伺服機械傳動系統(tǒng).ppt

伺服機械傳動系統(tǒng) 伺服機械傳動系統(tǒng)是采用伺服電機驅動的機械傳動系統(tǒng) 其中的機械傳動裝置稱為 伺服機械傳動裝置 它的作用是傳遞轉矩和轉速 并使伺服電機與負載之間得到轉矩與轉速的合理匹配 式中MWP 作用在負載軸上峰值工作力矩 N cm MFP 作用在負載軸上峰值磨擦力矩 N cm LP 負載軸的峰值角加速度 rad s2 JM 電機轉動慣量 kg cm2 JL 負載轉動慣量 kg cm2 JGM 傳動裝置各轉動零件折算到電機軸上的轉動慣量 kg cm2 傳動裝置的效率 it 總傳動比 載荷是設計機電系統(tǒng)的基本依據(jù) 確定載荷時 應根據(jù)設備本身功能要求和工作環(huán)境等情況 逐項分析載荷的類型及大小 然后再進行綜合 綜合方法有 力矩峰值綜合 和 力矩均方綜合 1 力矩峰值綜合及峰值力矩特性 力矩峰值綜合 就是將各種載荷的峰值直接代數(shù)相加 折算到電機軸上的負載峰值力矩MLPM為 4 1 負載力矩計算 2 力矩的均方綜合及均方根力矩特性力矩的 均方綜合 是將各種載荷按均方根值折算 折算到電機軸上的負載均方根力矩為 4 2 式中MW 作用在負載軸上的瞬時工作力矩 MF 作用在負載軸上的瞬時磨擦力矩 L 負載軸上的瞬時角加速度 T 載荷變化周期 it 總傳動比 式 4 2 稱為負載的均方根力矩特性表達式 對應的曲線如圖4 1所示 總傳動比的選擇 1 折算負載峰值力矩最小 的最佳總傳動比 對式 4 1 取 得到 折算負載峰值力矩最小 的最佳總傳動比 4 3 2 折算負載均方根力矩最小 的最佳總傳動比 對式 4 2 取 得到 折算負載均方根力矩最小 的最佳總傳動比 4 4 最佳總傳動比實現(xiàn)了功率的最佳傳遞 3 加速度最大 的最佳傳動比 假定電動機輸出轉矩和負載力矩平衡 可導出 取 可求得 加速度最大 的最佳傳動比 4 6 總傳動比的l確定 上述幾種最佳總傳動比均是針對某一方面要求而言 故其結果是不一樣的 在具體選擇時 除考慮伺服電機與負載的最佳匹配外 還要考慮總傳動比對系統(tǒng)的穩(wěn)定性 精確性 快速性的影響 額定轉矩 折算轉動慣量最小 原則 1 確定傳動鏈的級數(shù)和各級傳動比的原則 1 折算轉動慣量最小 原則 使系統(tǒng)具有良好的動態(tài)性能 2 最小重量 原則 3 有利于 提高傳動精度 原則 1 折算轉動慣量最小 原則 折算到電機軸上的總慣量為 式中JA JB JC JD 分別為各齒輪的轉動慣量 it I1 i2 分別為總傳動比和兩級減速的傳動比 令 可得具有最不慣量的條件 因為i 1 故可得各級傳動比 4 7 折算轉動慣量最小 原則 2 計算出各級齒輪傳動比后 還應進行機械傳動裝置的慣量驗算 對于開環(huán)系統(tǒng) 機械傳動裝置折算到電機軸上的負載轉動慣量JL應小于加速要求的允許值 對于閉環(huán)系統(tǒng)除滿足加速要求外 折算負載轉量JL還應與伺服電機轉子轉動慣量JM合理匹配 按上述方法類推 可得多級傳動折算轉動慣量最小時的各級傳動比計算公式 4 8 式中n 傳動系統(tǒng)的傳動級數(shù) k 所需計算的任一級數(shù) 由已知傳動比 利用圖4 5確定所需齒輪嚙合對數(shù) 圖中縱坐標為JGM J1 是傳動裝置在輸入軸上總折算慣量與輸入軸上小齒輪慣量J1的比值 稱為慣量指標 橫坐標表示總降速傳動比it 最小重量 原則 即若使兩級傳動比相等 可得最小重量的齒輪傳動系統(tǒng) 同時 按此原則還可使傳動系統(tǒng)中齒輪尺寸減至兩種 并且使各級齒輪的中心距彼此相等 有利于加工 上述二級減速小功率傳動裝置 則各齒輪重量之和W為 式中b 齒輪寬度 齒輪材料密度 g 重力加速度 dA dB dC dD 分別為各齒輪直徑 令 則有 得 有利于 提高傳動精度 