法兰盘84003零件机械加工工艺规程及粗铣34.5mm平面夹具设计【粗铣34.5mm平面】
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法兰盘84003零件机械加工工艺规程及粗铣34.5mm平面夹具设计【粗铣34.5mm平面】,粗铣34.5mm平面,法兰盘,84003,零件,机械,加工,工艺,规程,34.5,mm,平面,夹具,设计,粗铣
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辽宁广播电视大学毕业论文辽宁广播电视大学开放教育试点机械设计制造及其自动化专业（本科）毕业论文设计题目 CA6140CA6140 车床法兰盘的机械加工艺规程车床法兰盘的机械加工艺规程 及夹具设计及夹具设计 /教 学 班：机械设计制造及其自动化专业学生姓名： 齐 雪 学 号： 1021001290543 指导教师： 徐 罕 完成日期： 2014 年 11 月 13 日 辽宁广播电视大学毕业论文 摘 要本设计就是主要设计 CA6140 法兰盘工艺规程的制定及夹具。首先对零件的作用与原理加以了解，然后根据零件图，画出三维零件，进行工艺分析，按照该零件的材料要求和加工特点，选择毛坯及制造毛坯的形式。再根据零件图上的标注选择粗基准和精基准。根据生产类型制定一个技术要求和经济上比较合理的工艺路线。再查表确定加工余量并计算每个工序所用的时间，选择刀具及制定出一套完整的工序卡。第二部分是夹具设计，设计普通机床能使用的夹具。根据所选择的定位基准设计定位元件和夹紧元件。夹具的基本元件确定后，进行了夹紧力的计算。最后进行了定位误差的计算。关键词：关键词：法兰盘；工艺规程；夹具 辽宁广播电视大学毕业论文IIAbstractThis design is the main design process planning formulated the Flange plate and fixture. First of all the functions and principles of parts to understand, then according to the drawing, painting the three-dimensional parts, carries on the analysis of the technology, the components of the material requirements and processing features and choose blank and manufacture of blank form. Again according to the drawing on the choice of coarse benchmark and mark benchmark. According to production types make a technical requirements and the economy more reasonable process line. To check a watch sure machining allowance each working procedure and the calculation of the amount of time, the choice tools and develop a set of complete process card.The second part is the fixture design, fixture design can use ordinary machine tool. According to the location of the selected reference design locators and clamps. The basic element of fixture is determined, the calculation of clamping force. The calculation of the final positioning error .Key words: flange; Process equipment design；fixture辽宁广播电视大学毕业论文III目录1 绪论.11.1 课题背景.11.2 国内外研究现状.11.3 课题研究意义.11.4 课题主要研究内容.22 工艺规程设计.32.1 零件图工艺性分析.32.1.1 零件结构功用分析.32.1.2 零件技术条件分析.32.1.3 零件结构工艺性分析.32.2 确定、绘制毛坯简图.42.2.1 选择毛坯.42.2.2 确定毛坯的尺寸公差和机械加工余量.52.2.3 绘制毛坯图.52.3 机加工工艺路线确定.62.3.1 加工方法分析确定.62.3.2 加工顺序的安排.72.3.3 定位基准选择.82.3.4 制定工艺路线.92.3.5 工序尺寸及其公差确定.102.3.6 设备及其工艺装备确定.132.4 切削用量及工时定额确定.133 夹具的设计.203.1 工序尺寸精度分析.203.2 定位方案确定.20辽宁广播电视大学毕业论文IV3.3 定位元件确定.203.4. 铣削力的计算 .203.5 计算夹紧力 .213.6 定位误差分析计算 .223.7 夹具体设计.223.8 夹具总装配图 .23总结.24致谢.25参考文献.26附 录 A.27附 录 B.38辽宁广播电视大学毕业论文11 绪论1.1 课题背景CA6140 卧式车床上的法兰盘，为盘类零件，用于卧式车床上。车床的变速箱固定在主轴箱上，靠法兰盘定心。法兰盘内孔与主轴的中间轴承外圆相配，外圆与变速箱体孔相配，以保证主轴三个轴承孔同心，使齿轮正确啮合。主要作用是标明刻度，实现纵向进给。要明白机械加工工艺过程就是用切削的方法改变毛坯的形状、尺寸和材料的物理机械性质成为具有所需要的一定精度、粗糙度等的零件。为了能具体确切的说明过程，使工件能按照零件图的技术要求加工出来，就得制定复杂的机械加工工艺规程来作为生产的指导性技术文件，学习研究制定机械加工工艺规程的意义与作用就是本课题研究目的。1.2 国内外研究现状在法兰盘国内外发展历程、当前产业政策、行业一般特征（如产业生命周期、市场竞争程度）方面，采用期刊杂志等二手权威资料，结合静态和动态研究方法；在法兰盘产量统计、地域产出结构、企业市场集中度、产品生产成本及构成、法兰盘项目投资建设情况方面，主要根据行业协会、公司数据库等一手数据资料，采用的定量和定性研究方法；在法兰盘消费量，价格走势下游消费群体构成及消费特点，消费的区域性，品牌满意度调研以及渠道调查方面，主要采用实地调研获取一手资料并通过模型工具得出结论；在法兰盘进口市场、出口市场及进出口政策方面，通过对海关二手权威资料的整理分析，得出法兰盘进出口产品结构、地域格局及金额，采用的定量和定性研究方法；在法兰盘重点企业产品产销、发展规划、产品投放区域格局方面，主要采用实地调研获取一手资料方法，我国在这些领域还存在一定局限，需要我们继续努力，缩小与国外的差距。1.3 课题研究意义机械加工工艺设计是一门融理论性、科学性、实用性和经济性为一体的设计，它涉及的知识面广，决定着零件的加工质量、生产成本、产品效益及单位的经济效果。因而，正确分析零件的功用，恰当合理地制定工艺规程；选定机床、刀具、量具；夹具设计；辽宁广播电视大学毕业论文2确定加工余量、切削用量、对提高产品质量、劳动生产率、减轻劳动强度等具有重要的意义。1.4 课题主要研究内容1.了解 CA6140 车床法兰盘的功用；2.初步拟定 CA6140 车床法兰盘的机械加工工艺路线；3.计算切削用量，加工余量及工时定额；完善机械加工工艺规程；4.完成专用夹具的机械设计及相关计算；5.撰写毕业论文及翻译英文文献资料辽宁广播电视大学毕业论文32 工艺规程设计2.1 零件图工艺性分析2.1.1 零件结构功用分析法兰盘是可用于连接其他零件或可用于增加其他零件强度的一种零件。本法兰盘是回转面和平面的结合，内部由阶梯孔和螺纹孔组成，其要求有较高的耐磨性，较高的强度和回转稳定性。2.1.2 零件技术条件分析 1）法兰盘本身精度：如表 2.1 表 2.1零件尺寸（ mm）尺寸公差等级表面粗糙度 Ra019.0-80IT111.6m01.0-029.0-52IT61.6m1201IT143.2m62015. 0IT702.00-36IT6651.6m30.0-80,0-5.34IT132）位置精度，内孔62相对于基准面 A、B 的跳动量要求为 0.04。015. 0 3）加工此零件时，应尽量统一定位基准，减少装夹次数，这样有利于保证零件的加工精度。2.1.3 零件结构工艺性分析 此法兰盘是由回转面和平面组成，由零件图可知，该零件结构较为简单，但零件精度要求高，零件选用材料 HT150，该材料用于强度要求不高的一般铸件，不用人工实效，有良好的减振性，铸造性能好。对法兰盘的基本要求是高强度、高韧性、高耐磨性和回转平稳性，因而安排法兰盘加工过程应考虑到这些特点。本次设计的零件图如图 2.1：辽宁广播电视大学毕业论文4 图 2.1 零件二维图图 2.1 法兰盘零件图图 2.2 零件三维图2.2 确定、绘制毛坯简图2.2.1 选择毛坯根据零件材料HT150 确定为铸件，又已知零件质量为1.34kg。可知毛坯的铸造方法选用永久型铸造型。此外，为消除残余应力，铸造后应安排人工时效。辽宁广播电视大学毕业论文52.2.2 确定毛坯的尺寸公差和机械加工余量1、公差等级铸件尺寸公差为12 级，又由于是大批量生产，毛坯制造采用永久型铸造。公差等级为 CT9 级（机械制造工艺设计简明手册 P38） ，选取铸件错箱值为0.1mm。2、法兰盘铸造毛坯尺寸工差及加工余量 对大批量生产的铸件加工余量中查机械制造工艺补充教材P359360，选取等级精度为2 级。各加工表面总余量7mm。