0343-立式數(shù)控銑床傳動系統(tǒng)【全套9張CAD圖】

0343-立式數(shù)控銑床傳動系統(tǒng)【全套9張CAD圖】,全套9張CAD圖,立式,數(shù)控,銑床,傳動系統(tǒng),全套,cad 畢 業(yè) 設 計(論文) 外 文 翻 譯 英文翻譯題目一： SK60立式數(shù)控銑床設計 －主軸部件設計 英文題目一 Evaluation of modelling approaches for machine tool design 翻譯內(nèi)容 評價機床設計的建模方法 指導教師評語 4.1。 在TCP的靜態(tài)順應性 靜態(tài)評估，當反作用力在Z方向機的基礎上遵從相對的X，Y型和Z方向（FX，F(xiàn)Y和FZ）工具中心點（TCP）的評估。在實驗中，刀架和一個激光位移傳感器（KEYENCE LK-G08號）是固定在Z滑塊上的， 光學平面上的X滑塊固定 。 Y軸是由中心的X滑塊30毫米抵消。 力作用在加載刀架在角落，并通過使用力傳感器測量。 同時測量位移之間的位移傳感器和光學平面，DZ，在Z 軸 方向。測量位移傳感器為TCP獲得遵守。 在符合定義類似的模擬。 位移傳感器的分辨率為10納米。 從A / D轉(zhuǎn)換器所產(chǎn)生的力傳感器的分辨率為約6mN。進行3次測量。 考慮的準確性和計算工作，列和Y基建模與10元素的ACK。 用有限元法，彈性組件建模與中間節(jié)點，L列的節(jié)點數(shù)目，列R和Y型基地561，330和688，分別測量位移和力的大小之間的關系位移和力的初始值設置為零由于 Fx 和 Fy由于位移是相似的，這是很難區(qū)分它們。以確定符合每個結(jié)果，由最小二乘法擬合線性曲率。 對FX，F(xiàn)y和 FZ之間的關系符合 DZ / FX = 9.3米/千牛，DZ / FY = 11.5米/千牛和 DZ / FZ = 151米/千牛，分別。 逼近誤差的標準偏差分別為0.10，0.17和0.20納米 。 圖18。有限元分析與實驗符合的彈性和偏差之間的關系 圖19。實驗模態(tài)分析得到的模態(tài)的例子。（一）在80赫茲的模式1。 （二）在163赫茲的模式4。 參照圖17和圖18 顯示之間的關系， 彈性和偏差ACK和實驗符合的有限元，分別在 圖17和圖18大的偏差超過50％，對 Fx 和 Fy符合觀察。 Fx的 不同車型之間的對抗符合不同的超過100％，由于彈性。 然而，在其他的變化低于50％。 這一結(jié)果表明，彈性的影響取決于方向。 18，大的偏差，超過50％，也對 Fx 和 Fy符合觀察。 由于偏差都在觀察這兩種方法，這些差異所造成的機器的簡化模型。 Fx 對 FX 的比較符合與 葉和有限元，約45％存在差異。 差異都小于15％，結(jié)果在其他。 考慮符合鑒定的準確性，ACK和有限元方法提供類似的結(jié)果。 4.2 機器的模態(tài)分析 為做出動態(tài)評價，對機器進行模態(tài)分析。 與ACK和有限元法得到的固有頻率和模態(tài)進行了比較實驗結(jié)果。 影響測試用沖擊錘（PCB壓電電子學，086C20）進行實驗模態(tài)分析。 為了獲得3D模式形狀，三維加速度計（PCB壓電電子學，356A16）是用來衡量在不同機器上的點加速度。 激振力和加速度之間的頻率響應計算與FFT分析儀（小野測器，CF-3400）。 An 一個激發(fā)點被選中的刀架上。 . 測量點的數(shù)目是48，在這個實驗中的帶寬是500赫茲。列和Y基建模與ACK 20種元素。 與有限元分析，這些機構(gòu)為藍本，同樣，如在 4.1 節(jié)中所述。 固有頻率和模態(tài)試驗模態(tài)分析得到 表2 所示。 由于較低的結(jié)構(gòu)模式，剛體模式和模式與集中的自然頻率高于300赫茲被省略。 它可以觀察模式1和4上的TCP在Z方向圖的影響較大 。19（a）及（b）顯示模式，模式1和4分別形狀。 在模式1，列的變形是占主導地位。 另一方面，變形的Y基地是在模式4中占主導地位。 表3 顯示了在模擬計算的固有頻率的例子。灰色的細胞表明，模式，從研發(fā)，或在R缺席時的模式形狀是通過實驗分析得到的，其模數(shù)和自然頻率從 表2 右列在被復制每一個模型。 ACK和有限元比較YCE的結(jié)果，自然頻率都和模式形狀吻合。據(jù)證實，這兩種方法在其他4個模型，結(jié)果也類似。 該模型不僅代表兩個更高的模態(tài)，由于當?shù)孛總€組件的方式在這些較高的模式占主導地位。 由于該模型包括更多的彈性，新模式的出現(xiàn)，更多的模式匹配與實驗獲得的模式。與ACK YCE結(jié)果，幾乎所有的實驗模態(tài)可以 轉(zhuǎn)載。 