Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Обзор и анализ методов и средств межоперационного и активного контроля деталей приборостроения 10
1.1. Обзор и анализ методов и средств межоперационного контроля деталей приборостроения 10
1.2. Обзор и анализ методов и средств активного контроля деталей приборостроения 15
1.3. Обзор и анализ устройств активного виброакустического контроля 21
1.4. Анализ основных узлов устройств активного виброакустического контроля 32
1.5. Выводы по главе 1 33
Глава 2. Результаты экспериментальных исследований виброакустического сигнала 35
2.1 Анализ результатов экспериментальных исследований виброакустического сигнала на основе трехмерных АЧХ 35
2.2 Выбор оптимального диапазона измерений износа инструмента 42
2.3 Анализ результатов экспериментальных исследований виброакустического сигнала для различных режимов работы станка в оптимальном диапазоне измерений 44
2.4 Исследование зависимости амплитуды вибраций системы СПИД от износа инструмента 51
2.5 Выводы по главе II 52
Глава 3. Анализ погрешностей средств измерения размеров деталей приборостроения 57
3.1 Общий анализ погрешностей устройств многотактного интегрирования 57
3.2 Анализ частных составляющих погрешностей основных узлов устройств контроля размеров на основе метода многотактного интегрирования 62
3.2.1. Анализ аддитивных погрешностей ОУ 62
3.2.2 Анализ мультипликативной погрешности измерения ОУ 64
3.2.3 Анализ нелинейной составляющей погрешности устройств многотактного интегрирования 68
3.2.4. Анализ частных составляющих погрешностей источников опорного напряжения 71
3.2.5 Анализ частных составляющих погрешностей источников опорного тока 80
3.3 Выводы по главе III 84
Глава 4. Разработка методов многотактного интегрирования и соответствующих средств измерения 86
4.1 Сравнительный анализ методов многотактного интегрирования 86
4.3 Разработка метода двухтактного весового интегрирования параллельного интегрирования с синхронизацией начала первых двух частных тактов и реализующих его устройств 95
4.4. Возможность использования смешанного метода трехтактного весового интегрирования для подавления напряжения трех некоррелированных помех 103
4.5. Использование контроля износа инструмента на станках с ЧПУ методом касания 106
4.5 Выводы по главе 4 113
Заключение 115
Список литературы 117
Приложение 1 128
Приложение 2 136
- Обзор и анализ методов и средств активного контроля деталей приборостроения
- Выбор оптимального диапазона измерений износа инструмента
- Анализ частных составляющих погрешностей основных узлов устройств контроля размеров на основе метода многотактного интегрирования
- Разработка метода двухтактного весового интегрирования параллельного интегрирования с синхронизацией начала первых двух частных тактов и реализующих его устройств
Введение к работе
Актуальность темы. Для успешного экономического развития РФ необходимо решить задачу повышения эффективности производства при одновременном улучшении качества выпускаемой продукции.
Особое значение эта задача приобретает сегодня в области производства деталей ответственного назначения, требующих 100 %-го межоперационного контроля. Однако в ряде случаев образцы таких деталей поступают на сборку с производственными дефектами, вызванными недостаточной эффективностью средств контроля. Одной из основных причин этого является низкий уровень механизации и автоматизации контрольных операций.
В связи с этим в настоящее время в машиностроении ставится задача максимального использования специализированных станков и агрегатов, систем активного контроля и управления технологическими процессами и широкого внедрения автоматических средств прямого и косвенного контроля качества изделий.
В этих условиях разработка, внедрение и эксплуатация высокопроизводительных методов обработки деталей и способов их контроля являются актуальными задачами.
Наибольший интерес среди средств измерений (СИ) контроля качества представляют виброакустические устройства, воспринимающие сигналы колебаний станка и инструмента.
В области теории колебаний наиболее известны работы отечественных и зарубежных ученых В. И. Арнольда, А. А. Андронова, Н. Н. Богомолова, А. Н. Крылова, Ю. И. Иориша, С. Э. Хайкина, А. Пуанкаре, Ван дер Поля и др.
