Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ состояния вопроса. постановка задачи исследований 8
1.1. Анализ технологических факторов, влияющих на микрогеометршо обработанной поверхности 8
1.2. Анализ характера суппорта 16
1.2.1 Анализ направляющих 16
1.2.2. Характеристики силы трения 18
1.2.3. Анализ влияния силы трения на характер движения суппорта 20
1.2.4. Методы уменьшения потерь на трение 24
1.3. Методы настройки регуляторов 25
1.4. Цель и задачи исследования.. 29
2. Математическая модель технологической системы в условиях проявления в ней нелинейных связей 31
2.1. Исследование нелинейных связей и условий их проявления в приводах подач 31
2.2. Модель движения режущей кромки при формировании поверхности 34
2.3. Алгоритм математического моделирования 39
Выводы 42
3. Результаты математического моделирования формирования качества обработанной поверхности ...43
3.1 Выбор доминирующих параметров и определение диапазона их изменения при проведении математического моделирования 43
3.2 Исследование характера движения суппорта в условиях проявления нелинейных связей 47
3.3. Исследование динамики движения режущих кромок инструмента при проявлении нелинейных связей 54
3.4.Исследование динамики изменения микрогеометрии обработанной поверхности 63
Выводы 67
4. Методика расчета параметров настройки приводов подач технологической системы 68
4.1. Методика настройки приводов подач технологической системы 68
4.2 Методика расчета параметров регулятора скорости и регулятора тока 73
4.2.1. Пример расчета параметров регулятора скорости и регулятора тока 77
4.3. Экспериментальное исследование характера движения инструмента 80
4.3.1. Исследование характера изменения силы резания в процессе обработки 81
4.3.2. Определение шероховатости поверхности 92
Выводы 95
Основные выводы 97
Библиографический список
- Характеристики силы трения
- Модель движения режущей кромки при формировании поверхности
- Исследование характера движения суппорта в условиях проявления нелинейных связей
- Экспериментальное исследование характера движения инструмента
Характеристики силы трения
В процессе механической обработки заготовки наряду с необходимыми движениями, обеспечивающими скорость резания и подачу, происходят нежелательные взаимные перемещения инструмента и заготовки. Вследствие этого на поверхности детали будут образованы продольные (совпадающие с направлением главного движения) и поперечные (перпендикулярные к нему) волны.
В зависимости от высоты волны и ее длины можно разделить неровности поверхности детали на шероховатость - ЫН 50, волнистость- ЫН =50... 1000 и отклонения формы - ЫН 1000 [54].
Известно, что наибольшее влияние на эксплуатационные свойства деталей оказывает шероховатость поверхности.
Образование микронеровности при обработке резанием представляет собой сложный процесс, в котором проявляется совокупное действие геометрических, кинематических, физико-механических, химических явлений и особенности способа обработки.
К геометрическим и кинематическим причинам образования микронеровностей следует отнести углы (р и (р\ в плане, радиус г закругления вершины резца и подачу S инструмента [8, 25]. От значений этих параметров зависят форма, шаг и высота неровностей обработанной поверхности в направлении подачи инструмента. Это поперечная шероховатость рис. 1.1. Затупление режущего инструмента, появление на режущих кромках зазубрин приводят к значительному увеличению поперечной шероховатости.
Шероховатость обработанной поверхности в направлении траектории относительно движения инструмента и заготовки - продольная шероховатость. Ее возникновение связано главным образом с пластическим деформированием и разрушением материала режущим лезвием инструмента, оказывающим так же влияние и на формирование поперечной шероховатости.
Скорость резания влияет главным образом через образование нароста на режущей кромке инструмента. При скорости резания 20 ... 40 м/мин создаются условия для приваривания частиц удаляемого материала к передней и частично задней поверхностям инструмента. Образующийся нарост приобретает качество режущих лезвий инструмента, изменяя его геометрию. По мере увеличения и разрушения нароста изменяется глубина резания, что приводит к снижению точности формы и выдерживаемых размеров обрабатываемых поверхностей. На поверхностях остаются местные уступы, трещины и прочие дефекгі,!. повышающие их шероховатость.
Характерная зависимость значения парамегра шероховатости от скорости резания представлена на рис. 1.2. Для углеродистых сталей наименьшее наростообразование на инструменте наблюдается при скоростях резания S м / мин V 10м I мин. 40 100 120 V, М/МИН
На микрогеометрию обработанной поверхности влияют химический состав, зернистость и структура материала заготовки. Более вязкие и пластичные материалы (например, низкоуглеродистые стали),склонные к большим пластическим деформациям, имеют при обработке резанием грубые и шероховатые поверхности. С увеличением твердости материала значения параметров шероховатости уменьшаются.
