Разработка и модернизация приводов обрабатывающих центров
Описание и анализ привода шпиндельной головки обрабатывающего центра. Описание системы управления обрабатывающего центра HX-300iF. Основные типы приводов и их описание. Типы двигателей для электроприводов. Расчет электромеханической части привода.
| Рубрика | Производство и технологии |
| Вид | курсовая работа |
| Язык | русский |
| Дата добавления | 16.12.2014 |
| Размер файла | 817,9 K |
Отправить свою хорошую работу в базу знаний просто. Используйте форму, расположенную ниже
Студенты, аспиранты, молодые ученые, использующие базу знаний в своей учебе и работе, будут вам очень благодарны.
Габаритная высота двигателя B: 350
Расстояние между осями крепежных винтов лап двигателя по ширине B1: 0
Диаметр осей фланцевых винтов F1: 0
Момент инерции электродвигателя: 0,0694 кг·м2
Момент, обеспечиваемый двигателем на шпинделе: 411 Н·м
Параметры выбранного электродвигателя обеспечивают требуемые момент и мощность на шпинделе.
Рис. 4.2 График момента и мощности на шпинделе
4.2 Кинематические расчёты
Исходные данные
= 10000 об/мин - максимальная частота вращения шпинделя = 50 об/мин - минимальная частота вращения шпинделя
Расчёты
Расчётный диапазон регулирования частот вращения шпинделя:
(4.3)
Диапазон регулирования двигателя с постоянной мощностью:
(4.4)
где и - соответственно максимальная и номинальная частота электродвигателя (берутся из каталогов).
Расчетный диапазон регулирования с постоянной мощностью:
(4.5)
Диапазон регулирования коробки скоростей:
(4.6)
Расчётное число ступеней коробки скоростей:
(4.7)
Принимаем Z =2
Знаменатель коробки скоростей:
(4.8)
Понижение коробки скоростей:
< 0,25 (4.9)
Выберем следующую кинематическую схему главного привода:
Рис. 4.3 Кинематическая схема
В выбранной схеме привода 3 вала.
Передаточные отношения
Для цилиндрических передач в приводе главного движения передаточное отношение обычно принимают равным:
; ;
Примем i1 = 0,6
0,19 = 0,6 • i2
5.85
i2 = 0.32
i3=5.85 • i2 = 5.85 • 0.32=1.85
График частот вращения.
Рис. 4.4 График частот вращения
Подбор чисел зубьев:
Расчет основных параметров коробки скоростей
Определение мощностей на валах.
(кBm)
(кBm)
(кBm)
Определение моментов на валах.
(н•м)
(н•м)
(н•м)
Определение минимальных диаметров валов.
(мм)
(мм)
(мм)
Итоговая таблица кинематического расчета
Таблица 4.1
|
№ вала |
Pi [кВт] |
ni [об/мин.] |
Ti [Нм] |
di [мм] |
|
|
1 |
12 |
1500 |
78 |
35.9 |
|
|
2 |
11.53 |
900 |
124.9 |
40.37 |
|
|
3 |
11.18 |
285 |
382.47 |
53.4 |
Расчет зубчатых передач
Расчет цилиндрической прямозубой передачи z1/z2.
Расчёт передачи выполнен с помощью программы KOMP_IR.
Выбор материала
С целью уменьшения размеров коробки скоростей назначаем одинаковый материал для шестерен и колес:
Сталь 25ХГТ, нитроцементацию.
Исходные данные
Передаточное отношение: 0,6
Мощность передачи, кВт: 12
Номинальная частота вращения шестерни, об/мин: 1500
Максимальная частота вращения шестерни, об/мин: 9000
Угол наклона зуба, 0 : 0
Отношение ширины зубчатого венца к диаметру: 0,3
Твёрдость поверхности зубьев (НВ, HRC) 63
Код вида обработки 10
Код установки шестерни: 3
Степень точности передачи: 5
Результат проектировочного расчета
Допускаемые контактные напряжения, sigma_H,МПа 1115
Предел изгибной выносливости sigma_F_lim, МПа 750
Коэф-т запаса прочности 1,55
Допускаемые изгибные напряжения, sigma_F,МПа 484
Коэффициент диаметра Kd 770
Коэф-т распределения нагрузки по ширине венца KHb 1,247
Коэф-т вида зубьев, Km 14
Коэф-т распределения нагрузки по ширине венца KFb 1,399
Коэф-т формы сопряженных поверхностей ZH 1,76
Коэф-т механических свойствматериалов колес ZM 274
Коэф-т влияния вида передачи и модификации dH 0,01
Коэффициент наклона зуба Yb 1
Коэф-т влияния вида передачи и модификации dF 0,011
Крутящий момент Мкр, Нм 78
Расч. диаметр по конт. напряжениям dw1, мм 57,5
Число зубьев шестерни Z1 = 22
Число зубьев колеса Z2 = 37
Расчетный модуль по контактным напряжениям mк = 2,61 мм
Коэффициент формы зуба Yf = 3,99
Расчетный модуль по изгибным напряжениям mи = 2,57 мм
Стандартный модуль m = 2,5 мм
Делительный диаметр шестерни Dw1 = 55 мм
Делительный диаметр колеса Dw2 = 92,5 мм
Ширина зубчатого венца bw = 16 мм
Межосевое расстояние передачи aw = 73,75 мм
Номинальная окружная скорость передачи v = 4,3 м/c
Максимальная окружная скорость передачи vmax = 25,9 м/c
Тангенциальная сила в зацеплении Ft = 2836 H
Радиальная сила в зацеплении Fr = 1032 H
Осевая сила в зацеплении Fo = 0 H
Коэффициент торцевого перекрытия ea = 1,65
Коэффициент суммарной длины контактных линий Ze = 0,885
Коэффициент распределения нагрузки по ширине венца KHa = 1
Коэффициент влияния разности шагов g0 = 28
Удельная окружная динамическая сила wHv = 8 H/мм
Коэффициент динамической нагрузки KHv = 1,04
Удельная расчетная окружная сила wHt = 230 H/мм
Расчетные контактные напряжения sigH = 1104 МПа
Удельная окружная динамическая сила wFv = 8,8 H/мм
Коэффициент распределения нагрузки по ширине венца KFa = 0,61
Коэффициент динамической нагрузки KFv = 1,06
Удельная расчетная окружная сила wFt = 160 H/мм
Расчетные изгибные напряжения sigF = 255 МПа
Расчет цилиндрической прямозубой передачи z3/z4.
Выбор материала
В передачах коробки скоростей для повышения нагрузочной способности и получения малых габаритов рекомендуется применять зубчатые колёса с твёрдостью поверхности зубьев свыше 350 НВ (поверхностная закалка с нагревом ТВЧ, цементация, нитроцементация, азотирование). Для шестерни и колеса принимаем одинаковый материал: Сталь 12Х2Н4А, цементируемую с закалкой. При изготовлении необходимо произвести дополнительно шлифование зубчатых колёс, а также фланкирование (0.1m).