Вибродатчики позволяют преобразовывать звуковые колебания в напряжение, что имеет большое значение при использовании устройств активного контроля.
Большой вклад в решение вопросов, связанных с разработкой методов и средств измерений напряжений, внесли работы В. М. Шляндина, Л. И. Волгина, В. С. Гутникова, Е. А. Ломтева, И. Р. Добровинского, К. Л. Куликовского, Э. К. Шахова, Г. П. Шлыкова и др.
Данная работа посвящена проблеме исследования и разработки методов и средств технологической диагностики состояния режущего инструмента с целью повышения эффективности технологических процессов при изготовлении деталей ответственного назначения в условиях массового производства.
Цель исследований состоит в развитии методов многотактного и весового интегрирования для совершенствования средств измерения и контроля состояния режущего инструмента и размеров деталей в машиностроении.
Для достижения поставленной цели в работе решались следующие основные задачи:
Анализ физических процессов, связанных с резанием, и выявление информационных составляющих в измерительных сигналах для разработки методов контроля режущего инструмента. Разработка алгоритмов фильтрации и компенсации виброакустических и электрических помех.
Выявление на основе теории и экспериментальных исследований аналитических зависимостей между износом инструмента и частотно-временными информационными сигналами.
3. Разработка виброакустического метода активного контроля со
стояния режущего инструмента и реализующих его устройств на основе
АЦП многотактного и весового последовательного, параллельного и смешанного интегрирования.
4. Разработка способа контроля размеров деталей на станках с ЧПУ, основанного на предварительном активном контроле износа инструмента в процессе точения и последующем измерении точного значения износа инструмента на основе сравнения координат касания рабочего и образцового резцов.
Методы исследования
Теоретические исследования базируются на положениях теории электрических цепей, теории графов Мэзона, теории погрешностей, методах математического анализа.
Научная новизна работы состоит в следующем:
На основе теоретических и экспериментальных исследований определён информативный диапазон частот вибрации инструмента и получены аналитические зависимости виброакустического сигнала от режимов резания и износа инструмента, что позволяет повысить точность измерения размеров деталей машиностроения.
Разработаны простые и удобные для инженерных расчетов методики синтеза графов Мэзона, соответствующих функциям связи параметров СИ, и анализа погрешностей приборов и их узлов.
Предложен новый метод подавления двух и более некоррелированных между собой напряжений помех на основе многотактного и весового последовательного, параллельного и смешанного интегрирования, обеспечивающий повышение уровня помехоподавления.
Разработан способ межоперационного контроля размеров деталей на станках с ЧПУ, основанный на предварительном измерении напряжения вибрации системы станок-приспособление-инструмент-деталь в режиме
холостого хода станка для скорости пошагового контроля и последующем сдвиге порога срабатывания устройства сравнения для автоматической компенсации, что позволяет получить погрешность контроля, не превышающую шага станка с ЧПУ.
Достоверность полученных результатов основывается на данных натурных испытаний, согласованности расчетных и экспериментальных данных.
Основные положения, выносимые на защиту:
1. Способ компенсации влияния помех, вызванных работой станка и
его узлов, на результаты измерений приборами контроля состояния режу
щего инструмента и размеров деталей.
2. Способы подавления помех, вызванных вращением шпинделя
станка, методами и приборами последовательного, параллельного и сме
шанного многократного и весового интегрирования.
3. Комбинированный способ виброакустического контроля размеров
деталей на станках с ЧПУ и способ контроля состояния режущего инстру
мента методом замещения, основанный на компенсации виброакустиче
ских помех холостого хода станка.
Практическое значение и реализация результатов работы.
Экспериментальные и теоретические исследования получили практическое применение в разработанных приборах виброакустического контроля на основе многотактного интегрирования.
Предложенные в работе методы компенсации вибрации холостого хода станка использованы при разработке прибора «Износ-ЗМП», погрешность контроля которого 5 мкм, быстродействие - 5 изм./с, количество кон-
тролируемых инструментов - 7 (для токарно-винторезных станков марок ДИП-300, 1К62, 16К20, 1В62Г).
