陜西理工學院畢業論文 (設計 ) CA6140 型普通車床數控化改造 摘 要 以 C6140 型普通車床為例，從機械和電氣方面詳細闡述了數控化改造的方法。改造后的車床投入使用后運行穩定，加工精度明顯提高，取得了極大的經濟效益。 關鍵詞 普通車床；數控化改造； SINUMERIK802S base line Numerical Control Transformation of C6140 Common Lathe （ Grade 06,Class 2,Major machine design manufacture and autormation， School of Mechanical Engineering， Shaanxi University of Technology， Hanzhong 723003， Shaanxi） Abstract ： Takes CA6140 type common lathe as an example ,has explained the NC transformation method from machinery and electric two respects in detail. After trans forming, the new lathe runs steadily, the machining accuracy is obviously improved, has made the great technological economic benefits. Key words： common lathe； NC transformation； SINUMERIK802S base line 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 1 頁 共 41 頁 目 錄 引 言 . 4 第一章 概述 . 5 第二章 總體方案的設計 . 7 2.1 設計任務 . 7 2.2 總體方案的論證 . 7 2.3 總體方案的確定 . 7 2.4 數控系統的選擇 . 8 第三章 機械部分改造 . 9 3.1 機械傳動方式 . 9 3.2 數控機床進給伺服系統的設計計算 . 9 3.2.1 選擇脈沖當量 : . 9 3.2.2 算切削力 :. 9 3.3 滾珠絲杠螺母副的計算和選型橫向進給絲杠 : . 10 3.3.1 計算進給 牽引力 Fm (N) . 10 3.3.2 計算最大動負載 C： . 10 3.3.3 選擇滾珠絲杠螺母副： . 10 3.3.4 傳動效率計算 ： . 10 3.3.5 剛度驗算 . 11 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 2 頁 共 41 頁 3.3.6 校核 . 12 3.4 齒輪傳動比計算 ： . 17 3.5 步進電機的計算和選型： . 17 3.5.1 等效轉動慣量計算 ： . 17 3.5.2 電機力矩的計算機： . 18 3.5.3 步進電機空載啟動頻率和切削時的工作頻率： . 20 3.6 縱向進給系統 . 20 3.6.1 設計參數 . 20 3.6.2 齒輪傳動比計算 . 21 3.6.3 滾珠絲杠的計算及選擇 . 21 3.6.4 校核 . 22 3.7 機械部分改造 . 26 3.8 主軸脈沖編碼器的安裝 . 27 第四章 數控系統選擇 . 28 4.1 西門子數控系統的優點 . 28 4.2 數控連線圖 . 29 4.3 步進電動機的控制 . 29 4.3.1 步進電動機的開環控制 . 30 4.3.2 步進電動機傳動控制 . 31 4.3.3 步進電動機的 PLC傳動控制 . 33 4.4 PLC 數控系統需解決的問題 . 36 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 3 頁 共 41 頁 4.5 PLC 輸入、輸出（ I/O）點數確定 . 37 4.6 驅動程序（梯形圖）設計 . 37 4.6.1 總程序結構設計 . 38 4.6.2 手動程序梯形圖設計 . 38 4.7 電氣部分改造 . 