DTIID71绞车的设计【毕业论文+CAD图纸通过答辩】
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购买后包含有CAD图纸和论文,咨询Q401339828 图书类号: 密 级: 摘要绞车作为矿山采矿运输系统中的关键机械设备，其性能技术水平的高低直接影响到生产效率。绞车由于其安全可靠，易于实现无级调速，换向平稳，低速运转性能良好等优点。DTIID71绞车由底座、电动机、制动器、减速器，绞车滚筒、轴承等构成。随着绞车技术的发展，应用绞车在经济性、技术性、安全性和可靠性都显示出独特的优势。本文通过对绞车关键部件的分析研究，建立绞车设计计算的模型，为进一步绞车的设计制造水平奠定基础；通过对主要零部件如主轴、减速器、制动阀的设计制造的研究，为绞车的整体性能的提高提供保证。本文主要工作如下：卷筒轴的设计研究。根据材料力学的相关理论，对绞车卷筒轴的关键部件进行分析，建立卷筒分析的力学模型并在此基础上说明卷筒强度校核的计算方法；提出卷筒轴设计的主要方法；根据传动方案，合理选择减速器，制动器等。关键词 绞车；卷筒；行星轮减速器AbstractAs the important mechanical equipment of the transport systems in mine mining , the performance parameter of the winch directly affect the productivity. Because of safety and reliable, Winch is prone to realize stepless timing , and it changes direction smoothly and has a good performance in low-speed operation. The winch of DTIID71 is made of foundation ,electromotor , arrester , reducer ,winch platen and bearing . With the development of the technology of the winch . Winch performs the unique advantage in economic , technic , safety and reliability The thesis establishes the model of the winch according to the analysis of the key components of the winch which establish the foundation for further design . And the improvement of the overall performance is guaranteed according to the study of the production of the key components ,such as the principal axis ,reducer ,brake valve .The thesis task ,as follows: the design of the reel . According to the theory in material mechanics , it analyses the key components of the winch , and build the mechanical model to explain the calculate method of the check of intensity ; it brings forward the way of the design of reel, and reducer and arresrer are choosed in reason according to the project of the transport system .Keywords winch reel planetary gear reducerII购买后包含有CAD图纸和论文,咨询Q401339828 目 录1 绪论11.1简介11.1.1课题背景11.1.2绞车功能与结构11.1.3国内外绞车的发展概况21.1.4采取措施41.2 DTIID71绞车41.2.1绞车设计方案41.2.2 DTIID71绞车技术特性与参数52 电动机62.1选择电动机62.1.1选择电动机类型和结构型式62.1.2选择电动机的容量62.1.3确定电动机转速62.2确定传动装置的总传动比和分配传动比82.3计算传动装置的运动和动力参数83 制动器103.1 制动器的概述103.2电力液压块式制动器103.2.1概述103.2.2使用条件103.2.3产品型号及意义103.2.4外形尺寸图103.2.5工作原理与结构特征113.3制动器的计算123.3.1制动器制动力矩的确定124 联轴器134.1联轴器概述134.1.1联轴器的类型特点134.1.2联轴器的功用144.2选择联轴器144.2.1选择联轴器的类型144.2.2计算联轴器的计算转矩154.2.3确定联轴器的型号154.2.4校核最大转速154.2.5协调轴孔直径154.2.6规定部件相应的安装精度165 减速器175.1减速器的主要型式及其特征175.2 NGW型行星减速器175.2.1行星减速机介绍175.2.2 结构特点175.2.3用途和使用条件175.3行星减速机的选择185.3.1行星减速机选择步骤185.3.2 行星减速机的几个重要概念196 轴206.1轴的概述206.1.1轴的分类和应用206.1.2轴设计的主要内容206.1.3轴的材料206.1.4轴的结构设计216.2轴的强度计算216.3卷筒轴的设计237 键联接267.1键联接的功能与分类267.1.1平键联接267.2键的选择267.3平键的校核278 钢丝绳的选择和卷筒的设计288.1钢丝绳的选择288.1.1钢丝绳的种类和构造288.1.2钢丝绳直径的选择288.2卷筒的设计288.2.1卷筒的材料298.2.2卷筒容绳尺寸计算298.2.3卷筒筒壁的厚度计算和卷筒壁的强度计算309 滚动轴承329.1滚动轴承概述329.1.1滚动轴承的组成及分类329.1.2滚动轴承的类型和代号329.2滚动轴承的选用339.3轴承游隙选择349.4轴承的润滑及密封方法349.4.1润滑的作用359.4.2润滑剂的选用原则359.4.3 密封结构36结论37致谢38参考文献39附录40附录140附录251581 绪论1.1简介1.1.1课题背景绞车是工业生产过程中一种常见的机械，具有悠久的发展历史和比较成熟的设计制造技术。随着绞车制造技术的不断提高、加工材料的不断改进以及电子控制技术的不断发展，绞车在动力、节能和安全性等方面取得了很大的进步。目前，绞车正被广泛地运用十矿山、港口、工厂、建筑和海洋等诸多领域。在矿山采掘和运输场合，绞车作为重要辅助设备被大量广泛地运用着，例如矿用提升绞车、调度绞车、耙矿绞车和凿井绞车等。提升绞车可用十矿山竖井或斜井中物品与人员的调度，具有较大的牵引功率和很好的安全性，是矿山生产中不可缺少的设备之一。绞车的另一个重要用途是港口机械，常见的有集装箱起重机、港口装卸门座起重机、塔式起重机以及轻小型的电葫芦等起重机械，其主要执行机构都是各种形式和结构的绞车。对十这种用途的绞车，要求具备较好的调速性能和很高的安全性能。另外，绞车还被运用十各种线缆的存储、制造和运输，例如纺织机械中的用十存放丝线的线招和电缆制造中用十存放各种直径缆绳的缆盘。这种情况下，绞车不光要具有一定的调速能力，并还能够使不同直径的缆绳排列整齐，从而保证生产的顺利进行。在船用甲板机械和海洋开发领域，绞车也具有悠久的使用历史和多种多样的用途。可以说，绞车广泛地运用十各种各样的场合，发挥着不同的作用，也具有各种各样的结构组成。为了更好地研究绞车的结构和性能，需要对绞车的组成和绞车的分类展开探讨。1.1.2绞车功能与结构绞车设计采用滚筒盘绞或夹钳拉拔缆绳方式来水平或垂直拖曳、提升、下放负载，绞车一般包括驱动部分、工作装置、辅助装置等几部分。 1.驱动部分：用于驱动绞车工作装置盘绞、释放缆绳，包含动力及传动装置与控制装置。绞车可以采用多种驱动方式，包括电动机、蒸汽机、柴油发动机、汽油发动机、液压马达、气动马达等等。无论采用何种驱动方式，在绞车的驱动部分设计中都应包含以下设计准则： 无级均匀变速，调速范围宽广； 在有负载情况下，良好的启动特性和低速特性，总效率高； 双向旋转，并且容易改变旋转方向； 维护保养相对容易，对周围工作环境不敏感； 制动系统工作可靠； 设计紧凑，结构简单，安装布置容易，重量轻；在有负载情况下，能长时间安全带载静止而不至于损坏驱动系统。对于小型绞车，为了保证结构紧凑，绞车驱动部分一般与绞车工作装置联接在一起，直接驱动工作装置；对于大型绞车或应用现场空间相对狭小的绞车，绞车驱动部分与绞车工作装置可以设计成独立放置，两者间通过液压管线、气动管线或电缆管线相联系，绞车的布置和操纵均很方便。 2.工作装置：在驱动部分作用下，通过滚筒回转或夹钳直线拉拔等方式拖曳或释放缆绳以完成对负载的收放控制，并含有对缆绳的容绳和排缆装置。3.辅助装置：辅助工作装置完成拖曳作业，包含滑轮组、导向装置以及速度测量、长度距离测量、张力测量等装置部分;绞车可以使用钢丝绳、尼龙缆绳等多种材质缆绳。绞车的特点和性能要求通过对绞车应用场合的探讨和绞车结构的分析，可以得知，在工程应用中绞车会具有如下一些特点: 1.负载时变 绞车用于海洋拖曳、电梯轿厢提升、矿山调度等场合时，由于外界环境因素的影响，例如海浪、海流、货物重量等的不断变化，它的负载也在不断变化。这就对绞车的稳定运行造成了很大干扰。如果不采取有效的控制手段，绞车的收放速度就不可能稳定，有时甚至无法正常工作。 2.驱动力矩范围大 这也是由绞车的工作环境决定的，其驱动力范围从几公斤到上百吨不等。 3.要求调速方便，高低速运行稳定 由十收放工作的需要，现在许多绞车都需要能够方便连续地调整收放速度。在高速运行的时候，不能出现飞车的情况；在低速运行的时候，不能出现爬行现象，要保持一定的输出力矩。 4.对安全可靠性要求较高 由十绞车一旦出现事故，就有可能对人的生命或财产造成很大的伤害，加上绞车的工作环境大多比较恶劣，所以就要求绞车具有很高的可靠性。因此在设计绞车时设计人员应考虑到绞车的最大负载能力、绞车的防爆性、兀件的可靠性等因素。 5.要求具有较好的可操作性 随着对绞车使用要求的不断提高以及自动化技术的发展，绞车的自动化程度也在不断提高。一些先进的电子控制技术、通讯技术的运用，使得现在的绞车能够具有很好的人机接口和远程通信能力，极大地提高了绞车的操作性能。1.1.3国内外绞车的发展概况我国的绞车主要调度绞车和回柱绞车，它经历了仿制，自行设计两个阶段。解放初期使用的矿用小绞车有日本的，苏联的，因此当时生产的矿用小绞车也是测绘仿制日本和苏联的产品。1958年后这些产品相继被淘汰，并对苏联绞车进行了改进，于1964年进入自行设计阶段。淮南煤机厂曾设计了摆线齿轮绞车和少齿差传动绞车。徐州矿山设备制造厂也曾设计制造了摆线和行星齿轮传动的绞车，一些厂还设计试制了25KW的绞车，徐州，淮南，锦州矿山机械厂又相继设计试制了功率为40KW，55KW的绞车。绞车大体上也是经历了仿制和自行设计的两个阶段，八十年代以前一直使用的是仿制老产品，八十年代中期才开始设计新型的绞车，主要针对效率极低的球面蜗轮副，慢速工作和快速回绳的等环节进行根本的改进。矿用小绞车标准方面，1967年制定了绞车部标准。1971年制定了绞车部标准。1982年对上述两个标准进行了修订，其标准为JB965-83，JB1409-83。国外矿用小绞车使用很普遍，生产厂家也很多。苏联，日本，美国，瑞典等国都制造矿用小绞车。国外矿用小绞车的种类和规格的比较多。比如绞车牵引力从100Kg.f到3600kg.f动力有电动的液动的和风动的。工作机构有单筒，双筒和摩擦式。传动形式有皮带传动，链式传动，齿轮传动，蜗轮传动，液压传动，行星齿轮传动和摆线齿轮传动等。其中采用行星齿轮传动的比较多。发展趋势向标准化系列方向发展，向体积小，重量轻，结构紧凑方向发展；向高效，节能，寿命长，低噪音，一机多能通用化，大功率，外形简单，美观，大方方向发展。国内外水平比较1.品种国外矿用小绞车规格比较多，适用不同场合，我国矿用小绞车规格较少，品种多而乱，也较繁杂，没有统一标准。2.型式从工作机构上分，国外有单筒，双筒以及摩擦式三种，我国只有单筒一种形式。从原动力上分国外有电动的，风动的以及液压驱动的，我国只有电动的和少量风动的。3.结构我国及国外的绞车大多数采用行星齿轮传动，其传动系统结构简单，使用维修方便。但由于其牵引力较小，特别是上下山的工作情况下很难实现较大设备的搬运工作。还有苏联的产品比我国同等规格的产品要小。例如苏联规定，国家标准规定的调度绞车的轴向尺寸不大于1m，而我国现有的牵引力1000kg.f产品轴向尺寸均远远大于1m以上。4.产品性能主要寿命，噪音，可靠性等综合指标与苏联有差距。苏联矿用小绞车使用寿命规定在5年以上，而我国目前不具备测试手段寿命无法考核，但从对客户的访问中得知，寿命达不到5年，噪音也稍大。5.三化水平虽然我国矿用小绞车参数系列水平优于国外，但在标准化和通用化方面远不如发达采煤机械制造的国家。苏联把调度绞车运输绞车等统一为一个标准中，主机相同，只是制造和操作部分有所不同，而我国即使是同一规格产品，不同厂家生产的其结构各不相同，零件无通用之处，给使用和选型带来不便。 6.技术经济指标我国矿用小绞车的技术经济指标与国外特别是苏联对比还有一定差距。苏联产品的单位重量的牵引力和单位体积牵引力两项技术经济指标都高于我国的产品。1.1.4采取措施1.采用国外先进技术，国家标准，制定出我国的矿用小绞车型式和参数系类标准和国家标准，把我国矿用小绞车的标准水平提高一步，进而进行产品的更新改造和提高产品性能，争取在较短的时间内达到先进国家的水平。2.完善测试手段。我国产品水平提高得慢的一个重要原因是不具备检测手段，很多项目及整机性能无法测定，心中无数。设计凭经验及类比法，因此在提高产品质量上有时陷入盲目性。在完善测试手段过程中，当前应重点放在产品性能检测，如寿命，噪音，效率，可靠性等。3.技术引进与产品更新换代相结合。更新换代光靠自己搞科研攻关，不仅力量不足，速度太慢，可先购买国外样机，经过使用后再考虑技术引进问题。4.组织专业化生产，按照标准对产品的要求，组织专业化生产，以提高质量和生产效率。1.2 DTIID71绞车1.2.1绞车设计方案根据设计方案提供的技术规格和设计参数（要求电机减速机及钢丝绳卷筒成一条线布置），提供了绞车的总体设计方案（见图1-1）。通过设计计算，确定了以NGW行星齿轮减速器以及卷筒机构的各部分结构尺寸，对其主要部件的强度进行了校核。图1-1绞车的传动方案示意图1-电动机 2-制动器 3、5-联轴器 4-行星齿轮减速器 6-卷筒 7-轴承绞车的工作原理为：DTIID71绞车，通过联轴器联接电动机的轴和减速器的输入轴，通过行星齿轮减速器的传动比达到此绞车需要的传动比，最后通过联轴器联接减速器的输出轴与卷筒轴，使动力传递给滚筒使得滚筒按照需要的速度牵引小车，达到绞车的功能这即为绞车的工作原理。1.2.2 DTIID71绞车技术特性与参数DTIID71绞车主要由以下5个部分组成：1、电动机； 2、底座； 3、NGW行星齿轮减速器； 4、工作装置； 5、紧急制动装置；表1-1 DTD71绞车技术特性与参数卷筒直径350mm卷筒宽度340mm容绳量90m绳的直径9.4mm牵引速度0.290.44m/s额定牵引力5KN电动机型号Y100L1-4功率2.2KW转速1400r/min减速器型号NGW42-12速比50制动器型号YWZ3-160/18制动力矩140Nm2 电动机2.1选择电动机 电动机式专门工厂批量生产的标准部件，设计时要选出具体型号以便购置。