Содержание к диссертации
Введение
1 Электротехнологические и термосиловые факторы, определяющие требования к приводу резца при формообразовании деталей в наплавочных процессах 11
1.1 Анализ способов обработки металла резанием в процессе его нанесения при электродуговой наплавке 11
1.2 Расчёт сил сопротивления наплавленного металла терморезанию ,. 18
1.3 Сравнительный анализ линейных приводов для формообразующих операций в наплавочных процессах 24
1.4 Разработка принципа безотходной обработки металла в процессе его нанесения при электродуговой наплавке и обоснование основных требований к приводу резца 37
1.5 Постановка задач исследований 46
Выводы 47
2 Обоснование типа магнитной системы лэмд для безотходной обработки металла резанием в про цессе его нанесения при электродуговой на плавке 49
2Л Критерии оценки и сравнения конструкций магнитных систем ЛЭМД 49
2.2 Методика расчёта механических характеристик рабочего органа ЛЭМД в приводе резца 50
2.3 Сравнительный анализ магнитных систем ЛЭМД 60
2.4 Формирование тяговых характеристик цилиндрического ЛЭМД с кольцеобразным якорем в статических режимах 68
2.4.1 Классификация, выбор и реализация способа формирования тяговых характеристик ЛЭМД 68
2.4.2 Исследование влияния геометрических параметров элементов магнитной цепи ЛЭМД с поперечным магнитным полем на его электромеханическую характеристику 73
Выводы 81
3 Расчёт ЛЭМД, используемого в приводе резца, для технологии безотходной обработки металла тер морезанием... 83
3.3. Расчёт магнитных проводимостей цилиндрического ЛЭМД с по
перечным магнитным пол ем и кольцеобразным якорем 83
3.2 Методика расчёта параметров магнитной системы ЛЭМД, обеспечивающих необходимое тепловое состояние обмотки возбуждения при заданном режиме работы 97
3.3 Определение оптимальных соотношений геометрических размеров магнитной системы цилиндрического ЛЭМД с поперечным магнитным полем и кольцеобразным якорем 105
3.4 Расчёт статических тяговых характеристик цилиндрического ЛЭМД с поперечным магнитным полем и кольцеобразным якорем 114
3.5 Устройство питания иуправления ЛЭМД 128
Выводы 133
4 Исследование влияния режимов электродуговой наплавки на степень усвоения стружки ванной расплава и качество поверхности металла, обра батываемого терморезанием 134
4.1 Разработка конструкции рабочего инструмента и определение зо ны его воздействия на наплавленную поверхность детали для технологии безотходной обработки металла терморезанием 134
4.2 Экспериментальная установка для безотходной обработки металла терморезапием 142
4.3 Методика согласования режимов электродуговой наплавки металла с режимами его механической обработки для обеспечения принципа безотходно сти , 146
4.4 Закономерности формирования структуры наплавленного металла в зависимости от количества стружки, переплавленной в сварочной ванне 159
4.5 Исследование шероховатости поверхности цилиндрической детали в зависимости от технологических параметров и режимов её обработки 163
Выводы 166
Заключение 168
Список использованной литературы
- Расчёт сил сопротивления наплавленного металла терморезанию
- Формирование тяговых характеристик цилиндрического ЛЭМД с кольцеобразным якорем в статических режимах
- Методика расчёта параметров магнитной системы ЛЭМД, обеспечивающих необходимое тепловое состояние обмотки возбуждения при заданном режиме работы
- Экспериментальная установка для безотходной обработки металла терморезапием
Введение к работе
В условиях истощения сырьевых ресурсов, большое значение приобретают ресурсосберегающие технологии, основанные на использовании концентрированных потоков энергии, одним из видов которых является дуговая наплавка. Основная цель наплавки (как эффективного средства упрочнения деталей при их изготовлении и восстановлении) — получение готового изделия с заданной формой, размерами и функциональными свойствами при экономном расходовании материальных и энергетических ресурсов. Однако повышенная твёрдость и различного рода неровности наплавленного металла усложняют процесс его дальнейшей механической обработки (в структуре общей трудоёмкости её доля составляет более 50 %) и вынуждают увеличивать соответствующий припуск. При этом около 50 % металла поступает в стружку. Поэтому при выборе способа наплавки и наплавочных материалов часто исходят не из получения высокого качества наплавленного слоя, а из условия лучшей его обрабатываемости.
