Привод манипулятора промышленного робота
Содержание
Введение
. Техническое
задание
. Краткое
описание кинематической схемы исполнительного механизма
. Расчет сил
трения и силового заклинивания в направляющих поступательного движения
исполнительного механизма и выбор двигателя
. Расчет
тиристорного преобразователя
.1 Расчет
параметров силового трансформатора
.2 Выбор
тиристоров управляемого преобразователя
.3
Определение эквивалентных параметров цепи якоря ДПТ
Статический
расчет
.1 Выбор
тахогенератора
.2 Расчет и
построение электромеханических характеристик
.3 Расчет
коэффициентов усилия электромеханической системы
.
Динамический расчет приводной системы
. Наладка
модуля фазового управления
Заключение
Список
используемой литературы
Введение
Электромеханическая система (ЭМС - электропривод ЭП) представляет собой
совокупность электродвигательного и преобразовательного (электромехатронного)
устройств, системы управления (СУ), механической передачи и рабочего органа
(РО), предназначенная для приведения РО в движение и управления этим движением
по заданному закону.
Свойства ЭП определяются взаимосвязанными характеристиками элементов и
образующих ее подсистем (механической, электрической и магнитной). Поэтому при
этапном проектировании ЭП особое внимание уделяется выбору электромеханической
элементной базы, электродвигателей и информационных и силовых полупроводниковых
преобразователей, статических и динамических характеристик, как силовых
исполнительных элементов, так и СУ при исследовании качества регулирования ЭП с
использованием ЭВМ.
Целью практических занятий является углубление и закрепление знаний,
полеченных студентом при изучении теории, практических и лабораторных занятий
по электроприводным системам. Практикум следует также рассматривать как этап
подготовки к дипломному проектированию, в процессе выполнения которого
возникает необходимость глубокой проработки нормативно-технической
документации, требований ЕСКД к выполнению графической части и написанию
пояснительной записки.
1.
Техническое задание
Разработать электромеханическую систему (ЭМС, ЭП ) с исполнительным
механизмом (ИМ) привода манипулятора промышленного робота (ПР).
Исходные данные:
ход объекта манипулирования, h=0.3 м
точность позиционирования, D=0.01 мм
масса объекта манипулирования, m=15 кг
масса степени подвижности, МСП =13 кг
технологическое усилие, FTEXH
=6 H
максимальное ускорение, W=2.5
м/с2; (рад/с2)
максимальная скорость, V=0.7
м/с; (рад/с)
время переходного процесса, tПП =0.02 с
режим работы, ПК
2. Краткое описание кинематической схемы исполнительного механизма
Рисунок 1 - Кинематическая схема привода исполнительного механизма: 1 -
исполнительный механизм (конструкция направляющих перемещения); 2 -
исполнительный двигатель; 3 - муфта; 4 - редуктор; 5 - реечная пара
Движение на исполнительный механизм подается через механизм муфт,
редуктор, необходимый для получения требуемой частоты вращения и реечную пару,
преобразующую вращательное движение в поступательное
3. Расчет сил трения и силового заклинивания в направляющих поступательного
движения исполнительного механизма
При расчете привода следует учитывать силы сопротивления движению
исполнительного механизма. Величина сил трения зависит от величин нормальных
реакций в опорах, определяемых весом подвижных частей, схемой приложения внешних
сил и конструкцией направляющих.
Значение силы трения определяется по формуле
(1)
где
Fi - сила трения в i - ой опоре, n -
число опор, F∑ - сумма модулей нормальных реакций в опорах, µ
- коэффициент трения скольжения или качения.
Рисунок
2 - Конструкция направляющих используемая в механизме радиального перемещения
робота
Уравнение
равновесия исполнительного органа можно записать в виде
(2)
,
где
G - вес исполнительного органа с объектом
манипулирования т.е. вес схвата плюс вес заготовки (детали);G=274.68;
q -
распределенная нагрузка, создаваемая весом G1 направляющей;q=327;
RA и RB
реакции в соответствующих опорах А и В.
Из
уравнений равновесия можно определить реакции в опорах
(3)
H.
(4)
H.
Условие
отсутствия заклинивания для приводов радиального перемещения имеет вид
(5)
где FT = (RA+RB)*µ; FT =
(1064.39+1466.6)*0.18=460.87 H.>466.87
H.
