深孔内圆磨床（精选6篇）
深孔内圆磨床 篇1
0引言
深孔内圆磨床主轴系统的动态特性是磨床整机动态性能的重要组成部分,主轴端点的频响函数是主轴系统动态特性的直接反映,对磨床的磨削稳定性、极限磨削速度、加工精度、可靠性和寿命等有显著影响[1,2]。深孔内圆磨床主轴由于长径比大、支撑刚性差等原因,其端点的动态性能往往低于其他类型磨床并容易产生磨削颤振。因此在深孔内圆磨床主轴系统的设计阶段,准确、快速地预测其端点的频响函数,对于主轴结构及其参数的优化设计具有重要意义。
目前,有限元法是预测磨床主轴端点频响函数的主要方法。文献[3]运用ANSYS对超高速磨床主轴系统进行了建模和动力学分析,对其固有频率、振型和临界转速进行了预测;文献[4]考虑轴承刚度参数和螺栓联结结合面参数,建立了某高速外圆磨床电主轴系统的有限元模型,通过理论模态分析了主轴系统的固有频率 和模态振型,并通过实验模态测试验证了有限元分析结果的正确性;文献[5]在ANSYS中建立了某轧辊数控磨床主轴系统的有限元模型,通过模态分析和谐响应分析得到了主轴系统的频响函数。以上研究使用有限元法预测磨床主轴系统的 频响函数时,有限元法建模过程复杂、计算效率低,且模型一旦建立则不便在其结构参数的优化 中动态修改,故难以用 于深孔内 圆磨床主 轴系统的 结构优化。
响应耦合子 结构分析 (receptance coupling substructure analysis,RCSA)是铣刀刀尖点频响函数预测的最有效方法,它将铣床主轴系统划分为若干子结构(各子结构的频响函数矩阵可通过梁模型简化理论计算、有限元模型计算或实验模态测试等方法获得),再通过响应耦合各子结构频响函数矩阵预测出刀尖点的频响函数[6,7,8]。由于该方法预测精度高、计算简单,国内外学者对其进行了大量研 究[9,10,11]。深孔内圆 磨床主轴 长径比大,其几何结构和铣床主轴-刀柄-铣刀系统类似, 都可视为多 段梁结构 耦合而成,因此可基 于RCSA预测其端点的频响函数。本文据此提出了基于RCSA的深孔内圆磨床主轴端点频响函数预测新方法,以某深孔内圆磨床为研究对象,基于本文方法和有限元法分别对其主轴端点的频响函数进行预测和实验测试,得到了预期的结果。
1深孔内圆磨床主轴端点频响函数预测原理
1.1主轴系统各子结构自由状态下的响应耦合分析
深孔内圆磨床主轴系统的典型结构如图1所示,细长的主轴安装在壳体中,主轴左端、右端分别由一组面对面安装的角接触轴承支撑。砂轮安装在主轴的左端点O1(O1为砂轮安装点,O2为皮带轮安装点)处,主轴在该点的频响函数反映了整个主轴系统的动态特性,与机床的磨削精度、速度和稳定性直接关联,本文研究此端点处频响函数的预测方法。
图1中,深孔内圆磨床主轴由多段均匀圆柱梁和两段梯形圆柱梁结构组成,可将其按照圆柱梁的段数划 分为相同 数目的子 结构,即子结构A ~ 子结构K,如图2所示。
圆柱梁子结构的频响函数矩阵直接由梁模型计算得到。为了计算梯形圆柱梁子结构的频响函数矩阵,可根据等质量法将其简化为等直径圆柱梁。图2中,假设梯形圆柱梁B两端圆截面的直径分别为d1和d2,则其等效的等直径圆柱梁直径为
通过这种简化后,主轴的每个子结构均为等直径圆柱梁。 下面以图2中两圆柱梁A和B为例,说明主轴系统子结构之间的耦合过程。
如图3所示,子结构A和子结构B响应耦合构成子结构A?B。考虑平动和转动两个自由度, 子结构A的频响函数矩阵表示为
式中,Hij、Lij、Nij和Pij分别为位移/力、位移/力矩、转角/力以及转角/力矩的频响函数,i,j=A1,A2;xi、θi分别为子结构A在i点的位移和转角响应;fj、mj分别为施加在子结构A在j点的作用力和作用力矩。
子结构A的频响函数矩阵Aij(i=j时为原点频响函数,i≠j时为跨点 频响函数)可统一表 示为
式(3)中,每个子矩阵Aij包含对应点的频响函数,例如梁A的A1点频响函数矩阵为
同理,子结构B的频响函数矩阵可表示为
对于由子结构A和B刚性耦合而成的子结构A?B,设其频响函数矩阵为
则子结构A?B的频响函数矩阵与子结构A、B的频响函数矩阵之间的关系为[12]
C21 =B21(A22+B11)-1A21(9) C22 =B22 -B21(A22+B11)-1B12(10)
由式(7)~式(10)可知,耦合后子结构的频响函数矩阵可通过各子结构频响函数矩阵的数学运算得到。将图2中的子结构A~子结构K按顺序刚性耦合,即子结构A与子结构B耦合构成的结构AB,再与子结构C耦合,构成ABC,…,直至耦合到子结构K,可得到主轴在自由状态下其端点的频响函数。
1.2主轴系统各子结构频响函数计算
子结构A~子结构K在自由状态下各自的频响函数矩阵可通过EB梁模型或Timoshenko梁模型计算得到[13?14]。EB梁模型计算简单、可靠,适用于细长梁的频响函数计算,但文献[15? 16]的研究表明:EB梁模型假设梁只产生弯曲变形,忽略了转动惯量和剪切变形,当梁的长径比较小时,EB梁的计算 频响函数 误差较大。 Timoshenko梁模型考虑横向剪切变形的影响, 对于长径比较小的梁,Timoshenko梁的计算频响函数具有较高的计算精度。尽管深孔内圆磨床主轴的整体结构长径比较大,但划分子结构后各子结构长径比较小,因此本文基于Timoshenko梁模型计算主轴各子结构的频响函数[17]。 两端自由的Timoshenko梁的特征方程为