选择电动机包括确定类型，结构，容量（功率）和转速，并在产品目录中查出其型号和尺寸。2.1.1选择电动机类型和结构型式电动机有交流电动机和直流电动机两种。由于直流电动机需要直流电源，结构较复杂，价格较高，维护比较不便，因此无特殊要求时不宜采用。工业上采用交流电动机。交流电动机有异步电动机和同步电动机两类，异步电动机又分笼型和绕线型两种，其中以普通笼型异步电动机应用最广泛。如无特殊需要，一般忧先选用型笼型三相异步电动机，因其具有高效，节能，噪音小，振动小，安全可靠的特点，且安装尺寸和功率等级符合国际标准，适用于无特殊要求的各种机械设备。2.1.2选择电动机的容量电动机的功率选择是否合适将直间影响到电动机的工作性能和经济性能。如果选用额定功率小于工作机所需要的功率，就不能保证工作机正常工作，甚至使电动机长期过载过早损害，如果选用额定功率大于工作机所需要的功率，则电动机的价格高，功率未得到充分的利用。从而增加电能的消耗，造成浪费。电动机的容量主要根据电动机运行时发热条件来决定。运行状态有三类，即长期连续运行，短时运行和重复短时运行。2.1.3确定电动机转速Y系列电动机的型号表示方法，例如：的电动机表示异步电动机，机座中心高为100mm，长机座，功率序号为1（功率为2.2Kw）,4极。例：DTIID71绞车是带式输送机输送带的张紧绞车，通过在张紧滚筒上缠绕钢丝绳，钢丝绳的另一端牵引张紧小车，从而达到张紧输送带的目的，要求电机减速机及钢丝绳卷筒成一条直线布置。主要参数：牵引力：5000N；牵引速度：0.3m/s左右；卷筒最小直径：200mm；解：（1）选择电动机类型按工作要求和条件，选用三相异步电动机，电压380V，Y型。（2）选择电动机的容量电动机所需工作功率式中Pd-工作机所需工作效率；a-由电动机到工作机的总效率。电动机至卷筒的传动总效率为（3）确定电动机的转速卷筒轴的工作转速为经查表：NGW行星减速器的传动比故电动机的转速的可选范围为：符合这一范围的 同步转速有750，1000和1500r/min根据容量和转速，由有关手册查出适用的电动机型号。综合考虑电动机的传动装置的尺寸，重量，价格和减速器，卷筒的传动比，因此选定电动机型号为Y100L1-4，其主要性能见图表2-1所示：表2-1 Y100L1-4主要性能型号功率电压（V）电流（A）转速（r/min）功率（%）功率因素堵转转矩额定功率堵转电流额定功率最大转矩额定功率HPKWY100L1-432.238051430810.822.272.3电动机主要外形见图2-1和安装尺寸见表2-2列于下表：图 2-1 电动机主要外形表2-2 电动机安装尺寸单位：（mm）中心高H外形尺寸L（AC/2+AD）HD底脚安装尺寸AB地脚螺栓孔直径K轴伸尺寸DE装键部位尺寸FG100380(215/2+180)2451601401228608242.2确定传动装置的总传动比和分配传动比由选定的电动机的满载转速和工作机的主动轴的转速，可得到传动装置的总传动比为 式（2.1）式中电动机的转速； 卷筒的主轴转速。总传动比为各级传动比的乘积，即。分配总传动比，即各级传动比如何取值。传动比分配得合理，可使传动装置得到较小的外廓尺寸或较轻的重量，以实现降低成本和结构紧凑的目的；也可以使传动零件获得较低的圆周速度以减小动载荷或降低传动精度等级；还可以得到较好的润滑条件。例：电动机型号为,满载转速分配传动装置传动比，则减速器传动比为： 取。2.3计算传动装置的运动和动力参数为进行传动件的设计计算，要推算出各轴的转速和转矩（或功率）如将传动装置各轴由高速至低速依次定为、轴。相邻两轴间传动比；相邻两轴间传动效率；轴的输入功率（kW）；各轴之间的输入转矩（Nm）；各轴的转速（r/min）。则可按电动机轴至工作机运动传递路线推算，得到各轴的运动和参数。例：计算传动装置各轴的运动和动力参数。解：（1）各轴转速轴 轴卷筒轴（2）各轴输入功率 I轴 II轴 卷筒轴 式中电动机的出功率（KW）；联轴器的传动效率；轴承的传动效率； 齿轮的传动效率；（3）各轴输入转矩电动机轴输入转矩I轴 II轴 卷筒轴输入转矩 各轴的输出转矩分别为各轴的输入转矩乘轴承效率0.98。运动和动力参数计算结果整理于下表2-3：表2-3 各轴的运动和动力参数轴名效率P（Kw）转矩T（N.m）转速N（r/min）传动比效率输入输出输入输出电动机轴1.7812.14140010.81轴1.741.7111.911.671400500.95轴1.651.62565.25553.952810.96卷筒轴1.581.55531.8521.16283 制动器3.1 制动器的概述制动器是利用摩擦力矩降低机器运动部件的转速或使其停止回转的装置。制动器必须满足以下要求：(1)能产生足够的制动力矩。(2)结构简单，外形紧凑。(3)制动迅速，平稳，可靠。(4)制动器零件有足够的强度和刚度，制动带，鼓应具有较高的耐磨性和耐热性。(5)调整，维修方便。为了减小制动力矩，缩小制动器尺寸，通常将制动器装在机构的高速轴上，或减速器的输入轴上。按所需应用制动器的机构的工作性质和条件，应用的场合，因此选用电力液压块式制动器。3.2电力液压块式制动器3.2.1概述 YWZ系列液压块式制动器主要用于起重、运输、冶金、矿山、港口、建筑机械驱动装置的机械制动，具有制动平稳，安全可靠、维修方便、耗电少、寿命长、无噪音等优点。YWZ3系列操作每小时可达720次，符合GB6333-86标准；3.2.2使用条件1、环境温度-20+50%（低于推动器改为YH-10航空液压油）；2、空气相对湿度不大于90%；3、一般用于三相交流电源，50HZ，380V；4、海高度符合GB755-87标准；5、在无爆炸危险，且介质中无足以腐蚀金属和破坏绝缘的气体及放电尘埃中；6、YZW、YZW3使用YTI系列推动器，一般适用于垂直工作，倾斜度不超过去 15；3.2.3产品型号及意义3.2.4外形尺寸图图3-1 电力液压块式制动器外形尺寸表3-2 电力液压块式制动器技术数据、外形尺寸表YWZ3技术数据、外形尺寸表（毫米）注：8，10，12.5，16为制动器的杠杆比。3.2.5工作原理与结构特征 1、结构特征 制动器主要由底座 、制动臂、制动瓦、弹簧、杠杆、推动器等部分组成。推动器主要由两部分组成，驱动电机及器身(离心泵)，器身部分由盖、缸、活塞、叶轮及转达轴组成。 2、工作原理 当制动器通电时，电动机带动转轴及转轴上的叶轮旋转，在活塞内产生压力，使固定在活塞的推杆迅速上升，推动连接杠杆压缩主弹簧使制动瓦张开，机构得以运动。制动器断电时，主弹簧的力将制动瓦压紧于机构的制动轮上使机构停止运动。3.3制动器的计算常用的外抱块式制动器已经标准化，已有多种产品可以选用。这类产品在绞车上应用普通，可根据计算制动力矩初选型号，然后进行发热校核计算。在制动器的选用上选择YWZ推杆制动器，YWZ推杆制动器的主要应用特点是：动作平稳，无噪声，寿命长，尺寸小，重量轻；动作快，每小时可以接触2000次，补偿型单推杆能自动补偿闸瓦磨损，不需经常调整和维修；可调型单推杆，上升下降时间可调，其范围为0.51.0S;安全可靠，用于较高的制动器，起升,运行及旋转机构均适用。3.3.1制动器制动力矩的确定 a)制动器制动力矩根据下式确定 式（3.1）式中换算到制动轮上的载荷转矩 式（3.2）式中垂直载荷对其轴的转矩；制动轴到载荷轴间的传动比； 从制动轴到载荷轴之间的机械效率；制动安全系数，由绞车设计查得 b)制动器型号的选择由于常用的制动器已经标准化。因此它的设计型号选择后的校核设计应保证计算出的制动器的制动力矩公式 式（3.3）式中为由标准系列表中所选制动器的额定制动力矩；有计算所得，有离合器制动器选用手册查得该绞车的制动器选用型号的制动器。制动轮直径4 联轴器4.1联轴器概述联轴器用来连接两根轴或轴和回转件，使它们一起回转，传递转矩和运动，在机器运转过程中，两轴或轴和回转件不能分开，只有在机器停止转动后用拆卸的方法才能将它们分开。有的联轴器还可以用做安全装置，保护被连接的机械零件不因过载而损坏。机械式联轴器分刚性联轴器，饶性联轴器和安全联轴器三大类。刚性联轴器是不能补偿两轴有相对位移的联轴器，常用的有凸缘联轴器，套筒联轴器等。饶性联轴器是能补偿两轴相对位移的联轴器，又分为无弹性元件饶性联轴器和弹性联轴器（包括金属弹性元件弹性联轴器和非金属弹性元件弹性联轴器）两类。安全联轴器是具有过载安全保护功能的联轴器，又分为饶性安全联轴器和刚性安全联轴器两类。4.1.1联轴器的类型特点刚性联轴器：刚性联轴器不具有补偿被联两轴轴线相对偏移的能力，也不具有缓冲减震性能；但结构简单，价格便宜。只有在载荷平稳，转速稳定，能保证被联两轴轴线相对偏移极小的情况下，才可选用刚性联轴器。属于刚性联轴器的有套筒联轴器、夹壳联轴器和凸缘联轴器等。挠性联轴器：具有一定的补偿被联两轴轴线相对偏移的能力，最大量随型号不同而异。凡被联两轴的同轴度不易保证的场合，都应选用挠性联轴器。无弹性元件的挠性联轴器：承载能力大，但也不具有缓冲减震性能，在高速或转速不稳定或经常正、反转时，有冲击噪声。适用于低速、重载、转速平稳的场合。金属弹性元件的挠性联轴器：除了具有较好的缓冲减震性能外，承载能力较大，适用于速度和载荷变化较大及高温或低温场合。安全联轴器：在结构上的特点是，存在一个保险环节（如销钉可动联接等），其只能承受限定载荷。当实际载荷超过事前限定的载荷时，保险环节就发生变化，截断运动和动力的传递，从而保护机器的其余部分不致损坏，即起安全保护作用。销钉剪断式安全联轴器，它的结构类似凸缘联轴器，只是用特定的销钉代替联接螺栓。当载荷超过限定值时，销钉被剪断，扭矩的传递被截止。为了销钉剪断时不损坏机器的其它部分，常在每个销钉外套上两个硬质的剪切钢套。这种安全联轴器结构简单，但在更换销钉时必须停机操作，也不能补偿被联两轴的相对偏移。所以，这种安全联轴器不宜用在经常发生过载而需频繁更换销钉的场合，也不宜用在被联两轴对中不易保证的场合。起动安全联轴器除了具有过载保护作用外，还有将机器电动机的带载起动转变为近似空载起动的作用。许多机器，如球蘑机、搅拌机、输送机、空压机、鼓风机、离心水泵、油田抽油机、矿粉烧结机以及各种车船都是带载起动。通常为了克服工作机的负荷和传动系统的转动惯量而顺利起动，必须匹配比稳定运转所需功率大得多的电动机，但起动完毕进入稳定运转时，所匹配的电动机的功率又远大于所需功率。这种状况降低了电网的功率因数和电机效率，增大了电能的无功损耗，造成能源浪费，而采用起动安全联轴器则可解决这种不和理状况。非金属弹性元件的挠性联轴器：在转速不平稳时有很好的缓冲减震性能；但由于非金属（橡胶、尼龙等）弹性元件强度低、寿命短、承载能力小、不耐高温和低温，故适用于高速、轻载和常温的场合。4.1.2联轴器的功用由于制造和安装不可能绝对精确，以及工作受载时基础、机架和其它部件的弹性变形与温差变形，联轴器所联接的两轴线不可避免的要产生相对偏移被联两轴可能出现的相对偏移有： 轴向偏移、径向偏移和角向偏移，以及三种偏移同时出现的组合偏移。两轴相对偏移的出现，将在轴、轴承和联轴器上引起附加载荷，甚至出现剧烈振动。因此，联轴器还应具有一定的补偿两轴偏移的能力，以消除或降低被联两轴相对偏移引起的附加载荷，改善传动性能，延长机器寿命。为了减少机械传动系统的振动、降低冲击尖峰载荷，联轴器还应具有一定的缓冲减震性能。4.2选择联轴器4.2.1选择联轴器的类型绝大多数联轴器均已标准化或规格化(见有关手册)。设计者的任务是选用，而不是设计。选用联轴器的基本步骤如下：根据传递载荷的大小，轴转速的高低，被联接两部件的安装精度等，参考各类联轴器特性，选择一种合用的联轴器类型。具体选择时可考虑以下几点：1所需传递的转矩大小和性质以及对缓冲减振功能的要求。例如，对大功率的重载传动，可选用齿式联轴器；对严重冲击载荷或要求消除轴系扭转振动的传动，可选用轮胎式联轴器等具有高弹性的联轴器。2 联轴器的工作转速高低和引起的离心力大小。对于高速传动轴，应选用平衡精度高的联轴器，例如膜片联轴器等，而不宜选用存在偏心的滑块联轴器等。3两轴相对位移的大小和方向。当安装调整后，难以保持两轴严格精确对中，或工作过程中两轴将产生较大的附加相对位移时，应选用挠性联轴器。例如当径向位移较大时，可选滑块联轴器，角位移较大或相交两轴的联接可选用万向联轴器等。4联轴器的可靠性和工作环境。通常由金属元件制成的不需润滑的联轴器此较可靠；需要润滑的联轴器，其性能易受润滑完善程度的影响，且可能污染环境。含有橡胶等非金属元件的联轴器对温度、腐蚀性介质及强光等比较敏感，而且容易老化。5联轴器的制造、安装、维护和成本。在满足便用性能的前提下，应选用装拆方便、维护简单、成本低的联轴器。例如刚性联轴器不但结构简单，而且装拆方便，可用于低速、刚性大的传动轴。一般的非金属弹性元件联轴器(例如弹性套柱销联轴器、弹性柱销联轴器、梅花形弹性联轴器等)，由于具有良好的综合能力，广泛适用于一般的中、小功率传动。4.2.2计算联轴器的计算转矩由于机器起动时的动载荷和运转中可能出现过载，所以应当按轴可能传递的最大转矩作为计算转矩Tca。计算转矩按下式计算： 式中 T-公称转矩，Nm；KA-工作情况系数，见表4-1。表 4-1工作情况系数 KA工作机KA原动机分类工作情况及举例电动机，汽轮机四缸和四缸以上内燃机双缸内燃机单缸内燃机I转矩变化很小，如发电机，小型通风机，小型离心泵1.31.51.82.2II转矩变化小，如透平压缩机，木工机床，运输机1.51.72.02.4III转矩变化中等，如搅拌机，增压泵，有飞轮的压缩机，冲床1.71.92.22.6IV转矩变化和冲击载荷中等，如织布机，水泥搅拌机，拖拉机1.92.12.42.8V转矩变化和冲击载荷大，如造纸机，挖掘机，起重机，碎石机2.32.52.83.2VI转矩变化大并有极强烈冲击载荷，如压延机，无飞轮的活塞泵，重型初轧机3.13.33.64.04.2.3确定联轴器的型号根据计算转矩及所选的联轴器类型，按照：TcaT 的条件由联轴器标准中选定该联轴器型号。上式中的T为该型号联轴器的许用转矩。4.2.4校核最大转速被联接轴的转速n不应超过所选联轴器允许的最高转速nmax，即:nnmax4.2.5协调轴孔直径多数情况下，每一型号联轴器适用的轴的直径均有一个范围。标准中或者给出轴直径的最大和最小值，或者给出适用直径的尺寸系列，被联接两铀的直径应当在此范围之内。一般情况下被联接两轴的直径是不同的，两个轴端的形状也可能是不同的，如主动轴轴端为圆柱形，所联接 的从动轴轴端为圆锥形。4.2.6规定部件相应的安装精度根据所选联轴器允许轴的相对位移偏差，规定部件相应的安装精度。通常标准中只给出单项位移偏差的允许值。如果有多项位移偏差存在，则必须根据联轴器的尺寸大小计算出相互影响的关系，以此作为规定部件安装精度的依据。进行必要的校核。如有必要，应对联轴器的主要传动零件进行强度校核。使用有非金属弹性元件的联轴器时，还应注意联轴器所在部位的工作温度不要超过该弹性元件材料允许的最高温度。例：根据工作要求选用一电动机，其功率P=2.2kW，转速n=1400r/min，电动机轴伸的直径d=28mm，试选择所需的联轴器。解:1类型选择为了隔离振动与冲击，选用弹性联轴器。2载荷计算由表4-1查得工作情况系数KA，查得KA=1.5。故计算转矩为3型号选择查表4-2得MLL-I型分体式制动轮梅花形弹性联轴器（GB5272-85）的许用转矩为140Nm，许用最大转速为4750r/min，轴径为2542mm之间，故合用。表4-2 MLL-I型分体式制动轮梅花形弹性联轴器主要技术参数5 减速器5.1减速器的主要型式及其特征减速器是一种由封闭在刚性壳体内的齿轮传动，蜗轮传动或齿轮-蜗杆传动所组成的独立部件，常用在动力机与工作机之间作为减速的传动装置；在少数场合下用作增速的传动装置，这时就成为增速器。减速器由于结构紧凑，效率较高，传递运动准确可靠，使用维护简单，并可成批生产，故在现代及其中应用很广。