气动测量系统

关键词：珩磨自测气动测量

气动测量系统（精选七篇）

气动测量系统篇1

关键词：气动测量系统,气缸套,珩磨

1 概述

珩磨测量系统, 由于测量磨头不和工件直接接触, 故在珩磨过程中可以避免气缸套内孔的划伤。测量系统是通过气电转换器将气压测量信号转化为电信号, 最终通过计算机系统进行数据计算和处理, 尺寸合格如否可通过显示器显示出来。

1变速箱2气测磨头3电磁阀4主轴及动力油缸5旋转密封装置6自测系统

气动测量装置由旋转密封装置、气测磨头、气/电转换器、放大处理电路、电磁阀等部分构成 (如图1所示) 。而整个气动测量系统包括空气净化、稳压系统、气动磨头、差压式测量回路、气电转换器等。

2 珩磨气动测量系统的工作流程

在珩磨开始时, 机床控制电路发出控制信号给执行机构, 带动珩磨头进入被珩工件孔内, 珩磨开始。与此同时, 由稳定气源输人的压缩空气, 通过电磁阀和旋转密封装置后进入珩磨测量头, 再经位于磨头中部径向2个互为180°的测量喷嘴与被加工件孔壁之间的间隙流入大气, 随着工件尺寸的逐渐增大, 测量间隙发生相应的变化, 从而引起测量压力的变化, 此变化经气/电转换器转换为相应的电量变化, 再经过放大处理电路后, 分别送人显示仪表和机床控制电路, 显示仪表显示出测量值, 机床控制电路根据测量值与设定值相比较, 若达到设定值, 即刻发出信号给执行机构, 带动珩磨头退回, 结束本次珩磨, 即完成了气动测量的全过程 (见图2) 。

3 气源

气源能否保证压力稳定、干燥、清洁, 对气缸套内圆尺寸精度有着直接的影响。压缩空气中含有的油、水、灰尘容易使气路系统中的节流孔堵塞或积垢, 引起测量零点偏移, 产生测量误差, 影响测量精度, 影响测量仪器的使用寿命。测量前需要对起源安装过滤、干燥和稳压装置。可使用风冷式干燥器和多级过滤器都可使测量用空气的干燥精度大大提高。水、油雾、固体颗粒, 100%去除0.01μm及以上颗粒、油雾浓度控制在0.01ppm/wt。多级稳压和各独立测量回路精密稳压, 使测量气源的压差变化≤2‰。

4 气动测量回路

差压式气动测量回路, 其气动测量原理如图3所示。测量回路由回路1和回路2两个背压回路组成。测量时两个背压回路处于相同的压力和环境温度下, 使外界环境 (温度、湿度等) 对测量的影响降到最小, 测量精度高, 稳定性好。

气源稳定为, 测量时通过两直径相同的节流孔同时向两个回路输入相同压力的气体。回路1中是测量压力, 当测量磨头喷嘴与被测量孔间隙发生变化时, 测量回路1中的压力随之变化;回路2中是平衡压力, 利用调零阀调定压力值。回路2中的平衡压力基本稳定不变, 它仅受输入压力波动的微量影响。连接在回路1和回路2之间的压力变送器采集测量压力与平衡压力的差值作为测量信号量, 经放大后输出。

5 气测磨头

(1) 测量原理:气测磨头进入缸套中, 压缩空气由直径为准D1的测量喷嘴喷出, 喷嘴与相对的被测孔内表面有一定间隙S, 气体从此间隙进入大气, 被测间隙不同, 则测得的压力不同。

(2) 气测磨头如图4所示, 气测磨头的测量喷嘴1、2对向设置。测量时, 气测磨头进入气缸套后, 气测磨头上两个喷嘴与工件内径间产生的间隙可能会不均等, 即S1≠S2, 喷嘴1与内孔间隙为S1, 产生压力P1;相反方向的喷嘴2与孔间隙为S2, 产生压力P2。因为1、2两个喷嘴设计在同一个气路上, 因此测量压力始终为PX=P1+P2, 测量总背压PX与两喷嘴距工件距离相同时测得的数值相等。 (3) 设计气测磨头主要应该考虑气测磨头直径准D、气测喷嘴直径准d1、气测喷嘴下沉量C等参数的设定。

(1) 气测磨头直径。气测磨头的直径分为导向直径和测量直径两部分。导向直径比测量直径小0.01～0.02mm, 起测量引导作用, 导向直径愈小, 气测磨头进入缸套越方便, 但将引起气测磨头相对位置误差的增大。

(2) 气测喷嘴。喷嘴直径根据测量面积选择, 测量面积大, 喷嘴孔径可选得大些, 喷嘴孔径越大, 测量倍率越大, 但空气的消耗量也随之增大。

(3) 测量间隙。非接触测量对测量间隙同样有较高的要求。气测磨头与气缸套内孔间隙过大或过小, 都会引起测量非线性误差。正确选择气测磨头各参数值是保证测量精度的关键。

测量直径的大小决定测量间隙, 最大、最小测量间隙都需要严格控制。当测量间隙大于某一定值后, 背压曲线呈下凹非线性段, 间隙更大时, 曲线呈水平段, 背压值已经是与测量间隙无关的常数, 根本无法使用。测量间隙过小时, 则空气流量会受空气流动的粘性影响, 在背压曲线上产生粘性区, 背压曲线在这一段呈明显的上凸非线性段, 也不能使用。

最大测量间隙=气测磨头最大导向间隙+孔径公差+喷嘴1、2两处下沉量最小测量间隙=气测磨头最小导向间隙+喷嘴1、2两处下沉量

(4) 喷嘴下沉量。气测磨头都设计有喷嘴下沉量, 下沉量是喷嘴端面与测量心轴测量面之间的距离, 下沉的喷嘴可以避免测量喷嘴磨损。下沉量的大小决定测量背压曲线的初始间隙, 对初始间隙值的合理选择, 可避免使用上凸非线性段。

6 结论

气动测量系统篇2

气动减压阀作为自动化技术领域中重要的压力控制元件,其影响控制系统的最重要的性能指标是压力-流量特性,即在控制流量范围内控制压力的变化特性。正确高效地测量压力流量特性从而有效地把握其性能是气动控制系统优化设计的基础。目前,测量和表示压力流量特性的国际标准ISO6953[1]和国家标准GB/T20081.2[2]中,对于正向流动状态的流量特性和溢流状态的流量特性分别利用两套测试装置和测试回路进行测量,即正向流动状态的流量特性测试和溢流流动状态的流量特性测试分别进行,然后将测试结果综合起来绘制出正向和溢流向的压力-流量特性曲线。该方法存在下面几个缺点:①测试装置及回路复杂,易造成测试效率低下和测试成本提高;②在更换测试回路时,由于测量仪器的更换在流量零点处易产生测量误差;③不易实现自动测试。虽然可以通过在回路中增加截止阀的方法将两个测试过程组合在一起,但增加了回路的复杂性,从而增大了测试成本和降低了实验的实用性。

近年来,研究人员提出了利用等温充排气测量减压阀流量特性的方法[3],虽然该方法测试时间短,耗气量较小,但对传感器精度要求很高,数据处理复杂,无法对回程的流量特性进行测量,很难得到减压阀流量特性中的滞环特性。

本文提出一种对气动减压阀流量特性进行连续测量的方法,即采用带大溢流机能的电控减压阀作为被测减压阀负载压力和流量的调节器件,利用具有双向快速流量测量功能的流量计,通过正向最大流量到溢流向最大流量的连续设定,实现压力和流量的连续测量,从而得到一种不需要改变实验装置和实验回路就能得到被测减压阀流量特性的测试方法和自动测量装置,在与ISO标准规定的相同测量原理条件下,可以实现高效节能的测量。

1 基于ISO标准的气动减压阀流量特性测试方法

在国际标准ISO6953和国家标准GB/T20081.2中,气动元件流量特性测试需要两套回路来进行。如图1所示,在测量正向流动状态的流量特性时,利用图1a所示的实验装置,压缩空气经过被测减压阀的供气口和控制口,流经可变节流器和流量计排向大气,通过调节被测减压阀控制端的节流器的大小来设定负载流量,同时测量被测减压阀控制端的压力从而绘制出正向压力-流量特性曲线;在测量溢流流动状态的流量特性时,利用图1b所示的实验装置,压缩空气经过控制侧减压阀的供气口和控制口流过流量计进入被测减压阀的控制口后从溢流口排向大气,通过调节控制侧减压阀设定的压力同时测量被测减压阀控制端流量从而绘制出溢流向压力-流量特性曲线。