式中,ρ、E、G分别为梁材料 的密度、弹性模量 和剪切模 量;A、I、L分别为梁的截面积、截面惯性矩和长度;k′为梁的剪切系数,k′ = 6(1+υ)/(7+6υ);υ 为梁材料 的泊松比。
根据特征方程(式(11)),可以获得梁的r阶弹性模态以及相应模态的量纲一频率参数αr、βr, 并由此确定梁的平动振型函数:
同理可得梁的转动振型函数:
根据振型函数的正交性可得
令r=s=1,2,…,n,可求出常数Ar。
子结构具有自由边界条件,存在平动刚体模态Φt0(x)和转动刚体模态Φr0(x):
以圆柱梁的左截面中心为坐标原点,梁轴线方向为x轴,建立图4所示的坐标系。
图4中,两端自由的Timoshenko梁模型的频响函数为
式中,γ为阻尼因子;ω为角频率;Φr(x)为Φr(x)对x的一阶导函数。
将式(19)、式(24)和式(25)代入式(26)~ 式(29),j=k=1,可得图4中端点1的原点频响函数:
同理,当j=1,k=2时,可得端点1的跨点频响函数;当j=k=2时,可得端点2的原点频响函数;当j=2,k=1时可得端点2的跨点频响函数。
1.3主轴在轴承支撑下各子结构频响函数矩阵的耦合
以上通过RCSA得到深孔内圆磨床主轴自由状态下其端点的频响函数。实际的磨床主轴由前后4个轴承支撑(如图1所示),并且轴承的支撑刚度对主轴端点的频响函数有较大的影响,因此必须考虑轴承的支撑约束,建立轴承支撑下的主轴端点的频响函数。
本文考虑轴承的刚度和阻尼对主轴系统动态特性的影响,使用结构修改法[18]建立轴承支撑下的主轴端点频响函数预测模型。将轴承对主轴的支撑简化为若干个平动和转动弹簧-阻尼单元, 根据结构修改法对主轴阶梯梁重新进行子结构划分,如图5所示,图中,U为转动弹簧 -阻尼单元, V为平动弹簧 -阻尼单元。
图6所示为图5中子结构A~D耦合成子结构R后,再引入轴承约束U、V,通过修改子结构R的频响函数矩阵确定新的子结构R′ 频响函数矩阵的原理。
图6中,假设子结构R的质量矩阵、刚度矩阵及阻尼矩阵分别为M、K和C,在简谐力F的作用下子结构R的位移和转角响应为
子结构R的频响函数矩阵可以表示为
假设子结构R′ 的频响函数矩阵为
式中,ΔM、ΔK、ΔC分别为子结构R的质量、刚度和阻尼的变化量。
式(35)、式(36)两边求逆得
式中,D为动态结构修改矩阵。
式(37)的两边左乘α、右乘ξ可得
由式(39)解得修改后的频响函数矩阵:
式中,ky、kθ、cy、cθ分别为轴承的径向刚度、转动刚度、径向阻尼和转动阻尼的动态结构修改参数。
根据式(7)~式(10),依次将子结构A~D偶合成子结构R,将子结构R的频响函数矩阵记为
修改频响函数 矩阵P中的元素 排列顺序 为[18]
则子结构R′ 的频响函数矩阵为
式中,I为单位矩阵。
对图5所示的磨床主轴系统,首先对主轴进行子结构划分,按照式(26)~式(29)确定各子结构的频响函数矩阵;根据式(7)~式(10)将各子结构顺序刚性耦合,耦合过程中,遇到轴承支撑时,把对应轴承参数Ky和Kθ代入式(41),将式 (41)、子结构R频响函数矩阵元素重排后的新矩阵(式(44))及单位矩阵I代入式(45),可得到轴承约束下的耦合子结构频响函数矩阵,然后按照同样方法,继续根据式(7)~式(10)与其余各子结构顺序刚性耦合,最后得到整个主轴端点的频响函数矩阵,确定主轴砂轮安装点的位移/力频响函数H11。
2主轴端点频响函数预测实例
2.1本文方法预测
以图7所示的某深孔内圆磨床为研究对象, 应用本文 方法对其 主轴端点 的频响函 数进行预测。
首先对该磨床主轴进行子结构划分,根据主轴系统的结构特征划分成子结构A~子结构L, 如图5所示。子结构B和子结构K是梯形圆柱梁,其梯度比较小,分别为0.1°和0.144°,可以根据式(1)将其简化为等直径圆柱梁,简化后各子结构的几何尺寸如表1所示。
主轴的材料为钢,其密度ρ=7800kg/m3,弹性模量E =200GPa,泊松比υ=0.3,阻尼因子 γ=0.003。 主轴固定端支撑轴承的径向刚度为880MN/m,浮动端支撑轴承的径向刚度为520 MN/m,角接触轴承具有自动调节功能,其转动刚度和阻尼均为0。
根据本文方法得到磨床主轴砂轮安装点的频响函数矩阵,其中位移/力频响函数的实部和虚部如图8所示。
2.2有限元法预测
2.2.1主轴系统有限元模型的建立
为了与本文方法预测结果进行对比,使用有限元法对磨床主轴左端点处的频响函 数进行预测。在SolidWorks软件中建立主轴系统的实体模型,导入HyperMesh软件中建立主轴系统 的有限元模型。
(1)实体模型简化。为了使有限元网格划分生成的单元形状合理,提高计算分析的精度和效率,在建立有限元模型前,对实体模型作以下简化:对模型中的倒角、倒圆均作直线化处理;忽略主轴两端的联结螺纹,以等直径圆柱梁代替;忽略有限元计算 结果影响 小的壳体、套筒、端盖等零件。
(2)网格化分。整个模型的单元类型均选择ANSYS中的Solid 95实体单元(20节点六面体单元,具有较高的计算精度)。在HyperMesh软件中通过体分割进行网格划分,共划分约35.5万个Solid 95单元。
(3)轴承结合部建模。轴承结合部的刚度是影响主轴系统有限元计算结果正确性的关键因 素。 采用ANSYS软件提供 的自定义MATRIX27刚度单元,忽略轴承阻尼对固有频率的微小影响,根据轴承刚度模拟结合部的接触特性。将轴承内圈固定在主轴上,使用MPC184单元将轴承内外圈分别刚性耦合到2个独立的节点上,再使用2个刚度单元将2个节点在轴向、径向分别联结,建立的轴承结合部模型如图9所示,主轴系统轴承的固定端径向刚度为880MN/m,浮动端径向刚度为520MN/m。