Работы Н. Н. Дорожкина, В. А. Деева, В.А.Ефимова, А. И. Бойко, Е. Л. Емельянова, И. В. Кудрявцева, В. Г. Вердникова, Т. К. Копенёва, В. В. Кудинова, В. Н. Лясникова, Ю. Н. Казакова, B.C. Клубникина и других, позволили создать эмпирический базис, направленный на поиск положительных эффектов от применения дополнительных внешних воздействий на металл в ходе его нанесения концентрированными потоками энергии.
Развитие процессов дуговой наплавки и технологического оснащения привели к реализации идеи создания совмещённого метода нанесения и формообразования металла, что позволяет уменьшить припуск на механическую обработку, повышая тем самым коэффициент его использования.
Для снижения трудоёмкости механической обработки наплавок цилиндрических деталей, повышения стойкости резца, весьма перспективным является формообразование горячего металла в процессе его нанесения на деталь с использованием тепла сварочной дуги.
Новые технологические возможности формообразования деталей, при их изготовлении и восстановлении, открывает принцип безотходной обработки наплавляемого металла. Данный принцип явился дальнейшим развитием совмещённых методов электродуговой наплавки. Его оригинальность заключается в том, что резец снимает стружку, сопровождает и направляет её в ванну расплава для повторной переплавки. Стружка при этом подстуживает расплав, способствуя измельчению структуры наплавленного металла. В данном случае металл удаляется в вязко-пластичном состоянии при высокой температуре, что позволяет вести обработку независимо от его твёрдости.
Для реализации на практике совмещения процесса электродуговой наплавки с обработкой металла резанием и получения заданных характеристик готового изделия, необходимо выявить оптимальные условия их согласования, которые обеспечивали бы полное усвоение срезанной стружки ванной расплава. При этом необходимо обосновать конструкцию рабочего инструмента, его геометрические параметры, размещение, характер движения, а также частотно-силовые характеристики привода, приспособленного к стеснённым условиям наплавки.
В стеснённых условиях наплавки целесообразно применять в качестве привода рабочего инструмента линейный электромагнитный двигатель (ЛЭМД).
Использование ЛЭМД даёт такие известные преимущества, как упрощение и удешевление технологического оснащения, повышение его энергетических характеристик, надежности, улучшение его массогабаритных показателей, снижение затрат на обслуживание, достижение больших ускорений без износа механических частей, более удачное решение эргономических проблем, удовлетворение современным требованиям эстетики. Общие вопросы исследования ЛЭМД получили четкую трактовку в виде теории силовых импульсных систем, основные положения которой разработаны в трудах О. Д. Алимова, Н. П, Ряшепцева, Е. М. Тимошенко, А. В, Фролова, А. Т. Малова, В. В. Ивашина, В. Н. Гурницкого, Г. Г. Угарова, И. Г. Ефимова, Б. Ф. Симонова, К. М. Усанова, А. В. Львицина, В. Ю. Нейман и других.
В линейных электромагнитных двигателях сочетается простота их конструкции с высокой надёжностью и производительностью, простота эксплуатации с высокой приспосабливаем остью для автоматического управления.
Целью работы является электротехнологическое обеспечение безотходного формообразования деталей (при их изготовлении и восстановлении), основанного на использовании тепла, генерируемого электрической дугой, для переплавки стружки, снимаемой резцом с приводом от ЛЭМД.
В соответствии с целью в работе поставлены следующие задачи исследований:
1. Разработать принцип безотходной обработки деталей терморезанием в процессе электродуговой наплавки.