表 2.2零件尺寸（mm）单面加工余量（mm）铸件尺寸（mm）尺寸偏差（mm）363.5290.5523.0580.8624.0540.8 62.44.2540.8803.0860.8 1203.01260.815顶： 3.5底： 2.5220.547顶： 3.5底： 3.053.50.860顶： 4.0底： 3.0670.82.2.3 绘制毛坯图 如图 2.3 所示零件毛坯图如图 3.1 所示辽宁广播电视大学毕业论文6 图 2.3 零件毛坯图2.3 机加工工艺路线确定2.3.1 加工方法分析确定该零件是法兰盘，大批量生产。由于此零件较为简单，但精度要求较高，为保证加工精度和表面粗糙度的要求，应尽量减少装夹次数，统一定位基准，由于该法兰盘是由回转面和平面组成，根据具体需要初步确定的加工方法有车、铣、钻等。1、基准的选择基准的选择至关重要，是工艺规程设计中的关键问题之一，基准选择的是否合理对零件的加工质量影响很大，同时也影响生产效率和工艺成本(遵循基准统一原则)。2、 粗基准的选择选择粗基准主要是选择第一道机械加工工序的定位基准，以便为后继工序提供精基准。粗基准的选择原则对保证加工余量的均匀分配和加工面与非加工表面（作为粗基准的非加工表面）的位置关系具有重要影响。3、 精基准的选择选择精基准时应重点考虑如何减少工件的定位误差，保证加工精度，并使夹具机构简单，工件装夹方便。在各个阶梯孔的加工中，以中心阶梯孔为未经基准，来加工其他阶梯孔和零件的表面，才可以保证尺寸精度、形位公差。辽宁广播电视大学毕业论文72.3.2 加工顺序的安排在安排工序顺序时，不仅要考虑机械加工工序，还应考虑热处理工序和辅助工序。在安排机械加工工序时，应根据加工阶段的划分、基准的选择和被加工表面的主次来决定，一般应遵循以下几个原则：（1）先基准后其它 即首先应加工用作精基准的表面，再以加工出的精基准为定位基准加工其它表面。如果定位基准不止一个，则应安装基准面转换的的顺序和逐步提高加工精度的原则来安排基准面和主要表面的加工，以便为后继工序提供适合定位的基准。（2）先粗后精 各表面的加工顺序，按加工阶段，从粗到精进排。（3）先主后次 先加工主要表面，后加工次要表面。（4）先面后孔 先加工平面，后加工孔。因为平面定位比较稳定、可靠，所以像箱体、支架、连杆等平面轮廓尺寸较大的零件，常先加工平面，然后加工该平面上的孔，以保证加工质量。根据以上安排工序时应当遵循的原则，如图 4.1 所示 A、B、C、D，我们确定的大体的工序流程： 图 2.4 （1）以外圆58 及小端面 C 为粗基准,粗车大端面 D，86 外圆至，小端面 C046.082及126 外圆至121.50.2 的倒角。（2） 调头装夹以外圆及大端面 D 为基准，粗车小端面 C，58 外圆至046.082及端面 A、倒角。0019.054(3) 再以 82 外圆及大端面 D 为基准，粗车 3 X 0.5 退刀槽。(4) 以及小端面 C 面为基准，半精车大端面 D，82 外圆至和0019.05405.05.80121.5 外圆至120.40.125、倒角。(5) 以外圆及大端面 D 为基准，半精车小端面 C，54 外圆至及05.05.800074.08.52辽宁广播电视大学毕业论文8端面 A、倒角。(6) 以及小端面 C 面为基准，精车大端面 D，80.5 外圆，小端面 C 及0074.08.52120 外圆至尺寸要求。(7) 以外圆及大端面 D 为基准，精车外圆及端面 A 至尺寸要求。019.0800074.08.52(8) 以工件中心为定位基准，分别粗铣 E、F。(9) 以52 及小端面 C 面为基准，粗车58 内孔至外，倒角及 R3 的圆角。19.0061(10) 以52 及小端面 C 面为基准，车内槽。(11) 以52 及右端面 C 面为基准，半精车61 内孔至b 和，倒0047.04.6206.005.61角及 R3 的圆角。(12) 以52 及小端面 C 面为基准，精车620.015 内孔(13) 以52 及右端面 C 面为基准，攻 M641.5 螺纹。(14) 以80 外圆及大端面 D 为基准，粗车29 至。62.0035(15) 以80 外圆及大端面 D 为基准，半精车 35 内孔至62.0035(16) 以80 外圆及大端面 D 为基准，精车 36 内孔。(17) 以 80 外圆及大端面 D 为基准，粗插削 R3 键槽。(18) 以80 外圆及左端面 D 为基准，精插削 R3 键槽。(19) 以 D 面，内表面面为基准，半精铣 E 面至尺寸要求。(20) 以 D 面，E 面为基准，半精铣 F 面至 34.80.3。(21) 以 D 面，E 面为基准，精铣 F 面至。20，040.05.34(22) 以 C 面，52 外圆为基准，分别钻扩、11 孔。(23) 以 C 面，52 外圆为基准，锪11 孔。(24) 以大端面 D 面，80 外圆为基准，钻斜孔4。(25) 以 D 面，80 外圆为基准，钻盲孔18。2.3.3 定位基准选择先以为基准加工的外圆、长度方向为 15 的右端面和120的外圆，01,0-029.0-52019.0-801再以的外圆、长度方向为 15 的右端面为基准加工左端部分，再以外圆定位加019.0-80工内孔和螺纹，以36的内孔、6X6 的半圆槽和长度为 60 的右端面定位钻孔、02.00扩孔。2.3.4 制定工艺路线 如表 2.3 所示：表 2.3 工艺路线辽宁广播电视大学毕业论文9工序号工序内容刀具00铸造毛坯10热处理20粗车86、126 外圆及大端面 DYG6 硬质合金外圆车刀30粗车58 外圆及小端面C 和 30.5 退刀槽YG6 硬质合金外圆车刀,YG6 硬质合金切槽车刀40半精车82 外圆及大端面 DYG6 硬质合金外圆车刀50半精车54 外圆及小端面 CYG6 硬质合金外圆车刀60精车80.5 外圆及大端面 DYG6 硬质合金外圆车刀70精车52.8 外圆及小端面 CYG6 硬质合金外圆车刀80 粗铣 E 面YG6 硬质合金立铣刀90粗铣 F 面YG6 硬质合金立铣刀100粗车58 内孔及车内槽YG6 硬质合金内孔车刀、切槽刀110半精车61.4 和610.015 内孔YG6 硬质合金内孔车刀120精车610.015 内孔YG6 硬质合金内孔车刀130车螺纹YG6 硬质合金内孔螺纹车刀140粗车29 内孔YG6 硬质合金内孔车刀150半精车35 内孔YG6 硬质合金内孔车刀160精车35.5 内孔YG6 硬质合金内孔车刀辽宁广播电视大学毕业论文10170粗拉键槽键槽拉刀180精拉键槽键槽拉刀190半精铣 E 面YG6 硬质合金立铣刀200半精铣 F 面YG6 硬质合金立铣刀210精铣 F 面YG6 硬质合金立铣刀220钻，扩11 孔高速钢麻花钻10230锪16.5 孔高速钢扩孔钻11240钻4 斜孔高速钢锪孔钻16.5250钻18 盲孔高速钢麻花钻18260去毛刺270检验入库2.3.5 工序尺寸及其公差确定1、的工序尺寸及公差如表 2,4 所示：01,0-029.0-52表 2.4工艺路线基本尺寸工序余量工序精度工序尺寸 铸580.8580.8 粗车54. 4 0.0190019,0-54半精车52.81.2 0.0740074.08.52精车520.8 0.01901,0-029.0-522、的工序尺寸及公差如表 2,5 所示019.0-80表 2.5工艺路线基本尺寸工序余量工序精度工序尺寸 铸860.8860.8 粗车 82 40.19046.0-82辽宁广播电视大学毕业论文11 半精车 精车 80.5 80 1.5 0.50.50.19 05.0-5.80 019.0-80 3、 120的工序尺寸及公差如表 2,6 所示1表 2.6工艺路线基本尺寸工序余量工序精度工序尺寸 铸1260.81260.8 粗车121.5 4.5 100.15.121半精车120 1.5 212014、62的工序尺寸及公差如表 2,7 所示015. 0表 2.7工艺路线基本尺寸工序余量工序精度工序尺寸 铸540.8540.8粗车61 7 0.1919.0061 半精车 62.4 1.4 0.0470047.04.62 精车62 0.4 0.0362015. 05、 65 的工序尺寸及公差如表 2,8 所示表 2.8工艺路线工序余量工序尺寸 铸 54 粗车 664 半精车 1656、 62.4 的工序尺寸及公差如表 2,9 所示表 2.9工艺路线工序余量工序尺寸 铸 58 粗车 4.462.4辽宁广播电视大学毕业论文127、的工序尺寸及公差如表 2,10 所示02.0036表 2.10工艺路线基本尺寸工序余量工序精度工序尺寸铸290.8290.8粗车 33.1 4.10.16016.001.33半精车 34.6 1.50.11.006.34精车36140.0202.00368、11 的工序尺寸及公差如表 2,11 所示表 2.11工艺路线工序余量工序尺寸 钻 11119、16.5 的工序尺寸及公差如表 2,12 所示表 2.12工艺路线工序余量工序尺寸 钻 1111 扩 5.516.510、18 的工序尺寸及公差如表 2,13 所示表 2.13工序余量工序尺寸 181811、4 的工序尺寸及公差如表 2,14 所示表 2.14工艺路线工序余量工序尺寸 钻442.3.6 设备及其工艺装备确定所用的设备有：CA6140、立式铣床、摇臂转床、检验台。夹具有：三爪卡盘、钻直孔专用夹具、钻斜孔专用夹具、铣床专用夹具。刀具有：90 度车刀、铣刀、11、4、18、16.5 钻头、砂轮、切断刀。辽宁广播电视大学毕业论文13量具有：、游标卡尺、专用卡规、专用通规、止规2.4 切削用量及工时定额确定1、车端面 D选择刀具: 由切削用量简明手册表 1.2 选择 YG6 硬质合金刀；刀具耐用度T=60min；刀杆尺寸按表 1.1、表 1.3 选择 16mm25mm；刀片厚度 6mm； =10，0=90， =0， =0， =6。s08背吃刀量 p=（62-60.5）=1.5mm 。进给量 由切削用量简明手册表 1.4 查得 =0.50.7mm/r；由工艺补充材料表 2-18 按 C620-1 车床的进给量由机械制造工艺设计简明手册 （表 4.2-9） ，选择=0.5mm/r11切削速度（机床主轴转速 n）Vc由切削用量简明手册表 2-20 得 =158,x =0.15,y =0.40,m=0.20vcvv8由 v =k 得 （2.1）cvvyxpmvfaTcv v =0.63m/min=53.65 m/minc4 . 015. 02 . 05 . 