(4)边界条件。根据主轴系统的实际约束情况,对所有轴承外圈表面的节点施加了全约束。
2.2.2主轴系统理论模态分析
考虑材料 阻尼因子,在ANSYS中使用QR Damped法进行模态求解,获得主轴系统前6阶模态振型 和固有频 率,分别如图10和表2所示。
由图10可知,主轴系统第1阶模态振型为1阶弯曲振动,第2阶模态振型为扭转振动,第3阶模态振型为2阶弯曲振动,第4阶模态振型为3阶弯曲振动,第5阶模态振型为主轴右端弯曲振动,第6阶模态振型为4阶弯曲振动。
2.2.3主轴系统谐响应分析
为了获得主轴端点的频响函数,对主轴系统进行谐响应 分析。在主轴端 点沿Z向 (竖直向下)施加作用力Fz=1N,在ANSYS中使用Modal superposition法进行谐 响应分析,并提取主 轴端点Z方向的位移Dz,经过计算得到主轴端点的频响函数曲线,如图11所示。
3实验研究
3.1实验模态测试
为了验证本文方法和有限元法预测结果的正确性,使用锤击法对磨床主轴砂轮安装点进行模态测试,获得其实测频响函数。实验中使用Kistler 9724A型激振力锤对主轴砂轮安装点施加激励力,使用BK4525B型三向加速度传感器拾取主轴端点振动信号,通过搭载NI-9234动态信号采集模块的NI cDAQ-9172数据采集系统对激励力以及主轴端点的加速度信号进行同步采集,使用ModalVIEW模态分析软件进行模态分 析,模态测试原理如图12所示。
在ModalVIEW软件中通过最小二乘复频率法对实测加速度频响函数进行曲线拟合和模态参数识别。为了便于与前述预测频响函数进行对比,根据HD(ω)=-HA(ωw)/ω2将实验模态测试得到的加速度频响函数转换为位移频响函数, 其中,HA(ω)、HD(ω)分别为磨床主轴砂 轮安装点处的加速度频响函数、位移频响函数。最终得到的主轴端点 实测位移 频响函数 曲线,如图13所示。
3.2结果分析
将本文方法得到的预测频响函数曲线、有限元法得到的预测频响函数曲线与实测的频响函数曲线放在同一个图中进行对比,如图14所示。
从图14a可以看出,本文方法、有限元法和实测得到的实频特性曲线整体上一致。在第1阶固有频率处,本文方法获得的频响函数比有限元法获得的频响函数更加接近实测结果。在其余几阶固有频率处,有限元法得到的频响函数比本文方法得到的频响函数更接近实测频响函数。实际磨削加工过程中,主轴系统的第1阶固有频率对加工性能的影响最大,而其余几阶固有频率对加工性能的影响相对较小。从图14b可以看出,本文方法和有限元法得到的虚频特性曲线也比较接 近,但是均与实测虚频特性曲线有一定的差异,引起这种差异的主要原因是本文实测得到的是加速度频响曲线,为了与有限元法和本文方法预测的位移频响曲线进行对比,需要对加速度频响函数进行两次积分,正是两次积分中的积分误差导致了实测结果与预测结果的偏差。
为了进一步分析本文方法预测的频响函数的准确性,比较本文方法、有限元法和实测频响函数的前7阶固有频率。从表2可知,本文方法和有限元法得到的频响函数均存在模态丢失,如本文方法得到的固有频率丢失了第五、第七阶模态。 由于实际磨削加工往往重点关注前三阶固有频 率,故可忽略本文方法中的模态丢失。有限元法得到的频响函数丢失了第三、第五阶模态。本文方法确定的固有频率和实测固有频率最大相对误差为4.3%,有限元法和实测得到的固有频率最大相对误差为8.3%。
综上所述,可认为本文方法确定的预测频响函数比有限元法更接近实测频响函数。
此外,本文使用ANSYS 13.0对磨床主轴左端点处 的频响函 数 (0~1000 Hz,频率间隔0.5Hz)进行计算,计算工作站使用Intel(R)Xeon(R)CPU,2个处理器(每个处理器具有6核) 的主频都是2.93GHz,内存48GB,计算所用时间大约为4min。在相同的计算条件下,运用本文方法计算磨床主轴左端点处的频响函数耗时不到30s。可以看出,本文方法的计算效率较高。
另外,有限元法采用的是数值计算方法,为非解析方法,只能利用数值计算得到预测结果。本文方法推导了频响函数的解析解,可在任意结构参数下直接利用相关公式计算频响函数,且计算简单,结构参数易于修改,便于深孔内圆磨床主轴的改进设计和动态性能优化。
4轴承刚度对主轴端点动态特性的影响
轴承支撑作为主轴的重要边界条件,其径向刚度是影响磨床主轴端点动态特性的关键因素之一。基于本文方法建立的深孔内圆磨床主轴端点频响函数预测模型可以方便地分析出轴承刚度对主轴端点频响函数的影响。由于轴承阻尼很小且不影响固有频率,故本文只研究轴承刚度的变化对主轴端点动态特性的影响。
4.1固定端轴承径向刚度的影响
根据上文可知,深孔内圆磨床主轴系统主要由固定端和浮动端两处轴承支撑,首先研究固定端轴承径向刚度对主轴端点动态特性的影响。保持浮动端轴承的径向刚度kyr=5.2×108N/m不变,固定端轴承 径向刚度 分别在原 刚度kyf= 1.76×109N/m基础上增加50%和减小50%,即取2.64×109N/m和8.8×108N/m,轴承径向刚度变化前后预测的频响函数曲线如图15所示。
由图15可知,在轴承径向刚度增大50%时, 系统前三阶 固有频率 分别增加 了0、0.5% 和0.7%。随着模态阶次的增加,轴承径向刚度对固有频率的影响逐渐增大;前三阶固有频率处的实部幅值分别减小10%、增加7%、增加7%,且随着模态阶次的增加,其实部幅值先减小后增大。 第1阶固有频率处的实部幅值随轴承径向刚度的增加而明显减小,因此提高固定端轴承的径向刚度有利于提高机床的磨削稳定性。当轴承径向刚度减小到原轴承径向刚度的50%时,固有频率及其实部幅值与刚度增大时的变化趋势相反。