3. Предложены технические решения, имеющие погрешность контроля состояния режущего инструмента и размеров детали на станках ЧПУ, равную 2...5 мкм.
Апробация работы
Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на международных научных конференциях «Континуальные логико-алгебраические исчисления и нейроматематика в науке, технике и экономике» (Ульяновск, 2002, 2004, 2006 гг.); на международных научно-технических конференциях «Методы, средства и технологии получения и обработки измерительной информации» («Измерение-2004», «Измерение-2006», Пенза, 2004, 2006 гг.); на всероссийских научных конференциях молодых ученых (Новосибирск, 2004, 2006 гг.); на XVII, XVIII, XX международных симпозиумах «Новые технологии в образовании, науке и экономике», 2007, 2008 гг.; научно-технических конференциях профессорско-преподавательского состава Пензенского государственного университета, 2005-2008 гг.
Структура и объем работы. Диссертация содержит 140 страниц и состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы, включающего 140 наименований, 48 рисунков, 5 таблиц и двух приложений.
Обзор и анализ методов и средств активного контроля деталей приборостроения
Косвенные методы активного контроля используются в процессе резания, который сопровождается целым рядом физических явлений и основным из них [3] принадлежит изменение термоэлектрического состояния зоны контакта детали с инструментом; изменение величины составляющих силы резания; изменение характера виброакустического сигнала, генерируемого инструментом по мере его затупления.
Контроль износа инструмента по изменению состояния зоны контакта может быть основан, например, по изменению сопротивления [4], тер-моЭДС [5], температуры [6] в зоне резания. Однако применение этих методов в условиях производства затруднено вследствие наличия СОЖ и стружки.
Наибольшее распространение получили силоизмерительные методы контроля с использованием магнитострикционных, пьезоэлектрических, тензометрических датчиков и динамометров различной конструкции. Однако для их эффективной реализации необходимо каждый инструмент снабжать собственным датчиком и соответствующей аппаратурой, а это затруднительно в производственных условиях. Установка же общего сило-измерительного датчика либо момента приводит к существенному снижению точности контроля. Виброакустические методы контроля основаны на измерении амплитуды виброакустического сигнала или отношении амплитуд таких сигналов в различных частотных диапазонах. Эти методы имеют ряд достоинств, позволяющих рекомендовать их для активного контроля износа режущего инструмента: практически отсутствует влияние СОЖ на виброакустический сигнал; один вибродатчик может успешно обслуживать последовательно все работающие на станке инструменты; и, наконец, вибродатчик может быть вынесен из зоны резания без снижения точности измерений.
Промышленное использование виброакустических методов возможно только при надежном отделении полезного сигнала от значительных помех, обусловленных вибрацией системы СПИД, неоднородностью материала заготовки, изменением в пределах скольжения частоты вращения асинхронного двигателя и т.п. Эту задачу можно решить благодаря использованию детектирования амплитудных значений виброакустического сигнала в двух частотных диапазонах и сравнение их отношений. Этот метод позволяет частично устранить влияние случайных и периодических помех.
Измерение температуры резания и электрических характеристик зоны резания. Метод косвенного измерения параметров износа инструмента путем непрерывного или периодического измерения температуры резания в процессе обработки основывается на зависимости между температурой резания и параметрами износа инструмента для заданного сочетания материала заготовки и инструмента и для данных условий и режимов обработки.
В качестве критерия износа используется интенсивность тепловыделения в зоне резания. Считается, что одним из наиболее простых и надежных методов автоматического контроля износа инструментов в условиях малолюдной технологии является измерение теплового потока в инструменте, определяемого перепадом температур в двух точках корпуса инструмента в близи режущих кромок.
Существует устройство для непрерывного контроля тепловыделения инструмента в процессе обработки резанием. Твердосплавная режущая пластина впаивается в медную оправку, в теле которой имеется сквозное отверстие. Оправка с пластиной устанавливается с помощью изолированной прокладки или покрытия на резце. Через отверстие в оправке в процессе обработки непрерывно протекает вода, играющая роль теплоносителя.