减速器的基本结构由传动零件（齿轮或蜗杆，蜗轮等），轴和轴承，箱体，润滑和密封装置以及减速器附件等组成。减速器类型很多，主要形式有：齿轮减速器，蜗杆减速器，齿轮-蜗杆减速器，行星齿轮减速器。齿轮减速器又分为单级减速器，二级减速器，三级减速器。5.2 NGW型行星减速器5.2.1行星减速机介绍 行星减速机包括单级、双级和三级传动，计有12个机座，27个型号，58种速比，可组成498台不同规格的减速机。本减速机主要用于冶金、矿山、起重运输、石油化工、煤炭能源、水泥建材、工程建材、工程建筑等行业。亦可用于轻工纺织、水利水电等部门作减速或增速传动。 适用条件： 减速机齿轮传动圆周速度不超过10米/秒。 输入轴转速不高于1500转/分。 减速机工作环境温度-40- +45。 减速机可用于正、反两向运转。5.2.2 结构特点 1.体积小、重量轻、结构紧凑、传递功率大、承载能力高 。2.传动效率高，工作高 。3.传动比大 。5.2.3用途和使用条件 NGW型行星齿轮减速器主要用于冶金、矿山。起重运输等机械设备的减速，其高速轴转速不超过1500r/min；齿轮圆周速度不超过10m/s；工作环境温度为-4045，可正、反两向运传。表5-1 NGW行星减速器技术参数型号规格速比范围输入轴转速(rpm)输入功率（KW）输出扭矩(N.m)两 级NGW42-NGW12214-160750-15000.7-517902-47305图5-1 NGW行星减速器外形尺寸表5-2 NGW行星减速器安装尺寸型号规格公称传动比i0外形及中心高轴伸LBHH0RdDl1l2t1b1t2b2NGW4214-22.5687380425.51800-0.518035805510528.510872425-1606873055338地脚尺寸质量/kgL1L2L3L0B1d1h2902303072380M24301281305.3行星减速机的选择在减速机家族中，行星减速机以其体积小，传动效率高，减速范围宽，精度高，而被广泛应用于伺服、步进、直流等传动系统中。在保证精密传动的前提下，主要被用来降低转速增大扭矩和降低负载/电机的转动惯量比。5.3.1行星减速机选择步骤1.在选择行星减速机时，首先要明确减速比。2.确定减速比后，选用的伺服电机额定扭矩乘上减速比，得到的数值原则上要小于产品样本提供的相近减速机的额定输出扭矩，同时还要考虑其驱动电机的过载能力及实际中所需最大工作扭矩。所需最大工作扭矩要小于额定输出扭矩的2倍。满足上面条件后请选择体积最小的减速机，体积小的减速机成本相对低一些。如果您的空间不够电机减速机直线连接，您还可以选择拐角型减速机，它可以使扭矩转90度。 3.接下来要考虑行星减速机的回程间隙。回程间隙越小其精度越高，成本也越高。用户要选择满足其精度要求系列的减速机就可以。产品说明书中给出的回程间隙指标是以同型号批量生产中回程间隙最大的一台做标准，而实际中98%以上的行星减速机实际回程间隙小于给定指标的50%。4.还要考虑横向/径向受力和平均寿命。横向/径向受力大的减速机在安装和使用中可靠性高，不易出问题。而实际寿命可按厂家给出的软件来计算。通常其平均寿命远超过所配伺服电机的寿命。在满足了上述指标后，选择在安装尺寸，轴径和输入法兰与您电机相适配的减速机了。最后您还要考虑所配电机的重量。一种减速机只允许与小于一定重量的电机配套，电机太重，长时间运转会损坏减速机的输出发兰。 5.3.2 行星减速机的几个重要概念衡量行星减速机性能的几个关键技术参数是：减速比，平均寿命，额定输出扭矩，回程间隙，满载效率，噪音，横向/径向受力和工作温度。减 速 比： 输出转速与输入转速的比值。级 数： 太阳轮及其周围的行星轮构成独立的减速轮系，如减速机内只此一个轮系，我们称为“一级”。为得到较大减速比，需多级传动， NEUGART公司减速机分三级，减速比从3到512。平均寿命： 指减速机在额定负载下，最高输入转速时的连续工作时间。额定输出扭矩： 指在额定负载下长期工作时允许输出扭矩。最大输出扭矩是该值的两倍。回程间隙： 将输出端固定，输入端顺时针和逆时针方向旋转，使输出端产生额定扭矩的2%扭矩时，减速机输入端有一个微小的角位移，此角位移即为回程间隙。单位是“弧分”。润滑方式： 行星减速机在整个使用期间无需润滑。满载效率： 指在最大负载情况下，减速机的传输效率。它是衡量减速机的一关键指标, 满载效率高的减速机发热少，整体性能好。噪 音： 单位是分贝（dB）A。此数值是在输入转速为3000转/分钟时，不带负载，距离减速机一米距离时测量的。工作温度： 是指减速机在连续工作和周期工作状态下，所能允许的温度。目前，军用系列的减速机能在-50+100度环境下工作。6 轴6.1轴的概述6.1.1轴的分类和应用轴是机械产品中的重要零件之一，用来支承作回转运动的传动零件（如齿轮，带轮，链轮等），传递运动和转矩，承受载荷，以及保证装在轴上的零件具有确定的工作位置和具有一定的回转精度。按照轴的轴线形状不同，轴可以分为曲轴和直轴两大类。曲轴用来将回转运动转变为直线往复运动或将直线往复运动转变为回转运动，是往复式机械中的专用零件。直轴按其外形不同，分为光轴和阶台轴两种。光轴形状简单，加工方便，但轴上零件不易定位和装配；阶台轴各截面直径不等，便于零件的安装和固定，因此应用广泛。轴一般制成实心的，只有当机器结构要求在轴内装设其他零件或减轻轴的质量有特别重要的意义时，才将轴制成空心的，如车床的主轴等。根据所受载荷不同，又可将直轴分为心轴，转轴，和传动轴三类。（1） 心轴 用来支承回转零件，只受弯曲作用而不传递动力的轴称为心轴。心轴可以是转动的，如车轴；也可以是固定不动的，滑轮支承轴。（2） 转轴 既支承回转零件又传递动力，同时承受弯曲和扭转两种作用的轴称为转轴。机器中大多数的轴都属于这一类。（3） 传动轴 用来传递动力，只受扭转作用而不受弯曲作用或弯曲作用很小的轴称为传动轴。如汽车传动轴。6.1.2轴设计的主要内容轴的设计包括结构设计和工作能力计算两方面的内容。轴的结构设计是根据轴上零件的安装、定位以及轴的制造工艺等方面的要求，合理地确定轴的结构形式和尺寸。轴的结构设计不合理，会影响轴的工作能力和轴上零件的工作可靠性，还会冲加轴的制造成本和轴上零件装配的困难等。轴的工作能力计算指的是轴的强度、刚度和振动稳定性等到方面的计算。多数情况下，轴的工作能力主要取决于轴的强度。这时只需对轴进行强度计算，以防止断裂或塑性变形。而对刚度要求高的轴和受力大的细长轴，还应进行刚度计算，以防止工作时产生过大的弹性变形。对高速运转的轴，还应进行振动稳定性计算，以防止发生共振而破坏。6.1.3轴的材料轴的材料主要是碳钢和合金钢。由于碳钢比合金钢价廉，对应力集中的敏感性较低，同时也可以用热处理或化学热处理的办法提高其耐磨性和抗疲劳强度，故采用碳钢制造轴尤为广泛，其中最长用的是45钢。6.1.4轴的结构设计轴的结构设计包括定出轴的合理外形和全部结构尺寸。1拟定轴上零件的装配方案 拟定轴上零件的装配方案是进行轴的结构设计的前提，它决定着轴的基本形式。所谓装配方案，就是预定出轴上方根零件的装配方向，顺序和相互关系。2轴上零件的定位为了防止轴上零件受力时发生沿轴向或周向的相对运动，轴上零件除了有游动或空转的要求者外，都必须进行轴向和周向定位，以保证其准确的工作位置。零件的轴向定位轴上零件的轴向定位是以轴肩、套筒、轴端挡圈和圆螺母等来保证的。轴肩分为定位轴肩和非定位轴肩两类。利用轴肩定位是最方便可靠的方法，但采用轴肩就必然会使轴的直径加大，而且轴肩处将因截面突变而引起应力集中。因此，轴肩位多用于轴向力较大的场合。定位轴肩的高度h 一般取为h=（0.070.1）d, d 为与零件相配处的轴的直径，单位为mm。流动轴承的定位轴肩高度必须低于轴承内圈端面的高度，以便拆卸轴承。非定位轴肩是为了加工和装配方便而设置的，其高度一般取为12mm。零件的径向定位径向定位的目的是限制轴上零件与轴发生相对转动。常用的径向定位零件键、花键、销、紧定螺钉以及过盈配合等。6.2轴的强度计算轴的计算准则是满足轴的强度或刚度要求，必要时还应校核轴的振动稳定性。1轴的扭转强度条件计算：轴的扭转强度条件为: 式(6.1)式中 扭转切应力单位为MPa； T轴所受的扭矩，单位为N.mm；轴的抗扭截面系数，单位为mm3；n轴的转速，单位为r/min；P轴传递的功率，单位为KW；d计算截面处轴的直径，单位为mm；许用扭转切应力，单位为Mpa。由上式可得轴的直径:d 式(6.2)式中A0= , 对于空心轴，则式中, 即空心轴的内径d1与外径d之比，通常取=0.50.6。应当指出，当轴截面上开有键槽时，应增大轴径以考虑键槽对轴的强度的削弱。对于直径d100mm的轴，有一个键槽时，轴径增大3；有两个键槽时，应增大7。对于直径d100mm的轴，有一个键槽时，轴径增大5%7；有两个键槽时，应增大10%15.然后将轴径圆整为标准直径。2按弯扭合成强度条件计算作出轴的计算简图（即力学模型）在作计算简图时，应先求出轴上受力零件的载荷（若为空间力系，应把空间力分解为圆周力，径向力和轴向力，然后把它们全部转化到轴上），并将其分解为水平分力和垂直分力。然后求出各支承处的水平反力和垂直反力。作出弯矩图根据上述简图，分别按水平面和垂直平面计算各力产生的弯矩，并按计算结果分别作出平面上弯矩和垂直面上的弯矩；然后按下式计算总弯矩并作出M图；作出扭矩图3校核轴的强度已知轴的弯矩和扭矩后，可针对某些危险截面作弯扭合成强度校核计算。按第三强度理论，计算应力为了考虑循环特性的影响，引入折合系数a,则计算应力为：对于直径为d圆轴，弯曲应力，扭转切应力，将代入上式中，则轴的弯扭合成强度条件为： 式（6.3）式中 轴的计算应力，单位为Mpa；M轴所承受的弯矩，单位为N.mm；T轴所受的扭矩，单位为N.mm；W轴的抗弯截面系数，单位为mm3；对称循环变应力时轴的许用弯曲应力。6.3卷筒轴的设计 由于卷筒轴的可靠性对绞车的的安全，可靠性非常重要，因此十分重视卷筒轴的结构设计和强度，刚性计算。卷筒轴的结构，应力求简单，合理，应力集中应尽可能小。卷筒轴不仅要计算疲劳强度，而且还要计算静强度；次外，对较长的轴还需校核轴的刚度。在卷筒轴的设计上轴的材料采用钢，调质处理由机械设计手册查得 已知钢丝绳的额定拉力为，卷筒的直径，钢丝绳的直径。根据卷筒的大小初步定轴与卷筒的连接部分为100mm,由于和轴承座相连接的两边的轴径设为80mm。和减速器连接部分用ZL5联轴器。所以外围轴径为70mm。按照轴承，卷筒，联轴器和轴之间配合的要求可设计轴的基本尺寸如图：图5-1轴的基本尺寸a)对轴的受力分析水平面反力： 因为水平面上没有受到力，则Fa=0垂直面反力： 因为在垂直面上受到绳上拉力和两个轴承反力受力图为： 图5-2轴垂直面的受力图由已知条件为FC=5000N又由方程解方程得=2719 =2281画出垂直弯矩图 图5-3轴垂直面弯矩图 轴所受的扭矩图625000N.mm 625000N.mm图5-4轴所受的扭矩图T=FcL=5000125=625000N.mm转矩图 625000N.mm489 785图5-5轴受的转矩图b)校核轴径许用应力：用插入法由表查的 =102.5 Mpa =60 Mpa应力校正系数：=/=60/102.5=0.59当量转矩：T=0.59625000=368750N.mm 当量弯矩：M= N.mm轴径：D= mm所以设计的轴可用。7 键联接7.1键联接的功能与分类通过键将轴与轴上零件（齿轮，带轮，凸轮等）结合在一起，实现周向固定，并传递转矩的连接称为键联接。键联接属于可拆联接，具有结构简单，工作可靠，装拆方便及已经标准化等特点，故得到广泛的应用。键是一种标准零件，通常用来实现轴与轮毂之间的周向固定以传递转矩，有的还能实现轴上零件的轴向固定或轴向滑动的导向。键联接的类型有：平键联接，半圆键联接，楔键联接，切向键联接和花键联接等。7.1.1平键联接键的两侧面是工作面,工作时,靠键同键槽侧面的挤压来传递转矩。键的上表面和轮毂的键槽底面间则留有间隙。平键联接具有结构简单，装拆方便，对中性较好等优点，因而得到广泛应用。这种键连接不能承受轴向力，因而对轴上的零件不能起到轴向固定作用。根据用途的不同，平健分为普通平键、薄型平键、导向平键和滑键四种。其中普通平键和薄型平键用于静联接，导向平键和滑键用于动联接。普通平键按构造分：有圆头（A型），平头（B型）及单圆头（C型）三种。圆头平键宜放在轴上用键槽铣刀铣出的键槽中，键在键槽中轴向固定良好。缺点是键的头部侧面与轮毂上的键槽并不接触，因而键的圆头部分不能充分利用，而且轴上键槽端部的应力集中较大。平头平键是放在用盘铣刀铣出的键槽中，因而避免了上述缺点，但对于尺寸大的键，宜用紧定螺钉固定在轴上的键槽中，以防松动。单圆头平键则常用于轴端与毂类零件的联接。当被联接的毂类零件在工作过程中必须在轴上作轴向移动时（如变速箱的滑移齿轮），则须采用导向平键或滑键。导向平键是一种较长的平键，用螺钉固定在轴上的键槽中，为了便于拆卸，键上制有起键螺孔，以便拧入螺钉，使键退出键槽。轴上的传动零件则可沿键作轴向滑移，当零件需滑移的距离较大时，因所需导向平键的长度过大，制造困难，故宜采用滑键。滑键固定在轮毂上，轮毂带动滑键在轴上的键槽中作轴向滑移。这样，只需在轴上铣出较长的键槽，而键可做得较短。7.2键的选择键的选择包括类型选择和尺寸选择两个方面。键的类型应根据键联接的结构特点，使用要求和工作条件来选择；键的尺寸则按符合标准规格和强度要求来取定。键的主要尺寸为其截面尺寸（一般以键宽b键高h表示）与长度L。键的截面尺寸bh按轴的直径d由标准中选定。键的长度L一般可按轮毂的长度而定，即键长等于或短于轮毂的长度；而导向平键则按轮毂的长度及其滑动距离而定。一般轮毂的长度可取为L（1.52）d,这里d为轴的直径.所选定的键长亦应符合标准规的长度系列。普通平键的主要尺寸见表:表7-1 普通平键的主要尺寸轴的直径d轴的直径d轴的直径d键的长度系列L6，8，10，12，14，16，18 ，20，22，25，28，32，36，40，45，50，56，63，70，80，90，100，110，125，140，180，200，220，7.3平键的校核 选A型平键，由d1 =70mm,查表b1=20mm,h1=12mm,L1=125mm 由 d2 =100mm,查表b2=28mm,h2=16mm,L2=90mm校核挤压强度： 式中 （1） 70mm ,T=1250 ,由查表得 ，K=6mm， （2）110mm ,T=1250 ,由查表得 ，K=8mm， 挤压强度满足要求。8 钢丝绳的选择和卷筒的设计DTIID71绞车通过钢丝绳牵引小车。工作时钢丝绳所应力十分复杂，加之对外界影响因素比较敏感，一旦失败，后果十分严重。因此，应特别重视选择与使用。8.1钢丝绳的选择8.1.1钢丝绳的种类和构造钢丝绳是由许多高强度刚上编绕而成，可单捻、也可双捻成行。绳芯采用天然纤维芯（NF）、合成纤维芯（SF）、金属纤维芯（IWR）和金属丝股芯（IWS）。纤维芯钢丝具有较高的扰性和弹性，缠绕时弯曲应力较小。但不能承受横向压力；金属丝芯钢丝绳强度较高，能承受高温和横向压力，但扰性较差。绞车系多层缠绕，更合适选用双捻制金属丝芯钢丝绳。钢丝绳的种类，根据钢丝绳绕成股和股绕成绳的互相方向可分：（1）顺捻钢丝绳 、（2）交捻钢丝绳。因为交捻钢丝绳在绞车设计中应优先考虑，故在本设计上钢丝绳的选取是双捻制金属丝芯钢丝绳。8.1.2钢丝绳直径的选择钢丝绳的安全系数按下式计算： 式 （8.1）式中整条钢丝绳的破短拉力（N）；钢丝绳的额定拉力； 绞车工作级别规定的最小安全系数。机械手册查表得绞车的工作级别为A6，则选取安全系数=6 KN钢丝绳不应小于下式计算的最小值： 式中钢丝绳的最大工作拉力（KN）；钢丝绳的选取系数，经查表=0.1036。机械手册查表得d=9.4(mm),钢丝绳的抗拉强度为1220MPa，使用双捻制金属丝芯钢丝绳。8.2卷筒的设计绞车卷筒系钢丝绳多层缠绕，所受应力非常复杂。