38 結 論 . 41 致 謝 . 42 參考文獻 . 43 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 4 頁 共 41 頁 引 言 制造業是一個國家或地區經濟發展的重要支柱，其發展水平標志著該國或地區經濟的實力，科技水平，生活水準和國防實力。國際市場的競爭歸根到底是各國制造生產能力及機械制造裝備的競爭。 隨著機械制造生產模式的演變 ,對機械制造裝備提出了不同的要求 .在 50 年代“剛性 ”生產模式下，通過提高效率，自動化程度 ,進行單一或少品種的大 批量生產，以“規模經濟 ”實現降低成本和提高質量的目的。從 90 年代開始，為了對世界生產進行快速響應，逐步實現社會制造資源的快速集成，要求機械制造裝備的柔性化程度更高 ,采用擬實制造和快速成形制造技術 1。 工業發達國家都非常注重機械制造業的發展，為了用先進技術和工藝裝備制造業，機械制造裝備工業得到先發展。對比之下，我國目前機械制造業的裝備水平還比較落后，表現在大部分工廠的機械制造裝備基本上是通用機床加專用工藝裝備，數控機床在機械制造裝備中的比重還非常低，導致 “剛性 ”強 ,更新產品速度慢，生產批量不宜太小，生產品 種不宜過多；自動化程度基本上還是 “一個工人，一把刀，一臺機床 ”，導致勞動生產率低下，產品質量不穩定。 因此，要縮小我國同工業發達國家的差距 ,我們必須在機械制造裝備方面大下功夫，其中最重要的一個方面就是增加數控機床在機械制造裝備中的比重 1。 通過這次畢業設計，可以達到以下目的： 1，培養綜合運用專業基礎知識和專業技能來解決工程實際問題的能力； 2，強化工程實踐能力和意識 ,提高本人綜合素質和創新能力； 3，使本人受到從事本專業工程技術和科學研究工作的基本訓練 ,提高工程繪圖、計算、數據處理、外文資料文獻閱讀、使用計 算機、使用文獻資和手冊、文字表達等各方面的能力； 4，培養正確的設計思想和工程經濟觀點，理論聯系實際的工作作風，嚴肅認真的科學態度以及積極向上的團隊合作精神。 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 5 頁 共 41 頁 第一章 概述 數控機床可以較好地解決形狀復雜、精密、小批及多變零件的加工問題，能夠穩定加工質量和提高生產率，但是數控機床的應用也受到其他條件的限制。首先，數控機床價格昂貴，一次性投資巨大，中小企業常是心有余而力不足；目前，各企業都有大量的普通機床。 完全用數控機床替換根本不可能，而且被替代下的機床閑置起來又會造成浪費；在國內，訂購新數控機床的交貨 周期一般較長，往往不能滿足生產急需；要較好地解決上述問題，應走普通機床數控改造之路。低成本普通車床數控化改造是一項適合我國實際情況的先進適用技術，也是一項提升我國機床數控化率的有效途徑。在美國、日本和德國等發達國家，它們的機床改造作為新的經濟增長行業，生意盎然。由于機床以及技術的不斷進步，機床改造是個“永恒”的課題。我國的機床改造業，也從老的行業進入到以數控技術為主的新的行業。 1.1 機床數控化改造的必要性 從提高資本效率出發，改造閑置設備，能發揮機床的原有功能和改造后的新增功能，從而提高機床的使用價值； 適用于多品種、小批量零件生產； 數控改造費用低，減少了投資額，經濟性好。數控改造費用僅為新購一臺數控機床的 15 25，同購置新機床相比，一般可以節省 75 85的費用。 力學性能穩定可靠，結構受限。所利用的床身、立柱等基礎件都是重而堅固的鑄造，而不是那種焊接構件，改造后的機床性能高、質量好，可以作為新設備繼續使用，應此數控化改造使原有的機械結構更為簡單； 熟悉了解設備、便于操作維修，降低了操作者的技術要求，更易提高管理水平； 可充分利用現有的條件。可以充分利用現有地基，不必像購入新設備時那 樣需重新地基； 可以采用最新的控制技術； 交貨期短，可滿足生產急需。 機床作為機械制造業的重要基礎裝備，它的發展一直引起人們的關注，由于計算機技術的興起，促使機床的控制信息出現了質的突破，導致了應用數字化技術進行柔性自動化控制的新一代機床數控機床的誕生和發展。計算機的出現和應用，為人類提供了實現機械加工工藝過程自動化的理想手段。