(b)溢流向流动流量特性测试回路 1.过滤器 2.供气压力设定减压阀 3.供气侧截止阀 4.供气侧温度测量管 5.供气侧温度计 6.供气侧压力测量管 7.供气侧压力计 8.被测减压阀 9.控制侧压力测量管 10.控制侧压力计 11.控制侧温度测量管 12.控制侧温度计 13.可变节流器 14.流量计 15.控制侧截止阀 16.控制侧减压阀

在本研究中,上述方法将作为所提出的连续测量方法的参照标准,其中温度测量管和压力测量管按ISO6953制作,外购的压力传感器精度为0.1%,温度传感器精度为1%,流量传感器精度为1%,均符合ISO6953对测量仪器精度的要求。

2 连续测试方法及自动测试装置

2.1 测试方法及装置构成

图2所示的减压阀流量特性自动连续测量装置回路中,被测减压阀的供气端通过供气侧压力测量管、温度测量管与供气压力设定减压阀的控制口相连,被测减压阀的控制端通过控制侧压力测量管、温度测量管与流量计的正向口连接,流量计的逆向口与控制侧电控减压阀的控制口相连。同时,控制侧电控减压阀的供气口与气源相连。控制侧电控减压阀的压力由计算机发出信号自动设定,压力计、温度计及流量计的电气信号进入带有A/D和D/A板的计算机中。连接完成的实验装置如图3所示。

1.过滤器 2.供气压力设定减压阀 3.供气侧截止阀 4.供气侧温度测量管 5.供气侧温度传感器 6.供气侧压力测量管 7.供气侧压力传感器 8.被测减压阀 9.控制侧压力测量管 10.控制侧压力传感器 11.控制侧温度测量管 12.控制侧温度传感器 13.双向流量计 14.控制侧截止阀 15.控制侧电控减压阀 16.数据采集及控制卡

供气侧和控制侧的压力传感器选用横河电机公司生产的的FP101A型压力传感器,其精度为0.1%;温度传感器是两个螺纹安装式的铂电阻温度传感器,其精度为1%;双向流量计选用东京仪表公司生产的QFS-100型层流型快速响应流量计,其精度为1%;控制侧减压阀(大溢流型减压阀)选用SMC公司生产的ITV2050型电/气比例压力控制阀。数据采集设备采用研华公司生产的818L多功能数据采集卡,测试系统程序采用美国NI公司的LabVIEW软件编制[4]。实验中,只需在测试界面上设定采集次数、最大压力等参数,就能实现自动测量和数据的实时显示,以及压力-流量特性曲线的绘制和实验结果的输出。

进行正向流量特性测量时,压缩空气由被测减压阀的供气口进入被测减压阀的阀体,从被测减压阀的控制口流出,经过双向流量计的正向进入控制侧电控减压阀的控制口后从控制侧电控减压阀的溢流口排向大气。此时流量设定为正值。

进行溢流向流量特性测量时,压缩空气由控制侧电控减压阀的供气口进入控制侧电控减压阀的阀体,从控制侧电控减压阀的控制口流出,经过双向流量计的反向从被测减压阀的控制口进入被测减压阀的阀体后从被测减压阀的溢流口排向大气。此时流量设定为负值。

2.2 测试步骤

(1)利用图3所示的测试装置,关闭供气侧及控制侧截止阀,在无气体流动情况下安装被测减压阀。

(2)调节供气侧减压阀使供气压力为表压0.6MPa,或被测减压阀规定的最大额定压力,选两者中较小的。打开供气侧截止阀,设定被测减压阀出口的控制压力。

(3)打开控制侧截止阀,通过计算机的测试程序输出三角波信号使控制侧电控减压阀的出口压力p2从大气压至0.6MPa(或最大额定压力,选两者中较小的)连续缓慢变化,同时通过传感器和数据采集卡记录变化过程中的流量、压力及温度信号并输入到计算机内。

(4)在被测减压阀控制侧,压力从大气压向设定压力变化时流动方向为正向,流量为正值;控制侧压力等于设定压力时流量为零;控制侧压力从设定压力向最大压力变化时,流动方向为溢流向,流量为负值。在流量变化时(增大或减小),保持被测减压阀的入口压力p1不变。

(5)测试被测减压阀在不同设定压力下的流量特性,可重复步骤(2)~(4)。设定压力时要求被测减压阀无气体流过,通过缓慢改变控制侧压力达到所要求的压力值。

作为测量结果的表示,在每一个设定压力下绘制控制压力-控制流量的曲线。

2.3 双向流量计

在本实验装置中使用的流量计是一种层流型的双向流量计,其性能指标如表1所示。层流式流量计的流量测量结构采用多层纤细管构成层流式流路,即内部插入了数千根毛细钢管并联组成层流器件,气体通过时形成层流流动,同时层流器件两端产生压力差,通过差压传感器测量压力差便可以计算出流过的气体流量[5]。层流式流量计测量的体积流量与压力差呈比例关系,且能根据差压的正负情况测量两个方向的流量。在管道承压下的质量流量可以由下式算出:

$q_{m} = Κ n ρ_{a} \frac{p_{c}}{p_{a}} \frac{π d^{4} Δ p}{128 μ L} (1)$

式中,K为流量系数;ρa为大气压下的空气密度;pc为管压;pa为大气压;d为毛细管直径;Δp为差压;μ为空气黏度;L为毛细管长度;n为毛细管根数。

层流式流量计在承压状态下也具有良好的线性,测量精度高,且具有高频响应,能够测量高达50Hz的振动流,因此可以正确地测量出气体双向的动态流动[6]。利用标准流量计进行标定,得到图3所示测试装置中的双向流量计在

大气压下的输出特性如图4所示。可以看出,该流量计的计测流量误差小,层流器件两端的差压与通过的流量有良好的比例关系,且能实现双方向的流量测量。

2.4 电/气比例压力控制阀

作为流量负载的控制侧减压阀为SMC公司生产的ITV2050型电/气比例压力控制阀,其电源电压为DC 24V,输入信号DC 0~5V,输出压力上限为0.9MPa,连接口径为6.35mm(1/4英寸)。该阀是一种采用先导式高速开关阀来控制对称型双提升阀主阀的压力调节器。

该阀的工作原理是,期望压力值的信号输入到控制回路,当压力传感器检测到输出控制口气压小于设定值时,控制电路输出控制信号打开先导开关阀(由两个高速开关阀组成)的给气阀,使先导腔的控制压力增大,使主阀芯下移,正向提升阀口打开,气源向控制口充气,输出压力升高。当压力传感器检测到输出气压大于设定值时,控制电路输出控制信号打开先导开关阀的排气阀,使先导腔通过排气口向外排气,于是先导腔压力下降,主阀芯上移。当正向提升阀口完全关闭后,打开主通道的溢流向提升阀口,主阀输出口处气体向外排气,出口压力降低。上述不断反馈调节过程一直持续到输出口的压力与期望压力值相符为止[7]。

图5、图6所示分别为基于ISO6953测得的ITV2050型电控比例阀输入-输出静特性曲线和压力-流量特性曲线。由静特性曲线可以看出,该阀具有信号-输出线性度好、无死区的特点,其线性度为±1%(满量程),迟滞和重复性均小于0.5%(满量程)。另外,由于其正向和溢流向提升阀的结构对称,故具有很大的溢流范围。图6所示的压力-流量特性曲线中,实心点是正向最大流量开始向溢流向最大流量变化的结果(向上),空心点是溢流向最大流量开始向正向最大流量变化的结果(向下)。在供气压力为1MPa时其正向最大流量为2000L/min(标准流量),溢流向最大流量甚至会更高。综合以上两个特点,该阀非常适合作为控制侧的压力调节阀。

3 实验结果

选用SMC公司生产的四种不同类型减压阀作为实验对象,按照2.2节的实验步骤进行测试。被测阀的设定输出压力ps分别为0.16MPa、0.25MPa、0.4MPa和0.5MPa。被测阀及测试时的设定参数如表2所示。

各被测阀在设定压力ps为0.16MPa、0.25MPa、0.4MPa和0.5MPa时的供气侧、控制侧相对压力和流量分别如图7~图10所示,当计算机给控制侧电控减压阀的信号为三角波时,在供给压力保持基本不变的情况下, 被测减压阀控

制侧的压力与信号基本成比例变化。随着控制信号由零到最大值再到零的变化,当控制侧压力小于被测减压阀设定压力时,被测阀处气体正向流动,流量为正值,当控制侧压力大于被测减压阀设定压力时,被测阀处气体溢流流动,流量为负值。

(c)各设定压力下的流量结果 1.ps=0.16MPa 2.ps=0.25MPa 3.ps=0.4MPa 4.ps=0.5MPa

(c)各设定压力下的流量结果 1.ps=0.16MPa 2.ps=0.25MPa3.ps=0.4MPa 4.ps=0.5MPa

综合每一时刻的压力和流量结果,可以绘制出流量从最大到最小再变化到最大时的压力变化曲线,从而得到四种被测阀在各个设定压力下时的压力-流量特性,如图11所示,其中,实线是正向最大流量开始向溢流向最大流量变化的结果,虚线是溢流向最大流量开始向正向最大流量变化的结果。