В период изнашивания режущей кромки твердосплавной пластины разность температур входящего и выходящего потоков воды непрерывно возрастает и достигает своего максимального значения при полном износе пластины. Разность температур потоков воды измеряется мостовым методом непрерывно в процессе обработки. Недостатками метода является: малая точность, необходимость специального инструмента.
Измерение Т.Э.Д.С. (термо-электродвижущей силы резания) позволяет получить информацию из зоны резания о состоянии режущего инструмента непосредственно путем измерения Т.Э.Д.С, генерируемой в зоне скользящего контакта режущего инструмента с обрабатываемой деталью. Существуют результаты при исследовании влияния технологических режимов, а также износа инструмента на параметры Т.Э.Д.С. (постоянную и переменную составляющие), интенсивность колебаний в различных частотных диапазонах, измеренные методом естественной термопары. Показано, что износ инструмента, в основном, влияет на переменную составляющую Т.Э.Д.С. Для измерения ее величины необходимы токосъемник и изолирование режущего инструмента от станка, что в реальных условиях эксплуатации вызывает ряд дополнительных трудностей. Надо отметить и тот факт, что в литературе отсутствуют строгие зависимости между термоэлектрическими явлениями и износом режущего инструмента.
Виброакустические измерения. Виброакустический метод контроля состояния режущего инструмента можно реализовать датчиком вибраций, закрепленным на резце, резцедержателе или суппорте станка. Они подразделяются на следующие способы измерений: -абсолютного значения амплитуды виброакустического сигнала, -относительного значения амплитуды виброакустического сигнала на разных частотных диапазонах, -метода касания.
В результате преобразования вибросигнала получается переменное напряжение разных частот и амплитуд. Именно метод вибропреобразования позволяет в полной мере использовать достижения современной метрологии, измерительной техники и электроники. Компенсация постоянных составляющих вибраций процесса резания в напряжении вибросигнала, современные методы интегрирования и фильтрации, синхронизация позволили решать актуальные проблемы современного машиностроения - активный контроль состояния режущего инструмента и контроль размеров деталей в процессе их изготовления.
Выбор оптимального диапазона измерений износа инструмента
Для получения аналитических зависимостей воспользуемся возможностями пакета Microsoft Office Excel 2003, позволяющими произвести аппроксимацию экспериментальных характеристик режимов резания. Для получения аналитических зависимостей, аппроксимирующих экспериментальные характеристики режимов резания, воспользуемся первоначальным предположением, что они являются либо экспоненциальными, либо степенными функциями. Рассмотрим аппроксимацию экспонентой функции. В этом случае аналитическое выражение имеет вид: y = a(l-e-flx) (2.4) Здесь а - наибольшее значение выходного напряжения при усилиях, превышающих (75—80) х 103 Н для стали, (40—50) х 103 Н для латуни, (20—25) х 103 Н для дюралюминия. Здесь р- показатель степени, определяемый обработкой экспериментальных данных по методу наименьших квадратов.