4.2浮动端轴承径向刚度的影响
保持固定端轴承径向刚 度不变,浮动端轴承径向刚度在原刚度kyr= 5.2×108N/m基础上分 别增加50% 和减小50%,即取7.8×108N/m和2.6×108N/m,轴承径向刚度变化前后预测的频响函数 对比如图16所示。
由图16可知,随着主轴浮动端轴承径向刚度的增大,系统前三 阶固有频 率分别减 小3%、 3.5%和3%。相对固定端轴承,浮动端轴承刚度对固有频率的影响较大。第一阶固有频率处实部幅值减小5%,第二、第三阶固有频率处幅值基本没有变化。因此,浮动端轴承径向刚度的增加会减小系统第一阶固有频率,不利于机床磨削稳定性的提高。
5结论
(1)提出了一种基于RCSA的深孔内圆磨床主轴端点频响函数的预测新方法。该方法首先根据磨床主 轴的结构 进行子结 构划分,并基于Timoshenko梁模型计算各子结构的频响函数矩阵;然后使用结构修改法引入轴承的刚度;最后将各子结构 进行刚性 耦合,得出主轴 端点的频 响函数。
(2)以某深孔内圆磨床为研究对象,基于本文方法、有限元法分别对主轴端点的频响函数进行了预测,并与实测结果进行对比分析。结果表明: 本文方法得到的预测频响函数曲线与实测频响函数曲线总体趋势一致,与有限元法相比,本文方法更加接近实测频响函数曲线,且可在任意结构参数下直接利用公式得到频响函数,计算更加简单快速。
(3)基于本文方法预测模型分析了轴承径向刚度对主轴端点频响特性的影响,分析结果表明: 固定端轴承径向刚度对主轴端点的固有频率影响较小,对频响函数的幅值影响较大;浮动端轴承径向刚度对主轴端点的固有频率影响较大,对频响函数的幅值影响较小。
深孔内圆磨床 篇2
H403-MB型深孔内圆磨床主要用于磨削圆柱及圆锥形深孔, 磨削直径为100-500mm, 最大磨削深度为1000mm。为确保加工产品的磨削质量, 需用不同规格的砂轮磨削不同种类的工件。因此, 砂轮的更换及拆卸方法对于工件的磨削质量起关键性作用。
该机床自使用以来, 一直没有一个合适的拆卸砂轮的工具, 机床厂家只提供了两个铁锤, 使用起来极不方便, 而且我们发现这样拆卸不仅会影响到主轴精度, 甚至容易将砂轮砸碎。砂轮主轴端部的跳动允差为0.005mm, 主轴定心锥面的径向跳动为0.002mm, 主轴轴肩支承面的端面跳动为0.003mm, 主轴自身的精度要求相当精确。为此, 必须寻找更有效的拆卸砂轮的方法。
2 改进措施
首先, 对砂轮 (图1) 及砂轮主轴 (图2) 各部件的结构进行了分析, 在砂轮内孔有螺纹, 而在安装中没有用到;砂轮主轴前端用两对精密角接触球轴承、后端用两个精密角接触球轴承支承, 安装在套筒壳体内, 砂轮主轴左端安装有砂轮法兰盘。于是, 我们对砂轮法兰盘进行了研究试验, 看是否能从中找到一些方法, 没有成功。最后, 精心分析研究制造了一个拆卸砂轮的工具 (图3) , 将此工具拧在砂轮的螺纹孔里, 在外力的作用下转动顶丝迫使砂轮顶下主轴, 这样可以把砂轮从主轴上轻松地拆下来, 减少了操作难度, 避免影响主轴精度和损坏砂轮。采用此种方式每拆卸1件砂轮, 按原装置需要25min, 经过改进后的工具只需要10min, 提高效率60%。
3 拆卸更换砂轮时的注意事项
在机床上更换砂轮时应关闭冷却液, 空运转5min, 已除去水分后再拆卸;拆下砂轮应放置在专门辅具上, 不应乱放。砂轮更换时应注意选择符合机床规定的线速度的砂轮, 切勿随意提高砂轮的线速度;砂轮的线速度是机床加工的重要技术参数, 与传动的皮带轮直径大小有关, 应防止出错。砂轮接近工件时, 进给应平稳放慢, 严禁超速运转, 以确保安全。砂轮在高速条件下工作, 为了保证安全, 在安装使用前应仔细检验是否有裂纹或损伤等缺陷;可用木锤检查, 有破裂声的砂轮严禁使用;采用树脂和橡胶结合剂的砂轮, 存贮一年后必须经回转检验确认合格后才可使用, 砂轮应在有效期内使用 (按合格证出厂日期) 。在新砂轮安装到砂轮主轴之前, 应检查卡盘锥面接触是否符合标准要求, 若接触达不到标准规定的要求, 则应重新修整零件精度。砂轮与压紧盘接触之间需衬以1～2mm厚度的石棉橡胶板垫, 紧固螺钉应使用标准工具, 采用对角压紧方法分几次逐渐紧固;无顺序或一次紧固会使砂轮受力不均而破损, 严禁使用接长工具或敲击工具。
4 砂轮的静平衡试验
M250内圆磨床液压站的改造 篇3
液压系统主要完成以下动作:(1)工作台连续往复运动,速度可无级调整;(2)砂轮的液压修整;(3)工作台油缸的排气;(4)工作台液动和手动之间的液压联锁;(5)床身导轨利用液压系统的压力润滑油;(6)开关阀处于“关”的位置时,分配阀移向右端,使油缸两腔连通,并接通压力油,这样可以保证空气不会进入油缸,因油缸两腔承压面积相等,故轴向力平衡,手摇工作台时轻巧。此机床利用床身底腔作为液压油池,加油时可打开床身后门,换油时用油泵把旧油吸出,油池经清洗再注入新油。
1 机床的配置参数
(1)机床的液压系统压力:10 kg/cm2。
(2)润滑系统压力:1 kg/cm2。
(3)工作系统压力:10 kg/cm2。
(4)液压泵的流量:25 L/cm2。
(5)冷却泵的流量:45 L/cm2。
(6)液压电机型号:JO212-4型(功率0.8 k W)。