Если
принять tgα=G/FT ; tgα=0.6; β=h/b ; β=3.33; k=G1/G ; k=0.46, F=470, условие заклинивания запишется выражением
(6)
.
При
соответствующем конструктивном исполнении направляющей весом G1
последним можно пренебречь, если G1 << G, то к=0 и формула (6) принимает
вид
(7)
Анализ
формул (6) и (7) показывает, что наличие или отсутствие заклинивания зависит
от:
отношения
весов подвижных частей исполнительного механизма;
внешней
нагрузки;
конструктивных
параметров b и h.
Рисунок
3 - Конструкция направляющих используемая в механизме радиального перемещения
робота при приложении внешнего усилия к исполнительному органу
Если
внешнее усилие F приложено к исполнительному органу на расстоянии а от
оси направляющей и действует параллельно оси, как показано на рисунке 2, то
решение уравнений равновесия относительно реакций позволяет записать
(9)
Н .
Н .
Для
указанного вида нагружений и в соответствии с расчетной схемой рисунок 2
решение уравнений равновесия для этого случая можно записать относительно
усилия F в виде
. (10)
Н .
Требуемая
мощность приводного двигателя может быть определена соответственно
(12)
где
К ЗАП - коэффициент запаса, учитывающий возможное увеличение требуемой мощности
для динамических режимов движения; КЗАП =1.2;
VМАКС -
максимальная линейная скорость перемещения звена манипулятора, м/с.
Вт.
Момент
инерции нагрузки определяется с учетом преобразования вращательного движения
шестерни в поступательное перемещение шестерни по формуле
(13)
Момент
вращения JВР можно определить по формуле
(14)
где
g - плотность материала шестерни для стали g=7800 кг/м3;
b1 - ширина
шестерни b1=b2+0.6*Öb2;
b2 - ширина
рейки b2=ybd*2*RШ ;
ybd - коэффициент ширины зубчатого венца; ybd =1;
RШ - радиус
шестерни RШ =0.05*h; RШ =0.015
b2=1*2*0.015=0.03
м,
b1=0.03+0.6*Ö0.03=0.134 м,
кг*м2,
кг*м2.
Статический
момент определяем по формуле
МСТ =F*RШ (15)
МСТ =470*0.015=7.05 Н*м.
Выбираем ДПТ по параметрам близким к расчетным
Таблица 1
|
Тип двигателя
|
Мощность РНОМ , Вт
|
Частота вращения nНОМ
, Об/мин
|
Напряжение UНОМ
, В
|
Ток якоря IЯ
, А
|
Момент инерции якоря JЯ
, Кг*м2
|
|
ПЯ-500
|
500
|
3000
|
48
|
13.8
|
0.00077
|
|
ДСПЯ-0,4
|
400
|
3000
|
27
|
24
|
0.00015
|
|
4ДПУ-450
|
450
|
1000
|
150
|
11
|
0.0049
|
|
П-12
|
450
|
1500
|
150
|
3.75
|
0.015
|
|
П-31
|
450
|
750
|
150
|
3.75
|
0.09
|
Строим энергетические характеристики двигателей
Рисунок 4 - Энергетические характеристики ДПТ
Определяем по рисунку 4 максимальные моменты, вырабатываемые на валах
двигателей при обеспечении ими требуемой мощности
МГРАФ1 =2.32 Н*м, МГРАФ2 =1.41 Н*м, МГРАФ3 =5.8 Н*м,
МГРАФ4 =3.87 Н*м, МГРАФ5 =7.74Н*м.
Требуемый момент определяем по формуле
МТР =1.4*7.05=9.87 Н*м.
Максимальное
ускорение определяем по формуле
eН =WМАКС /RШ (17)
eН =2.5/0.015=166.67 рад/с.
Определяем отношение МТР /МГРАФ для каждого двигателя
МТР /МГРАФ1 =4.254,
МТР /МГРАФ2 =7, МТР /МГРАФ3 =1.702
МТР /МГРАФ4 =2.55, МТР /МГРАФ5 =1.275
Определяем коэффициенты редукции для каждого двигателя по формуле
(18)
iОП1 =7.945 iОП2
=18.001
iОП3 =3.15 iОП4
=1.8 iОП5 =0.735
Выбираем
двигатель 4ДПУ-450 с коэффициентом редукции 2 т. к. он обеспечивает значения по
моменту и по скорости
IОП3 =2, n6=1000,
W3=104.72, W3р=W3/iОП3 =52.36
Максимальную
скорость определяем по формуле
W=VМАКС
/RШ (19)
W=46.667 рад/с.