2. Обосновать тип привода режущего инструмента и форму его механической характеристики при безотходной обработке деталей в процессе электро дуго вой наплавки.
3. Обосновать тип магнитной системы ЛЭМД.
4. Исследовать способы формирования тяговых характеристик ЛЭМД.
5. Определить оптимальные геометрические соотношения и основные параметры ЛЭМД.
6. Исследовать влияние режимов электродуговой наплавки на степень усвоения стружки ванной расплава и качество поверхности металла при его механической обработке.
Методы и средства исследований. При решении поставленных задач, теоретические и экспериментальные исследования опирались на основные положения теоретических основ электротехники, теории электрических машин, электропривода, системно-структурного анализа, процессов формообразования металла с привлечением теорий классической гидромеханики, тепловых и контактных явлений. Экспериментальные исследования проведены на специальных стендах, физических моделях и наплавленных образцах.
В качестве технических средств исследования использовались современные мерительные, контрольные приборы и инструменты: оптические и инструментальные микроскопы (МИМ-7, МИМ-8, МБС-3), динамометр ДОСМ-3-5, осциллограф СЛС-68, электроинтегратор 9/60, профилограф-профилометр «Talisure» и другие.
Наплавка проводилась на универсальной экспериментальной установке, оснащённой наплавочной головкой А-580М и резцедержательным устройством для безотходной обработки металла с приводом от ЛЭМД. В качестве наплавочных материалов использовались электродные проволоки: 2Нп40Х2Г2М, 1,6Св08Г2С; присадки в виде порошка В4С и порошковой проволоки ЗНпППАН-170; защитная среда - газ С02.
На защиту выносятся:
- схемы и режимы электродуговой наплавки, обеспечивающие безотходную обработку металла резанием при изготовлении и восстановлении деталей;
- теоретические обобщения, содержательные логические структуры, позволяющие получить расчётные модели, адекватно отражающие особенности технологического процесса безотходной обработки деталей резанием, совмещённого с электродуговой наплавкой;
- технические средства, устройства и привод на базе ЛЭМД, позволяющие получить необходимое качество обработанной терморезанием поверхности, Научная новизна работы:
1. Разработаны принцип безотходной обработки металла резанием в процессе его нанесения при электродуговой наплавке и конструкция рабочего инструмента.
2. Разработана методика согласования режимов электродуговой наплавки металла с режимами его механической обработки для обеспечения принципа безотходности.
3. Разработана методика расчета механических характеристик рабочего органа линейного двигателя в приводе резца для технологии безотходной обработки металла терморезанием.
4. Обоснован тип магнитной системы ЛЭМД в приводе резца (цилиндрический линейный электромагнитный двигатель броневой структуры с поперечным магнитным полем и кольцеобразным якорем) и выявлены конструктивные возможности формирования его тяговой характеристики.
5. Разработаны методики расчёта и оптимизации параметров магнитной системы цилиндрического ЛЭМД с поперечным магнитным полем и кольцеобразным якорем.
6. Установлена зависимость качества обработанной поверхности деталей от технологических параметров и режимов их обработки.
Практическая ценность работы:
Предложены и разработаны средства технологического оснащения для безотходного формообразования деталей машин и инструментов с помощью специального режущего механизма и электропривода на базе ЛЭМД, позволяющие повысить коэффициент использования металла путём исключения его выхода в отходную стружку; сократить материальные, энергетические и финансовые затраты; обеспечить необходимое качество обработанной поверхности.
Реализация и внедрение результатов работы. Результаты работы использованы в проектао-конструкторской деятельности ООО «Совтех» (г. Саратов) при разработке установки для восстановления деталей способом безотходной обработки резанием наплавляемого металла.
Апробация работы. Работа выполнена при поддержке гранда для аспирантов Минобразования России: «Обоснование параметров импульсного линейного электромагнитного привода для безотходного терморезания ме { талла в процессе его нанесения при наплавке» (шифр АОЗ-3,14-428). Руково дитель Угаров Г. Г. Исполнитель Дмитриенко А. В.