原則 在精密齒輪傳動系統(tǒng)中 傳動比相當于誤差傳遞系數(shù) 因此 總傳動比合理分級與分配對系統(tǒng)的傳動精度將產(chǎn)生十分重要影響 折算到電動機軸上的總轉角誤差為 4 9 式中 折算到電動機軸上的總轉角誤差 第k級齒輪副在從動軸上的轉角誤差 從電動機軸到第k級齒輪副從動齒輪的傳動比 各級傳動比逐級遞減時的總轉角誤差要比遞增時大 該例中 后者增加了約34 在總轉角誤差中 低速級的誤差占的比重較大 如本例的第一種情況中 末級占總誤差的86 因此末級采用精度等級較高的齒輪副 可顯著地減小總折算轉角誤差 步進電機 1 步距角 的選擇確定步進電機步距角應根據(jù)數(shù)控系統(tǒng)的脈沖當量而定 脈沖當量是指單位脈沖所產(chǎn)生的直線位移量或角位移量 通常由系統(tǒng)要求的精度來定 對于步進電動機驅動工作臺直線運動時 其步距角 4 10 式中 直線脈沖當量 mm t 絲杠導程 mm i 步進電動機至絲杠間傳動比 步進電機是一種把電脈沖信號變換成直線位移或角位移的執(zhí)行元件 每輸入一個脈沖 步進電機前進一步 所以也稱為脈沖電動機 步進電機的線位移或角位移量與脈沖數(shù)成正比 它的轉速或線速度與脈沖頻率成正比 在負載能力允許范圍內 不因電源電壓 負載 環(huán)境條件的波動而變化 步進電機可以調速 能夠快速起動 制動和反轉 應用于 數(shù)控機床 繪圖儀 衛(wèi)星天線 自動記錄儀等選擇步進電機的主要考慮因素 步進電機 2 轉矩和選擇根據(jù)設備的總負載力矩選擇電機轉矩時 還應考慮到滿足起動轉矩 運行轉矩 定位轉矩的要求 起動轉矩可按表4 1和圖4 7中的矩角特性曲線求得 也可由圖4 8中的起動矩頻特性曲線1求得 運行轉矩可由圖4 8中的運行矩頻特性曲線2求得 定位轉矩則是依據(jù)斷電情況下 設備是否要求定位而定 表4 1起動轉矩與最大靜轉矩的關系 步距精度選擇步距精度用步距誤差表示 它是指空載情況下 轉子離開準確位置的最大偏移量 它影響系統(tǒng)的定位誤差 s 即 4 11 式中 電機步距誤差 傳動件累計誤差 摩擦負載引起得位置誤差 交 直流伺服電機 1 選擇直流伺服電機時 主要是根據(jù)其靜態(tài)特性 動態(tài)特性 熱特性要求而定 電機運行曲線要想使直流伺服電機充分發(fā)揮其性能 應讓電機運行符合轉矩 轉速特性曲線 直流伺服電機的轉矩 轉速特性曲線如圖4 9所示 它由五條極限曲線劃分出電機的三個工作區(qū) 連續(xù)工作區(qū)I是指額定轉矩以下的工作區(qū) 該區(qū)內轉矩變化很小 從發(fā)熱角度看可以長期工作 間斷工作區(qū)II 含I區(qū) 表明電機可間斷過載工作 瞬時工作區(qū)III 含I II區(qū) 是在瞬時換向極限 允許是刷跳火限 以下 可短時間以更大的加減速或正反轉操作 交 直流伺服電機 2 轉速的選擇選擇電機轉速時 要保證電機電高轉速nm滿足設備最高運行速度要求 轉動慣量的選擇電機轉子轉動慣量應與負載慣量相匹配 否則將直接影響電機和整個伺服系統(tǒng)的動態(tài)性能 對于數(shù)字調節(jié)系統(tǒng) 通常按機械傳動部件轉動慣量與電機轉子之比來確定 永磁式伺服電機為0 03 0 3 電磁式伺服電機0 1 1 熱時間常數(shù)熱時間常數(shù)的大小表明可超載運行時間的能力 大慣量伺服電機優(yōu)于小慣量伺服電機 轉矩的選擇電機的額定轉矩Tn 主要依據(jù)折算到電機軸上負載力矩TL選定 即 如果電機工作在間斷工作區(qū) 電機的額定轉矩可以小于負載力矩 交流伺服電機連線圖 交流伺服電機通訊連線圖 伺服機械系統(tǒng)的機械參數(shù) 諧振頻率 1 諧振頻率 2 剛度 3 質量和慣量 4 磨擦 5 失動 1 諧振頻率機械傳動部件一般都是多自由度系統(tǒng) 