为验证所提出的测试方法的精度,利用图1所示的基于ISO6953的方法再次对上述四种被测减压阀进行流量特性测试,结果见图11,其中,实心点是正向最大流量开始向溢流向最大流量变化的结果(向上),空心点是溢流向最大流量开始向正向最大流量变化的结果(向下)。

被测阀1是内部先导式精密减压阀,采用两级调压结构,在弹簧和阀芯之间增加了一个具有高放大倍数的喷嘴-挡板放大器,从图11a的流量特性曲线也可以看出,其性能较好,调压精度高。被测阀2是一种活塞式非平衡型减压阀,当一次侧压力及设定压力变化时,阀杆自身所受压力便出现变化,与原来的弹簧力失去平衡,故压力特性不好。被测阀3是小型直动式减压阀,受压部分是活塞式结构,为溢流式,其控制方式单一,因此压力-流量特性较差,另外提升阀的阀口设计使得在流量为零处具有非常大的死区,如图11c所示。被测阀4是高速开关式复合型电气比例阀,被控压力由压力传感器检测反馈至控制回路,通过与目标值进行比较来调整活塞的动作和阀的开口,由图11d可见,它既能实现高精度的压力控制,又具有大流量的充排气特性。

对于四种不同类型的被测阀,均将所提方法测得的压力-流量特性与基于ISO6953方法测得的数据进行了对比,二者吻合很好,证明新提出的方法在精度上与ISO方法保持了一致性。

4 测试时间及空气消耗量

将所研究的减压阀流量特性连续测量装置和方法与传统的ISO6953中规定的方法在测试时间和测试时所消耗的空气量上进行了比较。测试场所是北京理工大学检测技术与自动化装置研究所气动技术实验室,测试室温为20℃,实验者为一般经验的同一人。测试时间除了实验数据的读取外,还包含被测阀的装卡以及传统方法测试时测试装置的切换。传统方法的耗气量计算是通过在每个设定压力下测量20个点,将每一测试点的测试时间乘以所测流量进行累积得到的,新方法的耗气量是利用图7~图10中流量的测试结果累积得到的。两种方法均测量三次,图12中的数据为测试的平均值。

(a)耗气量比较 (b)测试时间比较

实践证明,新方法的耗气量约为传统法的1/3,总测试时间约为传统法的1/5。可以说,所提出的气动减压阀流量特性连续测量方法具有测量时间短、测试效率高、耗气量小、节约能源等优点,是一种高效节能的新方法。

5 结论

本文提出了一种新的流量特性测试方法。通过采用带有大溢流功能的电/气比例压力阀作为被测减压阀的控制端流量或压力设定器件,在无须更换器件的情况下,能够进行正向和溢流两个方向的流量或压力的设定。通过使用一种具有双向流量测量机能的流量计,在不用更换测试仪器或方向的情况下,可以进行双方向流量的测量,从而实现了气动减压阀流量特性的连续自动测试。

与现有的标准ISO6953和GB/T20081.2,以及其他流量特性测试法相比,本文研究的方法能够仅利用一套实验装置测试出气动减压阀上下行程完整的压力-流量特性,且具有同等的测试精度,并且节约了测试装置成本,提高了测试效率,因此非常便于使用和推广。

参考文献

[1]ISO/TC[3].ISO/TC 131.ISO 6953:2000.Pneu-matic Fluid Power.Compressed Air Pressure Regu-lators and Filter-regulators.Test Methods to De-termine the Main Characteristics to Be Included inLiterature from Suppliers[S].Beijing:StandardsPress of China,2000.

[2]国家质量监督检验检疫总局.GB/T 20081.2-2006:气动减压阀和过滤减压阀第2部分:评定商务文件中应包含的主要特性的测试方法[S].北京:中国标准化出版社,2006.

[3]范伟,高爽,张宏立,等.利用等温容器的充排气进行减压阀流量特性测量的研究[J].北京理工大学学报,2007,27(增刊1):108-111.

[4]吴成东,孙秋野,盛科.LabVIEW虚拟仪器程序设计及应用[M].北京:人民邮电出版社,2008.

[5]Funaki T,Sengoku K,Kawashima K,et al.Dy-namic Calibration of Laminar Flow Sensor for Gases[C/CD].SICE Annual Conference,Sapporo,Ja-pan,2004.

[6]王伯年,王荣杰,王利民,等.层流流量计设计参数的选择与确定[J].仪器仪表学报,2000,21(5):474-476.

气动测量系统篇3

单作用气缸具有结构简单、成本低、节省空间且出力大等诸多优点, 在自动化生产线中已经得到了广泛的应用[1]。例如, 工业用电阻式点焊机采用单作用气缸的气动力控制系统进行电极的加载[2], 其焊接质量取决于焊接电流、加压时间、电极加载力这三大要素。多年来, 研究人员对气动伺服阀控马达的特性、对称气动伺服阀控双作用气缸的特性等作了深入的基础研究[1,2,3,4,5,6,7,8,9]。同一气腔的排气时间通常超过充气时间的2倍, 这就导致采用常规方法难以实现单作用气缸的高速控制与节能[6]。文献[2,4,6]研究了一种新型非对称气动伺服阀, 该阀下游节流口面积为上游节流口面积的2倍, 将其用于焊机电极的高速气动控制, 使气动压力控制系统的下降过程和上升过程具有相同的时间。

本文通过实验取得伺服阀的流量增益、流量-压力系数和压力增益系数, 对具有非对称气动伺服阀和单作用气缸的气动力控制系统进行建模和分析。最后, 结合点焊机闭式气动力控制系统进行验证。

1 非对称气动伺服阀控缸的气动压力控制系统

电阻式点焊机的气动控制过程可分为两个阶段, 一是实现气缸快速无碰撞地夹紧工件, 减少由焊头的磨损和烧损引起的气缸行程变化, 为此, 文献[6]研制了一种特殊气缸及其气动系统, 可实现焊头和工件的位置与力的复合控制;二是夹紧工件后实现气缸的快速加压与控制[8]。本文主要研究在位置与力复合控制系统中如何实现快速加压与控制。图1为该非对称气动伺服阀控单作用气缸的气动压力控制系统部分的示意图。图1中, ui为输入电信号, uf为压力反馈信号, ps为供气压力, pe为排气压力, pL为负载压力, V为体积, m为负载质量, KC为弹簧刚度, Ksw为负载的等效弹簧刚度。气动压力控制系统采用新型非对称三通气动伺服阀来控制单作用气缸气腔内的压力, 从而控制焊机电极 (单作用气缸活塞) 和焊接板之间加载力的大小。由于电极通过大电流 (5～20kA) , 故为了简化电极和力传感器的安装, 通过压力反馈系统间接实现电极的加载。工作状态下电极位移极小, 可将被焊接板的负载力简化为弹性负载。非对称气动伺服阀内藏有阀芯位移传感器。压力传感器为共和电业制造的PGM-10KC, 共振频率为40kHz, 压力信号由带宽为5kHz的应变计DPM-602A放大。

气动伺服阀处于图1所示的左位时, 气体经上游供气节流口向气缸供气;气动伺服阀处于右位时, 气缸经伺服阀下游排气节流口向外界排气。当充气节流口面积和放气节流口面积相同时, 同一气腔的排气时间通常超过充气时间的2倍[5]。为了满足气容-气阻回路的高速排气及其高速控制的需要, 这里采用非对称气动伺服阀, 其上下游节流口的面积是不相等的, 即在相同阀位移时, 下游排气节流口的面积Sd是上游供气节流口面积Su的2倍 (Sd=2Su) 。因此, 非对称气动伺服阀可以使排气过程与充气过程的时间相同, 实现电极的高速气动控制。考虑到气体的可压缩性, 气缸的气腔体积越小, 气动力控制系统的固有频率越高, 加载力响应越快。因此, 电阻式点焊机气动加压系统单作用气缸的气腔体积尽可能设计得较小。

2 非对称气动伺服阀的特性实验

非对称气动伺服阀[2,6]为双级气动伺服阀, 第一级即先导级, 包括永磁式力马达和推拉式喷嘴挡板机构, 第二级包括圆柱滑阀、力反馈弹簧和主阀芯位移传感器。滑阀主阀芯通过机械力反馈弹簧与力马达相连。图2所示为气动伺服阀的流量特性。主阀芯直径为8mm, 行程为-350～350μm。供气压力为0.7MPa时, 供气侧可控名义流量为145L/min。对称气动伺服阀 (Sd=Su) 下游排气口的可控流量为120L/min;非对称气动伺服阀 (Sd=2Su) 下游排气口的可控流量达240L/min。非对称气动伺服阀和对称气动伺服阀的计算结果和实验结果一致。在阀位移相同时, 非对称气动伺服阀下游节流口将气体排放到大气的最大排气面积大约为上游节流口从进气口向容腔供气的供气面积的2倍。通过该曲线还可以得到伺服阀的流量增益系数kq。

