1、計算機數字控制系統（Computer Numerical Control 簡稱為CNC系統）。一個完整的現代化數字控制機床由數控裝置，可編程控制器，電源模塊，伺服模塊，伺服電機，反饋系統，機床控制面板，人機通訊單元，手持單元，液壓系統，潤滑系統，冷卻系統，機床本體，滾珠絲杠，自動換刀系統，等等組成。 數控機床的生產率高，設備柔性好，使工人的勞動強度大為減輕，具有較高的經濟效益，能加工普通機床所不能加工的復雜形面。由于數控機床的優越性，在國際競爭日益激烈、產品品種變化頻繁的形勢下，各國都致力與開發生產各種數控機床，其中將普通機床改造為經濟型數控機床，簡單方便，易于實現，使系統的性能價格比大為提高

2、。本次的設計題目是將C6140普通車床改造成為MCS-51系列單片機控制的經濟數控車床。由于是初次設計，所以經驗有限，在設計過程中難免會出現不足之處，還請各位老師，同學們多多指導，幫助。設計項目設計過程及說明主要結果一、脈沖當量的選擇脈沖當量由設計任務書可知：縱向：0.01mm/脈沖橫向：0.005mm/脈沖縱向：0.01mm/脈沖橫向：0.005mm/脈沖二、切削力計算1、設計任務書給出床面上最大加工直徑為：DMAX=400mm2、用經驗公式計算下圖縱車外圓時的各切削分力：主切削力：FZ =0.67* DMAX1.5=0.67*4001.5=5360N縱車外圓時的主切削力：FZ =5360N

3、設計項目設計過程及說明主要結果二、切削力計算再按以下比例可求出分離力FX和FYFX:FY:FZ=1:0.25:0.4走刀方向的切削力:FX =0.25*FZ=0.25*5360=1340N垂直走刀方向的切削力:FY =0.4*FZ=0.4*5360=2144N3、用經驗公式計算如下所示橫車端面時的各切削分力： 主切削力FZ(N)可取縱切的一半如下：FZ=FZ/2=5360/2=2680繼續用經驗工式粗略計算：FZ:FY:FX=1:0.25:0.4 走刀抗力為： FY=2680*0.25=670吃刀抗力為： FX=2680*0.4=1072縱車外圓時的切削分力：FX = 1340NFY =214

4、4N橫車端面時的切削分力：FY=670FX=1072設計項目設計過程及說明主要結果一、縱向進給率引力計算。作用在滾珠絲杠上的進給率引力主要包括切削時的走刀當力以及移動中的重量和切削分力作用在導軌上的摩擦力，由于 C6140縱向是綜合導軌，為了提高機床低速運動的平穩性，將其縱向改造為貼塑綜合導軌。選用公式：Fm=K.Fx+f (Fz+G)上式中Fx ,Fz 切削力（N）；G移動部件的重量（N）；f 導軌上的摩擦系數，K考慮顛復力矩影響的實驗系數。由于改造后的機床縱向采用貼塑綜合導軌故選取: K=1.15 f =0.04縱向進給率引力：Fm=K*Fx+f (Fz+G)=1.15*1340+0.04

5、*(5360+1500)= 1815.4N縱向進給率引力：Fm=1815.4N設計項目設計過程及說明主要結果二、橫向進給率引力計算。作用在滾珠絲杠上的進給率引力主要包括切削時的走刀當力以及移動中的重量和切削分力作用在導軌上的摩擦力，由于C6140是橫向是燕尾導軌，為了提高機床低速運動的平穩性，將其改造為貼塑燕尾導軌。選用公式：Fm=1.4*Fy+f (Fz+2Fx+G)上式中Fx,Fz, Fy切削力（N）；G移動部件的重量G=850N；f 導軌上的摩擦系數;由于改造后的機床橫向采用貼塑燕尾導軌故選取: f =0.04橫向進給率引力：Fm=1.4*Fy+f (Fz+2Fx+G)=1.4*670+

6、0.04*(2680+2*1072+850) 1165N橫向進給率引力：Fm 1165N設計項目設計過程及說明主要結果三、計算最大動負載。選用滾珠絲杠副的直徑d0時，必須保證在一定軸向負載作用下，絲杠在回轉100萬轉（106轉）后，在它的滾珠上不產生點蝕現象。這個軸向負載的最大值（即稱為滾珠絲杠能承受的最大動負載C），可用下式計算： C=fFm L=60*n*T/106 n=1000*vs/L0L0滾珠絲杠導程，縱向初選L0=6mm, 橫向初選L0=5mm;vs最大切削力下的進給速度，可取最高進給速度的（1/21/3），此處 vs縱=0.5m/min*0.5, vs橫=0.2m/min*0.5