有一個最低的基本固有頻率和若干高階固有頻率 分別稱為第一揩振頻率 omech1和n階諧振頻率 omechn 當外界激振頻率接近或等于系統(tǒng)固有頻率時 系統(tǒng)要發(fā)生諧振而無法工作 所以 系統(tǒng)的工作頻率范圍內 不應包含部件的固有頻率 以防產(chǎn)生諧振 各部件的固有頻率應錯開一定距離 以免產(chǎn)生耦合 式中 K為縱向剛度 Km為扭轉剛度 m為質量 J為轉動慣量 如不計機械傳動系統(tǒng)阻尼影響 則機械系統(tǒng)可看作質量 或慣量 彈簧系統(tǒng) 其固有頻率 伺服機械系統(tǒng)的機械參數(shù) 剛度 2 剛度伺服傳動系統(tǒng)剛度反映出系統(tǒng)抵抗變形的能力 剛度不足時 將造成位置誤差 失動 及系統(tǒng)動態(tài)性能變壞 即影響系統(tǒng)運動的準確性 快速性 穩(wěn)定性 剛度過高 也將帶來轉動慣量增大 成本增加等不足伺服傳動系統(tǒng)剛度包括伺服剛度和傳動機械剛度兩部分 傳動機構剛度又分成扭轉剛度和縱向剛度 伺服剛度是指伺服電機輸出軸上施加的負載轉矩與其引起的輸出軸角位移之比 其表達式為 4 12 式中MT 單位脈沖在伺服電機軸上的輸出轉矩 N cm 脈沖 單位脈沖下伺服電機軸產(chǎn)生的轉角 機械傳動機構剛度大小取決于各傳動件和結構件的剛度及構件聯(lián)接方式 以于各構件串聯(lián)的彈簧 質量系統(tǒng) 其總剛度K 可用下式計算 4 13 式中 Ki為任一構件的剛度 在進行剛度計算時 需要將工作臺或任一傳動軸的剛度折算到某傳動軸上時 可以利用能量相等原則進行計算 伺服機械系統(tǒng)的機械參數(shù) 質量 慣量 和摩擦 在不影響剛度條件下 應盡量減小各構件質量和慣量 這樣既可降低制造成本 又可提高伺服性能 3 質量和慣量 4 摩擦 粘滯摩擦影響阻尼數(shù)值 對系統(tǒng)的振蕩有阻尼作用 可提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性 但也使輸出響應變慢 即影響了系統(tǒng)的動態(tài)性能 庫侖摩擦趨向于減小輸出位移的超調和振蕩 靜摩擦是造成輸出響應死區(qū)的根本原因 而且它的粘性磨擦一起交替作用 造成爬行現(xiàn)象 靜磨擦力客觀上助長了失動現(xiàn)象 這是因為靜磨擦力的存在 必然要增大驅動力 相應增加了彈性變形之故 伺服機械系統(tǒng)的機械參數(shù) 失動 失動是指運動體沒能夠達到目標位置的現(xiàn)象 其失動范圍大小用失動量表示 通常折合成直線運動來表示失動量 機械傳動系統(tǒng)的失動量是各傳動件間的間隙及本身的彈性變形等綜合造成運動的死區(qū) 故伺服機械系統(tǒng)的總失動量 5 失動 失動量的大小在開環(huán)系統(tǒng)中 直接影響控制精度 在閉環(huán)系統(tǒng)中影響系統(tǒng)的穩(wěn)定性 4 14 式中 傳動件間隙引起的失動量 伺服剛度引起的失動量 機械系統(tǒng)剛度引起的失動量 失動量和固有頻率的計算實例 例4 2 1 固有頻率計算 直流電機 轉速nm 900r min 功率P 1 5kW 轉動慣量Jm 2 10 2kg m2 齒輪箱 高速鏈傳動比iH 3 低速鏈傳動比1 5 折算到電機軸的齒輪系轉動慣量 高速鏈JGMH 0 5 10 2kg m2 低速鏈JGML 0 1 10 2kg m2 由于傳動鏈的不同 滾珠絲杠 內徑d1 0 056m 螺距t 0 012m 內循環(huán)雙螺母差調隙 兩端止推結構 兩端軸承間距離L 2 16m 最高轉速 高速級nsH 300r min 低速級nSL 60r min 工作臺 質量m 3000kg 磨擦阻力Ff 1500N 最大移動速度 高速級vH 6 10 2m s 低速級vL 