图3所示为非对称气动伺服阀压力增益特性的实验结果。由该曲线可以得到伺服阀的压力增益系数kp。图4所示为供气压力0.7MPa时非对称气动伺服阀输入信号和输出阀位移的频率特性实验结果, 该伺服阀的固有频率ωv (ωv=2π f) 为1256rad/s, 阻尼系数ζv为0.58。

3 理论分析

3.1 数学模型

为了推导气动系统的传递函数, 作以下假设:

(1) 压力为绝对压力。供气压力ps为常数 (ps=0.7MPa) , 气缸零位压力pL0=0.5MPa。

(2) 伺服阀节流窗口为矩形窗口。阀工作在中间位置附近, 且经过节流孔的气体为绝热气体, 气体比热比和节流孔的流量系数为常数。

(3) 活塞的位移很小。气缸内的气体变化过程为等温变化过程。

根据流量和运动学的基本方程及阀零位工作点附近的线性化方程, 可以得到各部件的数学表达式。

放大器和伺服阀的传递函数为

i=Ka (ui-uf) (1)

$\frac{x (s)}{i (s)} = \frac{Κ_{v} ω_{v}^{2}}{s^{2} + 2 ξ_{v} ω_{v} s + ω_{v}^{2}}$ (2)

式中, i为输入电流;Ka为伺服放大器的放大系数;x为阀芯位移, 向气缸供气时位移为正;Kv为伺服阀阀系数;KaKv=2×10-4m/V。

当主阀芯位移为正 (x>0) 时, 气源向气缸供气, 非对称气动伺服阀的上游控制节流口面积和通过的质量流量分别为

S=bpx

qm=qmu

式中, S为节流口开口面积;bp为上游节流口面积梯度;qmu为通过上游节流口的质量流量。

当主阀芯位移为负 (x≤0) 时, 气缸向外界排气, 非对称气动伺服阀的下游控制节流口面积和通过的质量流量分别为

S=-2bpx

qm=-qmd

式中, 2bp为下游节流口面积梯度;qmd为通过下游节流口的质量流量。

伺服阀控制节流孔的质量流量是负载压力和阀位移的函数。在某一工作点附近工作时, 通过控制节流孔的流量非线性式可以线性化, 即

Δqm=kqΔx-kcΔpL (3)

式中, kq为非对称伺服阀流量增益系数, kq=18.6kg/ (s·m) ;kc为非对称伺服阀流量-压力系数, kc=1.5×10-10kg/ (s·Pa) ;pL为负载压力。

压力增益kp为

$k_{p} = \frac{\partial p}{\partial x} |_{0}$ (5)

kq和kp的值可由式 (4) 和式 (5) , 以及图2和图3所示的流量-阀位移特性实验曲线和压力-阀位移特性实验曲线得出, kp=1.2×1011Pa/m。考虑到节流口宽度远大于阀芯和阀套之间的间隙值, 即bp≫rc, 阀芯和阀体之间实际存在矩形节流孔的泄漏量为[10]

$q_{m c} = \frac{π b_{p} r_{c}^{2}}{32 μ} Δ p$

式中, rc为阀芯和阀套之间的间隙值;μ为空气的黏度, μ=1.8×10-7Pa·s。

零位流量-压力系数kc的理论值为

$k_{c} = - \frac{\partial q_{m}}{\partial p_{L}} |_{0} = \frac{π b_{p} r_{c}^{2}}{32 μ}$

气缸气腔内气体的流量连续性方程为

$q_{m} = \frac{V}{n R Τ} \frac{d p_{L}}{d t} + \frac{A p_{L}}{R Τ} \frac{d y}{d t}$

$Δ q_{m} = \frac{1}{n R Τ} (\frac{d p_{L}}{d t} |_{0} Δ V + V_{0} \frac{d Δ p_{L}}{d t} +$

$n A \frac{d y}{d t} |_{0} Δ p_{L} + n A p_{L 0} \frac{d Δ y}{Δ t})$

式中, V为气缸内腔体积, V=5.00cm3;n为气体多变指数, 等温变化时n=1.0;R为气体常数, R=287N·m/ (kg·K) ;T为气体绝对温度, T=293K;A为活塞有效面积;y为活塞位移, 定义弹簧被压缩方向为正;t为时间;ρ0为气体密度。

考虑到阀零位时的初始条件为

$\frac{d p_{L}}{d t} |_{0} = 0$

$\frac{d y}{d t} |_{0} = 0$

并假设 $c_{0} = \frac{V_{0}}{n R Τ}, a_{0} = \frac{A p_{L 0}}{R Τ}, ρ_{0} = \frac{p_{L 0}}{R Τ}$ , 则气缸流量连续性方程为

$Δ q_{m} = c_{0} \frac{d Δ p_{L}}{d t} + a_{0} \frac{d Δ y}{d t}$ (6)

气缸活塞复位弹簧和被焊接钢板等效弹簧Ksw并联构成等效弹性负载, 其质量弹簧系统的运动学方程和线性化方程分别为

$\begin{array}{l} p_{L} A = m \ddot{y} + b \dot{y} + k y + p_{L 0} A + f_{d} + f_{c} sgn (\dot{y}) \\ A Δ p_{L} = m Δ \ddot{y} + b Δ \dot{y} + k Δ y + Δ f_{d} + Δ f_{c} sgn (\dot{y}) \end{array}} (7)$

式中, m为负载质量, m=17.5kg;b为黏性阻力系数, b=228N·s/m;k为活塞等效弹性负载系数, k=kc+Ksw;pL0为气缸的初始负载压力, pL0=0.5MPa;fd为外界干扰力, N;fc为静摩擦力, N。

由于焊接时电极中通过大电流, 故在电极处安装力传感器很困难。因此, 这里通过压力反馈系统间接实现电极的力控制。压力传感器安装在驱动气缸的缸体上, 通过负载压力反馈代替电极力反馈构成闭环压力控制系统。压力反馈信号为

uf=Kf (pL-pe) (8)

式中, Kf 为压力传感器增益, Kf=1.5×10-5V/Pa;pe为周围大气压力, pe=0.1013MPa。

3.2 开环压力控制系统的传递函数

式 (3) 、式 (6) 和式 (7) 的拉普拉斯变换式为

qm (s) =kqx (s) -kcpL (s) (9)

qm (s) =c0spL (s) +a0sy (s) (10)

ApL (s) = (ms2+bs+k) y (s) +F (s) (11)

F (s) =fd (s) +D (s)

$D (s) = L [Δ f_{c} sgn (\dot{y})]$

式中, F (s) 为外界干扰力和静摩擦力的拉普拉斯变换式之和。

由式 (9) , 式 (10) 和式 (11) 可绘出气动阀控缸的方框图 (图5) 。阀位移和外界干扰力到负载腔控制压力的传递函数为

$\begin{array}{l} p_{L} (s) = \\ \frac{(m s^{2} + b s + k) k_{q} x (s) + a_{0} s F (s)}{m c_{0} s^{3} + (m k_{c} + b c_{0}) s^{2} + (A a_{0} + b k_{c} + k c_{0}) s + k k_{c}} (12) \end{array}$

当负载为弹性负载 (k≠0) 时, 通常有

对于弹性负载, 传递函数式 (12) 可归纳为

$p_{L} (s) = \frac{\frac{k_{q}}{k_{c}} (\frac{s^{2}}{ω_{m}^{2}} + \frac{2 ζ_{m}}{ω_{m}} s + 1) x (s) + \frac{A ρ_{0}}{k k_{c}} s F (s)}{(\frac{w}{ω_{r}} + 1) (\frac{s^{2}}{ω_{0}^{2}} + \frac{2 ζ_{0}}{ω_{0}} s + 1)}$ (14)

$ω_{r} = 1 / (\frac{1}{ω_{1}} + \frac{1}{ω_{2}}) = \frac{k_{c}}{A^{2} ρ_{0}} / (\frac{1}{k} + \frac{1}{k_{e}})$ (15)

式中, ωm、ζm分别为质量-弹簧系统的固有频率和阻尼系数;ωr为负载弹簧和气动弹簧串联耦合时的刚度与阻尼系数之比;ω1为气体弹簧刚度与阻尼系数之比;ω2为负载弹簧刚度与阻尼系数之比;ke、ωe分别为气缸气腔内空气的等效弹簧刚度和固有频率;ω0、ζ0分别为负载弹簧和气动弹簧构成的质量-弹簧系统的固有频率和阻尼系数。