隨著計算機的發展，數控機床也得到迅速的發展和廣泛的應用，同時使人們對傳統的機床傳動及結構的概念發生了根本的轉變。數陜西理工學院畢業論文（設計） 第 6 頁 共 41 頁 控機床以其優異的性能和精度、靈捷而多樣化的功能引起世人矚目， 并開創機械產品向機電一體化發展的先 驅。 數控機床是以數字化的信息實現機床控制的機電一體化產品，它把刀具和工件之間的相對位置，機床電機的啟動和停止，主軸變速，工件松開和夾緊，刀具的選擇，冷卻泵的起停等各種操作和順序動作等信息用代碼化的數字記錄在控制介質上，然后將數字信息送入數控裝置或計算機，經過譯碼，運算，發出各種指令控制機床伺服系統或其它的執行元件，加工出所需的工件。 1.2 普通機床 數控改造的 主要優點 1. 適應性強，適合加工單件或小批量的復雜工件； 在數控機床上改變加工工件時，只需重新編制新工 件的加工程序，就能實現新工件加工。 2. 加工精度高； 3. 生產效率高； 4. 減輕勞動強度，改善勞動條件； 5. 良好的經濟效益； 6. 有利于生產管理的現代化。 數控機床已成為我國市場需求的主流產品，需求量逐年激增。我國數控機床近幾年在產業化和產品開發上取得了明顯的進步，特別是在機床的高速化、多軸化、復合化、精密化方面進步很大。但是，國產數控機床與先進國家的同類產品相比，還存在差距，還不能滿足國家建設的需要。 我國是一個機床大國，有三百多萬臺普通機床。但機床的 素質差，性能落后，單臺機床的平均產值只有先進工業國家的 1/10 左右，差距太大，急待改造。 舊機床的數控化改造，顧名思義就是在普通機床上增加微機控制裝置，使其具有一定的自動化能力，以實現預定的加工工藝目標。 隨著數控機床越來越多的普及應用，數控機床的技術經濟效益為大家所理解。在國內工廠的技術改造中，機床的微機數控化改造已成為重要方面。許多工廠一面購置數控機床一面利用數控、數顯、 PC 技術改造普通機床，并取得了良好的經濟效益。我國經濟資源有限，國家大，機床需要量大，因此不可能拿出相當大的資金去購買新型的數 控機床，而我國的舊機床很多，用經濟型數控系統改造普通機床，在投資少的情況下，使其既能滿足加工的需要，又能提高機床的自動化程度，比較符合我國的國情。 1984 年，我國開始生產經濟型數控系統，并用于改造舊機床。到目前為止，已有很多廠家生產經濟型數控系統。可以預料，今后，機床的經濟型數控化改造將迅速發展和普及。所以說，本畢業設計實例具有典型性和實用性。 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 7 頁 共 41 頁 第二章 總體方案的設計 2.1 設計任務 本設計任務是對 CA6140 普通車床 工作臺 進行數控改造 熟悉普通車床 6140 的工作臺基本傳動機構（橫向和縱向）。利 用微型計算機改造現有的普通車床，主要應該解決的問題是如何將機械傳動的進給和手動控制的刀架轉位，進給改造成由計算機控制的刀架自動轉位以及自動進給的自動加工機床，即經濟型數控車床。 利用 PLC 對縱、橫向進給系統進行開環控制，縱向（ Z 向）脈沖當量為 0.01mm/脈沖，橫向（ X 向）脈沖當量為 0.005mm/脈沖，驅動元件采用步進電機，傳動系統采用滾珠絲杠副，刀架采用自動轉位刀架。 2.2 總體方案的論證 對于普通機床的經濟型數控改造，在確定總體設計方案時，應考慮在滿足設計要求的前提下，對機床的改動應盡可能少，以降低成本。 （ 1）數控系統運動方式的確定 ： 數控系統按運動方式可分為點位控制系統、點位直線控制系統、連續控制系統。由于要求 CA6140 車床加工復雜輪廓零件，所以本微機數控系統采用兩軸聯動連續控制系統。 （ 2）伺服進給系統的改造設計 ： 數控機床的伺服進給系統有開環、半閉環和閉環之分。 因為開環控制具有結構簡單、設計制造容易、控制精度較好、容易調試、價格便宜、使用維修方便等優點。所以，本設計決定采用開環控制系統。 （ 3）數控系統的硬件電路設計 ： 任何一個數控系統都由硬件和軟件兩部分組成。硬件是數控系統的基 礎，性能的好壞直接影響整體數控系統的工作性能。有了硬件，軟件才能有效地運行。 