1 2 10 2m s 1 驅動系統(tǒng)軸向固有角頻率的計算 滾珠絲杠的軸向剛度 軸承剛度Kb 滾珠螺母剛度Kn及軸承支架剛度Ks Kb 7 2 108N m KN 14 4 108N m 滾珠絲杠軸向綜合剛度Keg 等式 4 13 因此 驅動系統(tǒng)軸向固有角頻率 例4 2 1 失動量的計算 1 1 機械剛度引起的失動量 eg 考慮到工作臺正反向移動時 有相同的彈性變形量 所以絲杠軸向彈性變形所引起的失動量為 由于左作臺起動時磨擦力Ff 1500N 所以當工作臺開始移動時 絲杠軸向彈性變形量為 2 伺服剛度引起的失動量 SC根據(jù)伺服系統(tǒng)要求 如取電機軸在單位脈沖下轉角 3 電機軸上輸出轉矩TP 8N m 則電機軸的伺服剛度為 若取傳動效率 0 93時 則換算到滾珠絲杠的伺服剛度為 例4 2 1 失動量的計算 2 所以 伺服剛度引起的失動量為 3 齒輪副周向側隙引起的失動量 G設齒輪副的模數(shù)m 1 10 3m 齒數(shù)z1 50 z2 150 周向側隙jt 0 93 10 4m 則換算成工作臺移動方向的失動量為 4 總失動量 to 感應同步器結構 1 1 感應同步器2 光柵式檢測裝置3 碼盤式檢測裝置4 旋轉變壓器5 磁柵式位移檢測裝置 感應同步器是利用兩個平面印刷電路繞組的電磁耦合原理 檢測運動件的直線位移或角位移的傳感器 1 感應同步器的結構感應同步器由兩部分組成 定尺和滑尺 直線式 或定子和轉子 旋轉式 直線式感應同步器的截面結構 如圖4 12所示 感應同步器結構 2 定尺和滑尺的基體通常用鑄鐵或鋼板制成 基體上粘有經(jīng)照像腐蝕工藝制成的方齒形平面繞組 圖4 13 然后在繞組表面噴涂一層絕緣保護層 為了防止靜電感應 滑尺的表面還貼有屏蔽層 圖4 13所示 定尺的平面繞組是節(jié)距為2mm單相均勻連續(xù)繞組 滑尺是具有兩個繞組的短尺 其節(jié)距也是2mm 但是A B兩繞組的位置相對于定尺繞組錯開1 4節(jié)距 一般稱A繞組為正弦組 B繞組為余弦繞組 使用定尺安裝在固定的部件上 滑尺安裝在定尺平行 并保持有一定間隙 約0 25 0 05mm 的移動部件上 感應同步器工作原理 感應同步器的定尺和滑尺按要求安裝好后 如果對滑尺上A B兩繞組通入交流信號電源 設正弦繞組激磁電壓為US 余弦繞組激磁電壓為UC 激磁 由于電磁感應 互感 它們就會分別在定尺繞組上產(chǎn)生與激磁電勢同頻率的交變感應電壓es ec 當滑尺相對于定尺移動時 則定尺繞組上感應電勢將隨滑尺位置變化而發(fā)生周期性變化 若以正弦繞組為例 設該繞組的激磁電壓為US 則當滑尺相對于定尺在空間移動一個節(jié)距 定尺繞組上將感應電動勢es 且按余弦函數(shù)規(guī)律變化 圖4 15 如寫成數(shù)學式 4 15 式中es 定尺繞組感應電勢 US 滑尺正弦繞組激磁電壓 k 定尺與滑尺上繞組的電磁耦合系數(shù) 滑尺相以定尺平等位移的相位角 同理 若只對余弦繞組激磁時 定尺繞組中感應電勢ec按下述數(shù)學式變化 4 16 當同時給滑尺上二繞組激磁 US UC 時 則根據(jù)疊加原理 定尺繞組中產(chǎn)生的感應電勢應是分別感應電勢的代數(shù)和 e es ec 據(jù)此就可以求出滑尺的位移 x 位移量 W 繞組節(jié)距 感應同步器工作方式 1 1 鑒相型工作方式 這是根據(jù)感應電勢相位檢測位移量的工作方式 在滑尺的兩繞組上分別通入頻率 振幅相同 而相位差 2的激磁電壓 4 17 定尺繞組上合成感應電勢為 4 18 由式 4 18 可知 定尺感應電勢相位與滑尺位移量x有嚴格對應關系 據(jù)此式就可求得滑尺位移x值 感應同步器工作方式 2 這是根據(jù)感應電勢振幅變化來檢測位移量的工作方式 在滑尺的兩個繞組上 分別通入相應和頻率一致 