05 . 160158由 n= （2.2）wcdv1000 n=201.01 r/min12014. 365.531000由机械制造技术基础机床说明书表 4.2-8 得 n=185 r/min6求得实际切削速度 v = = =49.38m/minc1000ndw3.14 85 1851000 根据机械制造工艺设计简明手册表 6.2-1 公式计算 L= l l l 12311l =+2=2 mm l =35 取 4 mm l =33 mm i=1 n=185 r/min =0.5mm/r1vptan23辽宁广播电视大学毕业论文14 T= = =0.39min=23.4s （2.3） .Lif n243310.52 1852、 粗车外圆80h11mm选择刀具: 由切削用量简明手册表 1.2 选择 YG6 硬质合金刀；刀具耐用度T=60min；刀杆尺寸按表 1.1、表 1.3 选择 16mm25mm；刀片厚度 6mm； =10，0=90， =0， =0， =6。s08背吃刀量 p: 单边余量 A=（85-83）/2=1 即 p=1mm进给量 由切削用量简明手册表 1.4 查得 =0.81.2mm/r；按 C620-1 车床的进给量由机械制造工艺设计简明手册 （表 4.2-9） ，选择=1.01mm/r11切削速度（机床主轴转速 n）Vc由切削用量简明手册表 2-20 得 =158,x =0.15,y =0.40,m=0.20vcvv8由 v =k （2.1） cvvyxpmvfaTcv v =0.63m/min =43.71 m/minc4 . 015. 02 . 001. 15 . 160158 由 （2.2） wcdv1000=nn=163.8 r/min12014. 371.431000由机械制造技术基础机床说明书表 4.2-8 得 n=150 r/min6求得实际切削速度v = =40.04m/minc1000ndw10001508514. 3确定基本工时 根据工艺手册表 6.2-1 公式计算 L= l l l12313l =+3=3 mm l =35 取 4 mm l =33 mm1vptan23辽宁广播电视大学毕业论文15i=1 n=150r/min =1.01mm/r T= = =0.26min=15.43s .Lif n115001. 132433、 粗车端面 C选择刀具: 由切削用量简明手册表 1.2 选择 YG6 硬质合金刀；刀具耐用度T=60min；刀杆尺寸按表 1.1、表 1.3 选择 16mm25mm；刀片厚度 6mm， =10，0=90， =0， =0， =6。s08背吃刀量p=(20.5-19)=1.5 mma进给量 由切削用量简明手册表 1.4 查得 =1.01.4mm/r；按 C620-1 车床的进给量由机械制造工艺设计简明手册 （表 4.2-9） ，选择=0.52mm/r11切削速度（机床主轴转速 n）Vc由切削用量简明手册表 2-20 得 =158,x =0.15,y =0.40,m=0.20vcvv8由公式（2.1）得 v =0.63m/minc4 . 015. 02 . 052. 05 . 160158 =53.65 m/min 由公式（2.2）得： n=142.38 r/min12014. 365.531000 由机械制造技术基础机床说明书表 4.2-8 得 n=120 r/min求得实际切削速度6v = =45.22m/minc1000ndw100012012014. 3确定基本工时 根据工艺手册表 6.2-1 公式计算 L= l l l12313l =+2=2 mm l =0 mm l =35 mm i=1 n=120r/min =0.52mm/r1vptan23辽宁广播电视大学毕业论文16 T= = =0.593min=35.58s .Lif n112052. 03524、 粗车外圆1201mm选择刀具: 由切削用量简明手册表 1.2 选择 YG6 硬质合金刀；刀具耐用度T=60min；刀杆尺寸按表 1.1、表 1.3 选择 16mm25mm；刀片厚度 6mm， =10，0=90， =0， =0， =6。s08背吃刀量p:单边余量 A=（125-121.1）/2=1.95 即p=1.95mmaa进给量 由切削用量简明手册表 1.4 查得 =1.01.4mm/r；按 C620-1 车床的进给量由机械制造工艺设计简明手册 （表 4.2-9） ，选择=1.21mm/r11切削速度（机床主轴转速 n）Vc由工艺补充材料表 2-20 得 =158,x =0.15,y =0.40,m=0.20vcvv13由 公式（2.1）得： v =0.63m/min=36.79 m/minc4 . 015. 02 . 021. 195. 160158 由 公式（2,2）得 ： n=93.73 r/min12014. 379.361000由机械制造技术基础机床说明书表 4.2-8 得 n=90 r/min6求得实际切削速度v = =35.33m/minc1000ndw10009012514. 3确定基本工时 根据工艺手册表 6.2-1 公式计算 L= l l l12313l =+3=3 mm l =3-4 取 4 mm l =33 mm1vptan23i=1 n=90r/min =1.21mm/r T= = =0.25min=15s （2.3）.Lif n19021. 13343 辽宁广播电视大学毕业论文17基本工时：T=23.4+15.43+35.58+15=89.41s5、 粗铣平面 E、F（1）选择刀具:a.由切削用量简明手册表 1.2 选择 YG6 硬质合金刀片；E 面宽 a=15mm,铣削厚度 6mm。F 面宽 a=15mm,铣削厚度 25.5mm。则铣刀直径 d=100mm Z=10（表 3.16）b.选择铣刀几何形状，表 3.2 得， =0， =75， =5， =-20， =80s08(2)选择切削用量确定铣削深度 ，由于加工余量不大，E 面可以一次走刀完成，F 面需要 4 次p走完，则 =h=6mmp进给量 f 采用不对称端铣以提高进给量。由 切削用量简明手册表 3.5，当z使用 YG6，铣床功力为 7.5kw(表 3.30，XA5012 型立铣说明书)查得f =0.140.24mm/z；所以取z f =0.24mm/zz8选择铣刀磨钝标准及刀具寿命，根据表 3.7，铣刀刀齿后刀面最大磨损量为0.5mm，镶齿铣刀（d =100mm）,刀具寿命 T=180min（表 3.8）0确定切削速度 v 和每分钟进给量 v 切削速度 v 可根据表 3.27 中的公式计算，也cfc可以直接由表 3.4 中查出。根据表 3.16，当 d =100mm， =6mm，Z=10， f =0.24mm/z 时，v =86m/min，n0pzt=285r/min，v=432mm/min。tft各修正系数为：k=k=k=0.89MvMnMvf k=k=k=1.0svsnsvf故 =86 0.89 1=76.54m/mincvvtkv n=275 0.89 1=244.75r/minntkn =432 0.89 1=384.489mm/minfvvftkv根据 XA5012 型铣床说明书，选择主轴转速 n =235r/min，v=375mm/mincfc因此实际切削速度和每齿进给量为v =73.79m/minc10000nd3.14 100 2351000f =0.16mm/zzZnvfc23510375辽宁广播电视大学毕业论文18计算基本工时t =mfvL式中，。根据切削用量手册表 3.26，不对称安装铣刀，,Lly 100lmm入切量及超切量，则 L=(100+36)mm=136mm，故36ymm =min=0.37minmt375136=+=0.37 5=1.75min=105st4mtmt6、 钻孔 3-11mm（1）选择钻头:由切削用量简明手册表 2.7 选择选择高速刚麻花钻头，其直径 d=10mm, 钻头几何形状，表 2.1-2.2 得，双锥修磨横刃（2）选择切削用量进给量 f 由切削用量简明手册表 2.7，查得 f =0.470.57mm/r；孔深修正系数 k=0.95，则 f=0.270.32mm/r,根据表 2.8 得 f=1.0mm/r，由表 2.35 得f=0.36mm/r8确定切削速度 vc切削速度的修正系数为 =1.0 =1.0 =0.85=1.0 由表 2.13 得 v =17m/min tkcvkrkzvkc,=295r/min,根据摇臂钻床说明书可选 n=272mm/rmin/2 .10 mkvvcd1000vn 确定基本时间 T=0.204min=12.24s nfl27236. 05157、 钻盲孔18mm(1)加工条件 加工材料：HT1533。HBS=200加工要求：钻盲孔 18mm。机床选择：摇臂钻床。工件装夹在车床的通用夹具上。(2) 确定切削用量及基本工时1）选择钻头:由切削用量简明手册表 2.7 选择选择高速刚麻花钻头，其直径 d=18mm, 钻头几何形状，表 2.1-2.2 得，双锥修磨横刃辽宁广播电视大学毕业论文192）选择切削用量进给量 f 由切削用量简明手册表 2.7，查得 f=0.700.86mm/r；根据表 2.8得 f=0.78mm/r，由表 2.35 得f=0.36mm/r8确定切削速度 vc切削速度的修正系数为 =1.0 =1.0 =0.85=1.0 由表 2.13 得 v =17m/min tkcvkrkzvkc=14.4m/min,=254.8r/min 根据摇臂钻床说明书可选 n=272mm/rkvvcd1000vn 确定基本时间 T=0.153min=9.18 s nfl27236. 05103 夹具的设计3.1 工序尺寸精度分析由工序图可知此工序的加工精度要求不高，具体加工要求如下：粗铣 34.5 平面，无其它技术要求，该工序在床上加工，零件属大批量生产。3.2 定位方案确定根据该工件的加工要求可知该工序必须限制工件五个自由度，即 x 移动、y 移动、x 转动、y 转动、z 转动，但为了方便的控制刀具的走刀位置，由分析可知要使定位基准与设计基准重合。选以29 的内孔和长度为 60 的右端面及长度为 34.5 的平面为定位基准。