Вибрации режущего инструмента, станка и заготовки являются дополнительными причинами увеличения значений параметров шероховатости обработанной поверхности. Вибрации технологической системы станка циклически изменяют относительные положения режущих кромок инструмента и заготовки. В связи с этим высота неровностей будет тем больше, чем будет больше амплитуда колебаний инструмента и заготовки. Вибрации вызываются неоднородным припуском на обработку, их уровень зависит от "жесткости технологической системы станка, часто переменной по длине обрабатываемой заготовки.
Анализ результатов исследований по формированию микрогеометрии поверхности при различных методах обработки [8, 15, 17, 27, 52, 53, 54, 76, 81, 84, 116] позволяет сделать вывод, что на ее образование при всех видах механической обработки оказывают влияние следующие факторы: геометрия рабочей части инструмента, кинематика и динамика его движения; колебательные перемещения инструмента относительно обрабатываемой поверхности; упругие и пластические деформации обрабатываемого материала в зоне контакта с рабочим инструментом; шероховатость рабочей части инструмента.
Диаграмма, показывающая влияние всех вышеперечисленных факторов на микрогеометрию обработанной поверхности, представлена на рис. 1.3.
Проведенный анализ влияния геометрии режущего инструмента и элементов режимов резания позволяет сделать вывод о том, что наибольшее влияние на высоту микронеровностей оказывает продольная подача 5 мм/об
Ранжирование факторов точения по степени их влияния на параметры шероховатости Вышеперечисленные исследования проводились с учетом того, что все параметры являются постоянными величинами. Известно, что подача характеризуется перемещением инструмента. В процессе обработки могут возникать отклонения формообразующего движения (колебания) инструмента. Это приведет к тому, что подача будет являться переменной величиной.
Существуют различные взгляды на природу возникновения такого характера перемещения инструмента.
Так, в работах [1, 2, 23, 30] предполагается, что первичными источниками колебаний являются переменные силы трения на передней и задней поверхностях инструмента. Было доказано, что вибрации начинаются при таких скоростях резания, при которых с увеличением ее значения происходит уменьшение радиальной составляющей силы резания Ру. Так как силу трения на передней поверхности в основном определяет радиальная составляющая силы резания, то возникновение автоколебаний связано с падающей характеристикой силы трения.
А.И. Каширин [30] описывал колебательное движение с помощью дифференциального уравнения с сосредоточенными параметрами. Однако в данной работе не учитывалась переменность подачи в процессе обработки и замкнутость динамической системы станка.
В исследовании [52] говорится о том, что возникновение колебаний не всегда связано с уменьшением силы трения при увеличении скорости. Авторы считают, что основной причиной, вызывающей появление отклонений формообразующего движения инструмента, является различие условий резания при его врезании в свежий металл и при отталкивании под действием слоя повыщенной твердости. В работе приводятся уравнения, описывающие автоколебательный процесс систем с одной или двумя степенями свободы, с помощью которых делаются выводы о влиянии факторов процесса резания, массы и жесткости системы на амплитуду и частоту колебаний. Однако при анализе характера перемещения инструмента не учитывается влияние упругой системы станка на процесс резания.
В работах [48, 49, 51, 91, 92. 111 делается зaклюмениe о том, что причиной возникновения колебаний при резании является запаздывание изменения силы резания при изменении толщины срезаемого слоя. Но при этом не была учтена замкнутость линамической системы станка.
В работах [40, 41, 42, 43, 44, 45] было установлено, что основной причиной возникновения колебаний является неоднозначность толщины среза и, следовательно, силы резания. Автор исследовал движение системы с упругой связью между двумя взаимно перпендикулярными звеньями с учетом нелинейной зависимости силы резания от скорости. Кроме того были разработаны теоретические положения, в которых относительное колебательное движение резца и детали рассматривается как сочетание взаимосвязанных колебаний по обобщенным координатам системы. Динамическая система станка была рассмотрена как замкнутая и многоконтурная, включающая в себя взаимодействие упругой системы станок - приспособление - инструмент - деталь (СПИД) со всеми рабочими процессами, протекающими в ее подвижных соединениях. Однако при этом было сделано допущение о том, что суппорт станка является абсолютно жестким и не оказывает влияние на перемещение инструмента. Движение суппорта может носить скачкообразный характер. Это будет оказывать возмущающее воздействие на процесс резания.