Основные положения диссертационной работы докладывались на на учно-технической конференции профессорско-преподавательского состава, аспирантов и научных сотрудников Саратовского государственного технического университета: 14 мая 2002 г.; на I Всероссийской конференции: «Прогрессивные технологии в обучении и производстве» (г. Камышин, 24-27 апреля 2002 г.); на научно-практической конференции РГОТУПС: «Молодые специалисты — железнодорожному транспорту» (г. Саратов, 5 июня 2002 г.) и на II Всероссийской конференции: «Прогрессивные технологии в обучении и производстве» (г. Камышин, 20-23 мая 2003 г.).
Публикации. По основным результатам диссертационной работы автором опубликовано 7 печатных работ, подана заявка на изобретение «Способ механической обработки деталей в процессе автоматической наплавки» №2004105312/0,2 (005556) с приоритетом от 24 февраля 2004 г. Общий объём публикаций составляет 2 п.л., из которых 1,6 п.л. принадлежит лично соискателю.
Структура и объём диссертации. Диссертационная работа состоит из введения, четырёх глав, заключения, списка использованной литературы и приложений. Работа содержит 183 страницы, в том числе 64 рисунка, 11 таблиц. Список использованной литературы включает 91 наименование.
Расчёт сил сопротивления наплавленного металла терморезанию
При попутном резании (рис. 1.5, в) интенсивность динамического воздействия на резец значительно меньше, что способствует снижению склонности его к разрушению, однако данный вид обработки является экономически не оправданным, из-за большого расхода материала.
Итак, анализ способов формообразования деталей в процессе электродуговой наплавки показывает, что обработка гетерогенных структур металла представляет экстремальные условия работы режущих инструментов. Они испытывают неравномерные нагрузки, что снижает их стойкость, а также неблагоприятно влияет на качество обработки. Существующие схемы электродуговой наплавки металла, совмещённые с его механической обработкой, основаны на использовании жёсткой кинематической связи элементов привода, которые не учитывают всех особенностей принципа стружкообразования. Эти обстоятельства вынуждают вести процесс резания в режиме периодичности, то есть резец после совершения рабочего цикла должен «отдыхать». Кроме того, процесс обработки желательно вести в режиме импульсных воздействий на металл (рис. 1.5, д, ж, з).
С точки зрения повышения эффективности процесса терморезания, наиболее приспособленными схемами обработки являются схемы, основанные на возвратно-качательном (рис. 1.5, ж) и возвратно-поступательном (рис. L5, з) движении режущего элемента. В связи с этим возникает мысль о целесообразности использования в приводе резца линейного двигателя (ЛД) [7].
Схемы, с использованием в приводе ЛД, (рис. 1.5, ж, з) также наиболее успешно реализуют принцип безотходности, более точно направляя стружку в сварочную ванну. Однако большего внимания из последних двух схем заслуживает схема, представленная на рис. 1.5, ж, одним из элементов которой является механический трансформатор усилий и перемещений в виде рычажной конструкции рабочего инструмента, что придаёт ей некоторую универсальность, заключающуюся в возможности изменения величины прикладываемого исполнительным механизмом ЛД усилия и его хода.
Для возможности реализации совмещения процесса электродуговой наплавки с безотходной механической обработкой металла, необходимо иметь представления о величинах сил его сопротивления терморезанию. Весь электротехнологический процесс можно разделить на следующие стадии (рис. 1.6); 1. Нанесение металла на поверхность детали теплом сварочной дуги. 2. Вязкопластичное состояние металла приповерхностного слоя детали. 3. Охлаждение металла до температуры резания. 4. Вторичное образование пластичного состояния металла в процессе формирования стружки. 5. Окончательное формирование структуры и свойств металла при его охлаждении.