W6р>W.
4.
Расчет тиристорного преобразователя
.1
Расчет параметров силового трансформатора
Расчет
начинают с определения фазной ЭДС вторичной обмотки силового трансформатора
ЕД
- противо-ЭДС двигателя, примерно равна UH= 150 В;
КСХ
- коэффициент схемы выпрямителя, равен КСХ =2.34;
КЕ
- коэффициент запаса по напряжению, учитывающий возможное снижение напряжения в
сети КЕ =1.2;
КК
- коэффициент запаса, учитывающий падение напряжения на активном внутреннем
сопротивлении преобразователя (в результате коммутации тиристоров) и
сопротивлении нагрузки КК =1.05;
Кa - коэффициент неполного открытия тиристора при максимальном
управляющем сигнале Кa =1.18.
(20)
Е2=150*1.2*1.05*1.18/2.34=95.31
В.
Определяем линейную ЭДС вторичной обмотки трансформатора
Е2л=Е2*Ö3 (21)
Е2л=95.31*Ö3=165.08 В.
Определяем коэффициент трансформации
КТ =Е1л/Е2л (22)
где Е1л - линейная ЭДС первичной обмотки трансформатора, Е1л=380 В.
КТ =380/165.08=2.3.
Определяем действующее значение тока вторичной обмотки трансформатора
I2д=Кi2 *Iд (23)
где Кi2 - схемный коэффициент вторичного
тока; Кi2 =Ö2/3;
Iд -
номинальный ток двигателя , равен току якоря; Iд=3.158 А.
I2д=0.817*3.158=2.58
А.
Определяем действующее значение тока первичной обмотки
I1д=I2д/Кт (24)
I1д=2.58/2.3=1.12
А.
Определяем наибольшее за период среднее значение выпрямленной ЭДС
ЕД0 =ЕД *КСХ /Ö3 (25)
ЕД0 =150*2.34/Ö3=202.65 В.
Определяем типовую расчетную мощность трансформатора
РТ =Кп*ЕД0 Iд*КЕ *КК *Кa (26)
где КП - коэффициент повышения расчетной мощности трансформатора; КП
=1.05.
РТ =1.05*202.65*3.158*1.2*1.05*1.18=999.05 Вт.
Выбираем трансформатор типа ТС-1 кВА
Определяем действующее значение тока фазы вторичной обмотки для
выбранного трансформатора
I2Ф =S 1H /Ö3*U2Л (27)
где S1H - номинальная мощность выбранного трансформатора;
S1H =1000 Вт;
U2Л
-линейная ЭДС вторичной обмотки трансформатора; U2Л =170 В.
I2Ф
=1000/Ö3*170=3.4 А.
Определяем полное сопротивление фазы трансформатора
(28)
где
UКЗ - номинальное напряжение короткого замыкания; UКЗ
=10%.
Ом.
Определяем
потери мощности в обмотках трансформатора при коротком замыкании
(29)
где
DРКЗ - мощность при коротком замыкании; DРКЗ =5%.
Вт.
Определяем
активное сопротивление фазы трансформатора
(30)
Ом.
Определяем
индуктивное сопротивление фазы трансформатора
(31)
Ом.
(32)
где
fC - частота питающей сети; fC =50 Гц.
мГн.
.2
Выбор тиристоров управляющего преобразователя
Класс
тиристора для рассчитываемой схемы преобразователя определяется уровнем
обратного максимального напряжения
(33)
где
Кi - коэффициент, определяемый эффективностью защиты при
коммутационных режимах; Кi =1.25;
КU -
коэффициент использования тиристора по напряжению; КU =p/3.
В.
Среднее
значение тока, протекающего через тиристор при номинальном моменте электродвигателя
составит
IТСР =IД /m (34)
где
m - коэффициент зависящий от схемы выпрямления; m=6.
IТСР
=3.158/6=0.53 А.
Определим
значение тока, протекающего через тиристор при возникновении короткого
замыкания на стороне постоянного тока
IТКЗ =100*IД /UКЗ (35)
IТКЗ =100*3.158/10=31.58
А.