(7)机床外形尺寸:3 760 mm×1 650 mm×1 830 mm。
(8)砂轮转速:2 450 r/min、4 200 r/min。
2 液压传动系统的设计计算
2.1 确定液压系统的主要参数
液压系统的主要参数有压力和流量,根据原来机床的液压配置选择合适液压泵[1]。
(1)确定液压泵的最大工作压力Pp
式中:P1为液压缸或液压马达最大的工作压力,MPa;∑ΔP为从液压泵出口到液压缸或液压马达入口之间总的管路损失。∑ΔP的准确计算要待元件选定并绘出管路后才能执行,初算时可根据经验数据选取:管路简单、流速不大的,取∑ΔP=(0.2~0.5)MPa;管路复杂的、进口有调速阀的,取∑ΔP=(0.5~1.5)MPa。
(2)确定液压泵的流量Qp
多液压缸或液压马达同时工作时,液压泵的输出流量为:
式中:K为系统泄漏系数,一般取1.1~1.3;∑Qmax为同时动作的液压缸或液压马达的最大总流量,m3/s,可根据标准查得。
(3)选择液压泵的规格
根据以上求得的Pp和Qp值按系统中拟定的液压泵形式,从产品样本或手册中选择相应的液压泵,考虑到一定的压力储备,所选的泵一般要比最大工作压力大25%~60%[2]。
2.2 根据散热和储油量要求计算油箱容量
原机床的床身储油量为160 L,新油箱容量要根据原储油量来制定,一般油面的高度是油箱高h的0.8倍[2],V=0.8abh cm3。式中:V为油箱的有效容积,cm3;a为油箱的宽度,cm;b为油箱的长度,cm;h为油箱的高度,cm。
一般机床的液压系统正常工作温度是30~55℃,最高允许温度为55~70℃。
2.3 计算液压系统的冲击压力
(1)当迅速打开或关闭液流通路时,在系统中产生的冲击压力[2]:
直接冲击(即t<τ)时,管道内压力增大值ΔP=αρΔν;
间接冲击(即t>τ)时,管道内压力增大值P=αρΔν(τ/t)。
式中:α为管道内液流中冲击波的传播速度,m/s;ρ为液体密度,kg/m3;Δν为关闭或开启液流通道前后管道内流速差,m/s;τ=2 L/α,τ即管道长度为L时,液流往返所需时间,s;t为关闭或打开液流通道的时间,s。
(2)急剧改变液压缸运动速度时,由于液体及运动机构的惯性作用而引起的压力冲击,其压力增大值为[2]ΔP=(∑LiΡA/Ai+M/A)Δν/t。
式中:∑Li为液体在第i段管道内的长度,m;Ρ为液压油密度,kg/m3;A为液压缸活塞面积,m2;Ai为第i段管道内的截面积,m2;M为与活塞连动的运动部件重量,kg;Δν为液压缸的速度变化量,m/s;t为液压缸速度变化Δν所需时间,s。
计算得出冲击压力小于初始设计压力,符合机床要求。由此计算出所需液压站的大小及各项液压参数。
3 改造前后效果对比
改造前,机床的液压电机、液压泵全部安装固定于床身上(见图1),液压油路走线都在床身内,长期使用后,液压的自激振荡、液压油液的温度、电机的振动、工件的直波纹等都是精加工时需要克服的问题。由于加工时需要用切削液冷却,有时切削液泄漏会进入液压油使液压油变质,频繁更换液压油带来了更多的使用成本,而设备的维修也使设备停机时间延长,影响生产。
改造后,液压系统与床身脱离,共设置有3个电机:1个主液压电机,1个液压油循环电机和1个液压油冷却电机(见图2)。对液压油加装了油冷却系统,使液压油保持恒温;床身作为一个中间过渡油箱,当床身的液压油达到设定的液位时,液位感应开关发送信号,抽油泵开始抽油回主液压箱,主液压电机以此循环工作;对床身实行全密封处理,杜绝冷却液漏进液压油的可能,使设备更加高效稳定地工作。
4 结论
改造后的液压系统与床身各自独立,避免了因长期使用所带来的液压泵或电机的自激振荡及液压不稳定现象,使机床运行更平稳,延长了使用寿命。现在齿轮加工精度能达到0.002 mm,远远超过了要求的加工精度,有效保证了高速列车的安全有效运行,也大大减少了停机时间,保证了生产效率和产品质量。该设计已取得实用新型专利,具有推广价值。
摘要：M250内圆磨床是齿轮精加工的重要设备,由于机床的液压系统故障导致设备无法加工出满足要求的齿轮零部件,通过改造,使液压系统与床身独立,并设计、制作了新的液压站,改造后效果良好。
关键词：M250内圆磨床,液压站,参数,改造
参考文献
[1]宋军民,周晓峰.液压传动与气动技术[M].2版.北京:中国劳动社会保障出版社,2009.
深孔内圆磨床 篇4
1 设计原则
针对液压挺杆类零件的结构及加工特点, 对研发的内圆磨床提出如下设计原则: (1) 适应工件内柱孔磨削及内柱孔和内锥孔联合磨削要求; (2) 根据用户需求, 可用不同结构和功能配置组合机床; (3) 机床应具有满足自动生产功能的平台; (4) 机床采用封闭式布局, 保证机床整洁美观。
2 设计方案
根据机床设计原则, 内圆磨床设计采用了模块化结构, 即将内圆磨床的磨削运动分解成独立的简单运动, 对各个简单运动均用一套机械结构加以实现。此时, 当用户根据磨削需求和经济需求提出内圆磨床的配置方案时, 工厂可快速满足用户的需求。结合多年的内圆磨床生产经验, 模块化结构的内圆磨床采用了工件径向进给、砂轮轴向往复磨削的磨削方式。砂轮磨削进给由于具有快速进给和往复进给双重功能, 并且机床需考虑内柱孔磨削和内锥孔磨削双工位问题, 故砂轮磨削进给采用了双层滑台结构:下层滑台用于砂轮快速进给;上层滑台用于砂轮往复磨削进给。