3.3 定位元件确定1、选择定位元件：由于本工序的定位面是54 的内孔和大端面，所以夹具上相应的定位元件选为一个平面和一个短圆柱心轴。2、确定定位元件尺寸、极限偏差和定位元件间位置尺寸及其极限偏差：辽宁广播电视大学毕业论文20由于其定位孔的尺寸为54，所以短圆柱心轴的尺寸为： 基本尺寸54，公差为0.083.4. 铣削力的计算1.铣削力的计算YG6 硬质合金立铣刀铣削力的计算公式： （3-1）式中铣刀加工不同材料的切削系数铣刀铣削力的修正系数铣削深度每齿进给量铣刀直径铣刀刀齿数铣削宽度根据参考文献11表 3-25 得到 30，表 3.4-21，得到，.5，。由公式（6-1）计算得立铣刀铣削力=1198.45N2.铣削力转矩的计算切削转矩计算公式： T=FL （3-2）式中 F铣削时的切削力L力臂其中 F=FZ=1198.45N，L=60mm，由式（3-2）得：T=FL=1198.450.60=719.07Nm3.5 计算夹紧力1、夹紧力的计算公式Fk=FK （3-3）式中 Fk实际所需夹紧力(N)辽宁广播电视大学毕业论文21F按静力平衡原理计算出的理论夹紧力（N）K安全系数2、安全系数 KK= K0 K1 K2 K3 K4 K5 K6 （3-4）式中 K0考虑加工材料及加工余量匀称性的基本安全系数K1基本安全系数K2刀具钝化系数K3切削特点系数K4夹紧动力稳定性系数K5手动夹紧时的手柄位置系数K6仅有力矩使工件回转时工件与支承面接触的情况的系数由公式（3-2）得：F=T/L=719.07/1.3=553N由参考文献11表 2.2-10 查的 K0=1.2， K1 =1.2，K2 =1.2，K3 =1.2，K4 =1.3，K5 =1.0，K6=1.0。由公式（3-4）得：K= K0 K1 K2 K3 K4 K5 K6=1.21.2 1.2 1.2 1.3 1.01.0=2.69由公式（3-3）得：Fk=FK=5532.69=1487根据参考文献11表 2.2-30 查的螺母提供夹紧力 F=3550，在螺母可提供的夹紧力的范围之内。3.6 定位误差分析计算分析计算平面定位误差：用心轴轴线定位和平面定位，设计基准是孔的轴线，存在位移误差。芯轴定位误差计算如下：jb=0db=D+d+=0.05+0.02+0.06=0.13D孔的公差；d心轴的公差；辽宁广播电视大学毕业论文22孔和心轴之间的最小间隙。dw=db =0.13 。夹具的定位误差为 0.13mm。3.7 夹具体设计由于此工件是大批量生产，根据钻铣床 T 型槽的宽度，决定选用 GB2206-80 宽度B=14，公差带为 h6 的 B 型两个定位键来确定夹具在机床上的位置。夹具选用灰铸铁的铸造夹具体，其基本厚度选为 20mm，并在夹具体底部两端设计出供 T 型槽用螺栓紧固夹具用的 U 型槽耳座。如图 6,1 所示夹具体零件图。3,1 夹具体零件图3.8 夹具总装配图辽宁广播电视大学毕业论文23如图 6.2 所示夹具体总装配图 图 3.2 夹具体总装配图总结法兰盘是可用于连接其他零件或可用于增加其他零件强度的一种零件。本法兰盘是回转面和平面的结合，内部由阶梯孔和螺纹孔组成，其要求有较高的耐磨性，较高的强度和回转稳定性。通过本课题工艺规程和夹具设计，得出以下结论：（1）在毛坯材料的选择和制造部分，由于零件机械加工的工序数量、材料消耗、加工劳动量等都在很大程度上与毛坯的选择有关，故正确的选择毛坯具有重大的技术经济意义。选择铸造方法主要考虑零件的使用性能，零件的铸造工艺性能，经济的合理性。综合考虑后，法兰盘材质为 HT150，生产纲领为大批量生产，采用自由锻造。（2）在工艺部分中，涉及到要确定各工序的安装工位和该工序需要的工步，加工该工序的机车及机床的进给量，切削深度，主轴转速和切削速度，该工序的夹具，刀具及量具，还有走刀次数和走刀长度，最后计算该工序的基本时间，辅助时间和工作地服务时间。 （3）在夹具设计部分，首先需要对工件的工序尺寸精度的分析，在确定定位方案，辽宁广播电视大学毕业论文24然后选择定位元件及工件的夹紧。然后计算切削力力以及夹紧工件需要的夹紧力，最后确定出夹具体的方案。致谢在毕业设计完成之际，我首先向关心帮助和指导我的指导老师徐罕表示衷心的感谢并致以崇高的敬意！ 在学校的学习生活即将结束，回顾几年来的学习经历，面对现在的收获，我感到无限欣慰。为此，我向热心帮助过我的所有老师和同学表示由衷的感谢!在论文工作中，遇到了许许多多这样那样的问题，有的是专业上的问题，有的是论文格式上的问题，一直得到徐罕老师的亲切关怀和悉心指导，使我的论文可以又快又好的完成。徐罕老师以其渊博的学识、严谨的治学态度、求实的工作作风和他敏捷的思维给我留下了深刻的印象，我将终生难忘营口大学老师对我的亲切关怀和悉心指导，再一次向他表示衷心的感谢，感谢他为学生营造的浓郁学术氛围，以及学习、生活上的无私帮助!同时也感谢所有和我一起学习的同学们，他们给予我一个良好的学习氛围，为我的生活增添了无穷的乐趣，给我留下了美好的回忆。 最后，衷心地感谢在百忙之中评阅论文和参加答辩的各位老师!辽宁广播电视大学毕业论文25参考文献1 薛源顺. 机床夹具设计M .机械工业出版社，20112 曹岩，白瑀. 机床夹具手册与三维图库M .出版社，20103 尹成湖，李保章，杜金瓶. 机械制造技术基础课程设计M .高等教育出版社. 20084 吴拓. 现代机床夹具设计M .化学工业出版社，20095 于大国. 机械制造技术基础与机械制造工艺学课程设计教程M .国防工业出版社，19946 卢秉恒. 机械制造技术基础M .机械工业出版社，20077 彭志强，刘爽，杜文杰. CAXA 制造工程师 2006 实用教程M .化学工业出版社，20078 艾兴，肖诗冈. 切削用量简明手册M .机械工业出版社，19949 杨裕根，褚世敏. 现代工程图学M .北京邮电大学出版社，200710 朱耀祥，浦林祥. 现代夹具设计手册M .机械工业出版社，200911 李益民. 机械制造工艺设计简明手册M .哈尔滨工业大学出版社，199312 叶玉驹，焦永和，张彤. 机械制图手册M .机械工业出版社，200813 张海华. 工艺补充材料 机械工业出版社，2006辽宁广播电视大学毕业论文26附 录 AThe characterisation of the dimensional changeof the Z-axis in NC turningAbstractManufacturing high value-added parts often requires a considerable amount of time spent on machining, during which the machines dimensional characteristics may change. During this study, weendeavoured to characterise the dimensional change of the slideways and ball screw spindle of the Z-axis on an NC lathe. Indeed, such changes are harmful when it comes to obtaining precise dimensions along the Z direction of the lathe. Firstly, we specified the context in which the study was to be conducted and the problem we were confronted with. We then conducted an experimental study to highlight the parameters havingan influence on the dimensional changes of the Z-axis.We then implemented modelling to generate a predictionmodel for this axiss behaviour during machining. We were thus able to compensate for such errors by inserting programmed offsets, calculated from the prediction model 1. We rounded off our study by milling a series of parts using a corrected NC programme that included a compensation for the dimensional change of the Z-axis in order to validate our approach.Keywords: CNC lathe Z-axis Dimensional change Compensation1. IntroductionDespite the precautions taken, when machining a ballscrew spindle to a pitch of 5 mm for 辽宁广播电视大学毕业论文27the requirements of the Laboratoire de Ge nie Me canique de Toulouse, we were unable to answer the requirements of an ISO5 quality classification (with positioning error greater than 23 lm for a displacement of 300 mm on the screw).Indeed, this machining showed major dispersions on the pitch of the ball screw spindle obtained. Current CAM programs generate tool trajectories correctly