7、;T使用壽命，按15000h;f運轉系數，按一般運轉取f=1.21.5，這里選取為f=1.2;L壽命，以106轉為1單位。滾珠絲杠導程，初選為：縱向: L0=6mm;橫向: L0=5mm;設計項目設計過程及說明主要結果三、計算絲杠的最大動負載?？v向絲杠的最大動載荷C縱：n縱 =1000vs縱/L0=1000*0.5*0.5/6=41.67r/minL縱 =60*n縱*T/106=60*41.67*15000/106 = 37.503C縱 = 縱fFm=*1.2*1815.47292N橫向絲杠的最大動載荷C橫：n橫 =1000vs橫/L0=1000*0.2*0.5/5=20r/minL橫 =60

8、*n橫*T/106=60*20*15000/106 =18C橫 =橫 fFm=*1.2*1165 3664N縱向絲杠的最大動載荷C縱：C縱 = 縱fFm=7292N橫向絲杠的最大動載荷C橫：C橫 =橫 fFm3664N 設計項目設計過程及說明主要結果四、滾珠絲杠螺母副的選型。查附錄A表3后：縱向：可采用W1L4006外循環螺紋調整預緊的雙螺母滾珠絲杠副，1列2.5圈，其額定動負載為16400N，精度等級按表4-15 選為3級。橫向：可采用W1L2005外循環螺紋調整預緊的雙螺母滾珠絲杠副，1列2.5圈，其額定動負載為8800N，精度等級按表4-15 選為3級?？v向：W1L4006橫向： W1L

9、2005五、傳動效率的計算。傳動效率計算工式如下：h=tgg/tg(g+j)上式中：g螺旋升角，縱向：W1L4006 g=2。44 橫向：W1L2005 g=4。33j摩擦角取10滾動摩擦系數0.0030.004縱向：h=tgg/tg(g+j)=tg2。44/tg(2。44+10)0.94橫向：h=tgg/tg(g+j)=tg4。33/tg(4。33+10)0.96傳動效率計算結果如下：縱向：h0.94橫向：h0.96六、滾珠絲杠縱向W1L4006和橫向W1L2005的幾何參數如下所示：名 稱符號計算公式W1L4006W1L2005螺紋滾道公稱直徑d040mm20mm導 程L06mm5mm接

10、觸角20444033鋼球徑(mm)dq3.9693.175滾道法面半徑RR=0.52dq2.0641.651偏 心 距e0.0560.045螺紋升角=arctg(L0/3.14/d0)20444033螺桿螺桿外徑dd=d0-(0.20.25)dp3919.4螺桿內徑d1d1=d0+2e-2R35.98416.788螺桿觸直徑dzdz=d0-dqCos36.035516.835螺母螺母螺紋直徑DD=d0-2e+2R44.01623.212螺母內徑D1D1=d0+(0.20.25)dp40.793820.635設計項目設計過程及說明主要結果七、縱向絲杠剛度驗算?？v向進給滾珠絲杠支承方式如下所示：最

11、大牽引力Fm=1815.4N。支承間距為L=1500mm絲杠螺母及軸承均進行預緊，預緊力為最大軸向負荷的1/3?？v向絲杠的拉伸或壓縮變形量d1按下式計算： d1=L/L0*L在上式中L滾珠絲杠在支承間的受力長度，L=1500（mm）;在上式中L在工作負載作用下引起每一導程的變化量，(mm) L可用下式計算：L=±Fm *L0/(E*F)Fm 工作負載，即進給率引力，Fm=1815.4N；L0滾珠絲杠的導程，L0=6mm；E材料彈性模數，對鋼E=20.6*104N/mm2;F滾珠絲杠截面積，按內徑確定為: F=1016.97mm2;設計項目設計過程及說明主要結果七、縱向絲杠剛度驗算。L

12、=±Fm *L0/(E*F)=1815.4*6/(20.6*104*1016.97) =0.000052mmd1 =L/L0*L =0.000052/6*1500 =0.013mm由于兩端均采用了向心推力球軸承,且絲杠雙進行了預拉伸,故其拉壓剛度可以提高四倍,其實際變形量為: d1 =d1/4=0.013/4=0.00325mm滾珠與螺紋滾道間接觸變形d2經查圖4-7,W系列1列2.5 圈滾珠各螺紋滾道接觸變形量dQ: dQ=4.5m因為進行了預緊故:d2=dQ/2=4.5/2=2.25m=0.00225mm支承滾珠絲杠的軸向接觸變形d3采用8107型推力球軸承,d1=35mm,滾動