Проектировочный расчёт передачи
Диаметр шестерни z3 исходя из контактной выносливости зубьев:
dн3=Kd
где в формуле знак «+» при внешнем зацеплении, знак «-» при внутреннем;
Kd- вспомогательный коэффициент, с учётом материала (сталь по стали) и вида передачи (прямозубая) - Kd=770 МПа1/3;
ТII - крутящий момент на шестерне - ТII =124,9 Нм;
bd= - коэффициент ширины. bd==0,3;
KH - коэффициент, учитывающий неравномерность распределения нагрузки по длине контактной линии, при bd=0,3; Н>350 НВ, шестерня расположена несимметрично, вал относительно нежёсткий - KH=1,06;
нр - допускаемое контактное напряжение, соответствующее базовому числу циклов перемены напряжений.
нр='нрKHL
'нр=1100 МПа Выбирается исходя из условий работы и изготовления зубчатых передач.
KHL - коэффициент долговечности:
KHL=
где NHE - эквивалентное число циклов перемены напряжений. NHE=600,6nз3niti=600,61[()39000,6104=19,4107
nз=1 - число зацеплений шестерни за один оборот.
t - полное число работы передачи за расчётный срок службы.
NHо- базовое число циклов перемены напряжений, соответствующее длительному пределу выносливости - NHо=12107
KHL==1,17
нр=1100·1,17=1287 МПа
dн3=770=60 мм.
Расчётный модуль, определяемый исходя из контактной выносливости.
mн==2,22 мм.
Расчётное межосевое расстояние.
wрасч==105 мм.
Расчётный модуль, определяемый исходя из изгибной выносливости зубьев, вычисляется по зубу шестерни:
mF=Km ,
где Km - коэффициент, для прямозубых передач Km =14;
YF1 - коэффициент формы зуба шестерни, при Z3=27 и X1=X2=0 следовательно YF1=3,84;
KF - коэффициент, учитывающий неравномерность распределения нагрузки по контактной линии, при bd=0,3; Н>350 НВ, шестерня расположена несимметрично, вал относительно нежёсткий - KF=1,06;
[]F1 - допускаемые напряжения изгиба шестерни и колеса.
[]F1= ==485 Мпа
где F lim b1 - предел выносливости при изгибе =750…800 Мпа
SF1 - нормальный коэффициент запаса при изгибе = 1,65
mF =142,4 мм.
Модуль передачи округляем по стандартному ряду.
m=2,5 мм.
Определение геометрии зацепления
Ширина шестерни и колеса.
b=bdw =31 мм.
Начальные диаметры (при Х=0 они равны делительным):
dw3=mZ1=2,527=67,5 мм.
dw4=mZ2=2,568=170 мм.
Действительное межосевое расстояние:
w==118,75 мм.
Диаметры окружностей выступов и впадин шестерни и колеса:
da3= dw3+2m=72,5 мм, da4=dw4+2m=175 мм,
df3= dw3-2,5m=61,5 мм, df4= dw4-2,5m=164 мм.
Окружная скорость и силы в зацеплении.
Скорость:
V===19,1 м/с;
Окружное усилие:
Ft===5373 Н;
Радиальное усилие:
FR=Fttg=5373tg20=1955,7 Н.
Проверочный расчёт
Расчёт на контактную выносливость поверхностей зубьев.
Действующие в передаче контактные напряжения:
н=ZмZнZ[]н
где: Zм - коэффициент учитывающий механические свойства материалов сопряжённых колёс:
Zм=,
где Е1 и Е2 - модули упругости соответственно материалов шестерни и колеса, МПа; - коэффициент Пуассона. Zм для сталь по стали = 192 МПа1/2;
Zн - коэффициент, учитывающий форму сопряжённых поверхностей зубьев,
Zн=,
где: b - основной угол наклона линии зуба; tw - угол зацепления. При b=0, X1=X2=0 имеем Zн=2,49;
Z - коэффициент учитывающий суммарную длину контактных линий, для прямозубой передачи Z=, при торцевом коэффициенте перекрытия
=1,88-3,2()=1,88-3,2()=1,71;
Z==0,87;
Кн - коэффициент, учитывающий распределение нагрузки между зубьями, для прямозубой передачи Кн=1;
KH=1,06 - из проектировочного расчёта диаметра шестерни Z1 исходя из контактной выносливости зубьев;
Kнv - коэффициент, учитывающий динамическую нагрузку в зацеплении:
Kнv=1+,
где FHV - динамическая нагрузка,
FHV=нg0Vb,
где н - коэффициент, учитывающий влияние вида зубьев и модификации профиля их головок, для прямозубой передачи при HB>350 - н=0,014;
g0 - коэффициент, учитывающий влияние разности основных шагов в зацеплении шестерни и колеса, при m < 3,5мм. и 5-й степени точности g0=28,
FHV=0,0142810,631=1490,2 Н;
Kнv=1+=1,26;
[]н=,
где н lim =23HRCэ=1334 МПа - предел контактной выносливости;
KHL=1,17 - из проектировочного расчёта диаметра шестерни Z1 исходя из контактной выносливости зубьев;
SH1 - коэффициент запаса шестерни = 1,2;
[]н==1300,6 МПа,
где принято ZR и Zv =1.
н=1922,490,87=911,4 МПа.
Условие прочности выполняется, т.к. н=911,4 Мпа<[]н=1300,6 МПа.
Проверка на сопротивление усталости по изгибу
Проверка производится первоначально по зубу шестерни:
F1=YF1YY[]F1,
где YF1 - коэффициент формы зуба шестерни, при Z1=27 и X1=X2=0 имеем YF1=3,84 - из проектировочного расчёта модуля, определяемого исходя из изгибной выносливости зубьев;
Y - коэффициент, учитывающий перекрытие зубьев;
Y - коэффициент, учитывающий наклон линии зуба;
Для прямозубой передачи Y=Y=1;
КF - коэффициент, учитывающий распределение нагрузки между зубьями, для прямозубой передачи Кн=1;
KF - коэффициент, учитывающий неравномерность распределения нагрузки по контактной линии, при bd=0,3; Н>350 НВ, шестерня расположена несимметрично, вал относительно нежёсткий,
KF=1,06 - из проектировочного расчёта модуля, определяемого исходя из изгибной выносливости зубьев;
KFv - коэффициент, учитывающий динамическую нагрузку в зацеплении:
KFv=1+,
где FFV - динамическая нагрузка,
FFV=Fg0Vb,
где F - коэффициент, учитывающий влияние вида зубьев и модификации профиля их головок, для прямозубой передачи при HB>350 - н=0,016;
g0 - коэффициент, учитывающий влияние разности основных шагов в зацеплении шестерни и колеса, m < 3,5мм. и 5-й степени точности g0=28,
FFV=0,0162810,631=1703 Н;
KFv=1+=1,3;
[]F1=485 МПа - допускаемые напряжения изгиба шестерни и колеса. Берётся из проектировочного расчёта диаметра шестерни Z1 исходя из контактной выносливости зубьев.
F1=3,8411=366,8 МПа.
Условие прочности выполняется, т.к. F1=366,8 МПа<[]F1=485 МПа.
Проверка на сопротивление усталости при изгибе зуба колеса не проводится, т.к. при одинаковых материалах зуб шестерни заведомо слабее.
Проверка на прочность при максимальной нагрузке
Условие контактной прочности:
н max=н[]н max,
где []н max=40 HRCэ=2320 МПа;
н=911,4 МПа;
=1.
н max=911,4 МПа<[]н max=2320 МПа.
Условие прочности выполняется.