它作为卷扬机的重要零件，对卷扬机安全、可靠的工作至关重要，应合理的进行设计。8.2.1卷筒的材料 由于考虑到卷筒形状复杂，不易锻造而用铸铁又不能满足性能要求的零件，可用铸钢，本设计中选取ZG230-450屈服强度，拉伸强度8.2.2卷筒容绳尺寸计算 卷筒容绳尺寸参数意义及表示方法应符合国家标准规定。a) 卷筒节径 卷筒节径 应满足下式 式（8.2）式中筒绳直径比，由绞车设计查表得 钢丝绳直径（mm） 则取b) 卷筒容绳宽度 卷筒容绳宽度，一般可以由下式确定 式(8.3)式中卷筒直径（mm） 则取c)卷筒边缘直径卷筒边缘直径即卷筒端侧板直径端侧板直径用下式计算 式(8.4)式中最外层钢丝绳直径，由下式确定钢丝绳缠绕层数则取d) 缠绕层数缠绕层数按下式计算 式(8.5)式中为保证钢丝绳不越出端侧板外圆的的安全高度（mm）计算得则取e)卷筒容绳量卷筒容绳量是指钢丝绳在卷筒上顺序紧密排练时，达到规定的缠绕层数所能容纳的钢丝绳工作长度的最大值卷筒容绳量按下式计算第层钢丝绳绳芯直径为 式(8.6)式中的第层，。则第层钢丝绳长度为 卷筒容绳量为 式(8.7)8.2.3卷筒筒壁的厚度计算和卷筒壁的强度计算a)多层缠绕系数的确定多层缠绕系数的理论计算 式(8.8)式中钢丝绳的缠绕层数 式(8.9) 式(8.10) 式(8.11)式中钢丝绳的缠绕节距 卷筒壁厚 卷筒直径 钢丝绳直径 钢丝绳纵向弹性模量钢丝绳横向弹性模量卷筒材料的弹性模量钢丝绳的断面积 则b)卷筒的厚度设计 卷筒厚度为 式(8.12)式中钢丝绳的额定拉力绞车设计查得则C) 卷筒壁的强度计算 式(8.13) 经强度计算较合适无需调整。9 滚动轴承9.1滚动轴承概述9.1.1滚动轴承的组成及分类以滚动摩擦为主的轴承称为滚动轴承。滚动轴承主要由外圈，内圈，滚动体和保持架等组成。外圈的内表面和内圈的外表面上制有凹槽，称为滚道。当内，外圈作相对回转时，滚动体在内，外圈的滚道间既作自转又作公转。滚动体是轴承中形成滚动摩擦必不可少的零件。保持架的作用是把滚动体均匀地隔开，以避免相邻的两滚动体直接接触而增加磨损。滚动轴承的内，外圈分别与轴颈和轴承座装配在一起。通常内圈随轴颈一起回转，外圈固定不动，但也有外圈回转内圈固定的应用形式。常用的滚动体形状有球滚子，短圆柱滚子，圆锥滚子，球面滚子，螺旋滚子，长圆柱滚子，滚针。按照滚动轴承所受载荷不同，滚动轴承可分为三大类：向心轴承 仅承受径向（垂直于回转轴线）载荷的滚动轴承，如深沟球轴承。推力轴承 仅承受轴向（沿着或平行于回转轴线）载荷的滚动轴承，如推力球轴承。向心推力轴承 同时承受径向载荷和轴向载荷的滚动轴承，如角接触球轴承。滚动轴承的滚动体和内，外圈应具有较高的硬度，接触疲劳强度，耐磨性和冲击韧性，一般用含铬合金钢制造，常用材料有等。经热处理后，工作表面硬度应达6165HRC，并须磨削和抛光。保持架一般用低碳钢板冲压成形，也有用有色金属合金（如黄铜）或塑料制成。与滑动轴承比较，滚动轴承在使用上有以下优点：1）在一定条件下，摩擦阻力小，效率高。2）起动灵敏，工作稳定，且不随速度变化。3）在轴颈直径相同条件下，滚动轴承宽度较小。4）润滑简单，易于维护，密封。5）内部间隙小，回转精度高。6）标准化生产，供应充足，互换性好。9.1.2滚动轴承的类型和代号表9-1滚动轴承的基本类型类型代号轴承类型类型代号轴承类型0双列角接触球轴承6深沟球轴承1调心球轴承7角接触球轴承2调心滚子轴承和推力滚子轴承8推力圆柱滚子轴承3圆锥滚子轴承N圆柱滚子轴承4双列深沟球轴承U外球面球轴承5推力球轴承QJ四点接触球轴承滚动轴承的代号是用字母加数字来表示滚动轴承的结构。尺寸，公差等级，技术性能等特征的产品代号。轴承代号有基本代号，前置代号和后置代号构成。基本代号表示滚动轴承的基本类型，结构和尺寸，是轴承代号的基础。基本代号由轴承类型代号，尺寸系列代号，内径代号构成。尺寸系列代号有轴承的宽（高）度系列代号和直径系列代号组合而成。滚动轴承基本代号表示方法：9.2滚动轴承的选用滚动轴承的标准化零部件，种类繁多，特性各异，在了解各类轴承应用特点的基础上，选用时还应考虑以下一些因素：（1）所承受载荷的大小，方向和性质 载荷的大小和方向是选择滚动轴承类型的最主要因素。当结构尺寸相同时，滚子轴承的承受能力比球轴承大，承受冲击载荷的能力也较强。1）载荷较小且平稳时，可选用球轴承；载荷较大且有冲击时，可选用推力轴承。2）仅为径向载荷时，可选用向心轴承;仅为轴向载荷时，可选用推力轴承。3）当径向载荷Fr与轴向载荷Ft同时作用时：轴向载荷远小于径向载荷（Ft Fr）时，选用向心球轴承（深沟球轴承，调心球轴承等）；一般情形下，即轴向载荷小于径向载荷（FtFr）时，可选用接触角较大的角接触球轴承或大锥角的圆锥滚子轴承；轴向载荷很大（FtFr）时，可采用推力轴承与向心轴承组合，分别承受轴向载荷与径向载荷。（2）转速和回转精度 当轴承的结构尺寸，精度相同时，球轴承比滚子轴承径向间隙小。理论上球轴承是点接触，极限转速高。1）转速高，回转精度高的轴宜用球轴承；滚子轴承一般用于低速轴上。2）轴向载荷较大或纯轴向载荷的高速轴（轴颈圆周速度大于5m/s）,宜用角接触球轴承而不选用推力球轴承，因为转速高时滚动体的离心惯性力很大，会使推力轴承工作条件恶化。（3）调心性能 在支点跨距大或难以保证两轴承孔的同轴度时，应选择调心轴承，这类轴承在内外圈轴线有不大的相对偏斜时，仍能正常工作。具有调心性能的滚动轴承必须在轴的两端成对使用，如果一端采用调心轴承，另一端使用不能调心的轴承，则不能起调心作用。（4）经济性 普通结构的轴承比特殊结构的轴承便宜，球轴承比滚子轴承便宜。只要能满足使用的基本要求，应尽可能选用普通结构的球轴承。滚动轴承的公差等级分/P0，/P6，/P6x,/P5,/P4,/P2等6级，轴承精度依次由低到高，其价格也依次升高。一般尽可能选用/P0级（轴承代号中省略不表示），只有对回转精度有较高要求时，才选用相应公差等级的轴承。此外，选用轴承还应考虑轴承装拆是否方便、市场供应是否充足等因素。9.3轴承游隙选择滚动轴承的径向游隙系指一个套圈固定不动，而另一个套圈在垂直于轴承轴线方向，由一个极端位置移动到另一个极端位置的移动量。轴承游隙的选择正确与否，对机械运转精度、轴承寿命、摩擦阻力、温升、振动与噪声等都有很大的影响。如对向心轴承游隙的选择过小时，则会使承受负荷的滚动体个数增多，接触应力减小，运转较平稳，但是，摩擦阻力会增大，温升也会提高。反之，则接触应力增大，振动大，而摩擦阻力减小，温升低。因此，根据轴承使用条件，选择最合适的游隙值，具有十分重要的意义。选事实上轴承游隙时，必须充分考虑下列几种主要因素：（1）轴承与轴和外壳孔配合的松紧会导致轴承游隙值的变化。一般轴承安装后会使游隙值缩小；（2）轴承在机构运转过程中，由于轴与外壳的散热条件的不同，使内圈和外圈之间产生温度差，从而会导致游隙值的缩小；（3）由于轴与外壳材料因膨胀系数不同，会导致游隙值的缩小或增大。通常向心轴承选择最适宜的工作游隙值就是轴承游隙标准中所规定的基本组游隙值。基本组游隙值适用于一般工作条件，应该优先选用。对于在特殊条件下工作的向心轴承不能采用基本组游隙时，可选用辅助组游隙值。如深沟球轴承的第3、4、5组游隙值，适用于轴承与轴和外壳孔采用比正常配合更紧的过盈配合或轴承内圈与外圈工作温差较大的机械部件中。在轴中心与外壳孔中心线倾斜度较大，和为了增加其承受轴向负荷能力，提高轴承极限转速，以及降低轴承摩擦阻力等工况条件下，亦可采用第3、4、5组游隙值。对于要求旋转精密或限制轴向游动的轴，一般采用第2组游隙值（小游隙值）的轴承，必要时还给予一定的预加负荷“预紧”，以提高轴的刚性9.4轴承的润滑及密封方法 轴承在运动过程中，轴承内外圈以及滚动体之间必然产生相对运动，这样运动体之间就要产生摩擦，消耗一部分动力，引起内外圈和滚动体之间发热、磨损。为了减少摩擦阻力，减缓轴承的磨损速度并控制轴承的温升，提高轴承的使用寿命，在使用轴承的机构设计中必须考虑轴承的润滑问题，而为了使轴承保持润滑，还必须考虑轴承的密封。9.4.1润滑的作用减少摩擦、磨损 在摩擦面之间加入润滑剂，在相对运动体之间形成液体或半液体摩擦，降低相对运动体之间的摩擦系数，从而减少摩擦力。由于在相对运动体之间形成油膜隔离，避免两摩擦面之间相互接触导致磨损。降低温升由于摩擦系数降低，减少了两摩擦面的摩擦，相应减少轴承的发热；同时润滑油流过润滑面时，可以带走一部分热量。防止锈蚀和清洗作用 润滑油能够形成油膜，保护零件表面免受锈蚀，同时滚动体带动润滑油流过零件表面时可以把摩擦面之间的赃物带走，起到清洗作用。密封 润滑剂可以形成密封的作用，并与密封装置在一起，阻止外界的灰尘等杂物进入轴承，保护轴承不受外物的入侵。 9.4.2润滑剂的选用原则滚动轴承可以用润滑脂或润滑油来润滑。试验说明，在速度较低时，用润滑脂比用润滑油温升低；速度较高时，用润滑油较好。一般情况下，判断的指标是速度因数dn。d为轴承内径（mm），n为转速（r/min）。各种滚动轴承适用脂润滑或油润滑，油润滑适用什么样的润滑方式的dn值，可以查机床设计手册。1. 脂润滑脂润滑可用于dn值较低，又不需要冷却的场合。脂润滑的结构比较简单，不存在漏油问题。使用润滑脂进行润滑，润滑脂的充填量不宜过多，不能把轴承填满。否则将引起轴承发热并把脂熔化流出，润滑效果将适得其反。另外填充油脂时不要用手抹（因手上有汗，会腐蚀轴承），应该用针筒注入，使滚道和每个滚动体都粘上脂。2. 油润滑油润滑适用一切转速，既可以起润滑作用，又能起冲洗降温作用。润滑油的粘度，是随油温的升高而降低的。为了保证滚动体与滚动道接触面内有足够强度的油膜，应使润滑油在轴承工作温度下的粘度为12-23cst。转速越高，粘度应越低；负荷越重，粘度应越高。如果轴系机械结构中使用普通轴承，而且轴系运行速度不是很高，润滑一般采用油浴方式；对于精度较高的设备，要求使用精密轴承，建议使用滴油或循环方式供油润滑，因为采用这两种润滑方式，可以对润滑油进行更好的过滤，减少赃物进入轴承，同时这两种润滑方式可以使润滑油充分散热，可以更好使轴承降温。为了获得良好的润滑效果，润滑剂必须具备：较低的摩擦系数，良好的吸附能力以及渗入能力，以便能够很好地渗入到摩擦副的微小间隙内，牢固吸附在摩擦面上，形成具有一定强度的抗压油膜。在机械结构的设计中，应该根据轴承的类型、速度和工作负荷选择润滑剂的种类和润滑方式，如果润滑剂和润滑方式选择得合适，可以降低轴承的工作温度并延长轴承的使用寿命。9.4.3 密封结构机械系统中的密封结构，对于油润滑的轴承结构来说，为的是防止润滑油外漏和灰尘屑末切削液等进入；对于脂润滑的轴承结构来说，由于脂不会外泄，主要是防止上述外物。脂润滑的机械结构对防止外物进入的要求高些。因此对于密封结构的设计主要是考虑防漏和外物的侵入。 润滑油的防漏主要靠疏导，同时也要设计合理的结构。由于角接触轴承有泵油作用，而轴承一般是背靠背安装，所以主轴箱和端盖之间要有回油通道，以便润滑和防漏。如图所示的甩油环密封结构，在工作时就能起到防漏和疏导作用。润滑油经轴承后，向右经螺母2外流。螺母的外园有锯齿形环槽。主轴旋转时将油泵向压盖1内的空腔，然后经回油孔流回主轴箱。锯齿的方向应逆着油流的方向。环形槽应有2-3条。回油孔直径应尽量大一些。一种新型的密封结构新型机械式密封对于油润滑或脂润滑，为了有效防止外物侵入，主轴组件中甩油环密封结构，其基本原理是：主轴上螺纹Mb、螺纹Mc同方向，螺纹Ma、Md同方向，但方向与Mb相反。当主轴旋转时，Ma、Mc把油甩向轴承，与此同时由于Mb、Md旋转方向与Ma相反，把外面的赃物挡在外面，防止异物的侵入。设计这种密封结构必须注意几个问题：最好把螺纹设计成锯齿形，其外径可以做成平型结构，根据主轴旋转方向确定锯齿形螺纹的朝向；注意螺纹压盖的孔与螺纹的配合间隙的选定，一般选取主轴直径的千分之二到千分之三之间，在工艺允许的情况下尽量取小值；主轴的旋转方向固定。结论转眼间，毕业设计就已接近尾声，虽然短暂，但却为我以后的工作生活奠定一个的重要的里程碑，同时为我的四年大学生活画上的一个完美的句号。通过这次毕业设计不但使我巩固和重温了大学四年来我所学的专业理论知识，而且让我从中吸取了很多新的知识，尤其是增进了我对机械设计这一领域的了解和认识。毕业设计是将所学专业理论知识有机融合的一个过程，是对我们专业综合素质的一个考核。我的设计题目是DTD71绞车的设计，在整个设计过程中，我不断遇到各种各样的问题和困难，通过老师的悉心指导，同学之间的相互讨论，查阅大量的相关资料，都一一迎刃而解。充分发挥了我们设计小组的团队精神。在设计过程中，又使我对电动机的选择，轴的设计校核和轴承的选择有了更深刻的认识。在我感觉中，这次设计只要按照指导老师的进度去完成任务。此次在绞车的设计过程中，我在一些地方进行了改进，使其性能更优良、更可靠，提高了其工作效率。为了达到以上要求，我经常和指导老师进行设计方案研讨，研究绞车部件的选择，对轴承选择分析和验算，同时分析其强度是否符合工作要求，最大限度的延长其使用寿命。使设计出来绞车结构合理、操作方便、更符合现代的要求。这次的毕业设计也很好地锻炼了我独立思考问题、分析问题、解决问题的能力。关键是掌握了独立思考问题的方法，在指导老师的指导下熟悉了独立进行项目设计的全过程以及设计过程中如何解决碰到的难题。在设计过程中经常会碰到书本上推荐的理论数据与工厂里实际应用不符合，这时候就必须理论联系实际综合考虑实际的应用性进行合理的选择，在设计过程中忽略了任何一个因素都可能对整个设计带来很大影响甚至导致失败，而为以后走上工作岗位成为一名优秀的工程技术人员奠定了坚实的基础。致谢整个毕业设计得到陆兴华老师的耐心指导和细心帮助，经过几个月来的努力以及与同学的合作，我完成了这次毕业设计。从刚接触这一课题时的一知半解到现在的小有成绩，确实经历一段刻苦的学习过程，但在这里我特别感谢我的指导老师陆兴华老师，是她为我推荐材料，精心指导和策划，及时指正我设计的缺点和不足之处，并对我的设计提出了很多建设性和创新性的建议，对我的毕业设计给予了很大的帮助。陆老师严谨的治学态度，一丝不苟的工作精神，忘我的工作热情，以身作则的工作方式，以及独特的人格魅力一直深深地感染和激励着我，使我受益匪浅。在此致以诚挚的敬意和衷心的感谢！毕业设计的完成还要感谢我的同学们，他们不仅在精神上不断支持我，而且还帮我收集资料，在此向他们表示我最诚挚的谢意！