若k/ke≪1, 则有ωr<ω2<ω1和ωr≈ω2。若k/ke≫1, 则有ωr<ω1<ω2和ωr≈ω1。

由式 (1) , 式 (2) , 式 (8) 和式 (14) , 可得到闭环压力控制系统的方框图 (图6) 。由误差信号和干扰力信号到控制压力的传递函数为

$\begin{array}{l} p_{L} (s) = \\ \frac{\frac{k_{a} k_{v} k_{q}}{k_{c}} (\frac{s^{2}}{ω_{m}^{2}} + \frac{2 ζ_{m}}{ω_{m}} s + 1) / (\frac{s^{2}}{ω_{v}^{2}} + \frac{2 ζ_{v}}{ω_{v}} s + 1) E (s) + \frac{A ρ_{0}}{k k_{c}} s F (s)}{(\frac{s}{ω_{r}} + 1) (\frac{s^{2}}{ω_{0}^{2}} + \frac{2 ζ_{0}}{ω_{0}} s + 1)} \end{array}$

这里, 博德图上的穿越频率为

$ω_{c} = k_{a} k_{v} \frac{k_{q}}{k_{c}} k_{f} ω_{r} = \frac{k k_{a} k_{v} k_{f} k_{q}}{A^{2} ρ (1 + k / k_{e})}$ (17)

闭环系统的带宽与开环穿越频率ωc几乎相同。开环压力控制系统的典型博德图如图7所示。动态性能决定于Ksw、ωr、ωm和ω0。如式 (17) 所示, ωc由开环系统的增益和式 (15) 得到的ωr决定。

当没有弹性负载 (k=0) 时, 传递函数式 (12) 为

$\begin{array}{l} p_{L} (s) = \frac{(m s + b) k_{q} x (s) + a_{0} F (s)}{m c_{0} s^{2} + (m k_{c} + b c_{0}) s + (b k_{c} + A a_{0})} = \\ \frac{Κ_{t p} (ω_{n}^{2} / ω_{3}) (ω_{3} + s) x (s) + Κ_{L p} ω_{n}^{2} F (s)}{s^{2} + 2 ζ_{n} ω_{n} s + ω_{n}^{2}} = \\ \frac{p_{L}}{x} |_{F = 0} x + \frac{p_{L}}{F} |_{x = 0} F (18) \end{array}$

$Κ_{t p} = \frac{b k_{q}}{A a_{0} + b k_{c}} = \frac{b k_{q}}{A^{2} ρ_{0} + b k_{c}}$

$Κ_{l p} = \frac{a_{0}}{A a_{0} + b k_{c}} = \frac{ρ_{0} A}{A^{2} ρ_{0} + b k_{c}}$

$ω_{n} = \sqrt{\frac{k_{e}}{m} + \frac{b ω_{1}}{m}} = \sqrt{\frac{n p_{L 0} A^{2} + k_{c} b n R Τ}{V_{0} m}}$

$ζ_{n} = \frac{m ω_{1} + b}{2 \sqrt{(b ω_{1} + k_{e}) m}}$

ω3=b/m

式中, Ktp为总压力增益;Klp为总负载系数。

忽略非线性摩擦力时, 由式 (18) 可得控制压力的传递函数为

$\frac{p_{L} (s)}{x (s)} = \frac{Κ_{t p} (ω_{n}^{2} / ω_{3}) (ω_{3} + s)}{s^{2} + 2 ζ_{n} ω_{n} S + ω_{n}^{2}}$ (19)

3.3 稳态偏差

图8为图6所示的闭环压力控制系统的简化方框图。图8中, 系统的稳态误差为

$E (s) = \frac{1}{1 + G_{1} G_{2} Η} u (s) - \frac{G_{2} G_{3} Η}{1 + G_{1} G_{2} Η} F (s)$ (20)

运用终值定理, 由式 (19) 可得到阶跃输入信号ui/s时的稳态误差epL:

$e_{p L} = \lim_{t \to \infty} e (t) = \lim_{s \to \infty} s E (s) = \frac{u_{i}}{1 + k_{a} k_{v} k_{f} k_{q} / k_{c}}$ (21)

4 结果分析与实验

4.1 弹性负载系数的影响

当气动压力控制系统应用于点焊机时, 工件的弹性系数Ksw随焊接过程的温度等条件而变化。并且, 气动压力控制系统的动态特性随负载力而变化。弹性系数Ksw分别为0.6Ksw0、Ksw0和10Ksw0时, 式 (13) 的条件分别为8%≪1, 0.5‰≪1和0.23‰≪1, 计算得出的各频率值如表1所示。可见, 弹性系数增加时, 穿越频率ωc也增加。弹性系数减小时, ωr、ωm、ω0和ωc减小, 但是ωm和ω0之间的距离变得更大, 博德图移向左侧。式 (20) 所示的阶跃输入信号的稳态误差epL大约为6.86%。

4.2 初始条件的影响

气缸的初始容积和初始压力是影响压力控制系统的重要参数。式 (16) 和式 (17) 所示为气缸的初始容积和初始压力对频率ωe、ωr、ωc的影响。

4.3 闭环压力控制系统的频率特性实验

采用动态信号分析仪 (HP35670A) 和动态应变仪器 (Kyowa公司制造的DPM-713B, 频率范围为10kHz) 测试闭式压力控制系统的频率响应特性。实验结果如图9所示。闭环系统-3dB的带宽达到120Hz, 与开环系统的穿越频率ωc (747rad/s) 几乎相同。实验结果和理论分析结果一致。

5 结论

(1) 通过非对称气动伺服阀的特性实验, 得出气动伺服阀的流量增益、流量-压力系数和压力增益。

(2) 分析了非对称气动伺服阀控单作用气缸的数学模型及其影响因素。通常情况下, 气动压力控制系统的数学模型可简化为三阶传递函数形式, 初始条件和负载弹性系数直接影响系统的动态响应。

(3) 得出了结构参数与增益、系统频宽以及稳态误差之间的关系。闭环系统的频宽与开环系统的穿越频率基本相同。闭环气动压力控制系统的实验结果和理论结果一致。具有非对称气动伺服阀和单作用气缸的气动力控制系统数学模型的建立为气动系统分析提供了有效的工具。

摘要：分析了非对称气动伺服阀控单作用气缸的气动压力控制系统的数学模型。通过非对称伺服阀的实验, 得到了伺服阀的流量增益、流量-压力系数和压力增益系数, 建立了系统的数学模型 (包括三阶传递函数式) , 取得了结构参数与增益、系统带宽、稳态误差之间的关系。进行了闭环压力控制系统频率响应的实验, 实验结果与计算结果十分接近。

关键词：气动技术,非对称气动伺服阀,传递函数,单作用气缸,弹性负载

参考文献

[1]Araki K.Frequency Response of a Pneumatic ValveControlled Cylinder with an Uneven-underlap Four-way Valve (Part II, Part IV) [J].Journal of FluidControl, ASME, 1984, 15 (1) :22-64.

[2]訚耀保, 水野毅, 乌建中, 等.具有不均等负重合量的非对称气动伺服阀压力特性研究[J].中国机械工程, 2007, 18 (18) :2169-2173.

[3]陶国良, 王宣银, 路甬祥.3自由度气动比例/伺服机械手连续轨迹控制的研究[J].机械工程学报, 2001, 37 (3) :65-69.

[4]王祖温, 詹长书, 杨庆俊, 等.气压伺服系统高性能鲁棒控制器的设计[J].机械工程学报, 2005, 41 (11) :15-69.

[5]Merrit H E.Hydraulic Control Systems[M].NewYork:John Willy&Sons, 1967.

[6]訚耀保, 水野毅, 荒木献次.非对称高速气动伺服阀的研究[J].流体传动与控制, 2007 (3) :4-8.

[7]荒木献次, 陈剑波.抵抗スポット溶接機用位置.力複合制御シリンダの開発[J].油圧と空気圧, 1996, 27 (7) :941-947.

[8]誾耀保, 荒木獻次.抵抗スポット溶接機のための非対称サ一ボ弁と単動シリンダを用いた高速空気圧-力制御 (第2報非対称電空サ一ボ弁の実験解析と閉ル一プ圧力制御系のハ一ドウエア補償) [J].日本油空圧学会論文集 (フルイドパワ一システム) , 1999, 30 (2) :35-41.

[9]Araki K, Yin Y B, Yamada T.Hardware Approa-ches for a Pneumatic Force Control System with anAsymmetric Servovalve of a Spot Welding Machine[M]//Bath Workshop on Power Transmission andMotion Control (PTMC’98) .Bath, United King-dom, 1998:123-136.