Для разработки структурных схем устройств контроля режущего инструмента виброакустическим методом необходимо иметь уравнение, связывающее амплитуду вибраций системы СПИД с износом режущего инструмента по задней грани. Такое уравнение может быть получено по результатам экспериментальных исследований. Для обработки результатов эксперимента методами математической статистики определяется: где U# и от - соответственно среднее значение напряжения электрического сигнала с выхода датчика вибрации для анализируемой частоты и дисперсия; Ui - напряжение, рассчитанное по формуле (2.7); Ujy - результат отдельного опыта; к - число повторения экспериментов в одной точке k = 10. С целью наилучшего приближения аппроксимируемой зависимости Ui=f{h3) к экспериментальным данным (табл.2.3) воспользуемся методом наименьших квадратов [ ]. Здесь U/іи h3l - соответственно /-я выборка амплитуды вибрации и соответствующий ей износ инструмента для общего количества контролируемых значений износа инструмента n = 10. Как видно из таблицы 2.4, максимальная приведённая погрешность аппроксимации соответствует значению h3 = 0,45 мм и равна 5Uf = 1,53%. Выражение (2.13) имеет значительную практическую ценность, так как позволяет разработать структурные схемы устройств контроля состояния режущего инструмента. Применение его дает возможность для любого предельно допустимого износа определить соответствующее ему значение электрического напряжения Ut, в соответствии с которым необходимо настраивать блок уставок устройства измерения износа режущего инструмента по изменению амплитуды вибрации системы СПИД. 2.5 Выводы по главе II. 1. Разработана методика экспериментальных исследований для различных материалов заготовки, основанная на измерении амплитудно-частотных характеристик процесса резания при различных режимах точения. При этом изменяется один из параметров (глубина резания -1, подача - S, число оборотов шпинделя станка - п) при постоянных значениях остальных параметров. 2. Получены аналитические зависимости АЧХ от глубины резания, подачи и числа оборотов, необходимые для разработки устройств контроля состояния режущего инструмента. 3. При чистовой обработке виброакустический контроль износа инструмента необходимо проводить в полосе резонансных частот режущего инструмента. При черновой обработке (при большой глубины резания и большой подаче) не возможно получение таких зависимостей из-за возникновения процесса автоколебаний. 4. Материалы главы 2 опубликованы в научных статьях [17, 20, 23, 25, 28, 29].
Для упрощения анализа погрешностей устройств многотактного интегрирования весь процесс анализа необходимо рассматривать как сумму разновременных сравнений отдельных тактов. При таком подходе каждый из тактов интегрирования можно анализировать как использование метода временного преобразования. При этом третий такт непосредственно соответствует цифровым вольтметром временного преобразования.
Общая погрешность измерения цифровых вольтметров временного преобразования определяется нестабильностью основных функциональных его узлов. Структурная схема цифрового вольтметра представлена на рис. 3.1,а. Здесь SGyc, SGKM, SGy, SGrnH соответственно коэффициенты передачи устройства сравнения, компаратора, усилителя и генератора пилообразного напряжения. В структурную схему цифрового вольтметра временного преобразования входит коэффициент передачи генератора пилообразного напряжения GrnH- Он, исходя из структурной схемы (рис. 3.1,а), равен Grm = —Г0 5 а пилообразное напряжение ГПН с учетом работы счетчика импульсов равно Un = — iT0. Здесь Uo, Тп, г, і — соответственно образцовое напряжение на входе интегратора ГПН, период генератора опорной частоты, постоянная времени входной цепи интегратора и текущий код счетчика импульсов.
Погрешности ОУ, как и погрешности всех средств измерений СИ в соответствии с ГОСТ делятся на аддитивные, мультипликативные и нелинейные. Аддитивные погрешности не зависят от значения измеряемой величины и суммируются с ней. Мультипликативные погрешности зависят от значения измеряемой величины и являются результатом умножения на нее. Так как при использовании теории направленных графов, последние состоят из ветвей и узлов, причем узлами бывают как независимые источники тока и напряжения, так и зависимые. Источником аддитивной погрешности являются нестабильности независимых паразитных источников входных токов утечки [Q, іди напряжение смещения UCM. Нестабильности коэффициентов передачи ветвей графа представляют собой мультипликативные погрешности, так как линейно зависят от значения измеряемой величины. Это погрешности от неточности подгонки навесных R, L, С элементов ОУ, а также конечные значения дифференциального входного и выходного сопротивлений операционного усилителя, отличающие от идеальных значений. При анализе погрешностей ОУ для упрощения расчетов имеет смысл раздельный анализ аддитивных, мультипликативных и нелинейных погрешностей ОУ.