При тепловом воздействии электрической дуги на заготовку (деталь), в технологической зоне её обработки происходит разупрочнение металла, что предопределяет снижение необходимых для резания усилий в 2...3 раза при повышении стойкости инструмента в 3.. .5 раз, что объясняется следующим.
Нагрев железоуглеродистых сплавов характеризуется изменением пластичности и снижением исходной прочности по экспоненциальному закону [8]: где тЕ, аво — прочность металла, соответственно при повышенной температуре и температуре окружающей среды; В - коэффициент, характеризующий долю теплоты, затраченной на разогрев металла; Тр - температура металла в зоне резания. При достижении температуры нагрева 600С сила сопротивления металла резанию FM снижается примерно в 2...3 раза (рис. 1.7, [9]), поэтому для данной группы сталей за температуру резания принимаем эту температуру, так как более высокая температура соответствует вязко-пластичному состоянию наплавленного металла.
Сопротивление металла терморезанию при использовании тепла электрической дуги формируется как результат комплексного воздействия ряда факторов: - разупрочнение обрабатываемого материала в связи с нагревом; - возникновение термических напряжений и деформирования; - структурные превращения.
Разупрочнение металла происходит в результате проникновения в него 02, N, Н, что снижает пластичность и вызывает появление пор и трещин в приповерхностном слое.
Структурные изменения зависят как от режимов электродуговой на л , плавки, так и от режимов механической обработки. Эти режимы должны быть согласованы таким образом, чтобы скорости распространения тепла и охлаждения как можно меньше разупрочняли глубинные слои металла. По этому момент начала обработки сталей перлитно-мартенситного класса должен быть выбран так, чтобы мартенситное превращение ещё не началось.
Стали аустенитного класса менее подвержены термическому воздействию, в связи с чем диапазоны режимов обработки для них могут быть расширены. В общем случае сопротивление наплавленного металла терморезанию можно определить так: =Fy,S, (1.2) где F - удельное сопротивление металла силовому воздействию; S — площадь контакта инструмента с обрабатываемой поверхностью детали. Очевидно, что сила FM также зависит от формы и размеров формооб разующего элемента (ФЭ): протяжки или резца. Размеры самого ФЭ выбира j ются в соответствии с размерами обрабатываемого изделия, наплавочной ванны и наплавленного слоя.
Формирование тяговых характеристик цилиндрического ЛЭМД с кольцеобразным якорем в статических режимах
После проведения по рис. 2.7, 2.8 ряда расчётов для каждой магнитной системы были получены соответствующие значения механических работ А и Ащд, которые в свою очередь позволяют определить механический коэффициент полезного действия ЛЭМД TJM, являющийся основным критерием, характеризующим эффективность использования конкретного типа двигателя в приводе резца для технологии безотходной обработки металла резанием в процессе его нанесения при электродуговой наплавке (табл. 2.3).
Так как исследуемые двигатели имели одинаковую массу, то относительную удельную тяговую силу ЛЭМД F , выраженную в процентах, можно рассчитать по кривым У (рис. 2.7, 2.8), приняв за 100% максимальное её значение в точке рабочего хода д, соответствующей максимуму кривой 2 (рис. 2.7, 2.8) противодействующего усилия.
Результаты расчёта относительной удельной тяговой силы ЛЭМД F3 приведены в табл. 2.3.
По расчётным данным табл. 2.3 видно, что механический КПД т}и и относительная удельная тяговая сила F3y двигателя с поперечным магнитным полем и кольцеобразным якорем (рис. 2.5, к) выше, чем у других типов магнитных систем ЛЭМД (рис. 2.5, а — и), для большинства которых данный критерий практически соизмерим. При этом более близкими данному двигателю, по значению основного критерия ]м, будут ЛЭМД с продольно-поперечным магнитным полем и комбинированным якорем (рис. 2.8, г, д).