由于机床定位在高精度内圆磨床, 故机床设计时, 在实现内柱孔和内锥孔磨削功能的基础上, 精度保证是首要指标。机床的高精度主要体现在工件主轴的回转精度、工件的径向进给精度、砂轮的往复进给精度、砂轮的回转精度和修整质量等诸多方面。这其中工件主轴的回转精度、砂轮的回转精度基本属于单元技术, 与其它部件关联性不大, 而工件的径向进给、砂轮的往复进给和砂轮的修整属于综合技术, 与其它部件的联系比较密切, 故在机床整机设计时应高度关注。
通过分析论证, 模块化结构高精度内圆磨床整体设计方案如图1所示。
高精度内圆磨床的各个模块划分如下:基础平台模块、工件主轴模块、工件径向进给模块、砂轮快速进给模块、砂轮往复运动模块、砂轮轴回转运动模块、砂轮修整模块、工件夹具模块、磨削冷却系统模块、机床封闭罩壳模块、机床控制系统模块等。由于机床进行了功能详细划分, 各个功能模块运动功能和运动区域限定明确, 因此各个功能模块在设计时, 各项技术指标的确定比较容易, 结构设计容易实现快速准确。
3 机床主要设计参数
(1) 内柱孔
磨削孔径范围:6~20mm;最大磨削深度:40mm;电动砂轮轴转速:60000r/min;磨削往复次数:20~120次/min;磨削往复行程:35mm。
(2) 内锥孔
磨削内锥孔角度:59°~90°;电动砂轮轴转速:60000r/min;磨削往复次数:30~180次/min;磨削往复行程:0~0.3mm。
4 典型部件设计
4.1 工件径向进给模块
工件径向进给模块为一安装在基础平台上的独立部件, 它具有一个箱式结构固定式底座, 通过采用预负荷十字交叉滚珠导轨支撑结构支撑径向进给滑台, 为适应工件内柱孔和内锥孔磨削的工位转换要求及工件径向进给具有连续微量进给功能, 工件径向进给系统采用了伺服电机直联滚珠丝杠方式驱动, 可保证工件快速实现双工位准确转换及磨削过程的连续微量进给。
4.2 工件主轴模块
液压挺杆类零件圆度和圆柱度要求高, 为保证零件的磨削高精度, 工件主轴的回转精度和精度保持性要求一定要高, 经过多年的探索, 针对不同的零件精度标准及结构尺寸, 采用了液静压工件主轴和气静压工件主轴两套方案, 对于加工精度要求在0.5μm左右圆度的工件, 采用气静压工件主轴方案;对于加工精度要求在1μm左右圆度的工件, 采用液静压工件主轴方案。为实现两套方案的快速转换, 工件主轴均采用统一外型尺寸的套筒式结构, 并采用剖分式主轴箱, 以便于主轴安装。为保证工件内孔磨削的正锥或倒锥需要, 工件主轴箱在径向进给滑台上安装时, 采用转轴结构, 可实现主轴轴线和进给轴线两垂直轴线间的角度微调。
4.3 砂轮往复运动模块
砂轮往复运动根据工件的结构尺寸, 存在往复频率变化、行程变化和位置变化问题。往复频率变化是适应工件磨削工艺的需要, 它可通过调整往复机构的驱动电机的频率实现。行程变化是适应不同的工件磨削长度的需要, 位置的变化是适应工件磨削位置和砂轮修整位置不同的需要。为实现这两种变化, 内圆磨床采用了变频调速电机通过带传动驱动曲柄滑块机构联结液压缸的结构形式, 曲柄滑块机构可实现砂轮的往复运动行程的调整, 液压缸通过活塞杆的伸缩可实现砂轮位置的调整。为实现工件内柱孔和内锥孔磨削, 机床设计时, 采用了两套砂轮往复运动机构, 分别完成内柱孔和内锥孔的磨削功能。砂轮往复运动模块具体结构见图2。
4.4 砂轮快速移动模块
砂轮快速移动模块为一安装在基础平台上的支撑部件, 它具有一个箱式结构固定式底座, 并通过采用预负荷十字交叉滚珠导轨支撑结构支撑轴向进给滑台。砂轮往复运动模块功能是实现砂轮快速移动到位的功能部件, 由于该运动为固定位置的快速移动, 移动需要是平稳定点, 故移动驱动结构可采用两种方式, 一种为伺服电机直联滚珠丝杠驱动;一种是液压缸驱动, 实际应用时, 可根据用户的需求, 采用不同的结构。
4.5 基础平台模块
内圆磨床基础平台设计主要应在高刚性设计、几何尺寸设计、工件冷却液流道设计及安装基面设计等几个方面重点关注。
(1) 高刚性设计
模块化结构的内圆磨床的基础平台与原传统结构的内圆磨床床身相比, 由于功能简化, 故结构也大为简化, 高刚性设计主要应体现在薄壁及筋板设计上, 内圆磨床基础平台承受载荷较小, 故设计主要考虑降低固有频率, 减少共振的几率。通过有限元分析, 内圆磨床基础平台薄壁及筋板设计结构如图所示3。
(2) 安装基面设计
基础平台上目前安装有工件径向进给模块和砂轮快速进给模块两大部分, 考虑到内圆磨床适用于液压挺杆类零件的磨削, 为适应零件的自动上下料和自动检测装置的安装需要及检测工艺需要, 故基础平台上共设置了5个模块的安装基面, 为便于加工和磨削冷却液流动, 安装基面采用了小凸台结构, 具体见图4。
5 结语
基于模块化结构的高精度内圆磨床的研制成功, 对于用户的个性化需求, 提供了一个快速供给平台。这也有助于我们对影响零件中小孔磨削精度的单元技术的进一步研究和实践, 为我国在零件中小孔高精度磨削机床生产领域达到世界领先水平提供了有益的探索。
摘要：针对圆度和圆柱度要求在1μm左右的内柱孔和内锥孔零件磨削, 提出了模块化结构高精度内圆磨床设计思想。通过采用一个通用化的基础平台, 根据用户的个性化需求, 配置实现内圆磨床磨削运动需要的各个独立机械模块, 实现高精度内圆磨床的快速设计与生产。
关键词：模块化,高精度内圆磨床,内柱孔内锥孔磨削
参考文献
[1]中国机械工业年鉴编辑委员会.中国机床工具工业年鉴[M].北京:机械工业出版社, 2007.
[2]机电一体化技术手册编委会.机电一体化技术手册[M].北京:机械工业出版社, 1999.