Условие прочности на изгиб:
F max=F1[]F max,
где []F max=YN maxKSt,
где F lim b1 - предел выносливости при изгибе = 800 МПа - берём из проектировочного расчёта модуля, определяемого исходя из изгибной выносливости зубьев;
SFSt - коэффициент запаса прочности =1,75;
YN max - предельное значение коэффициента долговечности, YN max=2,5;
KSt - коэффициент, учитывающий различие между напряжениями при однократном нагружении и при числе ударов равном n=103. KSt=1,2.
[]F max==1371 МПа,
F max=366,81=366,8 МПа;
F max=366,8 МПа<[]F max=1371 МПа.
Условие прочности выполняется.
Расчет цилиндрической прямозубой передачи z5/z6.
Выбор материала
Материал зубчатых колёс принимаем таким же, как в передаче z3/z4.
Проектировочный расчёт передачи
В результате ранее выполненных расчётов принимаем m=2,5мм, Z3=62, Z4=33
Определение геометрии зацепления
Ширина шестерни:
Принимаем b=33 мм.
Начальные диаметры (при Х=0 они равны делительным):
dw5=mZ5=2,562=155 мм.
dw6=mZ6=2,533=82,5 мм.
Диаметры окружностей выступов и впадин шестерни и колеса:
da5= dw5+2m=160 мм, da6=dw6+2m=87,5 мм,
df5= dw5-2,4m=149 мм, df6= dw6+2,4m=76,5 мм.
Окружная скорость и силы в зацеплении
Скорость: V===35,6 м/с;
Окружное усилие: Ft===2080 Н;
Радиальное усилие: FR=Fttg=2080tg20=757 Н.
Проверочный расчёт
Расчёт на контактную выносливость поверхностей зубьев
Действующие в передаче контактные напряжения:
н=ZмZнZ[]н
где: Zм - коэффициент учитывающий механические свойства материалов сопряжённых колёс:
Zм=,
где Е1 и Е2 - модули упругости соответственно материалов шестерни и колеса, МПа; - коэффициент Пуассона. Zм для сталь по стали = 192 МПа1/2;
Zн - коэффициент, учитывающий форму сопряжённых поверхностей зубьев,
Zн=,
где: b - основной угол наклона линии зуба; tw - угол зацепления. Zн=2,49 при b=0, X1=X2=0;
Z - коэффициент учитывающий суммарную длину контактных линий, для прямозубой передачи
Z=,
при торцевом коэффициенте перекрытия
=1,88-3,2()=1,88-3,2()=1,73;
Z==0,87;
Кн - коэффициент, учитывающий распределение нагрузки между зубьями, для прямозубой передачи Кн=1;
KH=1,06 -коэффициент, учитывающий неравномерность распределения нагрузки по длине контактной линии, при вb==0,4,
НВ>350, шестерня расположена несимметрично, вал относительно нежёсткий;
Kнv - коэффициент, учитывающий динамическую нагрузку в зацеплении:
Kнv=1+,
где FHV - динамическая нагрузка,
FHV=нg0Vb,
где н - коэффициент, учитывающий влияние вида зубьев и модификации профиля их головок, для прямозубой передачи при HB>350 - н=0,014;
g0 - коэффициент, учитывающий влияние разности основных шагов в зацеплении шестерни и колеса, при m < 3мм. и 5-й степени точности g0=28,
Fнv=0,0142824,331=3960,5 Н;
Kнv=1+=1,8;
[]н=,
где н lim =23HRCэ=1334 МПа - предел контактной выносливости;
KHL - коэффициент долговечности: KHL=,
где NHE - эквивалентное число циклов перемены напряжений.
NHE=600,4nз3niti=600,41()39000,4104]=45,6106
nз=1 - число зацеплений шестерни за один оборот.
t - полное число работы передачи за расчётный срок службы.
NHо- базовое число циклов перемены напряжений, соответствующее длительному пределу выносливости - NHо=12107
KHL==2,6
SH1 - коэффициент запаса шестерни = 1,2;
[]н==2890,3 МПа,
где принято ZR и Zv =1.
н=1922,490,87=718,3 МПа.
Условие прочности выполняется, т.к. н=718,3 Мпа < []н=2890,3 МПа.
Проверка на сопротивление усталости по изгибу
Проверка производится первоначально по зубу шестерни:
F1=YF1YY[]F1,
где YF1 - коэффициент формы зуба шестерни, при Z3=62 и X1=X2=0 имеем YF1=3,62;
Y - коэффициент, учитывающий перекрытие зубьев;
Y - коэффициент, учитывающий наклон линии зуба;
Для прямозубой передачи Y=Y=1;
КF - коэффициент, учитывающий распределение нагрузки между зубьями, для прямозубой передачи Кн=1;
KF - коэффициент, учитывающий неравномерность распределения нагрузки по контактной линии, при bd=0,4; Н>350 НВ, шестерня расположена несимметрично, вал относительно нежёсткий - KF=1,06;
KFv - коэффициент, учитывающий динамическую нагрузку в зацеплении:
KFv=1+,
где FFV - динамическая нагрузка,
FFV=Fg0Vb,
где F - коэффициент, учитывающий влияние вида зубьев и модификации профиля их головок, для прямозубой передачи при HB>350 - н=0,016;
g0 - коэффициент, учитывающий влияние разности основных шагов в зацеплении шестерни и колеса, при m < 3мм. и 5-й степени точности g0=28,
FFV=0,0162824,333=4818,3 Н;
KFv=1+=3,2;
[]F1=485 МПа - допускаемые напряжения изгиба шестерни и колеса.
Берётся из проектировочного расчёта диаметра шестерни Z1 исходя из контактной выносливости зубьев.
F1=3,6211=329,5 МПа.
Условие прочности выполняется, т.к. F1=329,5 МПа<[]F1=485 МПа.
Проверка на сопротивление усталости при изгибе зуба колеса не проводится, т.к. при одинаковых материалах зуб шестерни заведомо слабее.
Проверка на прочность при максимальной нагрузке
Условие контактной прочности:
н max=н[]н max,
где []н max=40 HRCэ=2320 МПа;
н=718,3 МПа;
=1.
н max=718,3 МПа<[]н max=2320 МПа.
Условие прочности выполняется.
Условие прочности на изгиб:
F max=F1[]F max, где []F max=YN maxKSt,
где F lim b1 - предел выносливости при изгибе = 800 МПа - берём из проектировочного расчёта модуля, определяемого исходя из изгибной выносливости зубьев;
SFSt - коэффициент запаса прочности, =1,75;
YN max - предельное значение коэффициента долговечности, YN max=2,5;
KSt - коэффициент, учитывающий различие между напряжениями при однократном нагружении и при числе ударов равном n=103. KSt=1,2.
[]F max==1371 МПа,
F max=329,51=345,6 МПа;
F max=329,5 МПа<[]F max=1371 МПа.
Условие прочности выполняется.
4.3 Расчет валов
Расчёт II вала коробки скоростей
Расчёт II вала на статическую прочность
Расчёт производится для валов работающих с большими перегрузками, которые не могут вызвать усталостного разрушения. Расчёт производится по коэффициентам запаса прочности.
Исходные данные:
материал II вала - сталь 45.
TII=124,9 Нм.
Ft1,2=2836 Н; F r1,2=1032 Н - из кинематического расчёта прямозубой зубчатой передачи Z1/Z2.
Ft3,4=5373 Н; Fr3,4=1955,7 Н - из кинематического расчёта прямозубой зубчатой передачи Z3/Z4.