Таким образом, исходя из проведённого анализа магнитных систем ЛЭМД показано, что для технологии безотходной обработки металла резанием в процессе его нанесения при электродуговой наплавке наиболее эффективным приводом резца является цилиндрический линейный электромагнитный двигатель броневой структуры с поперечным магнитным полем и кольцеобразным якорем.
Поскольку вид механических характеристик рабочего органа линейного электромагнитного двигателя в приводе резца для технологии безотходной обработки металла терморезанием существенно зависит от электротехноло гических параметров режимов электродуговой наплавки и механической об работки, подбираемых для обеспечения заданного качества изделия, то для максимально эффективного использования ЛЭМД необходимо сформировать соответствующую тяговую характеристику. т!х Основной задачей формирования тяговой характеристики исследуемо го двигателя является обнаружение и классификация всех факторов, влияю ;, щих на её вид. Сущесетвут несколько способов формирования тяговых характеристик ЛЭМД [33 -36]:
1. Механический способ предусматривает применение различного рода механических передач и рычагов.
2. Электрический способ выражается в использовании различных устройств управления питанием двигателя.
3. Конструктивный способ предопределяет изменение геометрии отдельных элементов магнитной системы двигателя, влияющих на картину магнитного поля.
Применение первого способа в рассматриваемом технологическом процессе является неприемлемым, поскольку из-за стеснённых условий на плавки становится невозможным размещение громоздких кинематических звеньев и дополнительных механических передач.
Второй способ характеризуется высокими затратами на его реализа цию, из-за необходимости использования дорогостоящих и сложных схем питания и управления двигателем, поэтому также не рассматривается.
Таким образом, в силу указанных причин наш выбор останавливается на третьем простом и эффективном конструктивном способе, который по существу направлен на рациональное использование механической энергии якоря.
Магнитопровод двигателя изготовлен из конструкционной стали Ст.З с практически одинаковым сечением участков магнитной цепи для основного магнитного потока. Внутри статора 1 магнитопровода под уплотнительным кольцом 2 между внешним магнитным полюсом 3 и центральным магнитным полюсом 4 размещена обмотка возбуждения 5, изготовленная из провода марки ПЭТ диаметром 1,6 мм с количеством витков 200.
В устройстве центрального полюса 4 была предусмотрена замена полюсного наконечника, закрепляемого резьбовым соединением на посадочном месте 6 и имеющего три варианта конфигурации: 7 — цилиндрический (угол образующей 0); 5 - конусно-усечённый (угол образующей 15); 9- конусно-усечённый (угол образующей 30).
В устройстве якоря, состоящего из неферромагнитного (сталь 12X18) стержня с крепёжным диском 10 и ферромагнитного (сталь Ст.З) кольцеобразного элемента, также предусмотрена соответствующая замена. При этом ферромагнитный кольцеобразный элемент якоря быта выполнен в следующих вариантах, характеризующихся разными углами конусности по его внутренней поверхности: 11 - цилиндрический (угол образующей 0); 12 — конусно-усечённый (угол образующей 15); 13 — конусно-усечённый (угол образующей 30).
Направляющая крышка корпуса, выполненная из не ферромагнитного материала (алюминиевый сплав Д1Т), обеспечивает жёсткую фиксацию якоря относительно магнитных полюсов в горизонтальном направлении (перпендикулярно рабочему ходу), при которой сохраняется одна и та же величина паразитного зазора на всей длине рабочего хода.
Исследования статических тяговых характеристик ЛЭМД с кольцеобразным якорем проводились на испытательном стенде, изображённом на рис. 2.10. Экспериментальный образец ЛЭМД 1 жёстко закреплялся на станине 2 с отверстием под стержень якоря, который опирался на рабочую площадку динамометра сжатия 3 (ДОСМ-3-5 с ценой деления шкалы 73,6 Н), используемого в качестве измерителя статического тягового усилия двигателя. Динамометр при этом был установлен на механический регулятор хода якоря ЛЭМД 4, который играл роль жёсткой среды, обеспечивающей, помимо плавной регулировки величины рабочего зазора, равенство противодейст вующей и электромагнитной силы тяги в соответствующей точке хода двигателя.