气动自动送料系统的设计与实现篇4

随着自动控制技术的不断提高和发展, 各种机床对送料装置的要求越来越高, 呈现出高精度化、高速度化、高柔性化、高自动化、高可靠性等特点。

结合某片材的机床加工, 设计了一种气动自动送料系统, 采用气动直线驱动技术和真空吸附技术, 以P L C为控制核心, 实现了送料的自动化。气动自动送料系统的实现, 能取代传统手工送料, 广泛应用于相关机床, 减少人力成本, 提高生产效率。

1 气动自动送料系统构成与原理

该系统主要由气动送料部分、步进给料部分等构成。控制系统主要由P L C、人机界面、步进电机驱动等组成。

气动执行元件采用直线往复运动的气缸。气动送料系统包括料盘送料部分、真空取料部分、气动定位及送料部分, 由1个料盘、1个带动料盘升降的升降气缸、1个送料板、1个带动送料板水平位移的水平运动气缸、2个真空吸盘、1个带动真空吸盘做升降运动的升降气缸、一个带动真空吸盘做水平运动的水平运动气缸、2个定位气缸、若干检测传感器等构成。气动送料系统结构示意简图如图1所示。

按下启动按钮, 料盘上升进行是否有料检测, 当料盘中缺料时, 检测料片有无的接近传感器就会发出信号给PLC控制器, PLC发出“无料报警”信号, 同时控制料盘升降气缸下移到达初始位置;反之, 当真空吸盘从料盘中吸到料片后, P L C会发出指令控制真空吸盘的升降气缸和水平运动气缸将料片送到送料盘的上方, 此时释放真空将料片释放在送料盘上, 经过定位气缸的定位, 再通过带动送料板水平位移的水平运动气缸动作, 将其送至步进电机控制的滚轮步进送料系统中去。

气动自动送料系统工作流程如图2所示。

2 气动回路与电气回路的设计

系统执行气缸主要完成3部分功能:料盘送料;真空取料;定位及送料。

该系统所有气缸的运动及先后顺序都由P L C来进行控制, 气动回路图如图3所示。

电气控制电路要求完成整个系统的控制任务, 并要求有相应的过载保护、过热保护、状态指示等。结合实际的任务要求, 设计回路如图4所示。

3 自动送料系统的实现

综合设计的实际需要, 系统选择了P L C-人机界面的控制方式。

P L C控制单元是控制系统的核心。选择采用台达DVP-32ES00T型PLC主机, 满足系统性能要求。

人机界面单元主要是用来显示现场的一些参数, 控制加工过程, 以及下达相关的控制命令。利用这种典型的人机界面不仅可以替代传统的控制面板和键盘操作, 而且与PLC结合可对控制参数及数据进行显示, 并能以动画及曲线的方式描绘自动控制过程, 简化PLC控制程序。

人机界面需要完成滚轮周长、步距的输入和修改, 以及加减速、最高频率、每转脉冲数的设定和修改。根据实际设计需要, 选用天津罗升公司生产的TD210文本显示器, 实物图如图5所示。

步进电机驱动单元, 材料经定位后, 经过滚轮步进送料向机床加工位步进给料, 根据步进电机的实际情况, 并结合理论计算, 选择东元步进电机DST56EL63A, 并选用由深圳精敏数字有限公司开发的H 2 M D型细分驱动器。

结合某片材的加工机床应用, 该气动自动送料系统经现场装配调试, 满足设计指标, 性能稳定, 其实物图如图6所示。

4 结语

设计的气动自动送料系统采用PLC-人机界面的控制方式, 实现了自动化送料。经现场调试运行, 设计方案合理, 系统结构简单, 成本较低, 大大提高了设备的机电一体化程度, 可广泛应用于相关机床。

摘要：设计一种气动自动送料系统, 介绍了该系统的构成和工作原理, 阐述了气动回路和电气回路的设计。该系统采用PLC-人机界面的控制方式, 实现了送料的自动化, 节约了大量人工成本, 可应用于相关加工机床。

关键词：气动自动送料,PLC,人机界面

参考文献

[1]薛迎成.PLC与触摸屏控制技术[M].北京:中国电力出版社, 2008

[2]钟肇新, 范建东.PLC原理及应用[M].广州:华南理工大学工业出版社, 2003

[3]张晓坤.可编程控制器原理及应用[M].西安:西北工业大学出版社, 1998

[4]焦连岷.冲床的数控改造及全自动送料装置的研制[D].南京:南京理工大学, 2007

[5]宋伯生.可编程序控制器配置、编程、联网[M].北京:中国劳动出版社, 1998

浅谈国产电解多功能天车气动系统篇5

1 气动系统构成及原理

国产多功能天车气动系统气源供给多选用英格索兰公司研制的抗粉尘空压机, 为螺杆式压缩机。由主机和主电机系统、润滑和冷却系统、油气分离系统、气路系统、控制系统及保护系统组成。

(1) 主机和主电机系统。

主机由阴阳转子及壳体组成, 工作原理为回转式。工作过程由吸气、压缩和排气组成。主电机为螺杆机专用电机。螺杆压缩机不存在往复力, 由于转子高速运转, 排出气体稳定, 无脉冲现象, 噪音、振动较小。

(2) 冷却和润滑系统。

冷却润滑系统由主机、止逆阀、油分离器、温控阀、油冷却器、风扇、油过滤器、断油电磁阀、组成。压缩空气与油的混合物从主机排出进入油分离器, 流向冷却器进油口和温控阀的旁通入口, 如油温低于温控阀设定值, 温控阀关闭油绕过冷却器, 油温较快上升。当油温超过温控阀设定值时, 温控阀打开, 润滑油通过冷却器降温。润滑油在恒压下流过油过滤器, 进入主机润滑转子、轴承, 使其冷却, 同时润滑转子、密封转子间隙。

(3) 分离系统。

分离系统由油分离器、回油管、安全阀、最小压力阀组成。润滑油和空气从压缩机排出口进入油分离器, 混合气沿筒体内壁流动, 在离心力作用下油滴聚合后落入油分离器底部。带有细小油雾的气流进入油分离器芯子, 部分油汽凝聚落到油分离器里, 另部分油汽凝聚后经过回油管回到压缩机进口, 经分离后气流经最小压力阀进入后冷却器。

(4) 气路系统。

气路系统由最小压力阀、后冷却器、水分离器、空气滤清器、放气阀组成。经油分离器后的气流经最小压力阀进入后冷却器, 使得多达70%的水含量气冷凝析出, 并经水分离器后定期排出机组。

(5) 控制系统。

控制系统由压力开关、加载电磁阀、放气电磁阀、控制油缸及蝶阀组成。压缩机一经起动、加载后即处于工作状态, 带压的润滑油通过加载电磁阀进入油缸, 使蝶阀打开, 此时放气电磁阀关闭, 压缩机以全气量供气。当用气量小于机组额定气量, 则排气压力上升。排气压力超过压力开关上限值时, 压力开关动作, 加载电磁阀失电切断带压的润滑油流向油缸, 控制油缸内的润滑油通过电磁阀的另一通路回到压缩机进气口。控制油缸活塞在复位弹簧作用下向左运动, 蝶阀关闭;同时放气电磁阀打开放气, 使油分离器压力降低, 当排气压力下降到压力开关下限设定值时, 压力开关复位, 使加载电磁阀通电, 将带压的油供给控制油缸, 蝶阀重新打开, 压缩机供气。

(6) 保护系统。

保护系统由热继电器、温度开关、安全阀组成。热继电器有主电机及风扇电机热继电器。温度开关装于螺杆主机排气口, 当主机排气温度达到温度开关设定值时, 温度开关动作, 触发停机。安全阀安装于油分离器筒体上, 当筒体压力超过允许范围时释放筒体内部压力, 避免事故发生。

2 多功能天车气动系统维护

空压机作为气动系统的动力源及重要组成部分, 在高温、多粉尘、强腐蚀的生产环境中运行, 因而做好定期的维护保养工作, 对气动系统的正常运行起着关键作用。

下面为通过实践提出的维护建议。

(1) 每周吹扫空滤芯和冷却器一次。及时清理空滤芯, 保证空滤芯的过滤粉尘效果, 提高整个机组的使用寿命;及时清理冷却器表面, 确保冷却效果, 避免因排气高温导致自动停车。

(2) 定时更换空滤芯、油过滤芯、油分离芯等部件。保证冷却剂的油质, 确保机组冷却效果。

(3) 及时添加并定期更换冷却剂。保证冷却效果, 避免因排气高温引起机组停机。

(4) 及时检查冷凝水排放情况, 若发现排水量太小或没有冷凝水排出, 必须停机清洗水分离器。

(5) 定期给主电机加注润滑脂。每三个月给电机加注专用润滑脂, 确保电机平稳运行。

(6) 定期检查温度开关、最小压力阀、压力开关等运行情况。保证机组的安全稳定运行。

空压机维护比较见表1。

3 多功能天车气动系统的改造

通过对多功能天车气动系统运行过程中的了解, 经过缜密的考虑, 我们对气动系统存在的一些缺陷进行了大胆改造, 并取得了良好的效果。

(1) 增设储气罐。

首先, 消除因压缩机断续排气而对气流引起的压力波动, 保证输出气流的连续、平稳性。其次, 避免空压机频繁加卸载, 延长空压机的使用寿命。同时能进一步分离压缩空气中的油、水等杂质。