Xa=3825 H ;
Xb=138,3 H ;
Ya=4313,2 H ;
Yb=1059,8 H
Определение опасного сечения:
Мизг===187,1 Н·м.
Рис. 4.5 Эпюра на прочночть
Для опасного сечения:
Напряжения при изгибе:
max=изг+осев ;
где: изг - напряжения от изгиба.
осев - напряжения растяжения или сжатия от осевых сил; осев=0.
изг=, где:
W-осевой момент сопротивления для шлицевого вала z·D·d·b=8·42·36·7;
W==5445,1;
изг==34 МПа.
max=изг=34 МПа.
Напряжения при кручении:
==14,8 МПа; где:
Wp-полярный момент сопротивления;
Wp=2W=10890,2 мм3;
Определение запасов прочности для опасного сечения.
А)Запас прочности по нормальным напряжениям. n=,
где: T - предел текучести при изгибе.
T=280 МПа - для стали 45;
n==8,2.
Б)Запас прочности по касательным напряжениям.
nT=,
где: T - предел текучести при кручении;
T=150 МПа - для стали 45;
nT==10,1.
В)Запас прочности при совместном действии нормальных и касательных напряжений.
nT=[nmin]=1,4…2;
nT==6,3 1,4…2.
Расчёт вала II на усталостную выносливость
50% валов выходят из строя по причине усталости. Расчёт ведётся при длительно действующих нагрузках, повторяемостью >103 циклов. Опасные сечения при расчёте на усталостную выносливость могут не совпадать с опасными сечениями при расчёте на статическую прочность, из-за концентраторов напряжений. Расчёт сводится к определению запаса прочности.
n=[nдоп] = 1,5…1,8;
n - коэффициент запаса прочности по нормальным напряжениям.
n=
n - коэффициент запаса прочности по касательным напряжениям.
n=
где: -1; -1 - пределы выносливости при изгибе и кручении.
-1=250 МПа, -1=150 МПа для стали 45;
a; a - переменные составляющие или амплитуды напряжений, определяются при расчёте на статическую прочность.
a=;
1+ - коэффициент динамичности нагрузки КHV=1,26.
m; m - постоянные составляющие напряжений.
; - коэффициенты приведения асимметричного цикла к условному симметричному.
==0;
m=0;
m=0;
(К)D; (К)D - эффективные коэффициенты концентрации напряжений
(К)D=1,88;
(К)D=1,53.
a=изг КHV =341,26=42,8 МПа;
n==3,1.
a= КHV=14,81,26=18,6 МПа;
n==5,3.
n==2,6 [nдоп] = 1,5…1,8.
Проверочный расчёт II вала на жесткость
Ниже приведённый расчёт II вала является приближенным и проводится для условного цилиндрического вала, расчётный диаметр которого
dp=dmax j,
где dmax - наибольший диаметр вала;
j - коэффициент определяемый в зависимости от отношения dmax/ dmin.
j=1,05 при dmax/ dmin=42/36=1,2.
dp=421,05=44,1 мм.
При dp=44,1мм имеем 6EJL=62,1105218=5,11013 Нмм3,
где: J= - осевой момент инерции сечения вала;
L - расстояние между опорами =218 мм.
Схема загрузки II вала:
Вертикальная плоскость
Fr 2=1032 H Xa Fr1=1955,7 H Xb
66 43 175
Горизонтальная плоскость
Ft 2=2836 H Ya Ft1=5373 H Yb
66 43 175
4.4 Расчёт шпоночного соединения
Расчёт шпоночного соединения на валу двигателя
Рассматриваем соединение с призматической обыкновенной шпонкой, ГОСТ 23360.
Рис. 4.6 Шпоночное соединение
По таблице подбираем шпонку, при d=42 мм имеем b·h=12·8 мм, t1=5 мм, t2=3,3 мм.
Длина шпонки принимается на 8…10 мм меньше длины ступицы, l=60 мм. Расчётная длина шпонки lр=l-b=60-12=48 мм.
Проверка шпоночного соединения на смятие боковой поверхности
см===34,3 МПа.
Для шпонки - сталь 45 и стальной ступицы [см]=175…190 МПа.
Следовательно см<[см]
Проверка шпоночного соединения на срез по поперечному сечению
с===8,6 МПа,
с<[с]=70…100 МПа. Условие прочности выполняется.
Расчёт шпоночного соединения вала II
Рассматриваем соединение с призматической обыкновенной шпонкой,
ГОСТ 23360.
По таблице подбираем шпонку, при d=40 мм имеем b·h=12·8 мм, t1=5 мм, t2=3,3 мм.
Длина шпонки принимается на 8…10 мм меньше длины ступицы, l=48 мм. Расчётная длина шпонки lр=l-b=48-12=36 мм.
Проверка шпоночного соединения на смятие боковой поверхности
см===74,6 МПа.
Для шпонки - сталь 45 и стальной ступицы [см]=175…190 МПа.
Следовательно см<[см]
Проверка шпоночного соединения на срез по поперечному сечению
с===18,6 МПа,
с<[с]=70…100 МПа. Условие прочности выполняется.
Расчёт шпоночного соединения вала III
Рассматриваем соединение с призматической обыкновенной шпонкой, ГОСТ 23360.
По таблице подбираем шпонку, при d=50 мм имеем b*h=16*10 мм, t1=6 мм, t2=4,3 мм.
Длина шпонки принимается на 8…10 мм меньше длины ступицы, l=152 мм. Расчётная длина шпонки lр=l-b=152-16=136 мм.
Проверка шпоночного соединения на смятие боковой поверхности
см===27,6 МПа.
Для шпонки - сталь 45 и стальной ступицы [см]=175…190 МПа.
Следовательно см<[см]
Проверка шпоночного соединения на срез по поперечному сечению
с===6,9 МПа,
с<[с]=70…100 Мпа. Условие прочности выполняется.
4.5 Расчёт шлицевого соединения
Расчёт шлицевого соединения вала II
На валу I насажен блок зубчатых колёс с углом наклона зубьев =0.
Угол зацепления зубчатых колёс стандартный w=20.
Шлицы прямобочные, средней серии: 8·36·42 по ГОСТ 1139.
ТI=124,9 Нм - момент на первом валу.
n=900 мин-1 - частота вращения первого вала.
dwI=67,5 мм - делительный диаметр колеса Z1.
Lh=10103 часов - общее время работы.
Рис. 4.7 Шлицевое соединение
Расчёт шлицевого соединения по критерию смятия
При расчёте по критерию смятия:
=[см],
где dm - средний диаметр соединения, мм.
Для прямобочного шлицевого соединения:
dm===39 мм.
h - высота поверхности контакта зубьев, мм.
Для прямобочного шлицевого соединения:
h-2c,
где с - величина фаски, равная 0,4 мм.
h-2c =-20,4=2,2 мм.
[см]=15…22 МПа - допускаемое напряжение смятия.
==4,4 МПа[см]=15…22 МПа.
Расчёт шлицевого соединения по критерию изнашивания
,
где []изн - условное допускаемое напряжение по условию ограничения изнашивания.
KN =- коэффициент числа циклов нагружения зубьев соединения за полный срок службы, где N=60nLh=6047510103=2,8108 час.
KN ==0,71;
KE - коэффициент режима нагрузки. KE=1.
Kос - коэффициент осевой подвижности соединения, Kос=1,25.