С
учетом IТСР и IТКЗ выбираем тиристор из условия, что кратковременный
допустимый ток, проходящий через тиристор, не должен превышать 15-кратного
значения номинального тока тиристора 
.
Выбираем тиристор КУ208В.
.3
Определение эквивалентных параметров цепи якоря ДПТ
Находим
сопротивление обмотки якоря с учетом нагрева
RЯН =RЯ
*1.2 (36)
где
RЯ -сопротивление обмотки якоря, выбранного двигателя;RЯ
=1.19 Ом.
RЯН
=1.19*1.2=1.43 ОМ.
Определяем
сопротивление, обусловленное коммутационными процессами в преобразователе
(37)
Ом.
Определяем
сопротивление щеточного контакта ДПТ
Rщ =2/IД (38)
Rщ =2/3.158=0.63
Ом.
Определяем
расчетное эквивалентное активное сопротивление цепи якоря
RЯЭКВ =RЯН
+2*RФТ +RЯК +RЩ+RСД (39)
где
RСД - активное сопротивление сглаживающего дросселя;
RСД =0.01 Ом.
RЯЭКВ
=1.43+2*1.45+2.39+0.63+0.01=7.35 Ом.
Определяем
расчетную эквивалентную индуктивность цепи якоря
LЯЭ =LЯ +LФТ (40)
где
LЯ - индуктивность якоря; LЯ =0.0027 Гн.
LЯЭ
=0.0027+7.96*10-3 =10.66 мГн.
Определяем
электромагнитную постоянную времени цепи якоря
tЯ =LЯЭ /RАЭ (41)
tЯ =10.66*10-3/7.35=1.5*10-3 с.
Определяем
конструктивную постоянную двигателя
(42)
.
Определяем
электромеханическую постоянную времени объекта управления
(43)
.
5.
Статический расчет
.1
Выбор тахогенератора
Выбор
тахогенератора производится исходя из следующих условий
РТГ
»(0.01-0.05)*РДВ (44)
РТГ
=0.05*450=22.5 Вт.
WТГ ³1.5*WДН (45)
WТГ ³ 1.5*104.72 ³ 157.08 .
JЯТГ £ 0.1*JЯД (46)
JЯТГ £ 0.1*0.0049£0.00049
В
соответствии с выше перечисленным выбираем соответствующий тахогенератор.
Выбираем тахогенератор типа. Параметры выбранного тахогенератора приведены в
таблице 2.
|
Тип тахогенератора
|
PНОМТГ , Вт
|
WНОМТГ , рад/с
|
RЯТГ
, Ом
|
IЯТГ , А
|
UНОМТГ , В
|
JЯТГ , кг*м2
|
|
ДПР-72Н1-01
|
25.1
|
628
|
1.7
|
1.35
|
27
|
7.8*10-6
Электромеханическая характеристика двигателя является зависимостью W=f ( IЯ )
при угле регулирования a
напряжения тиристорного преобразователя. При изменении угла регулирования a от 0 до p/2 градусов можно получить ряд
характеристик ДПТ при питании от ТП.
Определим значение граничной ЭДС ТП
 (47)
где
q - параметр нагрузки; q=arctg(
2*p*50*tЯ )=0.47;
Um - амплитуда
линейного напряжения на входе преобразователя;
m =198.45 В;
a - угол
регулирования; a=0,p/6..p/3
ЕГР1
=188.12 В; ЕГР2 =145.09 В; ЕГР3 =63.18 В.
Определим
граничное значение скорости
 (48)
WГР1 =135.4 рад/с;WГР2 =104.43 рад/с;WГР3 =45.48 рад/с.
Определяем
значение граничного тока
 (49)
IГР1 =0.19 А; IГР2
=2.59 А; IГР3 =4.3 А.