参考文献1 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ToolReuven KatzJohn YookYoram KorenReceived: January 3, 2003; revised: September 16, 2003AbstractComputerized control systems for machine tools must generate coordinated movements of the separately driven axes of motion in order to trace accurately a predetermined path of the cutting tool relative to the workpiece. However, since the dynamic properties of the individual machine axes are not exactly equal, undesired contour errors are generated. The contour error is defined as the distance between the predetermined and actual path of the cutting tool. The cross-coupling controller (CCC) strategy was introduced to effectively decrease the contour errors in conventional, orthogonal machine tools. This paper, however, deals with a new class of machines that have non-orthogonal axes of motion and called reconfigurable machine tools (RMTs). These machines may be included in large-scale reconfigurable machining systems (RMSs). When the axes of the machine are non-orthogonal, the movement between the axes is tightly coupled and the importance of coordinated movement among the axes becomes even greater. In the case of a non-orthogonal RMT, in addition to the contour error, another machining error called in-depth error is also generated due to the non-orthogonal nature of the machine. The focus of this study is on the conceptual design of a new type of cross-coupling controller for a non-orthogonal machine tool that decreases both the contour and the in-depth machining errors. Various types of cross-coupling controllers, symmetric and non-symmetric, with and without feedforward, are suggested and studied. The stability of the control system is investigated, and simulation is used to compare the different types of controllers. We show that by using cross-coupling controllers the reduction of machining errors are significantly reduced in comparison with the conventional de-coupled controller. Furthermore, it is shown that the non-symmetric cross-coupling feedforward (NS-CC-FF) controller demonstrates the best results and is the leading concept for non-orthogonal machine tools. 2004 ASME Contributed by the Dynamic Systems, Measurement, and Control Division of THE AMERICAN SOCIETY OF MECHANICAL ENGINEERS for publication in the ASME JOURNAL OF DYNAMIC SYSTEMS, MEASUREMENT, AND CONTROL. Manuscript received by the ASME Dynamic Systems and Control Division January 3, 2003; final revision September 16, 2003. Associate Editor: J. Tu. Keywords:machine tool, cross-coupling controller, non-orthogonal, RMT1 IntroductionCurrently manufacturing industries have two primary methods for producing medium and high volume machined parts: dedicated machining systems (DMSs) and flexible manufacturing systems (FMSs) that include CNC machines. The DMS is an ideal solution when the part design is fixed and mass production is required to reduce cost. On the other hand, the FMS is ideal when the required quantities are not so high and many modifications in the part design are foreseen. In contrast to these two extremes, Koren describes an innovative approach of customized manufacturing called reconfigurable manufacturing systems (RMS). The main advantage of this new approach is the customized flexibility in the system to produce a part family with lower investment cost than FMS. A typical RMS includes both conventional CNC machines and a new type of machine called the Reconfigurable Machine Tool . The Engineering Research Center (ERC) for Reconfigurable Machining Systems (RMS) at the University of Michigan with its industrial partners has designed an experimental Reconfigurable Machine Tool (RMT) 。This machine allows ERC researchers to validate many of the new concepts and machine tool design methodologies that have been already developed in the center. There are many types of RMTs. This paper describes an arch-type non-orthogonal multi-axis RMT machine 。The economic justification of RMTs is given in section 2 of this paper. A contouring motion requires that the cutting tool moves along a desired trajectory. Typically, computerized control systems for machine tools generate coordinated movements of the separately driven axes of motion in order to trace a predetermined path of the cutting tool relative to the workpiece. To reduce the contouring error, which is defined as the distance between the predetermined and the actual path, there have been two main control strategies. The first approach is to use feedforward control in order to reduce axial tracking errors .however, they are limited when non-linear cuts are required. The other approach is to use cross-coupling control in which axial-feedback information is shared between the moving axes. The cross-coupling controller is used in addition to the conventional axial servo controller. At each sampling time, the cross-coupling controller calculates the current contour error and generates a command that moves the tool toward the closest point on the desired tool path. This control strategy of the cross-coupling controller (CCC) effectively decreases the contour error. Advanced control methods have been applied to further improve the control properties of the original cross-coupling controller (CCC). An optimal CCC is suggested in , to improve the controller performance when high contouring speeds were required. Another method to overcome the same problem for higher contour feedrates is addressed in , which uses adaptive feederate control strategy to improve the controller performance. The latest trend of cross-coupling controller improvement is the application of fuzzy logic . All these methods, however, do not work for machines with non-orthogonal axes. Surface cut (e.g., a circular cut in the X-Y plane) on a 3-axis orthogonal milling machine requires a motion of two axes (e.g., X and Y). However, surface cuts in the non-orthogonal RMT require simultaneous motion of all three axes. Therefore, in addition to the contour error, this motion creates another error, called the in-depth error, which is in the Z direction. This error affects the surface finish quality of the workpiece. While contouring, the tool tip of the RMT has not only to follow the predetermined path, but also to control continuously the depth of cut. The simultaneous control of both errors, the conventional contour error and the in-depth error, requires a new control strategy since the standard CCC algorithms cannot be directly applied. In other words, the RMT control design problem requires a new control approach that is able to correct simultaneously two types of cutting errors. This problem has not been addressed in the literature. In this paper, we describe three types of controllers aimed at reducing the contour and in-depth error simultaneously. First we investigate a symmetrical cross-coupling (S-CC) controller, which unfortunately does not show good performance in reducing both errors. The poor performance is due to the conflicting demands in reducing the two errors and the lack of information sharing between the two pairs of axes (X-Y and Y-Z), which are responsible for error compensation. To overcome this problem, the required motion information of one pair of axes is fed forward to the other. This idea results in two new controller types, symmetrical cross-coupling feedforward (S-CC-FF) controller and non-symmetrical cross-coupling feedforward (NS-CC-FF) controller. Finally, the influence of the reconfigurable angular position of the cutting tool on system stability is investigated. 