Определение []изн производится в зависимости от параметров и :
=, =;
где e - смещение середины зубчатого венца колеса диаметром dw относительно середины ступицы длиной l;
==0,61; ==0,35;
По таблице []изн30 МПа.
=4,4 Мпа =17 МПа. Условие прочности выполняется.
Расчёт шлицевого соединения блока зубчатых колес
На ступицу шестерни насажен блок зубчатых колёс с углом наклона зубьев =0.
Угол зацепления зубчатых колёс стандартный w=20.
Шлицы прямобочные, средней серии: 8·52·60 по ГОСТ 1139.
ТI=124,9 Н·м - момент на валу I.
n=900 мин-1 - частота вращения вала I.
dw3=155 мм - делительный диаметр колеса Z3.
Lh=10103 часов - общее время работы.
Расчёт шлицевого соединения по критерию смятия
При расчёте по критерию смятия:
=[см],
где dm - средний диаметр соединения, мм.
Для прямобочного шлицевого соединения:
dm===56 мм.
h - высота поверхности контакта зубьев, мм.
Для прямобочного шлицевого соединения:
h-2c,
где с - величина фаски, равная 0,4 мм.
h-2c =-20,5=3 мм.
[см]=15…22 МПа - допускаемое напряжение смятия.
==6 МПа[см]=15…22 МПа.
Расчёт шлицевого соединения по критерию изнашивания
,
где []изн - условное допускаемое напряжение по условию ограничения изнашивания.
KN =- коэффициент числа циклов нагружения зубьев соединения за полный срок службы, где N=60nLh=6047510103=2,8108 час.
KN ==0,71;
KE - коэффициент режима нагрузки. KE=1.
Kос - коэффициент осевой подвижности соединения, Kос=1.
Определение []изн производится в зависимости от параметров и :
=, =;
где e - смещение середины зубчатого венца колеса диаметром dw относительно середины ступицы длиной l;
==0,38; ==0,09;
По таблице []изн45 МПа.
=6 Мпа =25,56 МПа. Условие прочности выполняется.
4.6 Особенности применения в приводах IGBT-транзисторов
Для управлением приборами большой мощности в последнее время применяются специальные транзисторы, которые называются IGBT - insulated gate bipolar transistor, что переводится как биполярный транзистор с изолированным затвором. Такое определение на первый взгляд способно ввести в некоторое недоумение, поскольку, для управления биполярным транзистором используется базовый электрод, а изолированный затвор - это традиционно из области полевых транзисторов.
Рис. 4.8 Структура IGBT-транзистора
Действительно, до изобретения IGBT в начале 80-х годов в диапазоне низких и средних напряжений применялись полевые транзисторы с изолированным затвором (так называемые МДП-транзисторы: металл - диэлектрик - полупроводник). Они обладают отличными частотными характеристиками (высокое быстродействие) и не требуют сложных цепей управления, но имеют один недостаток, который заключается в том, что сопротивление канала (область полупроводника между истоком и стоком) растет пропорционально квадрату плотности тока. Следовательно, для управления мощной нагрузкой, например электродвигателем привода, потребуется применить транзистор с большей площадью сечения канала. Такой транзистор имеет увеличенный размер полупроводникового кристалла и большую стоимость. Напротив, падение напряжения между эмиттером и коллектором биполярного транзистора в открытом состоянии (в режиме насыщения) пропорционально первой степени плотности тока коллектора и не превышает 2 … 3 В в рабочих режимах. Но, к сожалению, биполярные транзисторы тоже не лишены недостатков. Среди них, например, необходимость использования более сложных управляющих цепей, что снижает быстродействие всей схемы.
IGBT-приборы совмещают в себе достоинства биполярных и МДП - транзисторов.
Вот главные из них:
1. низкое падение напряжения между эмиттером и коллектором (1-3В) при высоких значениях плотности коллекторного тока и, как результат, - компактность прибора и невысокая стоимость;
2. благодаря высокому входному сопротивлению прибор управляется напряжением, а не - током, как в случае биполярных транзисторов или тиристоров.
После появления IGBT популярность их начала быстро расти. Разработчики радиоэлектронной аппаратуры стали применять их в качестве быстродействующих ключевых элементов в блоках инверторов и преобразователей частоты. Особенности схемотехнической реализации подобных устройств послужили основанием для появления транзисторных модулей, содержащих два, четыре, шесть или семь транзисторов в одном корпусе. Каждая пара в таких модулях включена по схеме двухтактного усилителя и имеет диоды, шунтирующие коллектор и эмиттер при воздействии ЭДС самоиндукции. В частности, выходной каскад предпоследней версии наружных блоков Сити Мульти YMF-B, собран на трех транзисторных модулях, каждый из которых состоит из пары транзисторов (Рис. 4.8).
Рис. 4.8 Принципиальная схема транзисторного модуля-сити-мульти YMF-B
Анализируя схемотехническую реализацию электронной аппаратуры с IGBT - модулями, компании, выпускающие полупроводниковые приборы, пришли к выводу, что практически в любом устройстве присутствует узел, защищающий транзисторный модуль и управляемое устройство от чрезмерных токов, перегрева и от выхода напряжения питания за пределы нормируемого диапазона. Возникла идея оснастить транзисторные модули подобными защитами. Кроме очевидного удобства для разработчиков аппаратуры, такое решение имеет одно немаловажное достоинство, которое заключается в существенном увеличении надежности приборов.
Действительно, выполненные по интегральной полупроводниковой или гибридной технологии, в едином технологическом процессе вместе с самими IGBT-транзисторами, такие элементы обладают более высокой надежностью, нежели IGBT-транзисторные модули и защитные цепи, сформированные на печатном узле из дискретных элементов. Кроме того, в том же модуле стали формировать и цепи преобразования уровней, которые позволяют управлять модулем с помощью низковольтных элементов, например, оптоэлектрических пар[14].
4.7 Драйверы ключей нижнего и верхнего уровней
Для управления IGBT используются специальные микросхемные драйверы, которые преобразуют цифровые логические сигналы управления в необходимые сигналы управления транзисторными ключами.
Драйвер ключей нижнего и верхнего уровня рассмотрен на примере ключей фирмы IR.