Модель движения режущей кромки при формировании поверхности
Настройка на технический оптим}м характеризустся небольшим перерегулированием, равным 4,3 %. Длительносгь переходного процесса определяется только малой постоянной времени п составляет 4,7 г. Данная настройка придает контуру тока динамические свойства, близкие к свойствам звена первого порядка с удвоенной малой постоянной времени.
При настройке ПИ-регулятора скорости на симметричный оптимум не вводится никаких допущений. Регулятор компенсирует большую постоянную времени Гм, и динамические свойства контура скорости определяются только малой постоянной времени г. Наличие форсирующего звена в передаточной функции приводит к большому перерегулированию, достигающему 43 %, что является недопустимой величиной для привода подач. Время первого достижения установившегося значения составляет 3,1 г.
Перерегулирование возможно уменьшить до 8 %, если на выходе оптимизированного контура включить" апериодический фильтр с постоянной времени Тф=8г, способный компенсировать форсирующее звено в передаточной функции.
Настройки на технический и симметричный оптимум позволяют получить необходимые динамические характеристики привода. Однако данные настройки можно использовать только для одномассовой системы. В связи с этим стандартные настройки регуляторов системы подчиненного регулирования не всегда применимы к станочному электроприводу. Поэтому в практике станкостроения находят применение другие настройки регуляторов, учитывающие специфические особенности станочного электропривода и позволяющие получить более высокие динамические свойства. Широкое распространение получил метод настройки регуляторов привода, описанный в работах [22, 32, 55].Этот метод может быть применен ко многим структурам регулируемого привода.
В процессе настройки делаются следующие основные допущения: внутренней обратной связью по ЭДС пренебрегают; силовой преобразователь представляют безинерционным звеном с передаточной функцией Wn =Кп- Такая настройка обеспечивает более благоприятные переходные процессы, чем при стандартной настройке на симметричный или технический оптимум.
Метод, приведенный в методике [9, 56, 71] основывается на применении номограмм. Этот метод используется в том случае, если привод нагружен двухмассовой упругоинерционной механической системой. В данном случае пренебрегают внутренней связью по ЭДС двигателя и инерционностью контура тока. Считается, что механическое демпфирование отсутствует и вся электромеханическая система демпфируется только электрическими средствами.
Настройка привода по данной методике осуществляется следующим образом. Задаются желаемые параметры системы - степень устойчивости и коэффициент затухания. Затем по номограммам Вышнеградского находят желаемые значения коэффициентов. Данная номограмма показывает влияние коэффициента соотношения масс / на характер переходных процессов в системе привода. При больщих у переходные процессы исполнительного вала механизма носят апериодический характер, а переходные процессы вала двигателя характеризуются значительной колебательностью.
При небольшом у, близком к 1, характер переходных процессов изменяется: движение исполнительного органа механизма становится резко колебательным, а вала двигателя - апериодическим. Демпфирующие возможности электропривода уменьшаются, а качество перемещения исполнительных органов нельзя считать удовлетворительным. При малом у нужны специальные меры для придания электромеханической системе желаемых динамических свойств.
Итак, cуществующие методы настройки регчляторов по1воляют настроить привод таким образом, чтобы он обеспечивал необходимые динамические характеристики электропривода. Однако их использование не позволяет учесть переменность нагрузки, а также ее нелинейны характер.
Проводимая на предприятиях настройка приводов подач технологической системы в период регламентных работ [79, 19] не позволяют обеспечить требуемую работу привода подач, так как используемые при этом методики не учитывают характер нагрузки.
Анализ состояния вопроса показал, что перемещение суппорта в процессе обработки может носить как равномерный, так и скачкообразный характер. Одной из причин скачкообразного движения суппорта является наличие нелинейной характеристики силы трения в направляющих.
Скачкообразное перемещение суппорта может оказывать возмущающее воздействие на процесс резания. Это будет приводить к возникновению отклонений формообразующего движения инструмента (колебаниям), что отрицательным образом скажется на микрогеометрии обработанной поверхности.
В результате анализа существующих настроек привода подач стало очевидно, что они не позволяют учитывать реальную нагрузку на привод. Это сказывается на характере движения суппорта, а следовательно, и инструмента и может привести к ухудшению качества обработанной поверхности.