2 Machine Characteristics and the Control ProblemIn this section we explain the economic advantage of the RMT, and develop the mathematical representation of the contour error and the in-depth error. aMachine CharacteristicsTypical CNC machine tools are built as general-purpose machines. The part to be machined has to be adapted to a given machine by utilizing process planning methodologies. This design process may create a capital waste: Since the CNC machine is designed at the outset to machine any part (within a given envelope), it must be built with general flexibility, but not all this flexibility is utilized for machining a specific part. The concept of RMTs reverses this design order: The machine is designed around a known part family. This design process creates a less complex, although less flexible machine, but a machine that contains all the functionality and flexibility needed to produce a certain part family. The RMT may contain, for example, a smaller number of axes, which reduces cost and enhances the machine reliability. Therefore, in principle, a RMT with customized flexibility would be less expensive than a comparable CNC that has general flexibility. A conceptual example of a RMT designed to machine a part with inclined surfaces of 45 deg is shown in Fig. 1. If a conventional CNC is used to machine this inclined surface, a 4- or 5-axis machine is needed. In this example, however, only three axes are needed on a new type of 3-axis non-orthogonal machine tool. Nevertheless, one may argue that its not economical to build as product non-orthogonal machine tools for 45 deg. Therefore, we developed a 3-axis non-orthogonal machine in which the angle of the Z-axis is adjustable during reconfiguration periods, as shown in Fig. 2. The simple adjusting mechanism is not servo-controlled and does not have the requirements of a regular moving axis of motion. The designed RMT may be reconfigured into six angular positions of the spindle axis, between 15 and 60 deg with steps of 15 deg. The main axes of the machine are X-axis (table drive horizontal motion), Y-axis (column drive vertical motion) and Z-axis (spindle drive inclined motion) . The two extreme positions of the machine spindle axis (15 and 60 deg) . The XYZ machine axes comprise a non-orthogonal system of coordinates, except for the case when the spindle is in a horizontal position. Two orthogonal auxiliary systems of coordinates are used to describe the machine, XSZ and XYZ, where S is an axis parallel to the part surface and Z is an axis perpendicular to both X and Y-axis. The machine is designed to drill and mill on an inclined surface in such a way that the tool is perpendicular to the surface. In milling at least two axes of motion participate in the cut. For example, the upward motion on the inclined surface in the S-axis direction requires that the machine drive move in the positive Y direction (upward) and in the positive Z direction (downward). When milling a nonlinear contour (e.g., a circle) on the inclined surface of the RMT, we may expect to get the traditional contour error. This error is measured on the workpiece surface (X-S plane) relative to the predetermined required path of the tool. However, in our machine, we get additional cutting error at the same time. This error is created due to the fluctuations in the depth of cut as result of the combined motion in the Y and Z-axis and therefore we call it in-depth error. This combined motion is required in order to move the tool up and down along the inclined surface. Figure 4 describes three systems of coordinates. XYZ is the machine tool non-orthogonal system of coordinates where the table moves in X direction, Y is the motion along the column and Z is in the direction of the spindle and the cutting tool. XSZ is an auxiliary orthogonal system of coordinates where S is the direction of the inclined surface of the workpiece, which is perpendicular to the tool axis. XYZ is another auxiliary orthogonal system of coordinates where Z is horizontal. bContouring and In-Depth ErrorsTo overcome the combined error, we designed a special cross-coupling controller. In the present paper, we would like to explain some aspects of the controller design. This design of a new cross-coupling controller for the 3-axes of motion gives insight to the system behavior under external disturbances. In-depth Error The in-depth error is typical to the characteristics of our non-orthogonal machine. In order to cut the workpiece at a predetermined depth, the combined motion of both Y and Z-axis must be controlled. As a result of the position errors of the servomotor drives due to the external disturbances on each axis the in-depth error is generated. This error may affect significantly the quality of the surface finish. The in-depth error is described in describes the linear relation between the error components in the Y and Z directions. It is important to understand that this error is not only time dependent but also depends on the machine reconfiguration angular position. For each angle of spindle axis positioning, the controller will apply different value of Czy in equation 3Controllers DesignIn traditional orthogonal CNC machines, the cross-coupling control strategy effectively reduces the error between the predetermined tool path and the actual tool path. In a two-axis contouring system, the X-axis servodrive receives two inputs: one a traditional input from an X-axis servo controller that reduces Ex (the axial position error along the X direction) and another input from the cross-coupling controller to reduce rx (the X component of the contour error). Similarly, the Y-axis plant receives two inputs. The additional inputs to each axis are used to decrease the contour error in the normal direction represented by r The objective of this paper is to suggest a suitable cross-coupling control strategy for both the contour and in-depth errors. Three controllers are examined: a symmetric cross-coupling (S-CC) controller, the symmetric cross-coupling controller with additional feedforward (S-CC-FF), and a non-symmetric cross-coupling controller with feedforward (NS-CC-FF). a Controllers Structures.The detailed structure of the three controllers is illustrated The basic structure is to have two standard cross-coupling (CC) controllers, one for the contour error in the XY-subsystem with a gain Gr and the other for the in-depth error in the YZ-subsystem with a gain Gz. Section 4b includes a discussion on the values of Gr and Gz. The in-depth cross-coupling controller has the same basic control structure as the contour cross-coupling controller. In addition, a feedforward term may