Изменяя
угол проводимости тиристоров lТ в пределах от 0 до 2p/m рассчитываем электромеханические характеристики
двигателя в зоне прерывистых токов для углов a=p/6 и p/3
lТ =0,p/12..2p/m
 (50)
 (51)
 (52)
 (53)
 . (54)
 (55)
Строим
естественную электромеханическую характеристику привода в зоне непрерывного
тока, для углов a=p/6 и p/3
IЯ =0,0.5..IЯНОМ
 (56)
 (57)
Рисунок 5
Рисунок
6
.3 Расчет коэффициентов усилия электромеханической системы
Определяем коэффициент усилия разомкнутой системы
DW - изменение скорости определяется по электромеханической характеристике
при угле регулирования a=p/6, рад/с; .DW=40 рад/с;
D -
диапазон регулирования; D=1000;
d - статическая погрешность; d=0.01.
 (58)
 .
Определяем
коэффициент передачи двигателя
 (59)
 .
Определяем
коэффициент передачи тахогенератора
 (60)
где
RВХ - сопротивление входа усилителя; RВХ
=10кОМ;
UНОМТГ -
номинальное напряжение питания тахогенератора;
UНОМТГ =27 В;
WНОМТГ - скорость
вращения тахогенератора; WНОМТГ =628 рад/сек;
IЯТГ - ток якоря
тахогенератора; IЯТГ =1.35 А;
RЯТГ -
сопротивление якоря тахогенератора; RЯТГ =1.7 Ом.
 .
Определяем
коэффициент передачи тиристорного привода
Чтобы
определить UСУ (напряжение системы управления) необходимо
построить график UТП =¦(a). Изменяя a от 00 до 900 строим график UТП =¦(a). Если полученный диапазон изменения a недостаточен для нормального управления, то завышаем UНОМ
двигателя на 10% и определяем требуемое U2Л;
a=0, p/12..p/2
 (61)
 (62)
 В.
 (63)
Рисунок
7
 (64)
 .
 (65)
 .
В
связи с пересчитанным U2Л выбираем трансформатор типа ТС-1-380/100.
Далее
по графику a=¦(UСУ ) определяем
UСУ
UСУ =0, 0.1.. 10
a(UСУ
)=90*(UСУ -10)/(0-10) (66)
Рисунок
8
 (67)
 (68)
 .
Определяем
коэффициент усиления усилителя
 (69)
 .
Определяем
коэффициенты усиления регулятора скорости и тока
КРС
=ÖКУ (70)
КРС
=Ö3.16*104=177.76 .
КРТ
=КРС (71)
6.
Динамический расчет приводной системы
Рассмотрим
динамическую модель разработанной приводной системы которая приведена на
рисунке 9.
Рисунок
9 - Динамическая модель приводной системы
В
системах электроприводов промышленных роботов момент инерции нагрузки
изменяется, а следовательно и механическая постоянная времени ТМ тоже будет
изменяться. При ТМ <4ТЯ обычно корни характеристического полинома комплексно
- сопряженные и переходные процессы носят колебательный характер. При ТМ
>4ТЯ корни действительны, что соответствует апериодическим переходным
процессам. При ТМ >10ТЯ влиянием ТЯ можно пренебречь, переходные процессы
близки к экспоненциальным.
Найдем
отношение механической постоянной времени к электромагнитной постоянной.
ТМ
/ТЯ =0.024/1.5*10-3=16 (72)
Т.к.
ТМ >10ТЯ то двигатель представляем как одно апериодическое звено. И
передаточная характеристика выглядит следующим образом
 (73)
 .
 (74)
 (75)
 .
 (76)
 .
 (77)
 (78)
 .
 (79)
Для
определения устойчивости относительно задающего воздействия по критерию
Найквиста необходимо разорвать цепь обратной связи и определить передаточную
функцию в разомкнутом состоянии.
Рисунок
10 - Разомкнутая динамическая приводная система
Определим
передаточную функцию разомкнутой системы
 (80)
Дальнейший
расчет системы на устойчивость производим с помощью пакета программ MathCAD Professional 2000 и получаем логарифмическую амплитудно-частотную
характеристику (ЛАЧХ) и логарифмическую фазо-частотную характеристику (ЛФЧХ),
по которым определяем устойчивость системы.
Рисунок
11 - ЛАЧХ и ЛФЧХ разомкнутой системы
Как
видно из ЛАЧХ и ЛФЧХ система имеет бесконечный запас по амплитуде, а запас по
фазе всего 12.5 градусов. Поэтому необходимо скорректировать систему с помощью
корректирующих звеньев. Для этого построим желаемую ЛАЧХ, вычтем из нее ранее
построенную ЛАЧХ разомкнутой системы и получим ЛАЧХ корректирующего звена.
