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西安文理學院機械電子工程系
本科畢業(yè)設計（論文）
題 目 加工中心自動換刀機構設計
專業(yè)班級 08級機電（2）班
學 號 08102080213
學生姓名 侯飛龍
指導教師 姚慧
設計所在單位 西安文理學院
2012年 2月
目錄
目錄
第1章 緒論 1
1.1 加工中心換刀機構設計的目的及意義 1
1.2 加工中心換刀機構的發(fā)展現(xiàn)狀 1
1.3 研究的主要內容 2
第2章 總體方案設計與論證 3
2.1 加工中心換刀機構的設計要求 3
2.2 初步設計方案 3
2.2.1 旋轉臂與夾緊機構 3
2.2.2 主架回轉與臂部旋轉機構 3
2.3 方案的確定 4
2.4 設計結構分析 4
2.4.1 設計參數(shù) 4
2.4.2 自由度分析及各自由度的實現(xiàn) 5
2.4.3 加工中心換刀機械手的組成 5
2.5 本章小結 6
第3章 構設計及尺寸計算 7
3.1 手指結構設計及計算 7
3.1.1 手指夾緊力的計算 7
3.1.2 手指部分的相關校核 8
3.2 手指夾緊液壓缸設計 10
3.2.1 手指夾緊液壓缸各部分尺寸的確定 10
3.2.2 材料的選擇 12
3.3 手臂旋轉液壓缸設計 12
3.3.1 手臂伸縮液壓缸各尺寸數(shù)據(jù)的確定 12
3.4 主架旋轉機構設計 14
3.4.1 主架架旋轉軸的設計 14
3.4.2 手架旋轉驅動機構的選擇 16
3.4.3 單級圓錐齒輪的設計與校核 17
3.5 主架伸縮液壓缸的設計 23
3.5.1 主架伸縮液壓缸各尺寸數(shù)據(jù)的確定 23
3.5.2 材料的選擇 24
3.5.3 手架伸縮液壓缸活塞桿的校核 24
3.6 本章小結 25
第4章 控制部分的設計 26
4.1 液壓缸的流量、流速及壓力 26
4.2 確定液壓泵的流量、壓力及液壓泵的型號 26
4.3 各液壓缸緩沖裝置的設計 28
4.4 液壓系統(tǒng)回路 28
4.5 旋轉軸控制線路 29
4.6 技術難點 29
4.7 本章小結 30
結束語 30
致 謝 31
參考文獻 32
西安文理學院本科畢業(yè)設計(論文) 第33頁
第1章 緒論
1.1 加工中心換刀機構設計的目的及意義
本設計主要是在實現(xiàn)手指夾緊、手臂伸縮、手架伸縮以及手架旋轉運動的基礎上，為加工中心換刀機械手的研究提供幾種新的設計方案，并通過論證分析，選擇其中一種比較理想可行的方案進行設計計算，以達到準確、穩(wěn)定、快速、可靠換刀的目的。在滿足加工中心換刀機械手各種運動要求的同時，本設計也在一定程度上簡化了換刀機械手的結構，以方便加工中心換刀機械手的加工制造過程。
1.2 加工中心換刀機構的發(fā)展現(xiàn)狀
近年來，隨著世界制造業(yè)向中國轉移，我國對機床的需求量大增。同時，經(jīng)過多年的努力，我國數(shù)控機床的開發(fā)水平也有了很大進步，數(shù)控機床的品種和質量均比以往有所提高，部分機床制造主導廠還開發(fā)出具有相當水平的數(shù)控設備。但是，通過有關部門給出的資料，只要作進一步的分析與了解，我們就會發(fā)現(xiàn)，國產(chǎn)數(shù)控機床在消費量的臺數(shù)中雖占有一半（55%）以上，但它們多是些技術水平較低、價格相對便宜的普通產(chǎn)品，如數(shù)控車床、數(shù)控銑鏜床和線切數(shù)機床等，高、中檔數(shù)控產(chǎn)品則較少，而且這些產(chǎn)品的核心技術或功能部件，如加工中心換刀機械手、全功能的數(shù)控伺服系統(tǒng)，高速電主軸，數(shù)控刀架乃至高速安全防護裝置等，還多是由中外合資企業(yè)提供或是從國外進口的。這也說明由于技術發(fā)展的不平衡，在多種條件制約下，目前我國數(shù)控機床的整件技術水平與國際先進水平相比還有一定距離，部分高性能、高速、高精度的數(shù)控機床仍需要依靠海外進口。