so you can produce rotation parts 2. As aresult, manufacturing inaccuracies are mainly due to defects generated by machining 3. Indeed, the geometrical characteristics of the machine used are not taken into account by the CAM software 4 (the squareness of the axes, the dispersion of the carriage return to position, the dispersion of the tool return to position, etc.). Furthermore, these characteristics are likely to change over time (due to dilatation, the relaxation of the different machine components like the spindle or the axes, the length of the tool due to wearetc.) Previous studies of parameters likely to have an influence on the dimensions obtained along the direction Z highlighted the dimensional instability phenomenon for the Z-axis during machining 2, 5, 6. Here, we introduce a method to characterise the dimensional change of the Z-axis in turning then a correction method based on compensation of calculated defects.1.1 Resources availableThe machine used was a 2-axis NC lathe equipped with a NUM numerical control director. The maximum available power was 11 kW and the maximum rotation frequency was 3000 rpm. We qualified the dispersion (DZ) of the carriage return to a position on the Z-axis using a series of 30 returns to position tests: DZ0.01 mm. Maximum carriage speed along the Z-axis At work: 3.8 m/min Outside machining: Another series of 30 tests was used to quantify the dispersion (DC) of the return to position of the turret tool holder on the carriage: DC0.01 mm. The NC program was generated using the Pro Engineer software program equipped with a post-processor to translate into the NUM language. 1.2 The test pieceThe test piece used was derived from the ball screwspindle machined for the Laboratoire de Ge nie Me can iquede Toulouse requirements. It was simplified and adapted to facilitate the dispersion measurement. The part comprised a threaded part and two grooves located on either side of the thread (Fig. 1). These grooves were to measure defects due to a dimensional change in the machine during machining.The machining procedure retained was as followsPreforming the blank辽宁广播电视大学毕业论文281st machining of groove A (depth 10 mm)2nd machining of groove B (depth 10 mm)Machining of thread2nd machining of groove A (depth 15 mm)2nd machining of groove B (depth 15 mm)If the machines geometric and dimensional characteristics changed between the start and the end of machining, the 1st and 2nd machining of grooves A and B were to be offset. We were able to quantify and visualise this variation by measuring these offsets.1.3 Implementation and machining An earlier study showed that pre-heating the spindle before machining was essential for the dimensional change phenomenon to be freed from the spindle 7. The lengthening of the spindle was mainly related to the rotation duration and frequency and much less affected by the tangential cutting force. Within the scope of our study, the machining was performed with a constant cutting speed of Vc=130 m/min; the machining diameter was practically constant and the rotation frequency varied between 1000 and 900 rpm (Figs. 2 and 3). A brief study into the spindles behaviour showed that pre-heating for 60 minutes at 1000 rpm meant you could then work with stabilised dilatation. We applied the comparator C3 (Fig. 5) behind the tailstock to measure displacement due to a possible lengthening of the part due to heating during machining. Operation 1 preform of the part to =40 mm and bearing seatings Tip tool holder: PCLNR20-20 (Fig. 4, tool 1) and PVGNR20-20 (Fig. 4, tool 3)Tips: CNMA08-08 (Fig. 4, tool 1) and VNMA12-08 (Fig. 4, tool 3)辽宁广播电视大学毕业论文29Cutting speed: 130 m/min Feed rate: 0.25 mm/rotation Depth of cut: 2 mmOperation 2 1st machining of grooves A and B Tip tool holder: RF151.22-2020-20 (Fig. 4, tool 2) Tip: N151.2-500-40-5P Cutting speed: 110 m/min Feed rate: 0.04 mm/rotation. Operation 3 Thread machining Tip tool holder: RF151.22-2020-20 (Fig. 4, tool 2) Tip: N151.2-500-40-5PCutting speed: 60m/minFeed rate: 8 mm/rotation Number of cuts 40 Operation 4 2nd machining of grooves A and B Tip tool holder: RF151.22-2020-20 (Fig. 4, tool 2) Tip: N151.2-500-40-5P Cutting speed: 100m/minFeed rate: 0.04 mm/rotation The dimensional change in the Z-axis that took place between operations 2 and 4 generated visible defects in grooves A and B. The defect in groove A was DA1= 0.08 mm and the defect in groove B was DB1=0.05 mm.