(2) 减少不必要的气动设备和管路。

在气动系统中一些多余的气动设备和管路会造成管路压力无功损失。我厂原多功能天车空压机在正常压力运行时无法满足抬母线作业, 检查发现空压机排气口处加设一气源三联体, 在机组正常运行时三联体压力为0.65MPa, 而通过三联体到母线框架的压力为0.61MPa, 在考虑到安装三联体无多大必要后, 拆除三联体直接连通管路, 母线框架工作压力升高到0.64MPa, 满足抬母线要求。

(3) 风冷却器和油冷却器分开使用。

原风冷却器和油冷却器为一体, 其中之一发生破损就必须一起更换, 实际中风冷却器冷凝水分多, 腐蚀严重, 故风冷却器的寿命远低于油冷却器。风冷却器和油冷却器分开使用后, 既降低维修成本, 也便于维修。

(4) 打击头风管改用丝扣连接。

原打击头进风管为铁丝固定, 在打击头振动过程中频繁发生风管拉脱破损现象。通过采用丝扣连接的风管后, 降低了风管故障率, 统计改造后风管的使用时间为原来的十倍。

4 结语

通过对国产多功能天车气动系统的认识了解, 制定并积极实施合理的维护内容, 并通过不断改造完善, 极大的保证了多功能天车的正常运行。

摘要：本文分析了国产多功能天车气动系统的构成及原理, 结合实际提出相关的维护内容及改造, 保证多功能天车的正常运行。

气动测量系统篇6

在现代化的医院中, 病房楼大多是高层建筑, 人员上下依靠电梯, 物品运送不便, 遇到紧急情况将大大影响医疗工作, 在这种情况下, 物流传输系统成为较好的选择。针对物品传输频繁、单次传输量小的特点, 医院安装的物流传输系统大多为气送式。气动物流传输系统 (Pneumatic Tube System, PTS) 是一个由传输管道、鼓风机、三向转接机和工作站组成的网络, 传输管道组成的路径和转向器、工作站组成的节点构成了完整的系统。系统以气压为动力, 将气送子 (传输瓶) 从一个工作站移至另一个工作站, 由中央控制器、管线控制器、装置控制器等来控制整个传输过程[1,2]。PTS的使用为医院节省了大量的人力、物力, 大大提高了工作效率。

PTS可用于文件、标本、药品等医疗用品的传送, 具有安全、快速、准确等优点。PTS在传送过程中有方向的变换和较强的撞击力, 存在震荡, 可能引起血性标本溶血。本文对相关研究进行综述并提出了减少PTS影响的方法。

1 PTS对生化标本检测结果的影响

沈建成等[3,4]采集153例生化标本, 每例标本一分为二, 1份采用PTS传送到检验科, 距离300 m, 落差20 m;另1份人工送到检验科标本室, 然后2份标本同时采用同种检测方法进行配对检测并记录结果。研究显示:丙氨酸转氨酶 (ALT) 、天门冬氨酸转氨酶 (AST) 、总蛋白 (TP) 、血糖、钠 (Na+) 、镁 (Mg2+) 6个项目人工传送与PTS传输检测结果差异无显著性差异 (P<0.05) , 但经物流传送后结果偏高。乳酸脱氢酶 (LDH) 、α2羟丁酸脱氢酶 (HBDH) 、钾 (K+) 经2种传送方法的检测结果差异有统计学意义 (P<0.05) 。若先对经PTS的标本进行棉袋包裹、泡沫海绵固定处理后再传输, 则LDH、HBDH、K+经人工传送与PTS传输检测结果差异无统计学意义 (P>0.05) 。

朱跃辉等[5]对20名受试者按规定同时抽取双份标本、分别用人工和PTS (4 m/s) 两种途径运送, 然后在同等条件下进行出凝血血浆凝血酶原时间测定 (Prothrombin Time, PT) 、部分活化凝血酶时间 (Activeated Partial Thromboplastin Time, APTT) 和血常规 (WBC、RBC、PLT) 的测定, 并进行统计学分析。结果显示, 两种途径运送标本测得RBC计数均值一致。WBC和PLT计数均值气动传送偏高, PT和APTT均值气动传送偏低, 配对t检验显示5个项目的差异均无统计学意义 (P>0.05) , 且相关性较好。

王欣茹等[6,7]将45例患者的EDTA-K2 (二胺四乙酸二钾) 抗凝静脉血分为4管, 分别经人工运送到检验科或经PTS传送1次、2次和3次后到检验科进行血常规检测, 每次物流管道系统传输距离为150 m, 落差45 m。结果表明:经物流管道系统传输1次时各项参数与人工运送组相比差异没有统计学意义;物流传输2次时RBC、MCV (红细胞平均体积) 、RDW-SD (红细胞体积分布宽度) 和RDW-CV (红细胞体积分布宽度变异系数) 等4项参数与人工运送组相比差异有统计学意义 (P<0.01) , 传输3次时差异更加显著。但其变化的程度<3%, 不影响临床诊断。

祝二娟[8]将50例标本分别采用人工传送、PTS快速传送 (6 m/s) 、PTS慢速传送 (3 m/s) 后作血常规检测, 检测项目有血细胞比容、MCV、红细胞分布宽度 (RDW) 、血小板压积、血小板体积 (MPV) 、血小板分布宽度 (PDW) 、WBC、RBC、血红蛋白含量 (HGB) 、PLT。结果显示, 组间差异无统计学意义 (P>0.05) 。

Weaver等[9]通过对标本在管道长为253 m传输速度为7.6 m/s的PTS传输后观察发现, 标本经传输后可使乳酸脱氢酶活性增高, 而对血清K+、Na+、Cl-、CO2、TP、白蛋白、Ca2+、糖、肌酐、总胆红素、碱性磷酸酶、AST、酸性磷酸酶、尿酸、WBC、RBC、HGB、红细胞压积、凝血时间 (CT) 、APTT的测定均无明显影响。

LDH、HBDH、K+在红细胞内有较高的浓度, 细胞内的浓度约为血浆的几十倍至几百倍。在PTS传输过程中由于变速时惯性的冲击、传输距离及弯道数量的影响, 会对部分红细胞膜有损伤, 使红细胞内的LDH、HBDH、K+析出到血清中。本文建议用PTS传输生化标本时, 要进行固定、防震等处理, 并用低速进行传输。

2 PTS对血气标本检测结果的影响

王欣茹等[10]将合格血气标本40例分别经PTS传输或放置15 min后检测血气变化, 结果显示合格标本在传输前后的血气变化没有统计学差异 (P>0.05) ;将该40例吸入0.1m L空气后分别经PTS传输或放置15 min后检测血气变化, 结果显示含气泡标本在传输前后多个血气参数的变化有统计学意义 (P<0.05) 。该研究提示PTS能放大或加重气泡对PO2测定的不利影响。

Zaman等[11,12]对58例标本 (其中31例含有气泡) 进行PTS传输前后血气分析结果的对比, 发现PTS对没有气泡的血气分析标本的p H、Pa CO2和Pa O2无明显影响, 而会明显增加含有气泡的血气分析标本的Pa O2。Pa O2≥100mm Hg的含气泡标本通过PTS传输可使其Pa O2增加10~20mm Hg, 而Pa O2非常低的含气泡标本通过PTS传输后可上升为中度甚至正常Pa O2。

Astles等[13]选取Pa O2从70~400 mm Hg的不同标本为研究对象, 观察血气标本中气泡对通过PTS传输的不同Pa O2标本的影响。研究结果显示, 在PTS传输过程中, 血氧含量不足的标本其Pa O2更易受气泡的影响, 甚至可以出现足以引起临床误诊的结果。含有气泡的Pa O2<85 mm Hg的标本通过PTS传输后其Pa O2可升高至10 mm Hg以上。高Pa O2且对标本进行冷却可减少气泡在PTS传输中对Pa O2的影响。同时实验结果显示, 在传输桶内放置衬垫等机械缓冲物对实验的干扰性并无明显的影响, 而降低传输速度50%可明显降低PTS传输对Pa O2的影响。

Collinso等[14]在实验中发现, 血气标本经PTS传输520 m、耗时19 min后Pa O2发生改变, 而对Pa CO2和p H没有任何影响。如果采用带压力的密封桶传输标本则可避免Pa O2发生改变, 其测定结果和床旁检测结果无明显区别 (P=0.2897) 。