Отличительные особенности:
· Управляющие каналы разработаны для нагруженного функционирования полностью работоспособны до +600В
· Нечувствителен к отрицательным напряжениям при переходных процессах
· Стойкость к скорости нарастания напряжения (dV/dt)
· Диапазон напряжения питания драйверов 10…20В
· Блокировка при снижении напряжения
· 5В входная логика с триггерами Шмита
· Согласованная задержка распространения для обоих каналов
· Выходы в фазе со входами (IR2101) или в противофазе (IR2102)
· Напряжение смещения VOFFSET не более 600В
· Имп.вых. ток к.з Iо± 130 мА/ 270 мА
· Выходное напряжение драйверов VOUT 10 - 20В
· Время вкл./выкл. 160/150 нс
· Согласованная задержка 50 нс
4.8 Основные тенденции развития систем управления двигателями и требования к процессорам
Современный электропривод представляет собой конструктивное единство электромеханического преобразователя энергии (двигателя), силового преобразователя и устройства управления. Он обеспечивает преобразование электрической энергии в механическую в соответствии с алгоритмом работы технологической установки. Сфера применения электрического привода в промышленности, на транспорте и в быту постоянно расширяется. В настоящее время уже более 60% всей вырабатываемой в мире электрической энергии потребляется электрическими двигателями. Следовательно, эффективность энергосберегающих технологий в значительной мере определяется эффективностью электропривода. Разработка высокопроизводительных, компактных и экономичных систем привода является приоритетным направлением развития современной техники. Последнее десятилетие уходящего века ознаменовалось значительными успехами силовой электроники было освоено промышленное производство биполярных транзисторов с изолированным затвором (IGBT), силовых модулей на их основе (стойки и целые инверторы), а также силовых интеллектуальных модулей (IPM) с встроенными средствами защиты ключей и интерфейсами для непосредственного подключения к микропроцессорным системам управления. Рост степени интеграции в микропроцессорной технике и переход от микропроцессоров к микроконтроллерам с встроенным набором специализированных периферийных устройств, сделали необратимой тенденцию массовой замены аналоговых систем управления приводами на системы прямого цифрового управления. Под прямым цифровым управлением понимается не только непосредственное управление от микроконтроллера каждым ключом силового преобразователя (инвертора и управляемого выпрямителя, если он есть), но и обеспечение возможности прямого ввода в микроконтроллер сигналов различных обратных связей (независимо от типа сигнала: дискретный, аналоговый или импульсный) с последующей программно-аппаратной обработкой внутри микроконтроллера. Таким образом, система прямого цифрового управления ориентирована на отказ от значительного числа дополнительных интерфейсных плат и создание одноплатных контроллеров управления приводами. В пределе встроенная система управления проектируется как однокристальная и вместе с силовым преобразователем и исполнительным двигателем конструктивно интегрируется в одно целое как мехатронный модуль движения [15].
Анализ продукции ведущих мировых производителей систем привода и материалов опубликованных научных исследований в этой области позволяет отметить следующие ярко выраженные тенденции развития электропривода:
· Неуклонно снижается доля систем привода с двигателями постоянного тока и увеличивается доля систем привода с двигателями переменного тока. Это связано с низкой надежностью механического коллектора и более высокой стоимостью коллекторных двигателей постоянного тока по сравнению с двигателями переменного тока. По прогнозам специалистов в начале следующего века доля приводов постоянного тока сократится до 10% от общего числа приводов.
· Преимущественное применение в настоящее время имеют привода с короткозамкнутыми асинхронными двигателями. Большинство таких приводов (около 80%) нерегулируемые. В связи с резким удешевлением статических преобразователей частоты доля частотно-регулируемых асинхронных электроприводов быстро увеличивается.
· Естественной альтернативой коллекторным приводам постоянного тока являются привода с вентильными, т. е. электронно-коммутируемыми двигателями. В качестве исполнительных бесколлекторных двигателей постоянного тока (БДПТ) преимущественное применение получили синхронные двигатели с возбуждением от постоянных магнитов или с электромагнитным возбуждением (для больших мощностей). Этот тип привода наиболее перспективен для станкостроения и робототехники, однако, является самым дорогостоящим. Некоторого снижения стоимости можно добиться при использовании синхронного реактивного двигателя в качестве исполнительного.
· Приводом следующего века по прогнозам большинства специалистов станет привод на основе вентильно-индукторного двигателя (ВИД). Двигатели этого типа просты в изготовлении, технологичны и дешевы. Они имеют пассивный ферромагнитный ротор без каких-либо обмоток или магнитов. Вместе с тем, высокие потребительские свойства привода могут быть обеспечены только при применении мощной микропроцессорной системы управления в сочетании с современной силовой электроникой. Усилия многих разработчиков в мире сконцентрированы в этой области. Для типовых применений перспективны индукторные двигатели с самовозбуждением, а для тяговых приводов индукторные двигатели с независимым возбуждением со стороны статора. В последнем случае появляется возможность двухзонного регулирования скорости по аналогии с обычными приводами постоянного тока
· Для большинства массовых применений приводов (насосы, вентиляторы, конвейеры, компрессоры и т.д.) требуется относительно небольшой диапазон регулирования скорости (до 1:10, 1:20) и относительно низкое быстродействие. При этом целесообразно использовать классические структуры скалярного управления. Переход к широкодиапазонным (до 1:10000), быстродействующим приводам станков, роботов и транспортных средств, требует применения более сложных структур векторного управления. Доля таких приводов составляет сейчас около 5% от общего числа и постоянно растет.
· В последнее время на базе систем векторного управления разработан ряд приводов с прямым цифровым управлением моментом. Отличительной особенностью этих решений является предельно высокое быстродействие контуров тока, реализованных, как правило, на базе цифровых релейных регуляторов или регуляторов, работающих на принципах нечеткой логики (фаззи-логики). Системы прямого цифрового управления моментом ориентированы в первую очередь на транспорт, на использование в кранах, лифтах, робототехнике.
· Усложнение структур управления приводами потребовало резкого увеличения производительности центрального процессора и перехода к специализированным процессорам с объектно-ориентированной системой команд, адаптированной к решению задач цифрового регулирования в реальном времени. Ряд фирм (Intel, Texas Instruments, Analog Devices и др.) выпустили на рынок новые микроконтроллеры для управления двигателями (из серии Motor Control) на базе процессоров для обработки сигналов DSP-микроконтроллеры. Они не только обеспечивают требуемую производительность центрального процессора (более 20 млн.оп./сек.), но и содержат ряд встроенных периферийных устройств, предназначенных для оптимального сопряжения контроллера с инверторами и датчиками обратных связей. Среди встроенной периферии особое место занимают универсальные генераторы периодических сигналов, обеспечивающие самые современные алгоритмы управления инверторами, в частности, алгоритмы векторной широтно-импульсной модуляции.
· Рост вычислительных возможностей встроенных систем управления приводами сопровождается расширением их функций. Кроме прямого цифрового управления силовым преобразователем реализуются дополнительные функции поддержки интерфейса с пользователем (через пульт оперативного управления), а также управления технологическим процессом.
· Перспективные системы управления электроприводами разрабатываются с ориентацией на комплексную автоматизацию технологических процессов и согласованную работу нескольких приводов в составе промышленной сети. Управление сетью берет на себя промконтроллер или управляющая ЭВМ . Наиболее перспективные типы интерфейсов: RS-485 и CAN. CAN-интерфейс постепенно становится стандартом для распределенных систем управления на электрическом транспорте, в автомобильной технике и робототехнике.
Основные затраты при разработке систем управления приводами приходятся не на создание аппаратной части контроллера, а на разработку алгоритмического и программного обеспечения. Поэтому роль специалистов в области теории электропривода существенно возрастает [14].
5. Проектирование структурной и принципиальной схемы мехатронного привода
После расчета механической части привода встает задача проектирования структурной и принципиальной схемы электропривода. Исходя из условий эксплуатации вертикального обрабатывающего центра разрабатываемый мехатронный привод должен иметь микропроцессорное управление и гальваническую развязку сигналов управления и силовых электронных ключей. Рассмотрим далее, какие элементы будут входить в схему привода.
Имеем начальные данные:
Масса электродвигателя: 115 кг
Номинальная мощность: 12 кВт
Максимальная частота вращения: 9000 об/мин
Номинальная частота вращения: 1500 об/мин
Iн===29A;
В результате выбираем силовой модуль рассчитанный на ток >58A при температуре 100-125єС
Выбираем интеллектуальный силовой модуль фирмы IR, так как модули этой фирмы имеют высокое качество и проверенны практикой. Выбираем конкретный тип модуля исходя из мощности двигателя и токов, проходящих через обмотки двигателя. Для используемого в приводе двигателя, номинальной мощностью 12 кВт фирма IR рекомендует использовать силовой модуль PIIPM50P12B004[16].
