живлення ЦУ постійного струму напругою 24В (станція НКУ 2090)
Трансформатор Т11 з випрямним мостом V26 — V31
24В
Живлення ЦУ постійного струму напругою 110В (станція НКУ 3090)
Трансформатор Т20 з випрямним мостом V89
110В
Живлення ЦУ постійного струму напругою 24В (станція НКУ 3090)
Трансформатор Т23 з випрямним мостом V90
24В
Живлення двигунів вентиляторів комплектних пристроїв НКУ
Трансформатор Т12
220В, 50Гц
Живлення ланцюгів висвітлення Трансформатор Т4 24В,16А,50Гц
Живлення місцевого висвітлення (станція НКУ 2090)
Трансформатор Т6
24В, 50Гц
Живлення ЦУ напругою 110В (станція НКУ 2090)
Трансформатор Т6
110В, 50Гц
Для нестатків споживання (станція НКУ 2090)
Трансформатор Т5
220В,2А,50Гц
2.3. Підбір стандартного обладнання.
Розрахунок динамічних параметрів системи
На Рис. 2.2 наведено структурну схему системи тиристорний перетворювач
— двигун. Математична модель проектованої системи приведена на Рис. 2.3.
Рис.2.2.
Рис.2.3.
Визначимо по емпіричних формулах згідно [5] відсутні дані.
Номінальна кутова швидкість обертання двигуна:
1/с, (2.12)
Сумарний активний опір якірного ланцюга електродвигуна визначимо з умови
розподілу втрат, вважаючи, що половина втрат у двигуні йде на нагрівання
обмоток. Тоді:
Ом (2.14)
Визначимо значення номінального магнітного потоку:
В*с (2.15)
Час регулювання, тобто час, за яке завершитися перехідний процес,
складе:
с (2.16)
Визначимо коефіцієнт підсилення тиристорного перетворювача як відношення
середнього значення випрямленої напруги Ud0 до максимальної напруги
керування Uум (оскільки планується використання стандартної блокової
системи регуляторів, те максимально допустиме напруження Uум складає 8
В):
(2.17)
(2.18)
де Кu = 0.428 — коефіцієнт схеми випрямлення.
Постійну часу тиристорного перетворювача приймаємо рівної 0.007 з — час,
достатнє для відновлення замикаючих властивостей тиристорів після
проходження напівхвилі напруги через 0.
Визначимо активний опір фази трансформатора:
Ом (2.19)
В (2.20)
Тоді повний опір фази трансформатора складе:
Ом, (2.21)
а індуктивний опір фази трансформатора складе:
Ом (2.22)
Тоді індуктивність фази трансформатора складе:
Гн (2.23)
Визначимо індуктивність якоря двигуна по емпіричній формулі:
Гн (2.24)
де p = 2 — число пар полюсів двигуна.
Визначимо сумарну індуктивність якірного ланцюга двигуна:
L( = Lср + 2Lтр + Lяд = 0.75 + 2 * 0.02892 + 2 = 2.808 мГн (2.25)
Визначимо сумарний активний опір якірного ланцюга двигуна:
R( = Rяд + rср + a * rд + b * rтр + c * rур + rк (2.26)
де rср — активний опір реактора, що згладжує;
rд — динамічний опір тиристорів;
rур — активний опір зрівняльного реактора;
rк — комутаційний опір;
a = 2, b = 2, c = 1 — коефіцієнти, що залежать від схеми
випрямлення напруги.
Ом (2.27)
Ом (2.28)
rд = 0.45 * 10-3 Ом — по паспортним даної (2.29)
Підставивши (4.15) — (4.17) у (4.14), одержимо:
R( = (21.5+0.062+2*0.45+2*0.186 +1*0.62 + 8.68) * * 10-3 = 31.576 * 10-3
Ом (2.30)
Визначимо граничний кут відмикання тиристорів:
(2.31)
де Се’ — коефіцієнт пропорційності між швидкістю і ЕРС двигуна.
(2.32)
Тоді, підставивши (2.32) у (2.31), одержимо граничний кут відмикання
тиристорів:
(2.33)
Визначимо постійні часу отриманої системи.
Електромагнітна постійна якірного ланцюга двигуна:
с (2.34)
Електромагнітна постійна якоря двигуна:
с (2.35)
Електромеханічна постійна системи:
с (2.36)
де J( = Kj * Jaea = 2.5 * 8.25 = 20.625 кг*м2 (2.37)
Kj — коефіцієнт динамічності системи електропривода, що показує в
стільки разів система електропривода має більшу інерційність, чим
двигун.
Результати обчислень зведемо в таблицю.