模式5的ACK和有限元包含模態(tài)的實驗模式，6和7。 為什么模型不能代表模式5和7的原因之一，可能是剛性聯(lián)軸器機器基地和列之間的影響。 在BE和CE的結(jié)果，自然頻率模式3和4的實驗結(jié)果相比高出約45％。 這是因為彈性的Y基地不考慮這些模型。 4.3在時域的動態(tài)模擬 橫向偏離直線運動路徑的TCP ACK和與實驗結(jié)果相比，在這個比較中，由于加速和減速的偏差都集中在評估機的動態(tài)模型。 在試驗中，在Z方向的X滑塊的TCP相對位移測量光學平面和X軸正朝著積極的方向推動時，在4.1節(jié)的實驗中使用的激光位移傳感器（KEYENCE LK-G08號）。 也是衡量一個線性編碼器使用了10nm的分辨率檢測加速（減速）期間的X位置。各軸的位置是在4.1節(jié)中所描述的符合測量類似。同樣的ACK成為相對位移計算在模擬，結(jié)構(gòu)模型連接到其他組件代表重現(xiàn)的驅(qū)動的驅(qū)動和控制機床[11]。 圖20。TCP的位移測量和模擬比較 設置在600和3000毫米/分鐘進給位移測量。時間常數(shù)為加速（減速）設置為100毫秒，這相當于每個進給速度為0.1和0.5 m/s2加速度。測量距離為80mm。在實驗中的采樣頻率設置為2.5 kHz 圖20顯示了比較的測量和計算的位移。 用一個低通濾波器的截止頻率為300 Hz，因為在更高的頻率振動時沒有考慮到在模擬實驗結(jié)果進行過濾。 在測量結(jié)果的時間進行調(diào)整，使總時間相等，在3000毫米/分鐘600毫米/分鐘位移測量清楚地包含以下幾部分組成：約0.1 微米 以上的測量時間，0.2秒內(nèi)的周期性波動和更高頻率的波動變化。 前兩個變化，代表靜態(tài)的直線度誤差，由于可以引起變化規(guī)律電機轉(zhuǎn)矩驅(qū)動系統(tǒng)......波動頻率較高的幾何誤差。 比較測量位移在600和3000毫米/分鐘，約0.5納米的區(qū)別是觀察從0到0.4秒，另一個差距約0.1微米的觀察從1.6到1.7小號。 這些都是動態(tài)路徑偏差，由于加速和減速，分別。 比較的測量和模擬在3000毫米/分鐘位移顯示，ACK可以重現(xiàn)這些路徑偏差。 然而，比測量剖面，由于減速的模擬偏差小，約0.1 M較大這些差異的原因尚不清楚。靜態(tài)的直線度誤差不觀察在模擬的結(jié)果，因為直線度誤差不考慮在模擬。 結(jié)論 已與商用有限元軟件IWFAxis成立套裝。機床模型所需的時間已經(jīng)比較評估的ACK的可用性。為了探討兩種方法的ACK，靜態(tài)和動態(tài)行為的可靠性已經(jīng)相互比較與基本束模型alytical計算。。 T 的行為也已與上一個實際機tool.From的這項研究中的測量相比，可以得到以下結(jié)論。 （1）軸建設套件需要，因為它在機建模的模塊化有限元方法所需的總時間的30％。 （2）軸施工工具包提供了同等的精度基本彈性模擬的有限元。 為ACK所需的自由度數(shù)是小于有限元。 (3) 在一個完整的機器上的靜態(tài)和動態(tài)模擬，ACK可以得到相同的結(jié)果，有限元。 . 幾乎所有較低的結(jié)構(gòu)模式的形狀和其自然頻率可復制的ACK。. 由于在直線運動加速度的動態(tài)路徑的偏差，可以復制的ACK。 (4) 彈性體模擬，只有關鍵部件，是足以代表降低結(jié)構(gòu)振動模式。 鳴謝 作者要感謝博士約翰內(nèi)斯海德漢公司，從瑞士聯(lián)邦創(chuàng)新促進局，并在京都大學的加工，測量和控制實驗室的成員。 參考文獻 [1] Altintas Y, Brecher C, Weck M, Witt S. Virtual machine tool. Annals of the CIRP 2005;54(2):115. [2] Zaeh MF, Oertli Th, Milberg J. Finite element modelling of ball screw feed drive systems. Annals of the CIRP 2004;53(1):289. [3] Altintas Y, Cao Y. Virtual design and optimization of machine tool spindles.Annals of the CIRP 2005;54(1):379. [4] Cao Y, Altintas Y. Modeling of spindle-bearing and machine tool systems for virtual simulation of milling