Целью настоящей работы является повышение качества механической обработки деталей машии на основании определения места, роли и содержания технического обслуживания в общей системе качества и соответственно регламентной диагностической настройки привода подач технологической системы по разработанной методике. В соответствии с поставленной целью сформулированы следующие задачи: 1. Анализ факторов, определяющих качество механической обработки; 2. Исследование нелинейных связей технологической системы и условий их проявления в процессе механической обработки; 3. Разработка математической модели "контура" формообразования, учитывающей нелинейные связи между элементами технологической системы; 4. Исследование характера движения режущей кромки инструмента в процессе формирования микрогеометрии обрабатываемой поверхности; 5. Разработка методики регламентной настройки привода подач, повыщающей качество обработанной поверхности.
Исследование характера движения суппорта в условиях проявления нелинейных связей
Так как около 90 % по трудоемкости занимает токарная обработка, то для того чтобы проанализировать влияние привода подач на характер перемещения суппорта, выбираем токарный станок с ЧПУ 16А20ФЗ.
В современных станках с ЧПУ наиболее часто в приводах подач токарных станков используются двигатели постоянного тока, которые обладают мощностью 0,6 ... 2 кВт. Поэтому при проведении расчетов будем рассматривать высокомоментный двигатель серии 2ПБВ со следующими техническими характеристиками:
В станках токарной группы наиболее широкое применение нашли направляющие , скольжения смешанного трения. Именно мгновенный переход трения из состояния покоя в движение характеризует наличие скачка суппорта во время движения.
Значения коэффициентов трения покоя и движения, жесткости и демпфирования суппорта были получены в соответствии с методикой, разработанной в ЭНИМСе [21]. Значения коэффициентов трения приведены в табл. 3.1.
Жесткость суппорта может иметь значение от 1 до 45 Н/мкм. Для расчетов принимаем ее равной Сс =6,5-10 Н/м. Величина демпфирования суппорта определялась с учетом влияния коэффициента 4у - относительное рассеяние энергии при колебаниях. Величина этого коэффициента выбиралась для направляющих скольжения. Изменив значение ,, можно аналогичным образом проанализировать направляющие качения.
Для направляющих скольжения при указанной жесткости демпфирование выбираем hc = 6355И. При проведении расчетов учитывались не только параметры привода подач, но и характер обработки. Были рассмотрены следующие варианты токарной обработки: а) черновое точение; б) получистовое точение; в) чистовое точение. Для определения режимов резания и геометрических параметров резца использовалась справочная литература [88]. Режимы резания для всех видов обработки и значения составляющих силы резания Р., Ру, Рх приведены в табл.
Верхние границы для коэффициентов усиления регулятора скорости и тока выявлялись исходя из обеспечения минимально допустимых запасов устойчивости, а нижняя граница определялась исходя из обеспечения максимально допустимой скоростной ошибки.
Жесткость привода изменялась в допустимых пределах (±30 %). Коэффициентом передачи в цепи обратной связи по току якоря задавались исходя из условий указанных в [56], а именно Кт = 0,005 -И .
Значения вышеуказанных коэффициентов привода подач приведены в табл. 3.2. Анализ результатов моделирования показал, что увеличение величины жесткости привода от 0,34 до 0,44 , как и его уменьшение до 0,24 не оказывает влияния на характер перемещения суппорта.
Уменьшение значения коэффициента передачи в цепи обратной связи по току якоря от 0,25 до 0,005 позволяет снизить время выстоя суппорта /j рис. 3.1.
При стандартных значениях коэффициентов усиления регулятора скорости Крс =0,49 и тока Крп 0,75 в условиях чернового точения движение суппорта является равномерным. При этом скорость носит синусоидальный характер. Увеличение К в два раза приводит к снижению величины скорости движения суппорта на 25 %.
Уменьшение коэффициента усиления регулятора тока до 0,1 также не приводит к изменению характера перемещения суппорта; оно как и раньше остается равномерным.
Скачкообразный характер перемещения суппорта Анализ полученных результатов показывает, что в условиях чернового точения мы имеем равномерное перемещение, что свидетельствует о непрерывном характере процесса резания.