2.3 總體方案的確定 經總體設計方案的論證后， 數控化改造設計時 ,在滿足車床總體布局的前提下要盡可能利用原來的零部件 ,因此確定總體改造方案如下 ： (1) 拆除原車床的縱向和橫向絲杠及光杠、溜板箱及掛輪箱中的齒輪 ， 用滾珠絲杠替換原有普通滑動絲杠 ， 將選取的縱向滾珠絲杠副通過托架安裝在原溜板箱與床鞍連接的部位上 ， 縱橫向滾珠絲杠兩端盡可能利用原固定和支承方式。為便于安裝滾珠絲杠副 ，絲杠采用分體式 ， 用套筒聯軸器實剛性聯接 ； (2) 橫向驅動電機 及齒輪減速器安裝在床鞍的后部 (相對操作者 ) ， 縱向驅動電機及齒輪減速 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 8 頁 共 41 頁 裝置安裝在機床的右端 ， 靠近尾座的位置 ； (3) 要實現自動換刀 ， 需拆除原手動刀架 ， 在小拖板上安裝數控轉位刀架 ； (4) 為了使改造后的車床能夠加工螺紋 ， 需要加裝主軸脈沖編碼器 ， 以實現對主軸轉速的同步檢測 ， 編碼器安裝在掛輪箱內 ； (5) 為使加工過程中不超程 ， 縱橫向要安裝行程限位開關 ； (6) 為實現回參考點的動作 ， 必須在縱橫向安裝接近開關 ； (7) 縱、橫向齒輪箱和絲杠全部加防護罩 ， 以防臟物、油污和切屑等進入 ， 機床整體也要加裝防護罩 ， 以 防止加工過程中的切屑飛濺傷人 ； (8) 考慮到改造的成本 ， 盡可能采用可靠性高的經濟型數控系統。圖 1為總體改造示意圖 圖 1 總體改造示意圖 1. 橫向滾珠絲杠副 2. 橫向電機 3. 橫向減速器 4. 尾座 5. 縱向 減速器 6. 縱向電機 7. 支架 8. 縱向滾珠絲杠副 9. 數控轉位刀 架 10. 主軸脈沖編碼器 2.4 數控系統的選擇 選擇數控系統時主要是根據數控改造后機床要達到的各種精度、各種性能等選擇性價比合適的系統 ,避免系統功能過剩 ,同時考慮到原車床的精度和改造成本、周期和難易程度等各方 面因素 ,決定采用步進電機作為驅動元件、開環控制的經濟型數控系統。SINUMERIK 802S base line 是西門子公司專門為中國數控機床市場開發的經濟型 CNC 控制系統。其結構緊湊 ,具有高度集成于一體的數控單元、機床操作面板和輸入輸出單元 ,機床調試配置數據少 ,容易改造成功。最終決定采用西門子經濟型數控系統 SINUMERIK 802S base line。 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 9 頁 共 41 頁 第三章 機械部分改造 3.1 機械傳動方式 為實現機床所要求的分辨率 ， 采用步進電機經齒輪減速再傳動絲杠 ， 為保證一定的傳動精度和平穩性 ， 盡量 減少摩擦力 ， 選用滾珠絲杠螺母副 。 同時 ， 為提高傳動剛度和消除間隙 ， 采用有預加負荷的結構 。 齒輪傳動也采用消除齒側間隙的結構 。 橫向進給系統改造 橫向滾珠絲杠也采用一端固定 ， 一端浮動 ， 三點支承的形式 ， 也通過雙螺母螺紋預緊方式消除絲杠和螺母間的間隙 ， 如圖 5 所示。橫向步進電機 1 及減速器 2 安裝在床鞍的后部。靠近操作者一端 ， 布置一根支撐短軸 11， 通過套筒聯軸器 10 與滾珠絲杠 7 連接起來。右端仍利用原支承橫向進 給絲杠的滑動軸承支座作為徑向支承 ， 并對原支承處作適當改造 ， 布置一對推力球軸承 12 ,以承受雙向軸向力。左端則將原車床的懸空結構改為支承結構 ， 用一個聯軸套 4 和一根連接短軸 6 把滾珠絲杠 7 與減速器輸出軸 3 連接起來 ， 并通過一對圓螺母 5 實現對整個絲杠的預拉伸和鎖緊 ， 以提高其軸向剛度。螺母通過螺母座 9 直接固定在中拖板 8 上。 3.2 數控機床進給伺服系統的設計計算 3.2.1 選擇脈沖當量 : 根據機床精度要求選擇脈沖當量 ， 縱向： 0.01/mm 步 ， 橫向： 0.005/mm 步 。 