13、體直徑dQ=6.35mm,滾動體數量Z=18; 注意:式中Fm單位為Kgf;拉伸或壓縮變形量為: d1=0.00325mm滾珠與螺紋滾道間接觸變形量為:d2=0.00225mm設計項目設計過程及說明主要結果七、縱向絲杠剛度驗算。dC =0.0024*(Fm2/dQ/Z2)1/3=0.0024*(181.542/6.35/182)1/30.0061mm因為施加了預緊力,故: d3 =dC /2=0.0061/2=0.00305mm根據以上計算總的變形量: d=d1+d2+d3=0.00325+0.00225+0.00305=0.00855mm<定位精度±0.015mm支承滾珠絲杠

14、的軸向接觸變形d3:d3=0.00305mm結論:總的變形量<定位精度,故滿足機床使用要求。八、縱向絲杠穩定性校核。滾動絲杠兩端采用了推力軸承,不會產生失穩現象不需要穩定性校核。結論:穩定性好。設計項目設計過程及說明主要結果九、橫向絲杠剛度驗算。橫向進給滾珠絲杠支承方式如下所示：最大牽引力Fm= 1165N,D0=20mm;支承間距為L=450mm;絲杠螺母及軸承均進行預緊，預緊力為最大軸向負荷的1/3。計算如下:橫向絲杠的拉伸或壓縮變形量d1(mm)：查表4-6,根據Fm= 1165N,D0=20mm,查出dL/L=3*10-5 ,可算出d1 =dL/L *L=3*10-5*450=0

15、.0135mm由于兩端均采用了向心推力球軸承,且絲杠雙進行了預拉伸,故其拉壓剛度可以提高四倍,其實際變形量為: d1 =d1/4=0.0135/4 0.0034mm拉伸或壓縮變形量為: d1=0.0034mm設計項目設計過程及說明主要結果九、橫向絲杠剛度驗算。滾珠與螺紋滾道間接觸變形d2經查圖4-7,W系列1列2.5 圈滾珠各螺紋滾道接觸變形量dQ: dQ=6m因為進行了預緊故:d2=dQ/2=6/2=3m=0.003mm支承滾珠絲杠的軸向接觸變形d3采用8102型推力球軸承,d=15mm,滾動體直徑dQ=4.763mm,滾動體數量Z=12; 注意:式中Fm單位為Kgf;dC =0.0024*

16、(Fm2/dQ/Z2)1/3=0.0024*(116.52/4.763/122)1/30.0065mm因為施加了預緊力,故: d3 =dC /2=0.0065/20.0033mm根據以上計算總的變形量: d=d1+d2+d3=0.0034+0.003+0.0033=0.0097mm<定位精度±0.015mm滾珠與螺紋滾道間接觸變形量為:d2=0.003mm支承滾珠絲杠的軸向接觸變形d3:d3=0.0033mm結論:總的變形量<定位精度,故滿足機床使用要求。設計項目設計過程及說明主要結果十、橫向絲杠穩定性校核。計算臨界負載FK(N)FK=fz*2*E*I/L2式中E材料彈性

17、模量,鋼: E=20.6*106N/cm2;I截面慣性矩(cm4)絲杠:I=/64*d14,d1為絲杠內徑; L絲杠兩支承端距離(cm); fz絲杠支承方式系數,從表4-13中查出,一端固定,一端簡支fz =2.00I=/64*d14=/64*1.67884= 0.3899 cm4;FK=fz*2*E*I/L2=2.00 *2*20.6*106* 0.3899 /452= 78293.4Nnk=Fk/Fm= 78293.4/ 1165= 67.2>> nk (一般 nk=2.54)經計算此滾珠絲杠不會產生失穩。nk= 67.2>> nk結論:穩定性好。設計項目設計過程及

18、說明主要結果一、縱向齒輪傳動比計算。已確定縱向進給脈沖當量p=0.01mm/脈沖，滾珠絲杠導程omm，初選步進電機步距角b=0.75o。可計算出傳動比i:i =360o*p/o/b=360o*0.01/0.75o/6=0.8 可選齒輪齒數為：i =Z1/Z2=32/40或20/25即：取Z132, Z240 或Z120, Z225初選步進電機步距角為： b=0.75o二、橫向齒輪傳動比計算。已確定橫向進給脈沖當量p=0.005mm/脈沖，滾珠絲杠導程o5mm，?？捎嬎愠鰝鲃颖萯:i =360o*p/o/b=360o*0.005/0.75o/5=0.48 考慮到結構上的原因，不使大齒輪直徑太大，