operations. International Journal of Machine Tools & Manufacture 2007;47(9):1342. [5] Craig Jr RR, Bampton MCC. Coupling of substructures for dynamic analyses. AIAA Journal 1968;6(7):1313. [6] Craig Jr RR. A brief tutorial on substructure analysis and testing. In: Proceedings of the SPIE, vol. 4062, Proceedings of IMAC-XVIII: A Conference on Structural Dynamics. 2000. p. 899. [7] Bianchi G, Paolucci F, Van den Braembusshe P, Van Brussel H, Jovane F. Towards virtual engineering in machine tool design. Annals of the CIRP 1996;45(1):381. [8] Zatarain M, Lejardi E, Egana F, Bueno R. Modular synthesis of machine tools. Annals of the CIRP 1998;47(1):333. [9] Zettl B, Szyszkowski W, Zhang WJ. Accurate low DOF modeling of a planar compliant mechanism with flexure hinges: the equivalent beam methodology. Precision Engineering 2005;29(2):237. [10] Teeuwsen JWMC, Soons JA, Schellekens PHJ, van der Wolf ACH. A general method for error description of CMMs using polynomial fitting procedures.Annals of the CIRP 1989;38(1):505. [11] Rehsteiner F, Weikert S, Rak Z. Accuracy optimization of machine tools under acceleration loads for the demands of high-speed-machining. In: Proceedings of the ASPE 1998 Annual Meeting. 1998. p. 602. [12] Weck M, Mueller-Held B. Virtuelle Produkt-und Prozessentwicklung, WT Werkstattstechnik online 90 H.7/8. Springer-VDI-Verlag; 2000. p. 302. [13] Pritschow G, Rogers G, Roeck S. Echtzeitfaehige Maschinenmodelle, WT Werkstattstechnik online 92 H.5. Springer-VDI-Verlag; 2002. p. 187. [14] Zeah M, Siedl D. A new method for simulation of machining performance by integrating finite element and multi-body simulation for machine tools. Annals of the CIRP 2007;56(1):383. [15] Pritschow G, Croon N. Wege zur virtuellen Werkzeugmaschine, WT Werkstattstechnik online 92 H.5. Springer-VDI-Verlag; 2002. p. 194. [16] Lorenzer Th, Weikert S, Bossoni S, Wegener K. Modeling and evaluation tool for supporting decisions on the design of reconfigurable machine tools. Journal of Manufacturing Systems 2007;26(3–4):167.