而幅值分別按正弦和余弦變化的正弦交變電壓 式中 為合磁場的相位角 同理 可推出定尺上繞組合成感應電勢為 4 19 特點及應用場合 感應同步器具有較高的檢測精度和分辨能力 抗干擾能力強 使用壽命長 工藝性好 制造成本低 對使用環(huán)境無特殊要求 故廣泛用于生產(chǎn)中檢測設備 數(shù)控機床 機器人等方面 2 鑒幅型工作方式 計量光柵分類 光柵檢測原理 透射式光柵位稱檢測裝置原理如圖4 18所示 它由光柵尺 光學元件及數(shù)顯裝置組成 當標尺光柵和指示光柵的線紋方向不平行 相互傾斜一個很小交角 時 光線就會透過兩個光柵尺 形成明暗相間的粗條莫爾條紋 其方向與光柵刻線相垂直 如圖4 19所示 若兩個光柵尺相對位移一個柵距W 莫爾條紋也移動一個條紋間距B 則光電元件輸出信號也就變化一個周期 最后由數(shù)字顯示儀顯示出光柵尺 運動件 的準確位移 若兩個光柵尺柵距均為W 莫爾條紋間距B與W的關系為 式中 為兩個柵尺刻線的交角 圓光柵檢測原理 圓光柵的莫爾條紋根據(jù)光柵線紋方向 徑向或切向 不同而異 徑向圓光柵為圓弧形莫爾條紋 切向圓光柵為環(huán)形莫爾條紋 如圖4 20所示 根據(jù)莫爾條紋與光柵線紋移動的對應關系可知 當標尺光柵 主光柵 移動一個柵距 光電元件檢測到的莫爾條紋變化一個周期2 其輸出是近似正弦波形的電壓信號 為了辨別主光柵運動方向 把兩個光電元件1和2分別放在間隔為1 4個莫爾條紋間距的地方 如圖4 21所示 根據(jù)兩個光電元件接收到莫爾條紋信號不同 正弦波電信號相應位差1 4周期 即利用兩個輸出信號的相位超前或滯后就可辨明主光柵運動方向 光柵讀數(shù)頭的結構形式 利用光柵檢測的關鍵部分是光柵讀數(shù)頭 它由光源 會聚透鏡 指示光柵 光電元件 必要的光欄及調整機構等組成 光柵讀數(shù)頭結構型式很多 根據(jù)讀數(shù)頭結構特點和使用場合分為直接接收式讀數(shù)頭 或稱硅光電池讀數(shù)頭 鏡象式讀數(shù)頭 分光鏡式讀數(shù)頭 金屬光柵反射式讀數(shù)頭 圖4 22所示是直接接收式讀數(shù)頭結構 這類讀數(shù)頭應用最廣 圖4 23所示是鏡象式讀數(shù)頭原理 它是利用裝在內部的透鏡 反射鏡系統(tǒng) 形成標尺光柵象來代替指示光柵 這樣可避免因標尺光柵與指示光柵之間的間隙過小而擦傷尺面 由于光柵檢測裝置個有檢測精度高 分辨率高 適宜大量程及動態(tài)檢測的特點 所以多用于精密的自動檢測及控制設備上 三米絲桿測量裝置 碼盤式檢測裝置 碼盤是一種按角度直接編碼的角位移檢測裝置 它與測量中間過程無關 具有抗干擾能力強 可靠性高的優(yōu)點 碼盤所用的碼制有二進制碼 循環(huán)碼 十進制碼等 四位的二進制碼盤和循環(huán)制碼盤圖案如圖4 24所示 最外圈碼道代表最低位 20位 最內圈碼道代表最高位 圖示為23位 光電式碼盤是以透光和不透光分別代表 1 和 0 由圖可見 若對應每一位用光敏元件檢測出光信號 就可讀出轉角的絕對值 當使用的二進制碼盤存在制造誤差和光電元件安裝位置誤差時 將會造成非單值性誤差 使用循環(huán)制碼盤 就可使誤差限制在最低位的一位數(shù) 由于碼盤具有自數(shù)字顯示及控制系統(tǒng)常用的重要部件 碼盤的結構型式也有多種 光電式 電磁式 接觸式等 旋轉變壓器 特點 旋轉變壓器結構簡單 對環(huán)境要求低 抗干擾能力強 較適合工業(yè)機器人 數(shù)控機床等使用 旋轉變壓器的結構和交流繞線式異步電動機相似 由定子和轉子組成 定子繞組為變壓器原邊 轉子繞組為變壓器副邊 激磁電壓加到原邊 當激磁電壓加到原邊繞組時 通過電磁耦合 副邊繞組產(chǎn)生感應電勢 因旋轉變壓器的副邊繞組裝在轉子上 因此隨著轉子旋轉 其副邊繞組輸出的電勢就和轉子轉角成一定的函數(shù)關系 