Методика расчёта параметров магнитной системы ЛЭМД, обеспечивающих необходимое тепловое состояние обмотки возбуждения при заданном режиме работы
Одной из важнейших задач проектирования конструкции ЛЭМД явля ется обоснованный выбор габаритов обмотки возбуждения, обеспечивающих её оптимальное тепловое состояние в заданном режиме работы. Вместе с тем использование активных материалов должно быть максимальным.
Задавая значение коэффициента kt , равного отношению длины обмот ки /0 к её внешнему диаметру DQ = 2R2, определяются начальные условия ,. - для расчёта (рис. 3.1).
Анализ существующих конструкций электромагнитов показывает, что наиболее удачное их конструктивное исполнение обеспечивается при значениях к І =/0/(2Л2)я; 0,7.. .1,8 (для электромагнитов с втяжным якорем) и 0,4...0,8 (для электромагнитов с дисковым якорем) [45]. Поскольку ЛЭМД с поперечным магнитным полем и кольцеобразным якорем является гибридным типом, имеющим особенности как двигателя с втяжным, так и с притягивающимся якорем, то необходимо рассмотреть весь ряд значений: ,о=/о/(2Д2) 0.4...1.8. (3.9) Из выражения (3.9), согласно рис. 3.1, длина обмотки двигателя равна /0=2(ДД + Д,) :/в, (ЗЛО) где R{ - радиус центрального полюса ЛЭМД; AR — ширина окна обмотки, определяемая из выражения ЛЯ = 2 %я, (3.11) где k&R — заданный коэффициент ширины окна обмотки.
Характер процесса нагрева обмотки возбуждения ЛЭМД определяется соотношением выделяющейся в ней тепловой энергии, энергии, поглощаемой благодаря теплоёмкости, и энергии, отдаваемой вследствие наличия теплоотдачи, определяемой совместным действием трех её видов: теплопроводности, лучеиспускания и конвекции. Для упрощения расчётов рассматривается суммарный эффект, получающийся в результате упомянутых видов теплоотдачи. Согласно исследованиям [46], максимальное значение потребляемой мощности, на которое может быть рассчитана обмотка при длительном режиме работы электромагнита, определяется выражением: Р = гд А = rakT{SR2 +), (3.12) где гд - допустимое превышение температуры обмотки относительно температуры окружающей среды, определяемое по классу изоляции провода; кт - коэффициент теплоотдачи с поверхности обмотки; S0 - полная охлаждающая поверхность обмотки; SR и SR - соответственно, внутренняя и на ружная охлаждающие поверхности обмотки ЛЭМД (теплоотдача с торцевых поверхностей обмотки не учитывается, так как их площадь мала и теплоизолирована); 7/т — коэффициент, характеризующий эффективность теплоотдачи с внутренней поверхности обмотки (?7Т = 1,7 для катушек со сборным металлическим каркасом, которым в данном случае является магнитопровод исследуемого двигателя [46 - 48]).