Таблиця 4.1
Динамічні параметри системи
Найменування Позначення Величина
Електромагнітна постійна часу системи
Тэ
0.0899 з
Електромагнітна постійна часу якірного ланцюга двигуна
Тя
0.093 з
Електромеханічна постійна часу системи
Тм
0.0606 з
Постійна часу тиристорного перетворювача
Т(
0.007 з
Сумарний опір якірного ланцюга електродвигуна
R(
0.031576 Ом
Сумарний момент інерції системи електропривода
J(
20.625 кг*м2
Коефіцієнт підсилення тиристорного перетворювача
Ктп
67.17
Максимальний кут відмикання тиристорів
(max
81° 37’
2.4. Підбір і розрахунок автоматизуючих пристроїв.
Синтез системи автоматичного регулювання
Для забезпечення необхідних статичних і динамічних параметрів визначимо
необхідну структуру системи.
Оскільки необхідно регулювати потужність різання, то система повинна
мати контур потужності.
Тому що потрібно гарна динаміка, те необхідні контуру струму і
швидкості.
Оскільки вимог до статичної помилки по швидкості не пред’являється, те
можна використовувати пропорційний (П) регулятор швидкості. Регулятор
струму в будь-якому випадку — пропорційно-інтегральний (ПІ).
Оскільки основною вимогою до потужності є стабілізація її на заданому
рівні з точністю 5%, те необхідно застосувати
пропорційно-інтегрально-диференціальний (ПІД) -регулятор потужності,
якщо при цьому інтегральна і диференціальна частини регулятора будуть
значимі.
Виходячи з вищевикладеного, можна провести синтез відповідної системи
регулювання — трьохконтурний, із внутрішніми контурами струму і
швидкості двигуна і з зовнішнім контуром потужності різання.
Розрахунок контуру струму
Рис. 2.5.Структурна схема контуру струму
Регулятор струму організований по пропорційно-інтегральному (ПІ) закону
керування з настроюванням на модульний оптимум. Регулятор для
забезпечення необхідних динамічних параметрів повинний компенсувати
електромагнітну постійну часу системи Тэ, а також малу постійну часу
контуру струму Тот.
Тоді передатна функція регулятора струму буде мати вигляд:
(2.38)
де (рт — постійна часу токового контуру;
(2.39)
Крт — пропорційна частина регулятора струму, визначається по формулі:
(2.40)
де Тот — мала постійна часу контуру струму;
Тот = 2 * Тэ = 2 * 0.007 = 0.014 з (2.41)
Кот — коефіцієнт зворотного зв’язку по струму, визначається по формулі:
Кот = Кдт * Кш = 60.95 * 1.875*10-4 = 1.143 * 10-2 (2.42)
де Кдт — коефіцієнт підсилення датчика струму;
(2.43)
Кш — коефіцієнт підсилення вимірювального шунта;
Підставивши (5.3) — (5.6) у (5.2), одержимо:
(2.44)
Підставивши (2.44) у (2.39), одержимо:
(2.45)
Розрахунок контуру швидкості
Рис. 2.5. Структурна схема контуру швидкості
Регулятор швидкості організований по пропорційному (П) законі керування
з настроюванням на модульний оптимум. Регулятор для забезпечення
необхідних динамічних параметрів повинний компенсувати електромеханічну
постійну часу системи Тм, а також малу постійну часу контуру швидкості
Тос.
Тоді передатна функція регулятора швидкості буде мати вид:
(2.46)
де Тос — мала постійна часу токового контуру;
Тот = 2 * Тот = 4 * Тэ = 4 * 0.007 = 0.028 с (2.47)
Кос — коефіцієнт зворотного зв’язку по швидкості, визначається по
формулі:
В*с (2.48)
Підставивши динамічні параметри системи, а також (5.15) — (5.16) у
(5.14), одержимо:
(2.49)
Розрахунок контуру потужності і процесу різання
Рис. 2.6. Структурна схема контуру швидкості
Контур потужності будемо розраховувати на стабілізацію рівня потужності
різання в межах 90 ( 5% номінальної потужності двигуна, що складе 93 (
4% потужності різання. Такі дії правомочні, оскільки для розрахунку
необхідної потужності двигуна був прийнятий теоретично найважчий варіант
роботи — з важко оброблюваного, але часто використовуваного матеріалу
різцями зі швидкорізальної сталі при максимальних діаметрі заготівлі і
величині подачі різця.
Згідно (2.1) — (2.11), у даному конкретному випадку потужність різання
визначається наступним виразимо:
Ррез = 7870.66975 * V кВт (2.50)
де V — швидкість різання.
Необхідна в даному випадку швидкість різання згідно (2.5) складає 8.66
м/хв. Розрахуємо коефіцієнт передачі передавального механізму (коробки
швидкостей):
м*с/хв (2.51)
Постійна процесу різання згідно [1] визначається в такий спосіб:
(2.52)
где nш — швидкість обертання шпинделя, що визначається по формулі:
об/хв (2.53)
де Dдет — діаметр встановлюваної в центрах заготівлі.