Анализ частных составляющих погрешностей основных узлов устройств контроля размеров на основе метода многотактного интегрирования
Основными источниками аддитивной погрешности ОУ являются паразитные параметры усилителя: напряжение смещения UCM, под которым понимают разность входных сигналов, подаваемых на инвертирующий и неинвертирующий входы ОУ, для которой напряжение на выходе ОУ равно нулю, и неравенство нулю входных токов утечки і J, ід , измеренных при равенстве нулю напряжения на выходе усилителя. Как известно [ ] инструментальные погрешности делятся на аддитивные и мультипликативные. Аддитивные не зависят от значения измеряемой величины, в то время мультипликативные погрешности зависят от значения измеряемой величины. При использовании теории графов Мэзона разделение обще погрешности на аддитивные и мультипликативные составляющие производится автоматически. Источниками аддитивных погрешностей являются независимые источники тока и напряжения, которые являются узлами графа
К мультипликативным погрешностям относятся погрешности от нестабильности коэффициентов передачи ветвей графа Мэзона, вызванных для операционного усилителя отличием реальных значений входного и выходного сопротивлений от идеальных значений, и нестабильностью погрешности реального коэффициента передачи инвертирующего усилителя в сравнении с идеальным. Анализ мультипликативной погрешности от нестабильности коэффициента передачи ОУ. В качестве примера рассмотрим применение данной методики к анализу погрешностей блоков и узлов СИ на основе инвертирующего ОУ, например, для анализа погрешностей коэффициента передачи инвертирующего усилителя. Наиболее важным узлом устройств многотактного интегрирования является интегратор. Простейший интегратор, собранный на инвертирующем ОУ, изображен на рисунке 3.5,а. Соответствующий ему сигнальный граф изображен на рисунке 3.5,6. Сигнальный граф является графическим изображением системы линейных уравнений (3.25), отображающих работу ОУ. Выражение (3.28) показывает, что реальный интегратор представляет собой инерционное звено первого порядка, имеющий коэффициент усиления к, а эквивалентную постоянную времени, равную хэкв = Ck (gi)_I= kCRi=kxi. Здесь kCRi=kxi.
Здесь ивыхо-начальное напряжение (t = 0) на выходе интегратора. Таким образом, на выходе интегратора будет не пилообразное напряжение, как это имеет место в случае идеального интегратора при подаче на его вход скачкообразного напряжения, а экспоненциальное напряжение, характерное для обычной интегрирующей RC-цепи. В данном случае постоянная времени хэкв = кхь а на вход ее подано напряжение - UBXk. Соотношение (3.32) показывает, что зависимость UBbIX(t)представляет собой линейную функцию от времени t. Погрешность нелинейности, учи тывая знакопеременность степенного ряда (3.30), будет меньше первого из отброшенных членов ряда, то есть значения t (2кті) \ Так как максималь ное значение текущего времени t не должно превосходить времени первых двух тактов интегрирования 2ТЬ то можно определить требование к значе нию элементов входной цепи интегратора в зависимости от допустимого значения погрешности от нелинейности напряжения UBbIX(t). 2T](2kxi) 400% 8UBbIX(t) = 5и„ел„„ (3.33)
Постоянная времени входной цепи интегратора її = RjC. Здесь R\ значение сопротивления во входной цепи интегратора (рис. 3.7,а), а С -емкость конденсатора в цепи его обратной связи. Из выражения (3.33 ) можно получить значение емкости конденсатора С для известных значений параметров сопротивления Ri, коэффициента усиления ОУ, длительность первых двух тактов интегратора 2Т] и допустимое значение погрешности нелинейности пилообразного напряжения 5инеЛин : С 2Ti 100%
В настоящее время высокоточные методы контроля размеров в машиностроении основываются на сочетании виброакустического метода контроля с методом многотактного интегрирования. Применение много-тактного, в частности, трехтактного интегрирования позволяет, с одной стороны, подавить влияние сетевой помехи и помехи от вращения шпинделя станка [1], так и с другой стороны, скомпенсировать большинство составляющих общей инструментальной погрешности средства измерений. Это реализуется за счет интегрирования одним и тем же интегратором входного напряжения в течение первых двух тактов, а затем опорного напряжения обратной полярности в третьем такте и компенсации напряжения смещения Общая погрешность измерения в данном случае представляет собой сумму погрешности опорного напряжения и погрешности квантования. Это вызывает необходимость анализа погрешностей компенсационного стабилизатора напряжения, вырабатывающего опорное напряжение. Существуют два типа компенсационных стабилизаторов напряжения с последовательным и параллельным соединением регулирующего элемента с нагрузкой. Рассмотрим подробнее оба данные типа.