19、以免影響到橫向溜板的有效行程，故此處采用雙級齒輪降速：i =(Z1/Z2)* ( Z3/Z4)=(3/5)*(4/5)=(24/40)*(20/25)即：取Z124, Z240 ,Z320, Z425初選步進電機步距角為： b=0.75o因進給運動齒輪受力不大，模數m取。有關幾何參數如下表所示：齒數324024402025分度圓d=mz648048804050齒頂圓da=d+2m688452844454齒根圓df=d-2*1.25m597543753545齒寬(610)m202020202020中心距A=(d1+d2)/2726445設計項目設計過程及說明主要結果一、縱向步進電機計算。一、等效

20、傳動慣量計算。計算簡圖如下所示：傳動系統折算到電機軸上的總的轉動慣量J(Kg.cm2)可由下式計算:J=JM+J1+(Z1/Z2)2(J2+JS)+G/g(L0/(2)2在上公式中： JM步進電機轉子轉動慣量（kg·cm2）。 J1、J2齒輪Z1、Z2的轉動慣量（kg·cm2） JS滾珠絲杠轉動慣量（kg·cm2）參考同類型機床，初選反應式步進電機150BF，其轉子轉慣量JM=10 kg·cm2。J1=0.78*10-3*D14*L1=0.78*10-3*6.44*2=2.62 kg.cm2J2=0.78*10-3*D24*L2=0.78*10-3*84

21、*2 =6.39kg.cm2Js=0.78*10-3*44*150=29.952kg.cm2初選反應式步進電機：150 BF設計項目設計過程及說明主要結果一、縱向步進電機計算。G=1500N代入上式：J=JM+J1+(Z1/Z2)2(J2+JS)+G/g(L0/(2) )2=10+2.62+(32/40)2(6.39+29.952)+1500/9.8(0.6/(2)2=36.77 kg.cm2考慮步進電機與傳動系統慣量匹配問題： JM/ J=10/36.77=0.272基本滿足慣量匹配要求。二、電機的力矩計算機床在不同的工況下，其所需轉矩不同，下面分別按各階段計算：快速空載起動力矩M起在快速空

22、載起動階段，加速力矩占的比例較大，具體計算公式如下：M起=Mamax +Mf +MoMamax= J*= J*10-2*nmax/ (0.6/(2)*ta)= J*nmax*2*10-2/ (60*ta)傳動系統折算到電機軸上的總的轉動慣量J=36.77 kg.cm2JM/ J=0.272基本滿足慣量匹配要求。設計項目設計過程及說明主要結果一、縱向步進電機計算。nmax=(Vmax/p )* (b/360o)將前面數據代入，式中各符號意義同前。 nmax=(Vmax/p )* (b/360o) =(2000/0.01)*(0.75 o /360 o) = 416.7 rpm起動加速時間：ta=

23、25ms=0.025sMamax = J*nmax*2*10-2/ (60*ta) =36.77*416.7*2*10-2/ (60*0.025) =641.8 N.cm折算到電機軸上的摩擦力矩Mf:Mf =FoLo/(2i)=f (Fz+G)*Lo/(2Z2/Z1) =0.04*(5360+1500)*0.6/(2*0.8*1.25) =26.2 N.cm附加摩擦力矩Mo:Mo =FpoLo/(2i)*(1-o2) =Fm/3*Lo/(2Z2/Z1)* (1-o2) =1815.4/3*0.6/(2*0.8*1.25)(1-0.92) =11 N.cm上述三項合計：M起=Mamax +Mf

24、+Mo=641.8+26.2+11 =679 N.cm快速空載起動力矩M起：M起=679 N.cm設計項目設計過程及說明主要結果一、縱向步進電機計算?？焖僖苿訒r所需力矩M快。 M快= Mf+Mo=26.2+11=37.2 N.cm最在切削負載時所需力矩M切： M切 = Mf +Mo+Mt= Mf +Mo+FxLo/(2i) =26.2+11+1340*0.6/(2*0.8*1.25) =165.2 N.cm從上面的計算可以看出，M起、M快和M切三種工況上，以快速空載起動所需力矩最大，經此項作為初選步進電機的依據。從表4-22查出,當步進電機為五相十拍時=M起/ Mjmax =0.951。最大靜

25、力矩Mjmax =M起/=679/0.951714N.cm。按此最大靜力矩從表4-23查出，150BF002型最大靜轉矩為1372N.cm。大于所需最大靜轉矩，可作為初選型號，但還必須進一步考核步進電機起動頻率特性和運行頻率特性。三、計算步進電機空載起動頻率f起和切削時的工作頻率f切?？焖僖苿訒r所需力矩M快：M快=37.2 N.cm最在切削負載時所需力矩M切：M切 =165.2 N.cm設計項目設計過程及說明主要結果一、縱向步進電機計算。f起 =1000Vmax/60/p=1000*2.0/60/0.01=3333.3Hz f切=1000Vs/60/p=1000*0.5/60/0.01=833