В условиях получистового и чистового точения были получены следующие результаты. Получистовое точение. При стандартных значениях коэффициентов К рт и К рс движение суппорта является скачкообразным. Величина скачка в этом случае составляет 500 мкм. Скорость перемещения будет носить импульсный характер. Увеличение коэффициента К рт до 1 приводит к тому, что амплитуда скачка суппорта снижается на 20 %. При этом величина амплитуды импульса скорости уменьшается на 6 %. Дальнейшее увеличение этого коэффициента позволяет изменить характер перемещения суппорта. Оно становится равномерным. Скорость перемещения суппорта в этом случае носит синусоидальный характер.
Если величина коэффициента усиления регулятора тока будет уменьшена до 0,45, то произойдет увеличение скачка суппорта на 28 %, а скорости - на 6 Это можно объяснить тем, что именно контур тока определяет жесткость механической характеристики.
При увеличении коэффициента усиления регулятора скорости от 0,49 до 0,7 величина скачка суппорта уменьшается на 4 %. Дальнейшее его увеличение приводит к аналогичному эффекту, а скорость перемещения при этом возрастает на 25 %. Изменяя величину Крс до 1, мы имеем все тот же скачкообразный характер перемещения суппорта. 8001 скачкообразное
Влияние коэффициента усиления регулятора скорости на величину амплитуды скачка суппорта представлено на рис. 3.2, а коэффициента усиления регулятора тока - на рис. 3.3. На графиках показаны области скачкообразного и равномерного перемещения суппорта, которые определяются величиной параметров привода подач. Скачкообразное перемещение суппорта свидетельствует о переменной величине силы резания.
Таким образом, становится очевидно, что уменьшение амплитуды скачка суппорта происходит вследствие увеличения величины коэффициента усиления регулятора тока, а также уменьшения величины коэффициента усиления регулятора скорости.
Чистовое точение. Как показывают полученные результаты в условиях чистового точения при стандартных значениях коэффициентов усиления регулятора тока и скорости движение суппорта является равномерным.
Влияние величины указанных коэффициентов па характер перемещения суппорта при чистовом точении показано на рис. 3.4 и 3.5.
При стандартном значении коэффициента усиления регулятора тока и при его увеличении от 0,75 до 1 характер движения суппорта равномерный. При этом скорость его перемещения носит синусоидальный характер.
Уменьшение данного коэффициента до 0,45 приводит к тому, что суппорт начинает перемещаться скачкообразно. Амплитуда скачка в этом случае достигает 600 мкм. Характер изменения скорости перемещения суппорта становится импульсным.
Изменение величины коэффициента усиления регулятора скорости на характер перемещения суппорта проявляется cледующим образом. При уменьшении Крс от 0,49 до 0,3 характер перемещения суппорта остается равномерным. А при его увеличении до 0,7 движение переходит в скачкообразное. При этом амплитуда скачка суппорга составляет 500 мкм. Дальнейшее увеличение коэффициента Крс позволяет снизить скачок суппорта на 12 %.
На рис. 3.4 и 3.5 также изображены области скачкообразного и равномерного перемещения суппорта, которые определяются настройками привода подач. Эти графики позволяют сделать вывод о том, что влияние коэффициента усиления регулятора скорости на величину скачка суппорта отличается от влияния коэффициента усиления регулятора тока: при снижении значения Крт амплитуда скачка суппорта увеличивается, а при уменьшении Крс можно добиться равномерного перемещения суппорта. Полученные результаты свидетельствуют о том, что в зависимости от настроек привода подач изменяется не только амплитуда скачка суппорта, но и характер его движения.
Экспериментальное исследование характера движения инструмента
Его блок-схема показана на рис. 4.1. Основу ее составляет алгоритм расчета параметров настройки регуляторов привода подач.
В блоке 2 задаются параметры технологической систсмы (ТС): масса, жесткость, демпфирование, величина коэффициентов трертя покоя и движения jLlj исследуемого схппорта. а также значения коэффициентов привода подач, которые не изменяются в процессе расчетов. В блоке 3 определяется нагрузка на привод подач. Для заданных режимов обработки определяются величины тангенциальной составляющей силы резания Р. и радиальной составляющей Pv, которые воздействуют через резец и резцедержку на суппорт. В блоке 4 задаются значения настраиваемых параметров привода подач. Первоначально используются номинальные значения коэффициентов, указанных в паспортных данных.
Если в результате проведенных расчетов характер движения суппорта не соответствует требуемому, то осуществляется поиск необходимых значений параметров (Крс, Крт).
В блоке 5 задается начальный момент движения суппорта, который характеризуется отсутствием перемещения, т. е. х7 = О.