而普通變壓器卻是常數(shù) 圖4 25所示是旋轉變壓器的工作原理 當 0時 兩繞組軸線重合 由定子繞組建立的磁場 其磁力線全部穿過轉子繞組 感應電勢最大 當 2時 轉子繞組中沒有磁力線通過 感應電勢為零 以 90 為轉子初始位置 則轉子轉過 時的感應電勢為 4 20 式中n 變壓比 U1 定子激磁電壓 U1 Umsin tUm 定子激磁電壓的幅值 激磁電壓的角頻率 磁柵式位移檢測裝置 磁柵檢測裝置是由磁柵 磁頭組成 磁柵是記錄有確定波長的矩形或正弦波磁信號的非磁性長尺 或圓盤 磁頭是檢測磁柵上磁信號的轉換元件 當二者有相對運動時 就可以檢測出位移量的電信號 1 動態(tài)磁頭 也稱為速度響應式磁頭 如圖4 26所示 磁頭上僅有一組繞組 所以只能是當磁頭與磁柵相以運動時才有信號輸出 輸出電壓在N極處為正的最大值 在S極處為負的最大值 錄音機磁頭就是使用動態(tài)磁頭 2 靜態(tài)磁頭 又稱為磁通響應式磁頭 它在磁頭柵間沒有相對運動情況下也能進行檢測 靜態(tài)磁頭對柵信號讀出的原理如圖4 27所示 它有兩組繞組 一組為激磁繞組 u 另一組為輸出繞組 u0 當對激磁繞組通入交變的激磁電流時 鐵芯上就會產(chǎn)生交變磁通 0的一部分 2通過磁頭鐵芯 另一部分 3通過氣隙 靜態(tài)磁頭就是利用磁柵漏磁通 0的一部分 2通過磁頭鐵芯而拾取信號的 若磁頭與磁柵相對位移一個節(jié)距W 0也交變化一個周期 又因激磁線圈電壓u 變化一個周期時 鐵芯磁阻變化兩個周期 所以感就繞組輸出電壓為 式中k 常數(shù) m 漏磁通峰值 x 磁頭與磁柵間的相對位移 激磁電壓角頻率 激光檢測裝置 激光傳感器 通常由激光器 穩(wěn)頻器 光學干涉部分和光電轉換元件等組成 激光干涉測長儀有單頻激光干涉?zhèn)鞲衅骱碗p頻激光干涉?zhèn)鞲衅?單頻激光干涉?zhèn)鞲衅魇抢眠~克爾遜干涉原理 而雙頻激光干涉?zhèn)鞲衅魇蔷C合運用光學塞曼效應 多普勒效應和光學拍頻原理研制而成 雙頻氦氖激光器由單頻氦氖激光器1和軸向磁場2組成 由于塞曼效應 軸向磁場能把中心頻率為f0激光譜線分裂成兩個旋向相反的圓偏振光 其頻率分別為f1 f2 這兩種圓偏振光經(jīng)1 4波片3變成垂直的水平的兩個線偏振光 它們前進到分光鏡4處 一部分光線反射后經(jīng)檢偏振器11 在光電元件12上取得頻差 即拍頻 為f1 f2的參考信號sin 2 f1 f2 t 另一部分光線穿過分光鏡4后經(jīng)偏振分光鏡5 對偏振面垂直于入射平面頻率為f1的線偏振光產(chǎn)生全反射 而對偏振面在入射平面內頻率為f2的偏振光全透過 兩者分別進入?yún)⒖冀清F棱鏡7和工作臺上的角錐棱鏡6后 都被反射到偏振光分光鏡5的分光面上 再經(jīng)反射鏡8 檢偏器9 被光電元件10接收 當6不動時 則光電元件10就得到與參考信號相同的頻差為f1 f2的信號 當6移動時 根據(jù)多普勒效應 f2要變成f2 f2 f 當6移向5時取 反之取 這樣 在光電元件10上得到后頻f1 f2且按sin 2 f1 f2 f2 t 變化的測量信號 將來自光電元件10 12上的拍頻信號各經(jīng)前置放在 整形 倍頻和計數(shù)后送入減法器 利用拍頻差N就可求出位移量 式中 2 頻率為f2的光波波長 N 測量信號與參考信號的拍頻差 測速發(fā)電機 測速發(fā)電機實質就是一種小型發(fā)電機 由于它具有輸出電壓與轉速成正比 U k n 4 21 式中k 比例常數(shù) N 測速發(fā)電機轉速 直流測速發(fā)電機輸出特性曲線如圖4 29所示 從圖可知 當負載電阻RL 時 輸出電壓U與轉速n始終成正比 隨著負載電阻RL變小 輸出電壓下降 而且 當它工作在較高轉速下 還會帶來非線性問題 所以 選用測速發(fā)電機時應按產(chǎn)品技術指標進行確定 光電式轉速傳感器 