be used to inform the Z-axis about the additional Y-axis input caused by the contour cross-coupling controller. Knowing this information in advance, the Z-axis can compensate for the movement of the Y-axis in order to reduce the in-depth error. The differences among the three proposed controllers are: (a) the presence or absence of a feedforward term (In the S-CC controller, the Kff block does not exist), and (b) a difference in the direction of the controlling error (in the NS-CC-FF controller, Czy is zero). If the feedforward term exists, Kff in Figure 6 can be expressed as follows The tracing error estimation gains, Crx, Cry, Czy, Czz are given in Equations (1) and (2). The symmetric cross-coupling (S-CC) controller uses the contour cross-coupling controller between the X and Y-axis and the in-depth cross-coupling controller between the Y and Z-axis. The contour cross-coupling controller decreases the contour error by coupling the X and Y-axis movements while the in-depth cross-coupling controller compensates the in-depth error by coupling the Y and Z-axis movements. The Y-axis receives one output from each cross-coupling controller; Ury and Uzy. As briefly explained in the previous section, Ury and Uzy may be in conflict with each other and the resulting control action does not necessarily decrease both the contour and the in-depth error. This is the main drawback of the SCC controller and it will be further investigated in the stability section. The symmetric cross-coupling feedforward (S-CC-FF) controller has the same structure as the S-CC controller, but includes an additional feedforward term. This feedforward term gives the Z-axis information about the movement of the Y-axis. In other words, when an output from the contour cross-coupling controller is applied to the Y-axis, this additional input is fed to the Z-axis in order to reduce the in-depth error from that additional input to Y-axis. Even though the S-CC-FF controller improves the performance of the system by adding a feedforward term, the conflict between the cross-coupling controllers still exists. Again, this characteristic will be discussed in more detail in the stability section. This is the motivation for introducing the next controller. The non-symmetric cross-coupling feedforward (NS-CC-FF) controller is suggested in order to remove the coupling between the cross-coupling controllers. Even though the in-depth error depends on the performance of the Y and Z-axis, this error is always parallel to the Z-axis movement. Using this characteristic we convert the controller to a master (Y)-slave (Z) operation in which the controller moves only the Z-axis to decrease the in-depth error. Namely, the coupling between the contour cross-coupling controller and the in-depth cross-coupling controller is removed in the NS-CC-FF controller. Therefore, Y-axis servo drive receives only one output from the cross-coupling controllers. As will be shown later this controller has the best performance. 4Controllers Stability AnalysisThe RMT system has tightly coupled axes and contains time-varying sinusoidal parameters. In order to simplify the stability analysis, the following assumption was made: E, where , E, are contour error, axial error, and radius of curvature, respectively 15. With this assumption, for the stability analysis, we can approximate the sinusoidal gains by linear terms. Furthermore, in order to eliminate the complexity with time-varying parameters in the stability analysis, we analyze the linearized contouring system since the cross-controller gains, Crx, Cry, Czy and Czz are constants in this case. The analysis below shows that there are bounded stability regions, and the controller parameters must be selected to satisfy certain constraints in order for the system to be stable. a. Characteristic Equations of S-CC, S-CC-FF, and NS-CC-FF Controllers For the linear system, = AX + BU, Y = CX + DU, the transfer function from U to Y, which is C(sI-A)1B + D, should be examined for the stability of the system. However, if C and D are BIBO matrix, then (sI-A)1B can be used for the stability analysis. Since the C and D matrices for the contour and in-depth error of the RMT are bounded time varying gain matrices, the stability of each axis can be used for the stability analysis of the entire system. For S-CC controller the positions of each axis are given as follows The notations Px, Py, Pz indicate the positions of the X, Y, Z-axis, respectively. Xr, Yr, Zr are the reference signals for each axis, and Ex, Ey, Ez are the errors (Ex = XrPx). For the S-CC-FF controller the positions are Namely, the characteristic equation of the X-axis, is the same in all three controllers. However, the characteristic equations of the Y and Z-axis depend on the type of controller used. In order to simplify the analysis the stability analysis is done for a given stable servo controllers for each axis and we investigate the stability of the system due to the cross-coupling controllers, Gr and Gz, only. bStable Region of the Cross-Coupling ControllersThe characteristic equations obtained in the previous section depend not only on the variable gain, Cs, but also on the RMT configuration angle, . Furthermore, the characteristic equation for Y with the S-CC and S-CC-FF controllers exhibit coupling between the contour and in-depth cross-coupling controllers. In order to simplify the analysis, PI controller for Gr and P controller for Gz are used.Numeric values of the parameters used in this study to describe the servo controllers and the plants are presented in appendix A. Utilizing these values, the characteristic equation can be expressed in terms of WP, WI, WZ, Cs, and . First, the configuration of the RMT system is fixed at = 60, and the characteristic equation is calculated as function of WP, WI, WZ, and Cs. Using the Routh-Jury criteria, the stable regions of WP, WI, and WZ are obtained as a function of Cs, and the smallest intersection of the stable regions with respect to Cs values was obtained. In addition, two sampling periods were considered, Ts = 10 msec and Ts = 1 msec. One typical stability plot for Wz = 10 and = 60, is shown in Fig. 7. The stability analysis results may be summarized as follows: 1 The stable region for S-CC and S-CC-FF controllers is an area bounded by three lines (as shown in Fig. 7): Line 1, Line 2, and Line 3 while the stable region for NS-CC-FF controller is the area bounded by Line 1 and Line 3. 2 For higher values of the gain Wz, Line 2 moved to the left while Line 1 and Line 3 were not affected by varying Wz. It means that a higher value of the proportional controller gain Wz, will reduce the stability region. 