Для
построения желаемой ЛАЧХ определяем желаемую частоту среза wСР.Ж ,w2Ж ,w3Ж .
 (81)
где
b - коэффициент по номограмме Солодовникова; b=6.
 .
 (82)
 (83)
 .
Рисунок
12 - Желаемая ЛФЧХ и ЛФЧХ корректирующего звена
Совпадение
желаемой wСР с действительной wСР можно
обеспечить введением пропорционального звена с коэффициентом усиления равным
0.1, как видно из ЛФЧХ корректирующего звена его можно реализовать с помощью
пропорционально - дифференцирующего звена первого порядка.
Передаточная
функция корректирующего звена будет иметь вид
 (84)
где
К1 - коэффициент усиления пропорционального звена; К1 =0,1;
К2
- коэффициент усиления пропорционально-дифференцирующего звена первого порядка;
К2 =1/(1+(R2 /R1 ));
R2 =R1 =5000 Oм;
Т1
- постоянная времени Т1 =40 Гц по рисунку 12;
Т2
- постоянная времени Т2 =(R1 R2 )C/( R1 +R2 );
С
- емкость конденсатора; С=Т1 /R1.
 .
Передаточная
функция скорректированной системы будет иметь вид
 (85)
Рисунок
13 - ЛАЧХ и ЛФЧХ скорректированной системы
Из
рисунка 13 видно, что система имеет бесконечный запас по амплитуде и запас по
фазе, равный 55 градусов.
С
помощью программного пакета MathCAD 2000 строим переходной процесс скорректированной
системы.
Рисунок
14 - Вещественная часть частотной характеристики
Рисунок
15 - Переходной процесс
7.
Наладка модуля фазового управления
Система
импульсно-фазового управления (СИФУ) выполнена по вертикальному принципу с
линейным опорным и синусоидальным развертывающим (синхронизирующим) напряжением.
На
вход каждого канала схемы дефазирования подается с обмоток трансформатора
питания синхронизирующее синусоидальное напряжение, сдвинутое по фазе на 120
градусов относительно другой фазы соседнего канала. Схема дефазирования и
формирования пилообразного напряжения обеспечивается RC-цепочкой,
например, для фазы А резистором RP 1 и емкостью С 31. Регулирование амплитуды
синхронизирующего напряжения осуществляется потенциометром RP 1
при смещении фазы до 33 градусов. Указанные фазосмещающие RC
цепочки (RP3 C55 фазы В; RP5 C79 фазы С)
схемы дефазирования служат для установки начального угла управления тиристорами
трехпульсного преобразователя.
Сдвинутое
по фазе синхронизирующее напряжение фазы А подается на (-) вход аналоговой
интегральной микросхемы (ИМС) ДA3 (вывод 4) и положительный вход ДА4 (вывод 5). На (+)
вход ДА3, вывод (5) поступает постоянное напряжение смещения (+200 мВ) с
делителя, выполненного на резисторах R137 - R140. Контроль
уровня напряжения смещения (UСМ ) в процессе наладки модуля осуществляется
измерительным прибором в контрольной точке 137 (плата ФУП) и общей заземленной
точкой (шиной) схемы. На (-) вход ДА4 (вывод 4) подается отрицательное
напряжение смещения (-UCM ), равное (-200 мВ), контрольная точка 138. Равенство
амплитуд напряжений смещения для ИМС ДА3, ДА4 задается потенциометром RP 7
делителя напряжений. Аналоговые ИМС ДА3, ДА4 работают в режиме компаратора.
Поскольку на не инвертирующий (Н-вход) ИМС ДА3 подается (+) UCМ ,
а на инвертирующий (И-вход) ДА4 поступает (-) UCМ , то на
выходах обеих ИМС (выводы 10) выходное напряжение будет положительным и диоды VD27,VD28
закрыты. При закрытых диодах VD27, VD28 на базе транзистора VT1 присутствует
положительное напряжение и транзистор открыт. Поступление на входы (-) ДА3, (+)
ДА4 положительной полуволны синхронизирующего напряжения изменяется состояние
ДА3 при UСИН >UCM (на Н-входе ДА3), на выходе ДА3 формируется
отрицательное напряжение. Диод VD27 открывается и база VT1 через диод
соединяется с (-) источника питания. Транзистор VT1 закрывается.