辽宁广播电视大学毕业论文30These defects generated an error E=DA1_DB1=0.03 mm corresponding to the error in position of groove A in relation to groove B. This error E correspondsto the error obtained for 300 mm movements of the manufactured ball screw spindle. This does notcorrespond to the ISO 5 property class (the lowest rating) authorising a maximum positioning error of 0.023 mm for a movement of 300 mm.The comparator fitted to the tailstock (Fig. 5) ndicated a movement of less than 0.005 mm. With in the scope of our study, this result means we can neglect dimensional variations in the part in relation tothe slideway/ball screw spindle assembly during machining.2 The characterisation2.1 Determining influential parameters2.1.1 The complete experimental design and implementationDifferent parameters seem to have an influence on thebehaviour of the slideway and ball screw spindle assembly. Works conducted by M. Kim and Cho 6 stress theinfluence exerted by preloading in the nut, together with the amplitude and speed of the carriages movement.To quantify the influence of each of these parametersand their possible interactions, a complete experimental design was developed 8, 9. This experimental design had to enable us to determine: The parameters having an influence on the ball screwspindle/slideway assembly dimensional variation phenomenon.The mathematical model that can be used to model dimensional variations.The movements of the different points of the carriage during this change. The parameter measured was the 辽宁广播电视大学毕业论文31dimensional change for the slideways and ball screw spindle assembly. The factors retained for the experiment design were as follows:Factor A Machining loads* High level Fc=603 N,Fa=257 N Low level Fc=0.Fa=0Factor B Speed of movement High level f=5.5 m/minIntermediate level f=2 m/minLow level f=0.4 m/min Factor C Movement amplitude High level 520 mmLow level 120 mm The aim of our study was to characterise the NC lathes behaviour, whatever the style of design. We assumed the setting for the pre-loading of the nut on the ball screw spindle to be a non-varying parameter for the purposes of our study 10. We conducted a preliminary test to check that the rotation of the spindle (and its heating) did not change the dimensional characteristics of the slideways/ball screw spindle assembly. Implementing measurements: The four comparatorswere connected to the jig of the machineand and were mounted on the carriage(see Fig. 5 and Fig. 6). measured dilatation in relation to the jig (the ball screw spindle and the slideways dilatation), measured dilatation in relation to the headstock, and thus the dilatation of the ball screw spindle alone as the headstock was assembled on the slideways.2.1.2 Using the resultsWhen it came to showing the curves (Fig. 7), we decided to parameterise the dimensional change of the slideway and ball screw spindle assembly by: The rapidity in dimensional change of the slideway (ratio s) (Fig. 8). The amplitude in dimensional change (ratio K) (Fig. 8).We can determine the influence of each of the three factors studied and their interactions on changes in the K and s parameters using the graphs for effects (Fig. 9)and interactions (Fig. 10) for each of the 6 comparators.辽宁广播电视大学毕业论文32 辽宁广播电视大学毕业论文33 Not all the points for the carriage were subjected tothe same translation (see Fig. 7, the difference betweenC2 and C2 at r=3,200 s). Figure 11 shows the initial positions (Cni) and the final positions (Cfi) for points measured using the comparators. The dimensional change for a carriage point depends on its dimension along the Z-axis but also its abscissa X. We have already seen this phenomenon highlighted on other types of machines by Yun et al. 11.2.1.3 An analysis of the resultsAn analysis of all the results highlights the fact that the presence of machining stresses has no effect on the dimensional change for the slideway and ball screw spindle assembly. Moreover, the machining stress factor has no interaction with the two other factors of amplitude and speed.This means that all characterisation can thus be performed either off-load or during machining. All characterisation measurements can thus be performed later outside the machining process. The