3 For higher values, Line 2 moves to the right while Line 1 and Line 3 are not affected. However, Line 2 can never cross Line 3 by only varying . The meaning of this observation is that horizontal spindle position represents better stability of the system. 4 The stability region becomes smaller with increasing sampling period. The system with the NS-CC-FF controller has the largest stable region for WP, WI, and WZ. This is due to the fact that the conflict between the cross-coupling controllers has been removed by decreasing the in-depth error by Z-axis movement only. The conflict between the cross-coupling controller in S-CC and S-CC-FF controller can be seen in the transfer function shown in Eqs. (4) and (5). The subsystem for the contour error, which consists of X and Y-axis only, should contain only variables related to the X and Y-axis such as Ex, Ey, Xr, and Yr. However, this subsystem contains also an Ez term. This Ez term will act as a disturbance to the contour subsystem. Similarly, the subsystem for the in-depth error, which consists of Y and Z-axis only, should be composed of terms related to the Y and Z-axis. Again, the in-depth subsystem contains an Ex term which will act as a disturbance to this subsystem. Unlike the transfer function of the Z-axis in Eq. (4), the one in Eq. (5) contains a feedforward term Kff. This Kff reduces the disturbance to the system resulting in a better performance for the S-CC-FF than the S-CC controller. Considering the transfer functions for the NS-CC-FF controller shown in Eq. (6), the subsystem for the contour error contains only terms related to the X and Y-axis and the subsystem for the in-depth error contains a feedforward term Kff that compensates the disturbance term. In other words, the disturbance term from the contour cross-coupling controller to the in-depth cross-coupling controller was removed using the feedforward term. Also the disturbance term from the in-depth cross-coupling controller to the contour cross-coupling controller was removed by correcting the in-depth error by only moving the Z-axis. Overall, the performance of the system using NS-CC-FF controller is expected to be the best among the proposed controllers, and the simulation results support this analysis. 5Simulation ResultsThe simplified RMT axial model that was used in the simulation is shown in Fig. 8 (the parameters for each axis can be found in appendix A). The cross-coupling controller parameters were chosen such that the system will operate within the stable region defined in the previous section. These parameters are not the optimal since optimization of the controller, was not a goal of this paper. For comparison purposes, all cross-coupling controller parameters are kept the same throughout the simulation. The desired tool path is a circular motion on the inclined X-S plane, and the response of each controller to a disturbance is compared. 6 ConclusionsThe conceptual design process of crossed-coupling controllers that was described in the paper allows insight and better understanding of the RMT controller problem. Some machining processes that traditionally require four or 5 degrees-of-freedom using an orthogonal CNC machine, may be performed by a new machine-typethe reconfigurable machine tool (RMT) that has just three-degrees of freedom. The disadvantage of the RMT configuration is that when contour cuts are needed in the X-S plane, a new type of errorthe in-depth errormay occur. This error, if not controlled properly, may severely affect the surface finish of the machined surfaces. To reduce the effect of the in-depth error, we introduced three types of cross-coupling controllers and found that all three are stable for a reasonable range of parameters. An increase of the reconfiguration angle (or tool-positioning angle) increases the contour and in-depth errors and decreases the region of stability. Furthermore, we also found that all three types of cross-coupling (CC) controllers reduce significantly the contour and in-depth errors. It was shown that for the control of the nonorthogonal arch-type RMT, the nonsymmetric cross-coupling feed-forward (NS-CC-FF) controller has the best performance of the three CC controllers. The symmetric cross-coupling (S-CC) controller does not adequately solve the in-depth error problem-an error that is typical to non-orthogonal RMTs. The S-CC-FF controller is marginally acceptable, but has problems when a disturbance (such as a cutting force) is applied to the Z-axis. Only the NS-CC-FF controller reduces significantly both the contour and the in-depth errors. Furthermore, the stability analysis shows that the NS-CC-FF controller is stable for a wider range of parameters than the other controllers are. Our main conclusion is, therefore, that the NS-CC-FF controller best fits the arch-type RMT. Nevertheless, we cannot state that it is a general conclusion for all types of RMTs. 附录2 非正交可重组机床的控制摘要为了准确预定刀具相对于工件的轨迹，机床计算机控制系统必须协调各运动机构运转轴的动作。不过,由于各机械轴的运动轨迹不尽相同的情况下,产生了偶然的误差。误差的范围是指与刀具实际预定轨迹的距离。交叉耦合控制(CCC)战略的实施,有效地减少了正交机床常规误差范围。这篇文章,涉及一类新的非正交可重组机床(RMTs)。这种机床可列入大规模可重组加工系统(RMSS)。当机械轴非正交时，轴线之间的运动必须是紧密结合，各运动轴协调的重要性变得更大。在非正交可重组机床加工中,除了形状误差之外,加工误差也是非正交机床引起的。这项研究的重点是减少新型交叉耦合控制的非正交机床形状和加工误差的概念设计。各种交叉耦合控制,对称和非对称,有没有前馈,是需要研究的。控制系统的稳定性调查,使用模拟比较不同类型控制。我们证明与传统的去耦控制相比用交叉耦合控制时，机械误差大为减少。此外,它显示了非对称交叉耦合前馈(NS-CC-FF)控制显示最好成绩是主要的概念和非正交机床。关键词：机床刀具，交叉耦合控制，非正交，可重组加工系统1.概述目前制造行业中主要有两种进行批量生产的方法:加工专用系统(DMSS)和数控柔性制造系统。DMS是一个理想的在设计、量产定需降低成本时的解决方法。另一方面,FMS是在零件设计要求不是很高,数量很多时的理想方法。与这两个极端相比,Koren描述了一种要求可重组设计制造制造系统(RMS)的新办法。这一新方法的主要优点是灵活性系统设计制作了比FMS投资成本低的零件库。典型的RMS一般包括传统的和可重组的新型数控机床。美国密西根大学可重组加工系统(RMS)工程研究中心(ERC)与产业合作伙伴设计了实验用可重组机床(RMT)。这种机床使ERC研究中心的研究人员机床设计和验证方法得到了发展。有许多种RMTs。这篇文章主要是描述原型非正交多轴RMT机床。RMTs的经济因素在本文的第二部分给出。做等直线运动的要求规定刀具要沿着理想的轨迹运动。通常,机床的计算机控制系统各轴的协调运动议案是为了追踪相对于刀具的预定的轨迹。为了减少造型错误,即指在预定的和实际的轨迹。有两个主要的控制策略。第一种方式是使用前馈控制,以减少实验跟踪误差。然而，当需要非线性切削时他们是有限的。其他方法是使用交叉耦合控制实验中移动轴共享的反馈信息。除了使用在传统伺服控制轴之外，交叉耦合控制还被使用着。每次采样时，交叉耦合控制计算当前形状误差,并产生指导刀具沿着预定轨迹运动的指令。这种交叉耦合控制（CCC）的控制策略有效地减少了误差范围。先进的控制方法已应用于使原有交叉耦合控制(CCC)的控制性能更进一步提高。当要求高速度时，最佳的（CCC）建议改善控制性能。另一种克服形状高馈送率这个问题的方法,是用适应的馈送率控制策略,以提高控制性能。最新趋势交叉耦合控制改善即为应用模糊逻辑。但是，所有这些方法都不用于非正交轴线机床。在三轴正交铣床上的表面切削(如，在X-Y坐标面的循环切削)需要两个坐标轴的坐标运动(如X和Y)。然而,在非正交RMT内的表面切削同时要求三轴坐标。因此,除了形状误差之外,这造成了另一种在Z方向的叫作深度误差的误差。这个误差影响工件表面的完成质量。而RMT的刀具尖端造型,不仅遵循预定的轨迹,而且也控制着不断降低的切削深度。要同时控制误差,常规误差范围和深度误差,就需要有新的策略,这是因为控制中心的标准算法不能直接使用。换言之,RMT控制设计的问题,需要有新的能正确同时降低两种误差的管理控制方法。在文献中这个问题没有得到解决。在这篇文章中,描述了三种量的控制,以同时减少外形和深度误差。首先调查对称交叉耦合(S-CC)控制,不幸的是它不能良好的同时减少误差。表现不佳的原因是同时减少两个误差的矛盾需求和缺乏信息交流的两个坐标面(X-Y和Y-Z),其中的误差相互补偿了。为解决这个问题,就要求各坐标轴间相互传送信息。这种观念导致两个新的控制类型：对称交叉耦合前馈(S-CC-FF)控制和非对称交叉耦合前馈(NS-CC-FF)控制。后,对系统稳定刃具可重组性的影响需要调查。2机床特性和控制问题在本节里我们说明的是RMT的经济优势,并制定了精确的代表性误差范围和深度误差。A 机床特点 典型数控机床被建成通用机械。机械部分必须符合规划的利用特定机器方法的过程。这个设计过程中可能造成资金浪费: 由于数控机床首先设计的是机床的一部分，它必须建立在一般的灵活性,但这
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