Общее описание:
PIIPM50P12B004 - это полностью интегральный интеллектуальный силовой модуль (IPM) для высокопроизводительного электропривода.
Ядром изделия является современный сигнальный процессор TMS320LF2406A* с производительностью 40 MIPS, оснащенный полным набором периферии для обработки аналоговых сигналов управления и обратной связи, необходимых для корректного управления силовой частью модуля.
Модуль PI-IPM был разработан и отрегулирован с целью реализации всех функций управления высокопроизводительным электроприводом с замкнутой обратной связью по току. Все основное программное обеспечение уже установлено в процессоре, а разъем интерфейса JTAG позволяет потребителю легко разрабатывать и загружать в модуль собственный алгоритм управления.
Изделие выпускается в корпусе EMP, полностью совместимом по длине, ширине и высоте с популярным типоразмером EconoPack 2. Силовой модуль:
Биполярные транзисторы с изолированной базой технологии NPT:
- 1200 В, 50 А
- Выдерживают короткое замыкание в течение 10 мкс
- Квадратная форма зоны безопасной работы при обратном смещении
- Малое падение напряжения Vкэ в открытом состоянии (2,15 В при 50 А, 25°С)
- Положительный температурный коэффициент падения напряжения Vкэ
Диоды технологии HexFred III поколения:
- Малое падение напряжения в прямом включении (1,78 В при 50 А, 25°С)
- Плавная обратная регенерация
Резисторы-датчики тока сопротивлением 4 мОм в каждой фазе и общий в минусовой цепи питания:
- Температурный коэффициент менее 50 ppm/°С
Интегрированный терморезистор
Типоразмер корпуса - EMP (совместим по размерам с ECONOPACK 2)
Встроенная схема управления:
Программируемый сигнальный процессор 40 MIPS
Обратная связь по току по всем фазам
Полная защита от замыканий на землю и между фазами
Защита от повышенного и пониженного напряжения в цепи питания постоянного тока
Встроенный обратноходовый ИИП для незаземленных каскадов (однополярное питание 15 В, 300 мА)
Асинхронный изолированный последовательный порт на 2,5 Мбит/с для обмена информацией и программирования ЦСП
Стандарт IEEE 1149.1 (интерфейс JTAG) для загрузки программы и ее отладки
Отдельные выходы включения/выключения для управления параметром di/dt силовых транзисторов
Изолированный вход последовательного порта с синхросигналом для квадратурных шифраторов или интерфейса SPI
Рис. 5.1 Общий вид интеллектуального силового модуля модели PIIPM50P12B004
Описание:
Интеллектуальные Энергетические модули IRi - это основные модули закрытого типа, разработанные для приложений коммутации питания, оперирующих в частотах до 20 кГц. Встроенные цепи управления обеспечивают оптимальное управление и защиту для IGBT и диодных силовых установок.
Особенности:
· Полная схема выходной мощности
· Схема управления затвором
· Защита логических схем
- Короткого замыкания
- По току
- По температуре
- По напряжению
Область применения:
· Инверторы
· Источники бесперебойного питания
· Управление мехатронным модулем
· Источники питания
6. Организационно - экономическая часть «Экономическая эффективность и целесообразность использования данной разработки»
К задачам предпринимательской деятельности, решаемым в данном дипломном проекте, можно отнести наиболее важные для деятельности всех предприятий: развитие научно-технического прогресса, стабилизация экономической обстановки на рынке, подавление общего дефицита отечественных товаров, расширение экономической деятельности и внешних экономических связей.
Решение этих задач расширяет возможности успешного продвижения предлагаемого товара на рынке, повышение общего престижа предприятия, основанного на гарантии высокого качества товаров и услуг.
Для достижения поставленных целей требуется: разработка простой технологичной схемы устройства, снижение стоимости за счёт элементной базы, уменьшение габаритов, использование высококачественных материалов и комплектующих, высокая надёжность конструкции в сочетании с её низкой стоимостью, снижение затрат на проектирование и производство устройства. Обеспечение этих требований снижает затраты на обслуживание и эксплуатацию.
Организация и планирование работ
Рынок радиотехнических устройств аналогичного характера представлен: частными фирмами, конструкторскими бюро, лабораториями, организованными на базе НИИ, НПО, занимающимися передовыми и прибыльными разработками на уровне мировых стандартов.
Данная группа производителей способна разрабатывать и выпускать любые партии изделий высокого качества, использую передовые технологии и материальную базу. Эта группа активно отслеживает конъюнктуру рынка и гибко реагирует на его потребности.
Другая группа производителей - это иностранные фирмы, имеющие свои представительства в нашей стране. Их продукцию отличает высокое качество, надёжность и потребительские характеристики. Цены иностранных производителей всегда выше отечественных, а вследствие постоянного падения курса отечественной валюты, цена будет постоянно расти. Такие фирмы не могут конкурировать с другими группами рынка из-за слишком высокой цены на свою продукцию.
Спрос на устройства аналогичной группы достаточно высок. По способу использования аппаратуры спрос разделяется на коммерческий и бытовой. Спрос на аппаратуру для коммерческого использования, прежде всего определяется качеством продукта, поэтому производителями являются фирмы, обладающие высокотехнологичным производством и современным исследовательским комплексом. Спрос на аппаратуру для бытового использования в основном определяется ценой.
Прогнозируя развитие рынка сбыта на будущее, можно предположить переключение спроса с дорогой импортной аппаратуры на аппаратуру отечественного производства того же класса. Ситуация усугубляется предполагаемой высокой инфляцией. Прогнозируемый объём продаж составит до нескольких тысяч штук в год.
Для обеспечения прогнозируемого сбыта разрабатываемого устройства необходимо проведение ряда мер:
1) маркетинговые мероприятия, то есть проведение рекламной деятельности по сбыту: участие в специализированных выставках, издание рекламной литературы для специалистов и физических лиц, установление контактов с потребителями;
2) калькуляция затрат для получения возможности снижения цены путём сокращения определённых статей расходов, повышая этим конкурентоспособность;
3) послепродажное обслуживание, т. е. организация центров гарантийного и послегарантийного обслуживания.
Организация разработки и составления сетевого графика
Цель раздела - спроектировать последовательность выполнения работ по проектированию мехатронного привода вертикального обрабатывающего центра, определить продолжительность выполнения работ по проектированию мехатронного привода вертикально обрабатывающего центра, построить расписание выполнения работ по проектированию мехатронного привода вертикального обрабатывающего центра и график загрузки исполнителей, провести оптимизацию процесса проектирования по выбранному критерию [10].
Для организации процесса проектирования мехатронного привода вертикального обрабатывающего центра целесообразно использовать метод сетевого планирования и управления (СПУ). Преимущества метода СПУ:
- позволяет видеть основные связи в сложных процессах проектирования привода вертикального обрабатывающего центра;
- устанавливает рациональную последовательность и зависимость задач всего комплекса работ по проектированию мехатронного привода вертикального обрабатывающего центра;
- учитывает творческий характер труда при проектировании мехатронного привода вертикального обрабатывающего центра.