Выражение (3.12) описывает непрерывный режим работы двигателя, который с точки зрения нагрева обмотки является самым тяжёлым. Поскольку ЛЭМД работает в импульсном (прерывистом) режиме, то допустимая мощность двигателя Рж может быть увеличена на коэффициент f: Рд = д . (3.13) Димп "длит v J Коэффициент тепловой перегрузки обмотки имеет вид [49]: 1-е т» 4= t (3-Н) 1-е Т" где Тн — постоянная времени нагрева катушки; fBK - время включения ЛЭМД; tm- время паузы. При условии Тн (tBK +tni) коэффициент тепловой перегрузки определяется в соответствии с выражением: = BK+V (3.15)
Коэффициент теплоотдачи с поверхности обмотки является сложной функцией, описывающей ряд взаимосвязанных тепловых процессов, поэтому математически может быть выражен лишь приближённо [50]: JtT= 9,3(1 + 0,006гд). (3.16) Выражение для полной охлаждающей поверхности обмотки с учётом (ЗЛО) примет вид: S0 =2 0(R2 + 7ljRl) = 4 klo(AR + Rl)[AR + R1(l TjT)]. (3.17) С другой стороны, согласно (3.12), величину S0 можно выразить, задавшись конкретным значением желаемой мощности двигателя Рд , потребляемой в импульсном режиме:
Экспериментальная установка для безотходной обработки металла терморезапием
Основным элементом привода резца является линейный электромагнитный двигатель, имеющий импульсный характер потребления электрической энергии. Соответствующее дозирование энергии, передаваемой обмотке двигателя, осуществляется электрическим преобразователем (ЭП) в виде униполярных импульсов тока и напряжения. Анализ работ [18, 52, 53, 70] показал, что схемотехнические особенности ЭП оказывают решающее влияние на механическую работу, КПД и надёжность машины. Однако параметры источника питания и мощность ЛЭМД являются начальными условиями при формировании схемы и конструкции ЭП.
Согласно требованиям рассматриваемого технологического процесса, тяговым усилием и частотой ходов необходимо регулировать в широком диа пазоне, что говорит о необходимости создания устройства питания и управления (УПУ) ЛЭМД, удовлетворяющего этим требованиям.
Схема такого устройства представлена на рис. 3.17. Питание ЛЭМД осуществляется от однофазной сети 50 Гц напряжением 220 В.
Данная схема позволяет также стабилизировать выходные параметры ЛЭМД (усилие, работу) при отклонении питающего напряжения. УПУ состоит из релаксационного генератора на однопереходном транзисторе VT и формирователя импульсов на вспомогательном тиристоре VS1. Управление УПУ осуществляется кнопкой SA, вмонтированной в приборную панель технологической установки.
Генератор содержит транзистор VT, времязадагощий конденсатор С2, заряжающийся через резисторы R5, R6 от стабилизатора напряжения на ста 130 билитроне VD1 и резисторе R4. Резисторы R2 и R3 образуют делитель напряжения, определяющий междубазовое напряжение транзистора VT, а резистор обеспечивает зависимость этого напряжения от напряжения сети.
Формирователь импульсов содержит тиристор VS1, пороговый элемент, выполненный на стабилитроне VD4, накопительный конденсатор СЗ, напря жение на котором стабилизировано стабилизатором на стабилитроне VD5 и резисторе R10. Питание генератора и формирователя импульсов происходит "1 соответственно через диоды VD2 и VD6. Работа УГЛУ осуществляется следующим образом. При подаче питания (рис. 3.18, Й) и не нажатой кнопке SA конденсатор С2 заряжается до уровня, определяемого величиной напряжения включения транзистора VT (рис. 3.18, б), а затем через транзистор разряжается на резисторе R7, формируя на нём отрицательный синхронизирующий импульс (рис. 3.18, в).
Параметры элементов генератора выбраны такими, что включение транзистора происходит один раз в течение положительного полупериода се ти. Одновременно конденсатор СЗ через размыкающий контакт кнопки SA заряжается до напряжения, определяемого стабилитроном VD5 (рис. 3.18, г).
При нажатии на кнопку SA управляющий электрод тиристора VS1 через ста билитрон VD4 соединяется с его анодом, но включение тиристора VS1 не произойдёт, так как напряжение стабилизации стабилитрона VD5 выбрано меньше, чем напряжение Un стабилитрона VD4. Тиристор VS1 включится, 1 когда потенциал его катода снизится за счет напряжения синхронизирующего импульса, снимаемого с резистора R7 (рис, 3.18, д). При этом конденсатор СЗ с разряжается через управляющий переход силового тиристора, формируя ток управления тиристора VS2 (рис. 3.18, ё), который подключит обмотку ЛЭМД к сети (рис. 3.18, ж) и совершится рабочий ход.