1. В знаменателе функции связи параметров должна быть единица. При ее отсутствии она получается искусственно делением числителя и знаменателя функции связи параметров на одно из слагаемых знаменателя.
2. Количество слагаемых числителя функции связи параметров СИ равно числу путей в графе Мэзона, а число слагаемых знаменателя равно количеству контуров определителя графа Мэзона, вычитаемых из единицы.
3. Так как граф Мэзона состоит только из передач ветвей, а функции связи параметров СИ содержит не только коэффициенты передачи отдельных узлов, но и независимые источники напряжения и тока, то в граф Мэзона необходимо ввести единичный узел. Он имеет размерность один Вольт или один Ампер. Тогда безразмерные значения параметров данных независимых источников превращается в коэффициенты передач ветвей графа Мэзона.
4. Если один из параметров функции связи параметров СИ находится только в числителе функции связи, то он принадлежит одному из путей графа и не входит ни в один из его контуров, то есть ветвь графа g,. є Pt пути графа и g,. . Z, ни в какой из его контуров.
Разработка метода двухтактного весового интегрирования параллельного интегрирования с синхронизацией начала первых двух частных тактов и реализующих его устройств
Известен способ двухтактного весового интегрирования и соответствующие ему цифровые вольтметры двухтактного весового интегрирования [2], которые имеют больший коэффициент подавления сетевой помехи, чем вольтметры двухтактного интегрирования.
Недостатком данных устройств является подавление напряжения только одной частоты - частоты промышленной сети и ее гармоник.
Использование метода трехтактного интегрирования позволяет подавить помехи двух некратных частот и их гармоник, например, частоты сети и частоты вращения шпинделя станка. Однако первые два такта выполняются последовательно, что почти в два раза снижает быстродействие контроля износа инструмента.
При использовании двухтактного весового интегрирования с синхронизацией начала весовой функции, связанной со второй помехой юП2, возможна реализация параллельного подавления сразу напряжений помех двух некратных частот: помехи промышленной частоты - соП] и помехи от частоты вращения шпинделя станка - соп2 и их гармоник.
Интегрирование входного сигнала, содержащего помехи двух некратных частот, производится параллельно за два равных первых параллельных интервала времени первого такта, длительность которых кратна периоду помехи сети с частотой сопь а начало их сдвинуто относительно друг друга на половину периода напряжения помехи второй частоты соп2. Поэтому напряжение с частотой со п! - сетевой помехи и будет полностью подавлено к моменту окончания первого такта интегрирования. Будет подавлено и напряжение помехи этой частоты. В течение второго такта интегратор разряжается от напряжения опорного источника, что реализует преобразование напряжение- время. Заполняя этот интервал времени импульсами образцовой частоты, получим цифровой эквивалент Nx измеряемого напряжения. Для получения интервала времени сдвига первых двух тактов интегрирования, равным половине периода второй частоты со2 помехи, в качестве датчика числа полуоборотов шпинделя станка используются оптический датчик, рассмотренный в предыдущем параграфе.
Работает устройство следующим образом. При включении напряжения питания устройством управления УУ производится общий сброс триггеров ТІ, Т2, счетчиков импульсов Сч1, Сч2 и триггеров устройства управления УУ в нулевое состояние. Наличие двух разрешающих сигналов с выходов триггера Т2 и инвертора Инв на входах схемы совпадения на три входа И1, подготавливает ее к работе. Устройство управления УУ содержит три RS-триггера, причем первые два имеют независимые внешние входы. В то время как вход третьего RS-триггера связан с выходом второго триггера.