Поскольку на (Н-входе) ДА4 также имеет место положительное напряжение
синхронизирующего сигнала, то на выходе ИМС ДА4 также будет (+) напряжение диод
VD28 закроется. В этом случае диоды VD27
и VD28 выполняют функцию развязывающих диодов.
Одновременно
с закрытием транзистора VT1 (-) вход ДА5 схемы формирования пилообразного
напряжения получает положительное смещение. Диод VD29 закрывается
и начинается формирование отрицательной «пилы». Интегрирующая цепочка из
емкости С36, резистора R57 выполняет операцию интегрирования с масштабным
преобразованием входного сигнала. Амплитуда «пилы» (до -9 В) регулируется
потенциометром RP2 и определяется осциллографом в контрольной точке 118
(плата ФУП). Осциллограмма пилообразного напряжения должна быть линейной в зоне
нарастания отрицательного напряжения. По окончании волны положительного
синхронизирующего напряжения фазы А. Когда UСИН£UCM , компаратор
ДА3 изменит состояние и на его выходе будет положительное напряжение. Диод VD27
закрывается с последующим открытием транзистора VT1. диода VD29
и быстрым разрядом емкости С36. И-вход ДА5 на некоторое время получает
отрицательное смещение и на выходе ДА5 появляется положительное напряжение,
величина которого ограничивается значением прямого падения напряжения (0.8 В)
на диоде VD30 в цепи отрицательной обратной связи аналоговой ИМС
ДА5. Положительное напряжение на выходе ДА4 будет до момента времени, когда
напряжение отрицательной полуволны синхронизирующего напряжения на Н-входе ДА4
не превысит UCM (-200 мВ) на И-входе ДА4. Таким образом, ИМС ДА3, ДА4
имеют одновременно положительное напряжение на выходах только для
кратковременного открытия транзистора VT1, управляющего процессами
заряда/разряда емкости С36 в цепи интегратора ДА5. Включение диода VD30
в цепь отрицательной обратной связи интегратора ДА5 позволяет исключить
формирование положительной «пилы». При наличии отрицательной полуволны на (+)
входе ДА4 и UСИН > UCM компаратор ДА4 переключается,
формируя на выходе отрицательное напряжение, что переводит транзистор VT1 в
закрытое состояние, а интегратор ДА5 в состояние интегрирования и формирования
отрицательного пилообразного напряжения при наличии отрицательной полуволны
синхронизирующего напряжения фазы А. Следовательно. Схема дефазирования и
формирования отрицательного пилообразного напряжения СИФУ, выполненная на
входной RC - цепочке, двух компараторах на ИМС ДА3, ДА4 и
интеграторе ДА5 позволяет получить два отрицательных пилообразных импульса в
течении периода синхронизирующего напряжения.
Рисунок
16 - Схема дефазирования и формирования пилообразного напряжения для одного
канала фазы А
Заключение
В
ходе выполнения практической работы был спроектирован привод манипулятора
промышленного робота, рассчитана и подобрана силовая часть привода (подобран
двигатель, произведен расчет силового трансформатора, рассчитаны параметры
тиристоров и выбраны сами тиристоры), выполнен статический расчет приводной
системы, построены электромеханические характеристики для подобранного двигателя,
произведен динамический расчет двигателя, в результате которого была выполнена
корректировка динамической системы на устойчивость. Система ЭП была
скорректирована путем введения дополнительных звеньев и получены желаемые
переходные процессы
фазовый
двигатель приводной наладка
Список литературы
1. Розман
Я.Б., Брейтер Б.З. Устройство, наладка и эксплуатация электроприводов
металлорежущих станков. - М.: Машиностроение.1985г.
Карнаухов
Н.Ф. Электромеханические системы. Основы расчета: Учебное пособие: Издательский
центр ДГТУ. Ростов-на-Дону 1998г.
Электромеханические
системы (Автоматизированный электропривод): методическое указание к курсовому
проектированию. Ростов-на-Дону, ДГТУ, 1996г.
Карнаухов
Н.Ф. Наладка и техническое обслуживание автоматизированного электропривода
металлорежущих станков с ЧПУ. Часть 1. Ростов-на-Дону . 1987г.
Похожие работы на - Привод манипулятора промышленного робота
|