式中Z 圓盤上縫隙數(shù) t 測量時間 s 一般取Zt 60 10m m 0 1 2 利用兩組縫隙間距W相同 位置相差 i 2 1 4 W 式中i為正整數(shù) 的指示縫隙和光電器件 就可辨別出圓盤的旋轉方向 圖4 30是光電式轉速傳感器原理圖 它是由裝在被測軸上帶縫隙圓盤 指示縫隙盤 以及光源和光電器件等組成 光源發(fā)出的光通過縫隙圓盤和指示縫隙盤照射到光電器件上 當縫隙圓盤隨被測軸轉動時 由于圓盤上的縫隙間距與指示縫隙的間距相同 因此若圓盤每轉一周 光電器件就會輸出與圓盤縫隙數(shù)相等的電脈沖 根據(jù)測量時間t內的脈沖數(shù)N 就可求出轉速 4 22 利用位移傳感器檢測速度 各種氣隙型位移傳感器配合被測物體上的等距標記 凸齒 凹坑等 都可以進行轉速測量 圖4 31所示是利用位移傳感器 電渦流式或電容式等 檢測齒輪轉速的例子 轉速n為n 60f Z r min 式中f 傳感器輸出周期信號頻率 Hz Z 被測物體上標記 齒 數(shù) 如圖4 32所示 在被測物體上粘有多對小磁鋼 并把霍耳元件固定在其附近不動 當小磁鋼隨轉軸轉動而經(jīng)過霍耳元件時 就可在霍耳元件上產(chǎn)生相應的脈沖信號 霍爾元件 1 霍爾元件的工作原理 霍爾效應 載流體位于磁場中 當其流經(jīng)的電流I的方向與磁場B的方向之間有夾角 時 則在載流體上平行于I B的兩側面之間產(chǎn)生一個大小與電流I和磁場B的乘積成正比的電動勢VH 我們稱VH 為霍爾電勢 該載流體為霍爾元件 在高純度半導體中霍爾效應表現(xiàn)顯著 電子受到的洛侖茲力為 電子的電量1 602x10 19C 半導體中電子運動的速度 磁場強度 在洛侖茲力的作用下 電子被推向半導體的一側 并形成電子積累 而另一側形成對應的正電荷積累 從而在兩側間形成電場 使運動的電子受電場力的作用 電場形成的電勢 電場基板之間的距離 霍爾元件 2 當電子受到的洛侖茲力和電場力相等時 電荷的積累達到動態(tài)平衡 則霍爾電勢為 流經(jīng)載流體的電流與載流體中電子的速度有如下關系 載流體的電子密度 由上兩式子可知道霍爾電勢為 霍爾系數(shù) 靈敏系數(shù) 由此可知 1 在恒定電流之下可用霍爾元件測量磁感應強度B 在恒磁場之下 可以測電流I 2 元件的厚度越小 靈敏度越高 一般d 0 1 0 2mm3 霍爾電勢與電子密度成反比 所以金屬材料不能用作霍爾元件 因為金屬中的自由電子濃度太高 一般用來制造霍爾元件的材料有鍺 Ge 硅 Si 砷化銦 InAs 銻化銦 InSb 直流電機的調速原理 式中Ud 加在電樞回路上電壓 U 晶閘管正向壓降 Id 電機電樞電流 Rd 電機電樞電路總電阻 n0 理想空載轉速 電機的磁通 CE 電勢常數(shù) 可見 改變式 4 23 中Rd Ud 中任何一個量 均可以實現(xiàn)直流電機的調速 其中調速特性較好 應用廣泛的是調壓調速 小功率電機可能用功率晶體管直接驅動 但是對于較大功率的電機都是采用晶閘管 SCR 或晶體管脈寬 PWM 驅動調速 根據(jù)晶閘管整流供電直流電機的機械特性方程 即調速公式 4 23 直流電機的自動調速度 轉速負反饋 據(jù)圖4 33可列出電機電樞回路的電壓平衡議程式及控制回路的電壓表達式 4 24 4 25 式中Id Ud 整流器的整流電流 整流電壓平均值 U 晶閘管正向管壓降 Kd 觸發(fā)器到整流器間的放大倍數(shù) K1 放大器的放大倍九 Ug 給定電壓 KF 速度反饋系數(shù) n 電動機轉速 將式 4 25 代入式 4 24 可整理得出 4 26 式中Ka 從給定電奪到晶閘管整流輸出端整流電壓的放大倍數(shù) Ka KdK1 K 系統(tǒng)的開環(huán)放大倍數(shù) 閉環(huán)系統(tǒng)的理想空載轉速 閉環(huán)系統(tǒng)的轉速降落 