Первый импульс с выхода датчика числа полуоборотов шпинделя станка ДЧПО через усилитель-ограничитель УО поступает на счетный вход триггера ТІ и переводит его в состояние «1». Сигнал с его выхода подается через схему совпадения на три входа И1 на установочный вход RS-триггера Т2 и на первый вход устройства управления УУ.
Сигнал первого такта интегрирования фі с выхода устройства управления УУ подается одновременно на один из входов схемы собирания на два входа ИЛИ1, на управляющий вход первого аналогового ключа Кл1 и на второй вход схемы совпадения на три входа И2. Сигнал с выхода схемы собирания на два входа ИЛИ1 подается на первый вход схемы совпадения на два входа ИЗ, разрешая прохождение импульсов с выхода генератора образцовой частоты ГОЧ на вход счетчика Счі в течение всего первого такта интегрирования.
Одновременно с этим замыкается первый аналоговый ключ Кл1, и напряжение UBX с выхода виброакустического датчика ДВ через усилитель У, фильтр Ф и детектор Дт подается на вход интегратора Инт и интегрируется. Кроме того сигнал q i с выхода устройства управления УУ подается на второй вход схемы совпадения на три входа И2, подготавливая ее к работе. При появлении на выходе датчика числа полуоборотов шпинделя станка ДЧПО первого четного импульса триггер ТІ перейдет в состояние «О», и сигнал с его инверсного выхода через открытую схему совпадения на три входа И2 поступает на второй вход устройства управления УУ.
Таким образом, с задержкой на половину периода частоты помехи соп2 вращения шпинделя станка появится сигнал начала весового интегрирования ф2 на втором выходе устройства управления УУ. Он подается параллельно на управляющий вход аналогового ключа Кл2, который подключает выход детектора Дт к входу интегратора Инт, увеличивая за счет этого в два раза коэффициент передачи интегратора, и на схему совпадения на два входа И4. Схема совпадения И4 открывается, и импульсы с выхода генератора образцовой частоты ГОЧ проходят на вход счетчика Сч2. Счетчики Сч1 и Сч2 работают параллельно.
При накоплении в счетчике импульсов Сч1 кода, соответствующего коду дешифратора Дш1, последний срабатывает. Сигнал с его выхода проходит через схему собирания на два входа ИЛИЗ и переводит в состояние «О» счетчик импульсов Сч1 и первый триггер устройства управления УУ. Из-за отсутствия сигнала ц \ аналоговый ключ Кл1 разрывается, уменьшая тем самым в два раза коэффициент передачи интегратора.
При накоплении в счетчике импульсов Сч2 кода, соответствующего коду дешифратора Дш2, последний срабатывает. Сигнал с его выхода про ходит через схему собирания на два входа ИЛИ2 и переводит в состояние «О» счетчик импульсов Сч2 и на второй триггер устройства управления УУ. Из-за отсутствия сигнала ф2 аналоговый ключ Кл2 разрывается, интегратор Инт отключается от источника входного сигнала с детектора Дт. Происходит окончание первого такта весового интегрирования.
Выдается сигнал (р3 - начало второго такта весового интегрирования. Сигнал управления ф3 подключит источник опорного напряжения ИОН через аналоговый ключ КлЗ ко входу интегратора Инт, и напряжение -U0 начнет разряжать интегратор Инт. Одновременно с этим сигналом управления фз с третьего выхода устройства управления УУ через схему собирания на два входа ИЛИ1 откроется схема совпадения на два входа ИЗ, а сигналом «О» с выхода инвертора Инв закрываются схемы совпадения на три входа И1 и И2 на длительность такта интегрирования ф3. Импульсы генератора образцовой частоты ГОЧ начнут проходить на вход счетчика Сч1 до тех пор, пока интегратор Инт не разрядится до нуля. Сигнал с выхода устройства сравнения УС об окончании второго такта весового интегрирования подается на третий вход устройства управления УУ. На этом измерение заканчивается. Код в счетчике импульсов Сч1 соответствует износу режущего инструмента и регистрируется блоком цифрового отсчета БЦО.