深孔内圆磨床 篇5
一、机床特点
1. 主要结构
在1台机床完成盘丝平面螺纹和内圆两道工序的磨削，主要为保证工件内圆和平面的同轴度，机床结构见图1，盘丝工件安装在主轴上，主轴左右两侧各有大、中、小三层工作行台，小行台上高速旋转砂轮磨削盘丝平面螺纹，相对主轴轴向的往复工作台上砂轮磨削盘丝内圆。机床采用两台电机分别拖动同一主轴磨削工件平面螺纹和内圆，磨削内圆时，要求主轴运行在较高额定转速下，为此主轴箱内设有转换螺纹和内圆磨削的离合装置及传动机构。
2. 平面螺纹磨削
磨削盘丝平面螺纹时，主轴调速系统采用带有速度负反馈的电磁调速电机，电气控制是继电器—接触器系统，主轴自动换向时，分度盘行程挡块碰压行程开关，继电器接通电磁阀，控制液压油路轮流推动主轴正、反转离合器，分别带动左右大行台的1根正螺旋扣和1根反螺旋扣矩形丝杠旋转，使固定在大行台底部半圆结构的矩形丝母移动，实现大行台随动主轴转向和转速，带动左右砂轮做向里或向外直线往复运动，磨削工件整个平面螺纹。
电机速度控制采用绕线式电位器，砂轮往复磨削时，1台低速永磁电机带动蜗轮减速机构传动导轮，通过摩擦胶轮，联动另1根连接电位器旋钮的导轮往复旋转，从而使电位器改变电磁调速装置给定电压。
二、存在的问题
机床磨削盘丝平面螺纹过程中，频繁出现在内、外直径范围螺纹螺距值不相等，测量发现盘丝整个螺距尺寸逐渐出现差异，有时某一段区域内螺距值明显增大。最终确认原因是主轴调速系统出现问题，加工平面螺纹，砂轮速度取决于主轴转速，要达到工件在内、外直径范围螺纹螺距均相等，主轴必须具备良好的调速性能，才能实现恒线速度磨削特性。
1. 调速系统精度低
电磁调速系统当空载或轻载(小于10%额定转矩)时，由于反馈不足，会造成失控现象，调速时，随着转速降低，电磁线圈输出功率和效率也相应按比例下降，存在转差损耗。传动机构复杂，调速响应时间长，噪声较大，而且电磁调速系统只是粗略变速，无法实现对主轴的理想调速。
2. 速度控制方式落后
电位器旋钮受控于多级机械传动，结构复杂、易松动，电位器旋转角的往复位置不一致，随着电位器滑动触点往复次数增多，将不断增加电位器转角累计误差，导致电位器旋转位置和工作台移动位置无法吻合。运行中频繁出现胶轮打滑、丢转，造成电位器滑动触片长时间停留或暂时停顿在某一位置不能调压，使主轴电磁调速电机在运行时不能调速，必然出现工件在内、外直径范围螺距尺寸不相等(外径值小，内径值大)等异常现象。
三、改造方案
1. 主要硬件
采用松下FP-XC30R型PLC，根据机床控制要求，在PLC控制单元扩展插件接口分别安装D/A输出模块和24V DC输入8点扩展模块，见表1。改用变频调速，选择台达VFD-B系列、2.2kW变频器，用D/A输出模块代替电位器调速装置，将PLC运算处理后的若干位数字量信号转换成相应的模拟量信号，经运算放大器放大输出0～+10V电压，满足变频器连续信号精确控制，实现变频电机平滑、无级调速，达到理想恒线速度磨削。采用无触点接近开关，为确保操作时人身安全，延长电器件使用寿命，按钮、方式选择开关、限位开关等的控制电源均由AC 220V改为DC 24V。
2. 主轴调速编程
编程时，在PLC相应数据寄存器设定二进制数据，并通过D/A模块输出模拟电压，进入变频器模拟口，因此计算、设定PLC数据寄存器中的数据十分重要。
(1）主要编程参数确定
(1) (工件)主轴转速。由于砂轮转速固定，其线速度不变，因此要实现恒线速度磨削平面螺蚊，需改变主轴转速。试磨削不同规格工件，在砂轮移至工件内径位置时，不断调整主轴转速，当螺纹表面质量达到最佳状态，以此时主轴转速为基点，计算砂轮位于工件外径时主轴转速，见公式1。
式中D1———工件内径，mm
D2———工件外径，mm
n1———砂轮位于工件内径时主轴转速, r/min
n2———砂轮位于工件外径时主轴转速, r/min
例如：某种规格工件，D2=203mm, D1=120mm，当表面质量到最佳状态时，n1=50r/min，则n2=(120×50)/203=30r/min。
(2) 有效磨削的直线行程。砂轮在D1～D2区间作直线往复运动磨削时，主轴转速对应在n1～n2区间变化，只要主轴转速和磨削行程按照线性变化斜率平滑调速，即可保证工件整个平面螺纹螺距值均相等，砂轮有效磨削的直线行程的计算见公式2。
式中L——砂轮有效磨削的直线行程，mm
D2、D1———同公式(1)
例如：磨削上述规格的盘丝平面螺纹时，L=(D2-D1)/2=41.5mm，主轴转速和砂轮磨削直线行程的对应关系见图2。磨削螺纹时，主轴采用2.2kW变频电机，调速范围5～50Hz，电机和主轴传动比为24∶1，主轴转速在30～50r/min时，变频电机实际转速应为720～1200r/min，这就要求变频器驱动电机，必须和输入模拟量成正比例线性关系。
(3) 确定D/A转换数据。PLC数据寄存器与变频器模拟电压关系见图3, D/A输出模块电压为1V时，指定PLC程序的数据传输指令中，十进制常数K值为400。此处变频电机转速在720～1200r/min变化，则D/A输出模块电压应在4.965～8.276V变化，K值应在1986～3310变化。编程时还应考虑主轴和砂轮在往复换向时，砂轮总直线行程要稍大于其有效磨削的直线行程，确保砂轮能够离开工件，防止损伤工件，提高磨削质量。
(2) 主轴调速的PLC程序
主轴正转, 砂轮向工件内径方向移动, 输入条件满足后, 通过定时振荡器触点输出脉冲, 经前沿微分接通触发信号, 执行16位加法运算, 将数据寄存器DT100数值和常数K17数值相加, 结果存入DT100。数据传输过程中, 特殊内部继电器触点闭合, 将DT100数值同时传输给断电保持型数据寄存器DT32710和字输出外部继电器WY11, 数据经WY11送入D/A输出模块, 指定在其CH1通道输出模拟量平滑增长。同理, 主轴反转时, 砂轮向工件外径方向移动, 数据寄存器执行16位减法计算, 实现输出模拟量平滑减速, 部分程序见图4。
(3) 流程图
根据机床工作特点, PLC程序分为平面螺纹和内圆磨削两种控制方式。设备进行螺纹磨削时, 即使将方式选择开关转换到磨内圆位置, 也为无效, 只有先停止螺纹程序, 这样可防止误操作导致砂轮在螺纹扣槽里还未退刀即直接作径向快移, 威胁人身和设备安全。
机床加工工件的直径分3种规格, 螺纹磨削不同规格工件, 主轴最高和最低速的转速比值、速度变化斜率互不相同, 因此, 为确保恒线速磨削一致性, 程序共分3种调速控制, 控制流程见图5。
