Привод манипулятора промышленного робота

1. Техническое задание

2. Краткое описание кинематической схемы исполнительного механизма

3. Расчет сил трения и силового заклинивания в направляющих поступательного движения исполнительного механизма и выбор двигателя

4. Расчет тиристорного преобразователя

4.1 Расчет параметров силового трансформатора

4.2 Выбор тиристоров управляемого преобразователя

4.3 Определение эквивалентных параметров цепи якоря ДПТ

5 Статический расчет

5.1 Выбор тахогенератора

5.2 Расчет и построение электромеханических характеристик

5.3 Расчет коэффициентов усилия электромеханической системы

6. Динамический расчет приводной системы

7. Наладка модуля фазового управления Заключение Список используемой литературы

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, =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.

F>466.87 H.

Если принять tg?=G/FT; tg?=0.6; ?=h/b; ?=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

(8)

(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 — плотность материала шестерни для стали =7800 кг/м3;

b1 — ширина шестерни b1=b2+0.6*b2;

b2 — ширина рейки b2=bd*2*RШ ;

bd — коэффициент ширины зубчатого венца; bd =1;

RШ — радиус шестерни RШ =0.05*h; RШ =0.015

b2=1*2*0.015=0.03 м,

b1=0.03+0.6*0.03=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

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*МСТ (16)

МТР =1.4*7.05=9.87 Н*м.

Максимальное ускорение определяем по формуле

Н =WМАКС /RШ (17)

Н =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, 3=104.72, 3р=3/iОП3 =52.36

Максимальную скорость определяем по формуле

=VМАКС /RШ (19)

=46.667 рад/с.

6р>.

4. Расчет тиристорного преобразователя

4.1 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;

К — коэффициент неполного открытия тиристора при максимальном управляющем сигнале К =1.18.

(20)

Е2=150*1.2*1.05*1.18/2.34=95.31 В.

Определяем линейную ЭДС вторичной обмотки трансформатора Е2л=Е2*3 (21)

Е2л=95.31*3=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 =2/3;

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 /3 (25)

ЕД0 =150*2.34/3=202.65 В.

Определяем типовую расчетную мощность трансформатора РТ =Кп*ЕД0 Iд*КЕ *КК *К (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 /3*U2Л (27)

где S1H — номинальная мощность выбранного трансформатора;

S1H =1000 Вт;

U2Ллинейная ЭДС вторичной обмотки трансформатора; U2Л =170 В.

I2Ф =1000/3*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 РКЗ — мощность при коротком замыкании; РКЗ =5%.

Вт.

Определяем активное сопротивление фазы трансформатора

(30)

Ом.

Определяем индуктивное сопротивление фазы трансформатора

(31)

Ом.

Определяем индуктивность фазы трансформатора

(32)

где fC — частота питающей сети; fC =50 Гц.

мГн.

4.2 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 =/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 КУ208 В.

4.3 Определение эквивалентных параметров цепи якоря ДПТ Находим сопротивление обмотки якоря с учетом нагрева

RЯН =RЯ *1.2 (36)

где RЯсопротивление 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 Я =LЯЭ /RАЭ (41)

Я =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

5.1 Выбор тахогенератора Выбор тахогенератора производится исходя из следующих условий РТГ (0.01−0.05)*РДВ (44)

РТГ =0.05*450=22.5 Вт.

ТГ 1.5*ДН (45)

ТГ 1.5*104.72 157.08 .

JЯТГ 0.1*JЯД (46)

JЯТГ 0.1*0.490.00049

В соответствии с выше перечисленным выбираем соответствующий тахогенератор. Выбираем тахогенератор типа. Параметры выбранного тахогенератора приведены в таблице 2.

5.2 Расчет и построение электромеханических характеристик Электромеханическая характеристика двигателя является зависимостью =f (IЯ) при угле регулирования напряжения тиристорного преобразователя. При изменении угла регулирования от 0 до /2 градусов можно получить ряд характеристик ДПТ при питании от ТП.

Определим значение граничной ЭДС ТП

(47)

где — параметр нагрузки; =arctg (2**50*Я)=0.47;

Um — амплитуда линейного напряжения на входе преобразователя;

m =198.45 В;

— угол регулирования; =0,/6./3

ЕГР1 =188.12 В; ЕГР2 =145.09 В; ЕГР3 =63.18 В.

Определим граничное значение скорости

(48)

ГР1 =135.4 рад/с;ГР2 =104.43 рад/с;ГР3 =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 Т в пределах от 0 до 2/m рассчитываем электромеханические характеристики двигателя в зоне прерывистых токов для углов =/6 и /3

Т =0,/12.2/m

(50)

(51)

(52)

(53)

. (54)

(55)

Строим естественную электромеханическую характеристику привода в зоне непрерывного тока, для углов =/6 и /3

IЯ =0,0.5.IЯНОМ

(56)

(57)

Рисунок 5

Рисунок 6

5.3 Расчет коэффициентов усилия электромеханической системы Определяем коэффициент усилия разомкнутой системы

— изменение скорости определяется по электромеханической характеристике при угле регулирования =/6, рад/с; .=40 рад/с;

D — диапазон регулирования; D=1000;

— статическая погрешность; =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;

НОМТГ — скорость вращения тахогенератора; НОМТГ =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 =(). Изменяя от 00 до 900 строим график UТП =(). Если полученный диапазон изменения недостаточен для нормального управления, то завышаем UНОМ двигателя на 10% и определяем требуемое U2Л;

=0, /12./2

(61)

(62)

В.

(63)

Рисунок 7

(64)

.

(65)

.

В связи с пересчитанным U2Л выбираем трансформатор типа ТС-1−380/100.

Далее по графику =(UСУ) определяем UСУ

UСУ =0, 0.1. 10

(UСУ)=90*(UСУ -10)/(0−10) (66)

Рисунок 8

(67)

В.

(68)

.

Определяем коэффициент усиления усилителя

(69)

.

Определяем коэффициенты усиления регулятора скорости и тока КРС =КУ (70)

КРС =3.16*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 СР. Ж, 2Ж, 3Ж .

(81)

где b — коэффициент по номограмме Солодовникова; b=6.

.

(82)

(83)

.

Рисунок 12 — Желаемая ЛФЧХ и ЛФЧХ корректирующего звена Совпадение желаемой СР с действительной СР 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 Из рисунка 15 видно, что время переходного процесса составляет 0.018 с что, не превышает заданного значения 0.02 с.

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 UСИНUCM, 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

1. Розман Я. Б., Брейтер Б. З. Устройство, наладка и эксплуатация электроприводов металлорежущих станков. — М.: Машиностроение.1985г.

2 Карнаухов Н. Ф. Электромеханические системы. Основы расчета: Учебное пособие: Издательский центр ДГТУ. Ростов-на-Дону 1998 г.

3 Электромеханические системы (Автоматизированный электропривод): методическое указание к курсовому проектированию. Ростов-на-Дону, ДГТУ, 1996 г.

4 Карнаухов Н. Ф. Наладка и техническое обслуживание автоматизированного электропривода металлорежущих станков с ЧПУ. Часть 1. Ростов-на-Дону. 1987 г.

.ur