value for the dimensional change of a point located at a given location on the Z-axis will also depend on its X-axis. The characterisation of a dimensional change for the Z-axis proposed in this study must allow for this phenomenon to be taken into account. The three points scanned by and will always remain aligned. As we know that the comparators measure the change in the slideways and ball screw spindle assemblies in relation to the jig and thatmeasures the change in relation to the spindle,we can deduce that the dimensional change of the slideways has no effect on that of the spindle.The three points scanned will always remain aligned. As we know that comparatorsmeasure the change in the slideways+ball screw spindle assemblies in relation to the jig and that 辽宁广播电视大学毕业论文34measures the change in relation to the slideways, wecan deduce that the dimensional change of the slideways has no effect on that of the ball screw spindle.The measurements performed during the experiment design tests allowed us to determine the dimensional change for the points measured by comparators Additional tests were conducted to determine dimensional change for all points of the slideway/ball screw spindle assembly from points measured by the comparators Four comparators were placed on the Z-axis (see Fig. 12). Test 1 Movements at a speed of V=5.5m/min between points B and C.The comparators indicated the dimensional changes of points A,B, C and D, noted as Da, Db, Dc, Dd.Whatever the instant considered during the test, the relations of Eq. 1 and Eq. 2 below were verified towithin about 0.005 mm.Dc=Da+(Dd-Da)Z2/Z3 （1） Db=Da+(Dd-Da)Z1/Z3 (2)We deduce that we can evaluate dimensional change for a point, knowing the dimensional change for two other points, simply by interpolation to within about 5microns. Test 2 Movements at a speed V=5.5 m/min between points A and D.The comparators indicated dimensional changes of points A, B, C and D, noted as Da, Db, Dc, Dd. Whatever the instant considered during the test, therelations of Eq. 1 and Eq. 2 above always remained verified to within about 0.01 mm.We deduced from these two tests that we can evaluate dimensional change for a point to within accuracy of 10 microns simply by extrapolation if we know the dimensional change for two other points. Movements of points for the slideway and ball screw spindle assembly change in linear fashion between the spindle and the headstock. These observations concur2.2 Expressing the phenomenon in an equationWe chose to model dimensional change for the ball screw spindle and slideway assembly for an equation of the type K1_exp(_t/s) (Fig. 8) corresponding to an answer at one level for a system of the first order (transfer function H(p)=K/(1+sp). Vigiers and Sissons matrix model 8 provides us with the means to determine values for K ands in relation to parameters fandLfrom the results of 12 experiments from the overall design. The example below (Eq. 3) gives the expression of the variable K for comparator in relation to the results obtained during our tests.Equation 3Expression of the variable K for comparator,We can use this model to predict dimensional change for points and corresponding to positions of comparators and in relation to the time elapsed since start-up of the machine, and the 辽宁广播电视大学毕业论文35amplitude and speed parameters for the different movements made from start-up of the machine. By linear interpolation between points and we can then calculate the dimensional change forthe current point and compensate3 The experimental validationUsing a characterisation of dimensional change of theZ-axis we can determine the theoretical defect obtained on machining of the test piece. We can analyse the NCprogram to determine the duration of machining and movements made on the machining of the ball screw spindle. The prediction model devised means we canthen estimate the error on the position of groove A (Fig. 1) at DA2=0.078 mm and that for groove B at DB2=0.051 mm. A previous work on machining accuracy on 2.5 axes showed how to take defects into account and correct them by intervening in the NC program 1. Here, we used a similar method. We produced a second test piecefollowing the same procedure inserting offsets DA2 and DB2 as determined by the prediction model into the program. Measurement errors in grooves