3.2.2 算切削力 : 縱車外圓時主切削力 Fz（ N） 按經驗公式估算 ： Fz=0.67Dmax5.1 =0.67 400 5.1 =5360N 橫切端面時主切削力 Fz（ N） 可取縱向主切削力的 1/2： Fz=0.5Fz=2680N 按切削力各分力比例 ： Fz： Fy： Fx=1： 0.25： 0.4 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 10 頁 共 41 頁 Fx=2680 0.4=1072； Fy=2680 0.25=670N； 3.3 滾珠絲杠螺母副的計算和選型橫向進給絲杠 : 3.3.1 計算進給牽引力 Fm (N) 橫向導軌為燕尾形 ， 計算 ： Fm=1.4 Fy+F（ Fz+2Fx+G） 其中 ： F為滑動導軌摩擦系數 ： 0.15-0.18取 0.16 G為溜板及刀架重力 ： G=600N Fm=1.4 670+0.16 （ 2860+2 1072+600） 1806（ N） 3.3.2 計算最大動負載 C： C=3L fwFm，其中： L=61060 Tn ； n=01000LVs 以上式中 ： L0為滾珠絲杠導程 ， 初選： L0=5mm； Vs為最大切削力下的進給速度 ， 可取最高進給速度的 ： 1/2-1/3， 取 1/2； fw為運轉系數 ， 按一般運轉取 ： fw=1.2-1.5； 取 1.3 ； L為壽命 ， 106轉為 41單位 。 n=01000LVs = 5 5.03.01000 =30 L=61060 Tn =610150003060 =27 C=3L fwFm= 7 0 4 31 8 0 63.1273 N 3.3.3 選擇滾珠絲杠螺母副： 根據機械設計師手冊（機械工業出版社出版發行 ） 第一版 上冊 ， CDM 2005-2.5外循環管式墊片預緊導珠管埋入型滾珠絲杠副的額定動載荷為 8541N可滿足要求 ， 選定精度為 3 級 3.3.4 傳動效率計算 ： 10334334 tgtgtgtg =0.965 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 11 頁 共 41 頁 式中： 螺旋升角（ CDM 2005-2.5）， 334 摩擦角， 10 3.3.5 剛度驗算 橫向進給絲杠支承方式如橫向進給系統計算簡圖見下圖所示： 圖 2 橫向進給系統計算簡圖 最大牽引力為 ： 2425N 支承間距 L=450mm因絲杠長度較短 ， 不 需預緊 ， 螺母及軸承預緊 ， 計算如下： (1) 絲杠的拉伸或壓縮變形量 1 ： 查圖 4-6， 根據 m=1806， mmD 200 查出 ： 51 104/ L 因此 : 1 = mmLL 80.1450104/ 51 (2) 滾珠與螺紋滾道間接觸變形 2 ： 查資料 ： mQ 5.8， 因進行了預緊 ： mQ 25.45.821212 . (3) 支承滾珠絲杠的軸承的軸向接觸變形3: 采用 8012 單向推力球軸承 (GB301-84) ， 763.4Qd， 12z ， mmd 15 mmZd mPcQ0 0 9 4.0127 6 3.4 32.2 0 20 0 2 4.00 0 2 4.0 3 23 22 考慮到進行了預緊 ， 以 ： 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 12 頁 共 41 頁 mmC 00 47.0213 綜合以上幾項變形量之和： mm0 2 6 9 5.00 0 4 7.00 0 2 4 5.00 1 8 0.0321 顯然 ， 此變形量已大于定位精度的要求 !， 應該采取相應的措施修改設計 ， 因橫向溜板空間限制 ， 不宜再加大滾珠絲杠直徑 ， 故采用貼塑導軌減小摩擦力 ， 從而減小最大牽引力 。 重新計算如下： Fm=1.4 Fy+F（ Fz+2Fx+G） = 1.4 670+0.04（ 2860+2 1072+600） =1155N 從資料中查出 ， 當 Fm=1155時 ， 51 104.2/ L， 因此 ，mmLL 251 1008.1450104.2/ 2 和 3 不變 ， 所以綜合幾項變形量之和： mm0 1 9 7 5.00 0 4 7.00 0 2 4 5.00 1 0 8.0321 此變形量仍不能滿足要求 ， 如果將滾珠絲杠再經過預拉伸 !