HHT三头盘丝平面内圆磨床调速系统改造后, 投入生产将近一年, 机床调速精度显著提高, 彻底解决了磨削盘丝平面螺纹时螺距尺寸不均的质量问题, 降低了设备故障率, 增加了企业经济效益。
摘要：介绍HHT三头盘丝平面螺纹内圆磨床工作原理, 针对磨削平面螺纹出现的质量问题, 改造机床电气调速系统, 重点阐述PLC编程和实现方法。
深孔内圆磨床 篇6
1 机床设计参数[3]
(1)机床加工范围
工件孔磨削直径10mm~20mm,
工件孔磨削长度0~40mm。
(2)机床工作精度
加工零件:挺杆、摇臂,
中孔圆度:1μm,
中孔圆柱度:1.5μm,
表面粗糙度:0.16μm。
2 X轴进给要求及伺服系统构成
Z2-014双轴数控精密内圆磨床采用了工件主轴做径向进给,砂轮轴做轴向往复进给磨削方式。根据机床设计参数,X轴(径向进给)设计参数确定如下:
移动距离70mm,位置控制精度0.003mm,重复定位精度0.002mm,电机丝杠直联,丝杠螺距5mm,伺服电机采用中惯量电机,功率500瓦。
X、Z轴伺服控制系统示意图如图1所示[2]。机床控制系统以台达DOP-AE10THTD触摸屏为人机界面,使用台达EH2系列PLC为控制主机,该系列PLC最多可支持四轴脉冲输出,支持直线/圆弧插补运动控制功能,这样可以省略掉伺服定位单元,简化了系统结构,降低了系统成本。X轴伺服驱动器型号为MR-J2S-60A,伺服电机型号为三菱中惯量HC-SFS-52,编码器分辨率为131072脉冲/转。
人机界面在控制中的作用是:发出各种动作命令,选择轴进给数据并进行动作、数据及过程显示;PLC主机的作用是根据所开发的控制软件,协调控制动作的执行过程;如果过程中需要进行精确的X轴位置控制,PLC主机将发出带符号的定位脉冲串,经伺服驱动器和伺服电动机构成的绝对位置控制系统完成精确位置控制。
3 主要伺服定位参数选择[1]
(1)电子齿轮放大率CMX/CDV
电子齿轮放大率CMX/CDV由伺服轴需要的最高速度与伺服电机所能接受的最高脉冲序列之间的对应关系决定。本系统式中:
Δl0:每脉冲对应的进给量,本设计取0.1μm;
Pt:编码器的分辨率,本伺服系统所用编码器的分辨率为131072个脉冲/转;
N:减速比,本设计采用直联,故取1;
Pb:滚珠丝杠导程,本设计为5mm。
将数值代入上式,得:
(2)脉冲率的选择
脉冲率为PLC加到驱动单元的电机每转命令脉冲数,等于编码器的分辨率除以电子齿轮比值,计算结果为50000脉冲/转。
(3)进给率的选择
进给率为电机每转对应的X轴机械行程,由于丝杠导程为5mm,本系统进给度量以0.1μm为机械系统进给命令单位,故将进给率设置为5000μm/r。
(4)伺服系统进给速度设置
由于机床X轴行程较短,故最大进给速度按20mm/s的最高磨削进给速度进行设置,对应电气系统折合参数值为200000脉冲/s;最小点动速度按10μm/s设置,折合参数值为100脉冲/s;最小进给速度按1.0μm/s设置,折合参数值为10脉冲/s;增量速度在1.0μm/s~20mm/s之间可调整。
(5)原点复归及限位开关设置
针对该数控磨床X轴行程短、运行速度慢的特点,该系统不采用近点挡块式原点复归方式,而采用数据设定式原点复归,通过点动运行,使工件主轴移动到目标位置(即工件轴轴线和砂轮轴轴线基本重合),将该位置设为原点。X轴限位开关设置如图2所示。
(6)参数与坐标系
机床有些位置、速度参数是现场操作人员不可随意改变的重要参数,本磨床控制系统对这些参数的处理采用了两种方法,一种是在PLC程序中设置,对出厂后的机床一般不容修改;另一种允许现场技术人员适当调整,但设置了保密级别,如图3的特殊参数菜单所示。程序设计保证了只有在输入正确密码后,人机操作界面才能进入该菜单。
该菜单中有几个重要的速度值和-x、+x两个位置极限值,如设值错误会造成严重运行事故。该菜单的最后一个触摸键“X轴原点设定”是一个重要参数,当“X轴原点设定”按下后变为“取消参考点”,意味着机床坐标系的消失。
对于数控系统,现场操作还需要设置多组自动循环用(位置与速度)参数,该数控精密内圆磨床的自动循环常规参数菜单如图4所示,这些参数的设置有一部分应客户要求加设了密码,防止操作工人任意加快进给速度。
4 X轴伺服进给系统的控制方法
目前,公知的数控内圆磨床加工时都采用粗磨、修整砂、精磨的三步法进行。在粗磨和精磨时不论进给尺寸大小,机床都是按同一进给速度一次走完,其间砂轮回转速度也是固定的不可调整,而且修整砂轮时,砂轮速度与粗磨、精磨时的速度相同。以上控制方法存在以下问题和缺点:1)不能适应最佳磨削工艺的要求;2)不能解决磨削中产生热量过多而导致的工件过热烫手问题;3)不能适应不同材料的砂轮需要不同的修整转速问题;4)加工出的工件圆度、粗糙度、尺寸分散等精度指标不稳定。
为了克服传统数控磨床控制方法上的不足,本机床采用了一种新的控制方法,该控制方法采用分段磨削的方式,使磨削工艺过程最大限度的接近最佳磨削工艺曲线,使数控磨床的加工稳定性大为提高。
具体方法是:通过人机界面软件包开发适合数控磨床的用户界面,通过可编程序控制器软件包开发出各种控制程序,分别下载到人机界面和可编程序控制器后即可实现对数控磨床的各种控制。在开发可编程序控制器控制程序时,采取将一定尺寸的粗磨和精磨量分成若干段的处理方法,每一小段有自己独立的进给尺寸、进给速度和砂轮线速度,但各段尺寸相加的和等于粗磨和精磨尺寸。通过人机界面可以很方便的输入各段的进给尺寸、进给速度和变频器的工作频率,人机界面通过RS232接口自动将各种参数值写入可编程序控制器,机床运行时可编程序控制器通过RS485接口控制变频器按各段设定好的频率自动运行,可编程序控制器按照各段设定好的进给尺寸和进给速度自动发出定位脉冲串,交流伺服驱动器接收到定位脉冲后自动驱动伺服电机完成进给动作。在修整砂轮时,也可以通过人机界面设定好修整时变频器的工作频率,从而达到控制砂轮线速度的目的。在每一段进给完成之后,可以加入几秒延时时间,使工件得到充分冷却。分段进给磨削控制界面如图5所示。
5 结语
通过对伺服系统的结构设计和控制,实现了高精度数控内圆磨床磨削进给参数的可视化和可控化,保证了机床磨削精度,为基于人机界面的数控机床的控制软件开发提供了一种新思路。
参考文献
[1]李宏胜.机床数控技术及应用[M].北京:高等教育出版社,2001.
[2]常晓玲,沙杰,刘战术.开放式数控系统PMC软件的模块化结构与开发方法[J].组合机床与自动化加工技术,2003(2):62-64.