Aand B of the second test piece gave DA1=0.019 mm and DB1=0.005 mm. The proposed method meant a reduction of more than 80% in the initial defect. Note that this increased precision in machining was obtained without the need for any additional investmen4 Conclusions and perspectivesThis study highlighted the dimensional change phenomenon in the Z-axis that can generate defects that are prejudicial to producing certain types of parts and deserves due consideration. Firstly, this study enabled us to check that the tangential cutting force has little influence on the dimensional change of the slideway and ball screw spindle assembly as compared with the main parameters of the speed of movement, the amplitude of movement and the Z and X co-ordinates of the current point.Secondly, additional results meant we could express dimensional behaviour of the slideway and ball screw spindle assembly as an equation. The knowledge of the speed, the amplitude of movement, the coordinates of the current point and the duration ofmachining then enabled us to calculate defects that were going to be generated by the machining phase in advance. To conclude, we propose a correction method. As alldata needed to calculate errors was constantly accessible through the NC program, we were able to calculate the defect at each instant. We were therefore in a position to辽宁广播电视大学毕业论文36introduce a mirror type correction directly into the postprocessor 1 to compensate for machining error in advance. By applying this method to the case under consideration we were able to reduce errors by more than 80% and obtain a part that complied with the specifications.We should note that this method allows for an improvedquality of machining without any additional cost. We are at present proceeding with the characterisationof dimensional change in the spindle. This will allow for a more thorough control over the NC lathe. A forthcoming work on thermal behaviour of the part during machining will allow defects generated by the part to be taken into account. We shall thus be in a position to consider developing an advanced post-processor to considerably improve the quality of parts machined through taking the behaviour of the machine and the part during the machining phase into account.附 录 B数控车削数控车削Z Z轴尺寸变化特征轴尺寸变化特征 摘要摘要 制造高附加值的零部件往往需要大量多的时间花费在加工上, 在此期间机器的辽宁广播电视大学毕业论文37空间特性可能会被改变。在这一项研究中, 我们尽力去表现有空间变化的滑道和Z轴上球转动杆在数控车床的特色。当然，这样的变化是有害的，当它开始获得精确的尺寸沿着Z方向的车床时。第一，我们指定上下文进入这一研究是被引导和我们该面对的问题. 然后我们引导一个实验去突出参数的影响力在Z轴的空间变化方面。然后我们实现根据这个轴的习性在加工中情况模拟去产生预测。因此我们可以从预测计算模型 1弥补在插入规划的补偿中的一些错误。由此完成我们的研究在铣削校正NC程序。使用正确的数控程序，包括为Z轴的空间变化的补偿，为了要使我们的方式有效。 关键词关键词 数控车 Z 轴 加工 尺寸变化 补偿1 1 导言导言尽管采取加工一个长度为5毫米滚珠丝杠，我们不能够符合国际标准组织ISO5质量认证的要求( 由于一个定位错误超过23lm取代对于在螺丝钉上的一个300毫米的螺杆)实际上，这表明加工所获得的滚珠丝杠轴的间距是大的分散体。现在的CAM产生的工具轨道很正确，因此你能生产出像第2部分那样的旋转。结果，制造中的错误主要是在加工3时的过失产生。当然,几何学的被运用在机器特性上的是不进入CAM软件的4(轴的方形, 车架的差量回到原位, 工具的差量也回到原位,等等)。此外，这些特性或许会随着时间的推移改变 (由于扩张, 不同的机器零件变松，像锭子或轴,工具长度由于磨损等等)。可能有的参数在之前研究尺寸方面的影响力是沿着Z方向获得的，突出了在加工期间对于Z轴 2,5,6空间的不稳定现象。在这里，我们介绍一个方法去表现Z轴的空间变化的特点，然后在正确方法的基础上适当的补偿缺点。1.11.1 可得的资源可得的资源被用的机器是一个被装备有2个轴的数控车床,数控指导者的NUM。可得的最大力量是 11个千瓦，最大的旋转频率是3000个转/ 每分。我们合格的分散车床回到原有位置，在Z轴上的一个位置使用一系列的连续30回放置测试：Z0.01毫米，另外30个测试的系列用来定量回返的散布(直流)其放置在车架上的工具持有人: 直流 0.01毫米.数控程序大体被用在先前的工程师，软件程序需要在后加工中翻译成NUM语言1.21.2 测试修补测试修补被用的测试块来自于球旋转轴，螺杆为机器制造，它可以简单的适应使其更容易促进分散测量法。 材料坯件长度部分包含一个细丝和二个凹槽在线的任一边上，如(图.1)。 这些凹槽辽宁广播电视大学毕业论文38是测量适当的缺点由于在加工期间在机器中改变。被保有的机制程序是以下列各项预先形成坯件。1 凹槽加工 A( 深度 10 毫米)2 凹槽加工 B ( 深度 10 毫米)线的加工2 凹槽 A 加工 ( 深度 15 毫米)2 凹槽 B 机制 ( 深度 15 毫米)如果机器的几何图形和空间的特性在开始和结束之间改变机制，凹槽的第一和第二个机制 B 是被弥补. 我们能够设想通过对这些分支的测量。图.1 测试部分1.31.3 实施和加工实施和加工一项更早的研究显示，预先加热滚珠螺杆基本上是为了防止尺寸变动现象在加工之前能从螺杆 7中被释放。加长纺锤主要与自转期间的频率有关还有就是受正切切削力的影响。 在我们研究的范围内，进行了以 Vc=130 m/min 的恒定为切口速度的加工; 加工的直径实际是常数和自转频率变化在 1000 年和 900 转每分钟之间(图 2 和 3)。一项简要的研究螺杆的运作表示，预先加热 60 分钟在 1000 转意味可能与被稳定的膨胀一起使用。我们应用了比较器 C3 (图. 5) 在测量位移的车尾之后由于加热在用机器制造期间可能加长零件。操作 1 完成40 毫米和轴承座位设备技巧刀具柄：PCLNR20-20 (图.4，工具 1)和 PVGNR20-20 (图 4，工具 3)技巧： CNMA08-08 (图.4，工具 1)和 VNMA12-08 (图.4 工具 3)辽宁广播电视大学毕业论文39图.2 加工取试样的金属块图.3 工作片断安置 图.4 被用来生产实验用的工具块 切口速度： 130 m/min供给率： 裁减的 0.25mm 深度切割厚度：2 毫米操作 2 第一加工凹线 A 和 B技巧刀具柄： RF151.22-2020-20 (图.4，工具 2)技巧： N151.2-500-40-5P切口速度： 110 m/min供给率： 0.04 mm/rotation操作 3 加工螺纹辽宁广播电视大学毕业论文40技巧刀具柄： RF151.22-2020-20 (图 4，工具 2)技巧： N151.2-500-40-5P切口速度： 60m/min供给率：裁减 40操作 4 第 2 用机器制造的8 mm/rotation
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