Підставивши (2.53) у (2.52), одержимо:
с (2.54)
Для стабілізації потужності без затягування перехідного процесу
наростання потужності необхідно, щоб зворотний зв’язок по потужності
включалася при перевищенні потужністю рівня стабілізації (тобто
максимально припустимої потужності), для чого необхідна зона
нечутливості по потужності. Оскільки уніфікована блокова система
регуляторів (УБСР) розрахована на максимальну напругу 8 В, те й
обмеження по потужності, виконане на елементах УБСР, буде відповідати
Uср = 8 В. Тоді коефіцієнт датчика потужності можна розрахувати з
наступних розумінь, що при потужності, рівній потужності стабілізації,
напруга зворотного зв’язку по потужності повинне досягти напруги
порівняння, тобто:
В / Вт (2.55)
де Рст — рівень стабілізації потужності.
Для розрахунку регулятора потужності необхідно розрахувати максимальне
завдання, що буде подано на вхід регулятора потужності для досягнення
рівня стабілізації. Це завдання розраховується з умови того, що при
потужності стабілізації завдання відповідає максимальної потужності, а
при максимальній потужності завдання на потужність дорівнює нулю. Таким
чином, необхідна напруга завдання можна визначити по формулі:
(2.56)
Оптимізація контуру потужності ведеться по симетричному оптимумі.
Оскільки датчик потужності виконується на базі датчиків струму і
швидкості, то він буде володіти деякої інерційністю. Постійна часу
датчика потужності стандартної реалізації знаходиться в межах
0.003—0.006 с. Оскільки в даному випадку датчик потужності реалізується
з використанням мікросхем, що прискорює роботу, приймемо постійну часу
датчика потужності Тдм = 0.004 с.
Тоді, згідно Рис.2.6., для компенсації всіх постійних необхідна наступна
передатна функція регулятора потужності:
(2.57)
Підставивши значення постійних часу і коефіцієнтів передачі, одержимо:
пропорційна частина регулятора потужності Кпрм = 7.3529;
інтегральна частина регулятора потужності Кирм = 0.0338;
диференціальна частина регулятора потужності Кдрм = 0.0029.
Таким чином, інтегральна і диференціальна частини виявилися незначущими
в порівнянні з пропорційною частиною регулятора потужності, відкіля
випливає, що для забезпечення необхідних показників якості як у
динаміку, так і в статиці досить пропорційного інтегратора потужності.
На Рис.2.7 приведено схему реалізації регулятора потужності. Рис. 2.8
відображає структурну схему регулятора потужності. Згідно Рис. 2.7 і
Рис. 2.8 запишемо рівняння відповідності динамічних параметрів системи і
фізичних параметрів схеми реалізації:
(2.58)
де Кдм — коефіцієнт датчика швидкості.
Задамося опором Rосм = 100 кОм. Тоді, згідно рівняння 2 системи (5.30),
опір Rзм складе:
кОм (2.59)
де Крм — пропорційна частина регулятора потужності.
Підставивши значення Rзм = 4.8 кОм в рівняння 1 системи (2.58),
знайдемо, що опір Rм складе:
кОм (2.60)
де КОм — коефіцієнт зворотного зв’язку по потужності, що розраховується
з умови відповідності максимального завдання на потужність максимальної
потужності, тобто:
(2.61)
Розробка датчика потужності
Рис.2.9. Функціональна схема датчика потужності
У проектованій системі електропривода необхідно мати сигнал,
пропорційний потужності різання. Прямим способом вимірити потужність
різання неможливо. Тому її вимірюють побічно.
Для виміру потужності різання можна використовувати сигнали, пропорційні
струму двигуна, швидкості обертання двигуна, ЕРС двигуна.
У даному випадку пропонується використовувати сигнали, пропорційні
струму і швидкості обертання двигуна. Після перемножування цих сигналів
на виході вийде сигнал, пропорційний потужності різання. Функціональна
схема реалізованого датчика потужності приведена на Рис. 2.9.
До складу спроектованого датчика потужності входить інтегральна
мікросхема (ІМС) [16] К525ПС2А, що представляє собою чотириполюсний
аналоговий перемножувач (АП) сигналів і має наступні параметри:
споживаний струм — не більш 6 ма;
погрішність перемножування — не більш ( 1%;
нелінійність перемножування:
по входу X — не більш ( 0.8%;
по входу Y — не більш ( 0.5%;
залишкова напруга:
по входу X — не більш 80 мв;
по входу Y — не більш 60 мв;
вхідний струм:
по входу X — не більш 4 мка;
по входу Y — не більш 6 мка;
смуга перетворення по входах — не менш 0.7 Мгц;
вихідна напруга — не більш 10.5 В.