如果令系統(tǒng)開環(huán)和閉環(huán)的理想空載轉速相等 則據(jù)式 4 23 和式 4 26 可得 由此可見 在同樣負載下 閉環(huán)系統(tǒng)的轉速降落僅是開環(huán)轉速降落的 從而使機械特性的硬度得到很大提高 如圖4 34中曲線1和4所示 轉速電流雙閉環(huán)的調速系統(tǒng) 4 35轉速 電流雙閉環(huán)調速系統(tǒng) 以正比于偏差 U對時間的積分 去控制晶閘管觸發(fā)器的控制角 實現(xiàn)無靜態(tài)誤差的調速 采用集成運算放大器實現(xiàn)積分環(huán)節(jié) 而且為了解決它的滯后問題 又把它和動態(tài)響應快的比例調節(jié)器結合起來 即用比例積分 PI 調節(jié)器實現(xiàn)無靜差調速 實際電路中 為了對系統(tǒng)進行限流保護 還應引入電流截止負反饋環(huán)節(jié) 這樣就組成了有兩個調節(jié)器的轉速 電流雙閉環(huán)的調速系統(tǒng) 這種調速系統(tǒng)即保證了無靜差調速 又改善了動態(tài)特性 實現(xiàn)了最佳過渡過程 PWM PulsewidthModulate 調速 PWM晶體管功率放大器由兩部分組成 即電壓 脈寬變換器和開關式功率放大器 電壓 脈寬變換器由三角波發(fā)生器和比較器組成 三角波發(fā)生器產(chǎn)生的頻率恒定的三角波UT與輸入控制信號UI相加后送到比較器 當其負端接地 正端接信號UT UI時 利用控制信號UI的大小 就可以改變比較器輸出信號US的脈沖寬度 占空比 即當UI為零時 US為正負脈沖寬度相等方波 當UI為正或負時 則比較器輸入端的三角波相應上移或下移 US也相應改變 直流脈寬調速就是利用脈寬調制 PWM 變換器 將直流電源電壓變換成較高頻率的方波電壓 再控制該方波脈沖寬度來改變加在電機電樞上平均電壓Ud進行調速的 直流伺服電機的控制 1 簡單的穩(wěn)速控制系統(tǒng)電機軸上帶有一個永磁測速裝置 組成一個速度反饋回路 從而實現(xiàn)穩(wěn)速目的 這種穩(wěn)速精度可達2 3 2 鎖頻鎖相高精度穩(wěn)速控制系統(tǒng)利用基準信號與速度反饋信號進行頻率相位比較后 去控制電機運行的 基準信號是采用石英晶體振蕩器 當輸入信號與反饋信號送到頻率相位比較器后 就會產(chǎn)生一個反映兩個信號相位誤差的信號 去控制電機速度朝著減少相位誤差的方向變化 最后達到兩個信號具有相同頻率和固定相位差 此時稱為鎖定狀態(tài) 這時若輸入信號的頻率和相位稍有變化 頻率相位比較器輸出也會相應變化 驅使電機速度朝著減少相位誤差方向改變 如果輸入頻率和相位以一定規(guī)律變化 只要在一定范圍內 也可以實現(xiàn)電機速度以同樣規(guī)律進行跟蹤 交流電機的調速原理 根據(jù)電機學可知 交流電機的轉速 4 28 式中s 電機的轉差率 f1 電機的供電頻率 p 電機的極對數(shù) n0 電機的同步轉速 可知 只要能改變電機的轉差率s 極對數(shù)p和供電頻率f1中任一個參數(shù) 就可實現(xiàn)調速 然而 繞組中的感應電勢難以直接控制 當電勢值較高時 可忽略定子繞組的漏磁阻抗壓降 認為定子相電壓U1 E1 得這就是恒壓頻比的控制方式 交流電機的變頻調速 1 1 開環(huán)控制變頻調速變頻調速時 為了得到需要的電磁轉矩和充分利用本身鐵磁材料性能 應使氣隙磁通恒定為額定磁通 根據(jù)三相異步電機定子每相電勢有效值表達式 4 29 式中E1 定子每相的感應電勢有效值 定子每相繞組匝數(shù) 繞組系數(shù) 每極氣隙磁通量 額定頻率以下調速由式 4 29 可知 要保持 m不變 當從額定頻率f1n下調頻率f1時 必須同時降低E1 使 這就是恒定電勢頻率比的控制方式 它屬于恒轉矩