26、.3 Hz從表4-23中查出150 BF 002型步進電機允許的最高空載起動頻率為2800Hz運行頻率為8000Hz ，再從圖4-17，圖4-18查出150 BF 002型步進電機起動矩頻特性曲線和運行矩頻特性曲線（附第28頁）。由圖可以看出，當步進電機起動時，f起 =2500Hz時，M=100N.cm，遠遠不能滿足此機床所要求的空載起動力矩(679N.cm)直接使用則會產生失步現象，所以必須采取升降速控制（用軟件實現），將起動頻率降到 1000Hz時。起動力矩可增高到588.4N.cm ，然后在電路上再采用高低壓驅動電路，還可將步進電機輸出力矩擴大一倍左右。當快速運動和切削進給時，150BF

27、002型步進電機運行矩頻特性完全可以滿足要求?？蛰d起動頻率:f起 =3333.3Hz切削時的工作頻率:f切=833.3 Hz150BF002型步進電機起動矩頻特性曲線如下所示：150BF002型步進電機運行矩頻特性曲線如下所示：設計項目設計過程及說明主要結果二、橫向步進電機計算。一、等效傳動慣量計算。計算簡圖如下所示：傳動系統折算到電機軸上的總的轉動慣量J(Kg.cm2)可由下式計算:J=JM+J1+(Z1/Z2)2 J2+J3+(Z3/Z4)2 (J4+JS)+G/g(L0/(2)2在上公式中： JM步進電機轉子轉動慣量（kg·cm2）。 J1、J2、J3、J4齒輪Z1、Z2、Z3

28、、Z4的轉動慣量（kg·cm2） JS滾珠絲杠轉動慣量（kg·cm2）參考同類型機床，初選反應式步進電機110BF，其轉子轉慣量JM=4.7kg·cm2。J1=0.78*10-3*D14*L1=0.78*10-3*4.84*2=0.828 kg.cm2初選反應式步進電機：110 BF設計項目設計過程及說明主要結果二、橫向步進電機計算。J2=0.78*10-3*D24*L2=0.78*10-3*84*2 =6.39kg.cm2J3=0.78*10-3*D34*L3=0.78*10-3*44*2 =0.399kg.cm2J4=0.78*10-3*D44*L4=0.78

29、*10-3*54*2 =0.975kg.cm2Js=0.78*10-3*24*45=0.561kg.cm2G=850N代入上式：J=JM+J1+(Z1/Z2)2 J2+J3+(Z3/Z4)2 *(J4+JS)+G/g(L0/(2)2 =4.7+0.828+(24/40) 2 6.39+0.399+ (20/25)2 (0.975+0.561)+850/9.8*(0.5/(2)2=8.45kg.cm2考慮步進電機與傳動系統慣量匹配問題： JM/ J=4.7/8.4=0.56滿足慣量匹配要求。傳動系統折算到電機軸上的總的轉動慣量:J=8.45 kg.cm2JM/ J=0.56滿足慣量匹配要求。設計

30、項目設計過程及說明主要結果二、橫向步進電機計算。二、電機的力矩計算機床在不同的工況下，其所需轉矩不同，下面分別按各階段計算：快速空載起動力矩M起在快速空載起動階段，加速力矩占的比例較大，具體計算公式如下：M起=Mamax +Mf +MoMamax = J*= J*10-2*nmax/ (0.6/(2)*ta)= J*nmax*2*10-2/ (60*ta)nmax=(Vmax/p )* (b/360o)將前面數據代入，式中各符號意義同前。 nmax=(Vmax/p )* (b/360o) =(1300/0.005)*(0.75 o /360 o) = 541.7 rpm起動加速時間：ta=25ms=0.025sMamax = J*nmax*2*10-2/ (60*ta) =8.4*541.7*2*10-2/ (60*0.025) = 190.6 N.cm設計項目設計過程及說明主要結果二、橫向步進電機計算。折算到電機軸上的摩擦力矩Mf:Mf =FoLo/(2i)=f (Fz+G)*Lo/(2(Z2/Z1* Z4/Z3) ) =0.04*(2680+850)*0.5/(2*0.8*2.1) =6.69 N.cm附加摩擦力矩Mo:Mo =FpoLo/(2i)*(1-o2) =Fm/3