Стабілітрон у вхідному ланцюзі операційного підсилювача розрахуємо з
наступних розумінь. Напруга спрацьовування стабілітрона повинне
відповідати досягненню потужністю різання рівня стабілізації. Цьому
рівню будуть відповідати статичний струм двигуна Iс = 333 А и швидкість
обертання двигуна (н= 78.54 1/с. Оскільки датчик струму розрахований на
пусковий струм, то в номінальному режимі його вихідна напруга складе:
В (2.62)
Сигнал з тахогенератора складе:
В (2.63)
Тоді сигнал на виході ІМС складе:
В (2.64)
Таким чином, напруга стабілізації вхідного стабілітрона повинне складати
3 В, що забезпечить правильну роботу зворотного зв’язку по потужності.
Зворотний зв’язок включається через 1.5 с після включення двигуна, що
забезпечують контакти реле часу. Це необхідно для того, щоб при пуску
зворотний зв’язок по потужності не спрацьовував.
ВИСНОВОК
У ході даного курсового була розрахована максимально можлива потужність
різання на вальцетокарному каліброваному верстаті моделі IK 825 Ф2 і
визначений необхідний рівень її стабілізації.
Виходячи з необхідної потужності був обраний двигун нової серії 4ПН із
хорошими динамічними і статичними властивостями. Обраний двигун був
перевірений по нагріванню з урахуванням пускогальмівних режимів двигуна
й обліком часу обробки одного валка.
Була розрахована система стабілізації потужності різання на необхідному
рівні. Розрахована система всебічно досліджувалася за допомогою пакета
МАС.
Після підведення результату досліджень можна зробити наступні висновки:
статизм по швидкості системи при розімкнутому зворотному зв’язку по
потужності, тобто поки потужність не виходить за рівень стабілізації,
складає при номінальному навантаженні 1.7 1/з, що складає 2.16% від
швидкості холостого ходу, що забезпечується не тільки контурами
регулювання струму і швидкості, але і гарними статичними властивостями
самого двигуна;
погрішність при стабілізації потужності при найважчому варіанті, коли
теоретична потужність різання перевищує на 15% рівень стабілізації
потужності (тобто при обробці грузлого матеріалу з великими подачами)
складає 1178 Ут чи 1,96% від рівня стабілізації, що цілком можна вважати
задовільною роботою системи;
час перехідного процесу пуску через застосування Пі-регулятора струму
зменшилося в порівнянні з розрахунковим з 2.0 з до 0.9 з у модельованій
системі, тобто знизилося на 55%, що дозволяє зменшити час обробки одного
валка;
перерегулювання по струму складають при найважчому режимі 5.1%;
перерегулювання по швидкості складають при найважчому режимі 4.98%;
перерегулювання по потужності складають при найважчому режимі 4.6%.
Для забезпечення безпеки і зручності роботи персоналу були пророблені
деякі питання охорони праці, такі як параметри мікроклімату й
електробезпечність проектованої установки.
Список використаної літератури
Руководство по эксплуатации. Станок вальцетокарный калибровочный
специальный. Модель IК 825 Ф2. — Краматорск, 1986г.
Фишбейн В.Г. Расчет систем подчиненного регулирования вентильного
электропривода постоянного тока. — М.: Энергия, 1972г. — 134с., ил.
3. Справочник по автоматизированному электроприводу / Под ред. В. А.
Елисеева и А. В. Шинянского. — М.: Энергоатомиздат. 1983г. — 616с.,
ил.
4. Соколов Н.Г. Основы конструирования электроприводов. — М.: Энергия,
1971г. — 256 с., ил.
5. Башарин Н.К., Новиков В.А., Соколовский Г.Г. Управление
электроприводами: Учебное пособие для вузов. — Л.: Энергоиздат,
1982г. — 392с., ил.
6. Шапарев Н.К. Расчет автоматизированных электроприводов систем
управления метало-обработкой: Учеб. пособие. — 2е изд., перераб. и доп.
— К.: Лыбидь, 1992г. — 272с., ил.
7. Сандлер А.С. Электропривод и автоматизация металлорежущих станков.
Учеб. пособие для вузов. — М.: Высш. школа, 1972г. — 440с.
8. Капунцов Ю.Д., Елисеев В.А., Ильяшенко А.А. Электрооборудование и
электропривод промышленных установок: Учебник для вузов / Под ред.
проф. М. М. Соколова. — М.: Высш. школа, 1979г. — 359с., ил.
9. Справочник технолога машиностроителя. В 2х томах. Издание перераб. и
доп. Под ред. А. Г. Косиловой. — М.: Машиностроение, 1988г.
PAGE
Нашли опечатку? Выделите и нажмите CTRL+Enter