剛度還可以提高四倍 ， 則 ，mm01165.00047.000245.00180.04141 321 此變形量可以滿足設計要求。 3.3.6 校核 滾珠絲杠副的拉壓系統剛度影響系統的定位精度和軸向拉壓振動固有頻率，其扭轉剛度影響扭轉固有頻率。承受軸向負荷的滾珠絲杠副的拉壓系統剛度 Ke由絲杠本身的拉壓剛度 KS，絲杠副內滾道的接觸剛度 Kc，軸承的接觸剛度 KB，螺母座的剛度 KH，按不同支承組合方式的計算而定。扭轉剛度按絲杠的參數計算。 （ 1） 臨界壓縮負荷 絲杠 的支承方式對絲杠的剛度影響很大，采用兩端固定的支承方式并對絲杠進行預拉伸，可以最大限度地發揮絲杠的潛能。所以設計中采用兩端固定的支承方式 9。 臨界壓縮負荷按下式計算： 211 m a x20crf E IF K F NL (3.7) 式中 E 材料的彈性模量 E 鋼 =2.1 1011(N/m2)； L0 最大受壓長度 (m)； K1 安全系數，取 K1=1/3； Fmax 最大軸向工作負荷 (N)； 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 13 頁 共 41 頁 f1 絲杠支承方式系數； (支承方式為雙推 雙推時，見下圖， f1=4，f2=4.730) I 絲杠最小截面慣性矩 (m4)： 4420( 1 . 2 )6 4 6 4 wI d d d (3.8) 式中 d0 絲杠公稱直徑 (mm)； dw 滾珠直徑 (mm)。 4 1 2 8 43 . 1 4 ( 3 2 1 . 2 3 . 9 6 9 ) 1 0 2 . 7 1 064Im 絲杠螺紋部分長度 1 8 0 1 1 2 4 0 3 3 2uL m m ，取 350uL mm支承跨距 1 400L mm， 絲杠全長 500L mm 由公式 (3.7) 2 1 1 8m a x264 3 . 1 4 2 . 1 1 0 2 . 7 1 0 1 4 2 2 5 5 4 . 3 2 0 1 34 2 0 1 0 3 N F N cr F可見crF遠大于maxF，臨界壓縮負荷滿足要求。 （ 2） 臨界轉速 222 2 22 m a x30 9910crccf f dEIn k nL A L (3.9) 式中 A 絲杠最小橫截面： 2 6 4 22 3 1 . 5 1 0 7 . 8 1 044A d m cL 臨界轉速計算長度： 1 1 2 5 0 0 3 5 01 8 0 4 0 3 5 1 . 5 0 . 422cLm 取 1 0 .4cL L m， 2k 安全系數，一般取 2 0.8k ； 材料的密度： 337 . 8 5 1 0 /k g m ； 2f 絲杠支承方式系數 ，查表得2 4.730f ， 2 m a x20 . 0 3 1 59 9 1 0 4 . 7 3 0 4 3 6 5 0 / m i n 1 5 0 0 / m i n0 . 4crn r n r 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 14 頁 共 41 頁 滿足要求。 （ 3） 絲杠拉壓振動與扭轉振動的固有頻率 絲杠系統的軸向拉壓系統剛度 Ke的計算公式： 兩端固定： 11 1 1 1 1 ( / )4e B c H SNmK K K K K (3.10) 式中 Ke 滾珠絲杠副的拉壓系統剛度 (N/ m)； KH 螺母座的剛度 (N/ m)； Kc 絲杠副內滾道的 接觸剛度 (N/ m)； KS 絲杠本身的拉壓剛度 (N/ m)； KB 軸承的接觸剛度 (N/ m)。 1) 絲杠副內滾道的接觸剛度可查滾珠絲杠副型號樣本。 2) 軸承的接觸剛度可查軸承型號樣本。 3) 螺母座的剛度可近似估算為 1000。 4) 絲杠本身的拉壓剛度： 對絲杠支承組合方式為兩端固定的方式： 61 0 /s A E lK N ma l a (3.11) 式中 A 絲杠最小橫截面， 222 ()4A d m m； E 材料的彈性 模量， E=2.1 1011(N/m2)； l 兩支承間距 (m)； a 螺母至軸向固定處的距離 (m)。 已知：軸承的接觸剛度 1 0 8 0 /BK N m，絲杠螺母的接觸剛度 7 1 6 . 