相关研究表明, PTS传输对不含气泡的标本的血气分析结果无显著影响, 而含气泡标本经PTS传输后血气分析结果发生变化。因为空气中PO2、PCO2与血液中水平相差较大, 二者接触时会发生气体交换以达到平衡, 而PTS传输过程中的震荡加剧了这种交换, 因此PTS能放大或加重气泡对血气分析测定的不利影响。本文建议血气标本采集时应特别注意标本中不能含有气泡, 并采用低速传输。

3 PTS对脑脊液标本检测结果的影响

Wenham等[15]在11例脑脊液标本中加入取自手指末梢血的红细胞, 使红细胞的终浓度达到 (1916~8746) ×106。每例脑脊液标本分成6份, 其中3份在实验室常温下放置, 另外3份通过PTS传输到实验室。所有的标本在3000 g离心力下离心10 min后用350~600 nm波长扫描上清液, 观察扫描曲线415 nm处氧化血红蛋白引起的波峰。实验结果显示, 所有的脑脊液标本在415 nm波长处都出现了波峰, 但经过PTS传输后的脑脊液标本, 其吸光度明显增加, 表明传输后的标本发生了溶血, 破碎的血细胞释放出了更多的氧化血红蛋白。该实验证明PTS传输可使含有血细胞的脑脊液标本发生溶血, 且红细胞浓度和溶血程度间无相关性。

传输时加速和减速过程的惯性会对红细胞膜施加一定的作用力, 使标本发生溶血。本文建议避免使用PTS传输蛛网膜下腔出血等血性脑脊液标本。

4 PTS对血液制品的影响

李春仙等[16]取质检合格悬浮红细胞32袋, 每袋分2份, 1份留用, 另1份棉布包裹后经PTS传输 (总落差78 m, 速度3 m/s) 后返回, 离心取上清液测定悬浮红细胞上清液游离血红蛋白 (FHb) 的含量。经配对t检验, P>0.05, PTS传输前后FHb含量差异无统计学意义, 可认为PTS传输对悬浮红细胞质量无影响。Tanley等[17]通过早期实验发现, PTS对血型鉴定、抗体检测和分型及直接抗球蛋白实验标本无明显影响。

库存红细胞制品离开了人体内环境, 红细胞膜对震荡的耐受性下降, 对运送要求比较严格[18]。本文建议通过PTS运送悬浮红细胞时需有固定、缓冲装置。

综上所述, 在PTS传输过程中的震荡和冲击对标本中红细胞膜会造成损伤, 如使用不当会影响标本成分, 甚至发生溶血, 进而影响临床诊断。根据相关研究结果, 本文建议标本采集时应按规程操作, 避免气泡的产生。传输时需注意使用固定或缓冲装置, 并尽可能用低速模式传输。血性脑脊液标本受PTS传输影响较大, 建议人工送检。这样既可以发挥PTS快捷、准确的优势, 又可避免PTS传输过程对标本检测结果的影响。

摘要：气动物流传输系统可能引起血性标本中的红细胞破碎, 从而影响检测结果。本文对相关研究进行了综述, 并提出了减少物流传输系统对标本影响的建议。

气动测量系统篇7

目前,某些工厂的产品具有易燃、易爆、酸性、腐蚀性、放射性等对人有害的特性,而此类产品的原材料也具有相应特殊的物理、化学性质,在加工生产过程中,原材料的输送如防护不当,极易发生事故,所造成的后果非常严重。在最近几年,随着机电一体化和气动技术发展迅速,机器人以及其他智能机器和自动化装置在工业应用领域有着广阔的前景[1,2]。本文主要介绍一套针对危险性原材料的自动输送系统。

1 系统结构

自动输送系统可分为机械装置、气动系统和电气控制三部分。机械装置主要有运送车和机械手。运送车是一套移动设备,能装载6个盛放危险性原材料的化学桶。气动系统的执行部件包括1个气动双向马达、1个气动吸附泵以及7个气缸,用来驱动运送车和机械手的动作。电气控制部分采用上、下位机的主从模式,上位机为个人电脑(IPC)、下位机选用PLC。IPC负责系统监视和人机交互,而PLC根据IPC的输入程序和传感器检测的信息实时控制气动系统中的10个电磁阀来控制马达、气缸等的循环动作。系统有连续和单步2种工作方式。用户可以通过IPC显示器来监视整个系统。系统构成如图1所示。

2 机械装置

机械装置包括运送车、机械手和一些辅助装置。运送车由运动轮、机架、承载桶的托台、托台旋转分度机构以及装载危险原材料的6个桶等部件组成。运送车能在原材料的装载和卸载地点之间进行前进-后退,车上托台由分度机构控制可每次旋转60°。分度机构由托台、定位销、定位气缸、分度气缸、分度棘齿装置等构成,它的任务就是在机械手每完成一次桶的卸载后,驱动托台旋转60°,将下一个桶转至机械手抓取的位置,以让机械手依次卸载各桶。机械手由爪、腕、臂、腰和底座构成,爪能抓拢和释放,腕能翻转和复位,臂能伸缩,腰能升降,以及底座能摆转、复位。由于被卸载的原材料可能是易燃易爆的,所以抓取和搬运桶的过程必须顺畅而且力度适中。爪是一个较复杂的结构,它是一个可抓取并带真空吸盘的装置,抓取材料桶时,爪能抓拢桶,并通过吸盘负压吸附住桶,而释放材料桶时,动作相反[3,4]。

3 气动系统

气动系统是由气源装置,气动二连件、电磁阀,气缸,吸盘和马达等组成的回路。气动控制原理图如图2所示。

4 控制系统设计

4.1 控制系统功能

控制系统的目的是通过控制气动系统中各电磁阀来控制气动马达、吸盘和气缸,使机械装置完成设定的操作循环。动作顺序是:首先,运送车将装有危险性原材料的桶从装载位置送到机械手的抓取位置。然后机械手臂伸出,机械手爪抓住桶并通过负压吸附住桶,然后机械手的腰升高120 mm而使桶被拿离车子的托台,机械手的底座旋转120°,将桶摆转移到要卸载材料位置的上方,然后机械手的腕翻转过180°将材料缓慢地倒出并停顿2秒钟。然后,手腕、底座、腰部依次翻转、摆转、下降复位到平台上方,然后气体也被注入到吸盘与桶之间,爪松开将空桶放回车上的托台上,机械手缩回。这时机械手已经完成了一个卸载动作。接着运送车的定位销落下,分度机构动作,下一桶被旋转到机械手抓取位置开始新一轮的搬运。每次材料输送循环包括机械手的6次卸载动作和运送车的5次分度旋转动作。过程如图3所示。整个循环可以设置为自动连续操作,也可以是人工单步操作。循环的动作顺序也可以根据需要修改。

4.2 控制系统硬件

控制系统的硬件部分设计为主-从模式,即IPC-PLC。PLC需24个输入点,23个输出点,三菱的FX2n-48MR型号的PLC可以满足要求。

自动输送系统设计的PLC的输入输出分配如图4所示。

4.3 控制系统软件

控制系统的软件部分主要有3部分,包括IPC中的主程序、IPC与PLC内部的通讯程序和PLC内部自动输送控制程序。IPC中的程序又包括监视程序,参数修改程序,错误诊断程序,数据管理程序以及与PLC的通讯程序等。通过交互界面,用户不仅可以给系统发出指令,并能够监视自动输送系统的各个状态。其中一个人机交互界面在IPC中如图5所示。

PLC程序包括三部分,包括人工单步程序、自动输送程序,以及与主机的通讯程序。自动输送系统的顺序功能图如图6所示。

5 结语

自动输送系统有两种工作方式:连续操作和单步操作。系统实现了危险原材料的自动输送,提高了安全性、工作效率,而降低了危险性。所介绍的自动输送系统能够完成预定的工作,并能被远程监控,由于其基于PLC开发,具有实用性和广泛应用性。

摘要：结合机电一体化和气动技术,介绍一套针对危险性工业原材料的自动输送系统。系统的机械部分由运送车和机械手组成,由气动和电气控制联合驱动。系统实现了危险材料的自动输送,增加了安全性和效益,并降低了人工劳动强度。

关键词：自动输送系统,气动,PLC

参考文献

[1]徐英,曲波.基于可编程控制器的机械手控制系统的设计[J].电工电气,2011(3):24-26.

[2]何洋,项基,彭勇刚.基于ARM9和嵌入式Linux的注塑机机械手上位机控制器[J].机电工程,2012(3):297-301.

[3]张新荣,霍莹,王金民.基于PLC的生产线运料车控制系统设计[J].制造业自动化,2011(04上):115-118.

本文来自古文书网(www.gwbook.cn)，转载请保留网址和出处

气动分析02-19

球阀和蝶阀比较范文02-19