Сетевой график является графической моделью всего процесса проектирования мехатронного привода вертикального обрабатывающего центра. Сетевая модель изображается в виде единого сетевого графика, который состоит из безмасштабных стрелок, обозначающих те или иные работы, и кружков, характеризующих свершение событий.
Работа - это процесс или совокупность процессов, которые требуют для своего выполнения времени, ресурсов, ожидания. Работа на графике обозначается сплошной стрелкой (>). Продолжительность работы в единицах времени проставляется над стрелкой.
Фиктивная работа отражает логическую взаимосвязь между работами, и не требует ни затрат времени, ни ресурсов.
Событие - факт свершения работы. Событие свершается мгновенно в определенный момент времени. Свершение события означает, что открыт фронт для последующих работ. События в сети нумеруются произвольно, но без повторений. Сетевой график имеет одно начальное событие и одно конечное событие. Каждая работа ограничена двумя событиями: предшествующим и последующим. Для каждой работы номер предшествующего события всегда должен быть меньше номера последующего события.
Для того, чтобы проводить расчеты параметров сетевого графика необходимо составить перечень событий и работ, определить их последовательность и взаимосвязь, определить трудоемкость выполнения работ, задать число исполнителей и определить продолжительность выполнения работ.
Исходя из принятых этапов проектирования мехатронного привода вертикального обрабатывающего центра и с учетом особенностей конкретной разработки, необходимо составить перечень событий и работ. Результаты заносятся в таблицу.
После заполнения таблицы перечня событий и работ следует построить сетевой график для проектируемого мехатронного привода, пользуясь принятыми условными обозначениями событий и работ.
Далее необходимо рассчитать параметры сетевого графика.
Параметры сетевого графика:
- критический путь;
- ранние сроки свершения событий, начала и окончания работ;
- поздние сроки свершения событий, начала и окончания работ;
- резервы времени событий и работ.
Критический путь - путь наибольшей продолжительности из начального события в конечное событие. Обозначается на сетевом графике двойными стрелками (-). Длина критического пути определяет общую продолжительность работ по проектированию мехатронного привода вертикального обрабатывающего центра.
Пути меньшей продолжительности имеют по отношению к критическому резервы времени. Эти резервы определяются через резервы событий и работ. На критическом пути события и работы резервов времени не имеют. Начальное и конечное событие сетевого графика всегда лежат на критическом пути.
Ранние сроки свершения событий, начала и окончания работ
События, которые не лежат на критическом пути, могут свершаться не в точно назначенный срок, а в некотором интервале времени, при этом срок свершения конечного (для всего графика) события не изменится. Значит, для события можно рассчитать ранний (Tjp) и поздний срок (Tjn) его свершения. Для событий, лежащих на критическом пути, Tjp = Tj".
Ранний срок свершения начального события Тнр определяется привязкой сетевого графика к текущему отсчету времени. Значение Tнр принимают равным нулю.
Ранний срок свершения i-ro события (Tiр) - это момент времени, раньше которого событие i произойти не может. Он определяется как максимальный путь, предшествующий событию.
Ранний срок начала работы (tijpH) - это момент времени, раньше которого работа ij начаться не может. Он всегда совпадает с ранним сроком свершения предшествующего события TjP, т.е. tijpH = тIр.
Ранний срок окончания работы (tijpo) - это момент времени, раньше которого работа не может быть окончена. Ранний срок окончания работы определяется по формуле:
TIJpo=Tip+tij=tijPH+tij (6.1)
Каждая работа ограничена двумя событиями, предшествующим, которое имеет индекс i, и последующим, которое имеет индекс j. Таким образом, если событие не является конечным для всего графика, то оно является одновременно для одной работы i-м, а для последующей работы j-м. Определение раннего срока свершения события, когда оно является i-м, было рассмотрено выше. Если событие является j-м, то возможны два варианта.
Первый вариант - событие является j-м только для одной работы. В этом случае ранний срок свершения j-го события совпадает с ранним окончанием работы, для которой это событие является j-м. Второй вариант - событие является j-м для нескольких работ. В этом случае ранний срок свершения j-го события определяется как:
Tip=maxi{tijpo} (6.2)
Поздние сроки свершения событий, начала и окончания работ
Поздний срок свершения конечного события (Ткп) всегда равен раннему сроку его свершения (Ткр).
Поздний срок свершения события i (ТiП) - это момент времени, позже которого событие i происходить не должно. Он определяется как поздний срок свершения конечного события минус продолжительность наиболее длинного пути из события i в конечное.
Подобные документы
Описание изделия БМПВ-С. 1.01.04.072 (болт), анализ методов получения заготовки и описание используемого материала, оборудования. Расчет режимов резания на автоматизированной линии. Выбор мощности электродвигателей. Экономическая эффективность линии.
дипломная работа [873,1 K], добавлен 23.12.2013Обзор приводов и систем управления путевых машин. Расчет параметров привода транспортера. Разработка принципиальной гидравлической схемы машины. Расчет параметров и подбор элементов гидропривода, механических компонентов привода и электродвигателей.
курсовая работа [177,2 K], добавлен 19.04.2011Разработка конструкторской документации и технических требований станка для фрезерования. Расчет режимов резания. Системный анализ аналогов и выбор прототипа. Компоновка, конструктивные проработки и описание станка. Определение его класса точности.
курсовая работа [233,6 K], добавлен 19.02.2014Описание станка и принципа его работы. Рассмотрение приводов пильных валов и подающих вальцов. Построение структурной схемы автоматизации с помощью лазерной системы видения. Расчет привода главного движения. Техническое нормирование времени операций.
дипломная работа [2,5 M], добавлен 27.10.2017Описание механической части и технологии работы неавтоматизированного устройства. Описание принципиальной электрической схемы автоматического управления. Расчет силовых приводов. Выбор системы управления, структурной схемы автоматического управления.
курсовая работа [491,3 K], добавлен 16.01.2014Описание станка, его узлов, привода, устройства ЧПУ. Расчёт мощности двигателей приводов подач и субблока (модуля). Создание алгоритма поиска неисправности в системе ЧПУ. Разработка функциональной электрической схемы субблока и определение его надёжности.
дипломная работа [301,5 K], добавлен 08.01.2013Кинематический и энергетический расчет привода. Подбор электродвигателя, расчет открытой передачи. Проверочный расчет шпоночных соединений. Описание системы сборки, смазки и регулировки узлов привода. Проектирование опорной конструкции привода.
курсовая работа [629,7 K], добавлен 06.04.2014Обзор компоновок и технических характеристик станков, приводов главного движения, аналогичных проектируемому станку. Кинематический и предварительный расчет привода. Обоснование размеров и конструкции шпиндельного узла. Разработка смазочной системы.
курсовая работа [3,7 M], добавлен 18.01.2013Назначение и краткая характеристика станка базовой модели. Основные недостатки конструкции. Описание основных узлов и датчиков линейных перемещений. Расчет модернизации привода главного движения, коробки скоростей и привода вращения осевого инструмента.
курсовая работа [3,1 M], добавлен 20.01.2013Назначение группового, однодвигателевого, многодвигателевого привода. Типы передач механических приводов: зубчатые (цилиндрические и конические), передачи с промежуточной гибкой связью, передачи винт-гайка. Расчет частот, мощностей и вращающих моментов.
курсовая работа [391,7 K], добавлен 15.06.2009