7 /CK N m，絲杠的最小拉壓剛度m i n 5 4 5 . 2 /sK N m（見后面計算）。螺母座剛度 1 0 0 0 /HK N m。 1 1 1 1 14 1 0 8 0 7 1 6 . 7 1 0 0 0 4 5 4 5 . 2eK 3 2 4 /eK N m 絲杠系統軸向拉壓振動的固有頻率： /eB K ra d sm (3.12) 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 15 頁 共 41 頁 式中 m 絲杠末端的運動部件與工件的質量和 (N/ m)； Ke 絲杠系統的軸向拉壓系統剛度 (N/ m)。 顯然，絲杠的扭轉振動的固有頻率遠大于 1500r/min，能滿足要求。 （ 4） 絲杠扭轉剛度 絲杠的扭轉剛度按下式計算： 47 .8 4 mTdK L (3.13) 式中 md 絲杠平均直徑： L 絲杠長度 43 1 . 7 57 . 8 4 1 5 9 3 4 /500TK N m r扭轉振動的固有頻率 : ()3TTswzKJJJ (3.14) 式中 JW 運動部件質量換算到絲杠軸上的轉動慣量 (kg m2)； JZ 絲杠上傳動件的轉動慣量 (kg m2)； JS 絲 杠的轉動慣量 (kg m2)。 由文獻 7， 8得： 平移物體的轉動慣量為 2 4 22 0 0 0 0 . 0 1( ) 5 . 2 1 09 . 8 1 2J k g m 絲杠轉動慣量： 2 2 21 1 1()8 8 4s s s s sJ m d d d L 34421 3 . 1 4 7 . 8 5 1 0 0 . 5 0 . 0 3 2324 1 0 k g m 421 . 6 1 0zJ k g m 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 16 頁 共 41 頁 415934 4 4 2 7 . 1 / 4 2 2 9 7 / m i n4( 5 . 2 1 . 6 ) 1 03T r a d s r 顯然，絲杠的扭轉振動的固有頻率遠大于 1500r/min，可以滿足要求。 （ 5） 傳動精度計算 滾珠絲杠的拉壓剛度 24s dEK L(3.15) 導軌運動到兩極位置時，有最大和最小拉壓剛度，其中， L值分別為 300mm 和 100mm。 最大與最小機械傳動剛度： 25m a x0 . 0 3 1 5 2 . 1 1 0 1 6 3 5 . 7 /4 0 . 1sAEK N mL 25m i n0 . 0 3 0 5 2 . 1 1 0 1 0 2 . 5 /4 0 . 3sAEK N mL 最大和最小機械傳動剛度： m a x m i n11 2 4 0 . 6 5 /1 / 1 / 1 / 1 / 5 4 5 . 2 1 / 7 1 6 . 7 1 / 1 0 8 0o s C BK N mK K K m a x m a x11 3 4 1 /1 / 1 / 1 / 1 / 1 6 3 5 . 7 1 / 7 1 6 . 7 1 / 1 0 8 0o s C BK N mK K K 由于機械傳動裝置引起的定位誤差為 0 0 m i n 0 m a x11()k FmKK(3.16) 111 4 5 6 . 6 ( ) 1 . 7 82 4 0 . 6 5 3 4 1k m 對于 3 級滾珠絲杠，其任意 300mm 導程公差為 12m ，機床定位精度0 .0 2 4 / 3 0 0m m m m，所以， 2 4 1 / 5 4 . 8k m ，可以滿足由于傳動剛度變化所引起的定位誤差小于（ 1/3 1/5）機床定位精度的要求。再加上閉環反饋系統的補償，定位精度能進一步提高 10。 (1) 滾珠絲杠副的幾何參數： 滾絲杠副型號 ： CDM2005-2.5 ； 公稱直徑： mmd 200 ； 導程： mmPh 5； 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 17 頁 共 41 頁 鋼球直徑 ： mmDw 175.3； 絲杠外徑 ： mmd 5.19 ； 螺紋底徑 ： mmd 6.171 ；旋環列數 圈數 ： 15.2 ； 額定動載荷 8451:NCa； 額定靜載荷 ： 18325:0 NC a； 接觸剛度 ： 612:/ mNR 螺母安裝尺寸： 45D 703 D 564 D 11B 8.55D 106 D 6h 78L 281 L 4C 3A 6MM 3.4 齒輪傳動比計算 ： 已確定橫向進給脈沖當量 : 005.0P ，滾珠絲杠導程 ： mmL 50 ， 初選步進電機步距角 75.0 計算傳動比 ： 48.0575.0005.03603600 Libp 考慮到結構上的原因 ， 不能使齒輪直徑太大 ， 以免影響橫向溜板的有效行程 ， 所以 ， 可采用兩級 齒輪降速 ： 2520402454534321 ZZZZi因進給運動齒輪受力不大 ， 模數 m 取 2 。 3.5 步進電機的計算和選型： 3.5.1 等 效轉動慣量計算 ： 傳動系統折算到電機軸上的總的轉動慣量 2cmkgJ 可由下式計算： 20222112 LgGJJZZJJJSM其中 ： MJ 為步進電機轉子的轉動慣量 2cmkg ； 1J 為齒輪 1Z 的轉動慣量 2cmkg ； 2J 為齒輪 2Z 的轉動慣量 2cmkg ； SJ為滾珠絲杠的轉動慣量 2cmkg ； 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 18 頁 共 41 頁 參考同類型機床 ， 初選反應式步進電機 BF150 其轉子的轉動慣量為： 210 cmkg 。 24314131 62.224.61078.01078.0 cmkgLdJ 24324232 39.6281078.01078.0 cmkgLdJ 24334333 952.2915041078.01078.0 cmkgLdJ ； NG 600 代入上式： 20222112 LgGJJZZJJJSM 22127.3625.08.9600952.2939.6402462.210cmkg 考慮步進電機與傳動系統慣量匹配問題 ， 2 7 7.01 2 7.36/10/ JJ M基本滿足慣量匹配的要求。 3.5.2 電機力矩的計算機： 機床在不同的工況下 ， 其所需轉距不同 ， 下面分別按各階段計算 ： （ 1） 快速空載啟動力矩qM： 起在快速空載啟動階段 ， 加速力矩占的比例較大 ， 具體 計算公式如下： 0MMMM fa m a zq aaaaa tnJtnJJM 60102102602m a x2m a xm a xm i n/50036075.0005.01 2 0 0360m a xm a x rVn bPa 啟動加速時間： msta 30aaaaa tnJtnJJM 60102102602m a x2m a xm a xcmN 6.6 3 01003.060 5 0 021 2 7.36 2 陜西理工學院畢業論文（設計） 第 19 頁 共 41 頁 折算到電機軸上的摩擦力矩fM： cmNZZLGFFiLFM zf 8.4120258.025.060026 8 016.02212000附加摩擦力距0M： 212020000 9.0120258.025.01 1 5 531123112ZZLFiLFM m 228.59.0120258.025.01 1 5 531cmN 上述三項合計 cmNMMMMqfa 2.6878.51.486.6300m a x（ 2） 快速移動時所需力矩 KM ： cmNMMM fK 6.478.58.410 （ 3） 最大切削負載時所需力矩QM： iLFMMMMMM XffQ 2 000 cmN 9.1 3 220258.025.01 0 7 28.58.41 從上面計算可以看出， Mq 、 KM 和QM三種工況下 ， 以快速空載啟動力矩最大 ， 所以 ， 以此項作為初選步進電機的依據 。 查資料 ， 當步進電機為五項十拍時 ， 951.0/m a x jq MM； 最大靜力矩 ：cmNM j 1.7 1 39 5 1.0/2.6 8 7m a x 按此最大靜力矩 ， 001130 BF 型反應式步進電動機的最大靜轉矩為 ： mN31.9 大于陜西理工學院畢業論文（設計） 第 20 頁 共 4