В блоке 6 выставляется флаг F = О или F = 1, с помощью которого система определяет характер процесса резания. Принято, что прерывистому характеру движения соответствует F — 1, непрерывному -F = 0.
В блоке 7 идентифицируется значение флага. Выполнение условия говорит о том, что процесс резания прерывистый. Этому характеру процесса резания соответствует отсутствие сил резания (Р =0), действующих на суппорт. Блок 8 непрерывному характеру процесса резания, когда F = 0, ставит в соответствие расчетное значение Р у = Ру , а в блоке 9 прерывистому характеру процесса резания F = 1 отсутствие сил резания противодействующих движению суппорта.
В блоке 10 производится определение упругих деформации технологической системы во время "выстоя" суппорта. Решается система дифференциальных уравнений (2.14), описывающая движение привода подач до момента срыва суппорта.
В блоке 11 определяется момент времени, когда движущая сила суппорта, формируемая упругими деформациями системы СЛ сравнивается с силой сопротивления движению, а именно - с суммой силы резания и силы трения покоя PR+Fn.
В блоке 12 определяется состояние элементов ТС, соответствующее моменту срыва. Оно задает начальные условия для расчета параметров движения технологической системы после срыва суппорта.
В блоке 13 определяются параметры перемещения суппорта с учетом характеристик привода подач (2.18).
После срыва движение суппорта переходит в фазу скольжения. В течение этого времени величина силы трения принимает значение равное силе трения движения. Процесс продолжается до тех пор, пока скорость не станет равной нулю.
В блоке 14 осуществляется проверка первоначально принятого характера процесса резания. Так если по истечении заданного времени движения суппорта в цикле Ткр его скорость не изменила знака, то это говорит о том, что характер процесса резания непрерывный. Необходимо применить значение флага F - 0 (блок 15) и повторить расчеты, начиная с блока 7. Ткр определяется динамическими характеристиками привода и выбирается из диапазона 30... 100 мс. В блоке 16 в течение всего времени движения суппорта до Ткр анализируется знак скорости. Если скорость не изменяет знак (х8 0), то повторяется расчет параметров движения. Если скорость равна нулю или изменила знак (х 0), то происходит переход к блоку 18.
В блоке 17 из решения задачи (блок 13), соответствующего текущему времени t, формируются начальные условия для нового цикла расчетов. Он начинается с определения параметров движения привода при неподвижном суппорте (блок 10).
В блоке 18 производится анализ длительности периода расчетов. Если время движения суппорта Ї меньше заданного Г, осуществляется переход на новый цикл расчетов (блок 17). Если время движения суппорта t получилось больше заданного, то процесс расчета параметров движения заканчивается и осуществляется переход к блоку 20. Время расчета Т должно быть не меньше длительности переходных процессов. В зависимости от типа привода и массы суппорта следует выбирать Г 0,6... 1,2с.
В блоке 20 по истечении заданного времени расчетов Т (блок 18) определяются характеристики движения суппорта: для непрерывного движения - длительность переходного процесса tm и максимальное перерегулирование ст; для скачкообразного движения - амплитуда скачка Аск и длительность времени выстоя tGblc суппортор Затем определяется направление анализа параметров движения суппорта в зависимости от его характера.
Если движение суппорта скачкообразное, то в блоке 22 проверяется величина скачка суппорта и время выстоя. При условии, что полученные данные больше допустимых, определяются новые значения коэффициентов усиления регуляторов тока и скорости и расчет повторяется с блока 4 до тех пор. пока полученные значения амплитуды скачка суппорта и времени выстоя не окаж\тся мспьше допустимых.
Если в результате расчетов оказывается, что движение суппорта является равномерным, то производится переход к блоку 23. в котором сравнивается время переходного процесса и величина перерегулирования с допустимыми их значениями. При условии, что величины указанных параметров меньше допустимых значений, расчет прекращается, если наоборот, то производится перерасчет параметров привода и цикл повторяется с блока 4.
В блоках 19, 21 реализуется алгоритм изменения настройки регуляторов привода подач (Крс, Крт) с целью введения параметров движения суппорта в допустимые пределы.
Предложенная методика позволяет получить такие значения коэффициентов усиления регулятор тока и скорости, при которых амплитуда скачка перемещения суппорта, а следовательно, и инструмента будет минимально допустимой, обеспечивающей требуемые показатели качества обрабатываемой поверхности. В определенных условиях можно добиться равномерного перемещения суппорта, что позволит исключить возмущения, вносимые суппортом в движение инструмента.