功能部件技術水平的高低、性能的優(yōu)劣以及整體的社會配套水平，都直接決定和影響著數(shù)控機床整機的技術水平和性能，也制約著主機的發(fā)展速度。而換刀機械手則是加工中心穩(wěn)定可靠運行的關鍵功能部件。它的快速、準確的換刀程序是影響加工中心發(fā)揮高效、可靠的加工性能的重要因素。沒有換刀機械手，就不可能有集中工序進行加工的加工中心。有資料顯示，刀庫和機械手的故障率約占整機故障率的25%。所以說，換刀機械手的性能、質量直接影響著數(shù)控機床整機的性能、質量和品種的發(fā)展。
加工中心是備有刀庫，并能自動更換刀具，對工件進行多工序加工的一種功能較全的數(shù)字控制機床，也是典型的集高新技術于一體的機械加工設備，它的發(fā)展代表了一個國家設計、制造的水平，是判斷企業(yè)技術能力和工藝水平標志的一個方面。加工中心中實現(xiàn)刀庫和機床主軸之間傳遞和裝卸刀具的裝置稱為自動換刀裝置，它的功能是儲備一定數(shù)量的刀具并完成刀具的自動交換。自動換刀裝置可幫助數(shù)控機床節(jié)省輔助時間，并滿足在一次安裝中完成多工序、工步加工要求。它由存放刀具的刀庫和換刀機構組成。作為自動換刀裝置，它需要滿足換刀迅速、時間短，重復定位精度高，刀具儲存量足夠，所占空間位置小，工作穩(wěn)定可靠等特點。
換刀裝置中刀具的交換形式及它們的具體結構對機床的工作效率和工作可靠性有著直接影響。加工中心的自動換刀形式可分為無機械手換刀方式和有機械手換刀方式兩大類。無機械手換刀方式一般是采用把刀庫放在主軸箱可以運動到的位置，同時，刀庫中刀具的存放方向一般與主軸上的裝刀方向一致。無機械手換刀方式是由刀庫和機床主軸的相對運動實現(xiàn)刀具的交換的，這種方式結構簡單，但換刀時間要長。目前，加工中心的自動換刀裝置大都采用有機械手換刀方式，因為有機械手換刀裝置在刀庫的配置、與主軸的相對位置及刀具數(shù)量確定上都比較靈活，機械手數(shù)量和換刀形式比較隨意，換刀時間比較短，應用廣泛。換刀機械手的形式有單臂式、雙臂式、回轉式和軌道式等，而常用雙臂式機械手的手爪結構形式又分為鉤手、抱手、伸縮手和叉手等。
加工中心換刀機械手作為數(shù)控機床的一個重要的功能部件，它在國內外的數(shù)控機床制造領域中已受到廣泛的重視。目前，在國外BT40的換刀時間已達到0.9秒，BT50的換刀時間也達到了1.5秒左右，國內也出現(xiàn)了立、臥兩用凸輪式換刀機械手和用于五軸聯(lián)動的換刀機械手的研究。
加工中心換刀機械手的主要任務是，完全模擬人手的換刀動作，給機床主軸與彈簧夾頭提供相對轉動實現(xiàn)夾緊、放松刀具的動作。機械手應具備足夠的轉矩，同時還應使機械手具備結構緊湊、占據(jù)空間小的特點，以適應不同類型機床的換刀空間。隨著機械加工業(yè)的發(fā)展，制造行業(yè)對加工中心換刀機械手的需求量會越來越大。
1.3 研究的主要內容
加工中心換刀機械手的設計是在實現(xiàn)手指夾緊、手臂伸縮、手架伸縮以及手架旋轉運動的基礎上，實現(xiàn)其準確、快速、可靠、穩(wěn)定的換刀。設計得主要內容如下：
1、根據(jù)目前常用的加工中心換刀機械手的換刀方式，對手臂伸縮與手指夾緊機構、手架旋轉與手架伸縮機構的設計提出幾種新的方案，并通過對所提出方案的論證分析，選擇一種較為理想的方案進行具體的設計。
2、對所選設計方案中換刀機械手的組成機構及各個自由度運動的實現(xiàn)進行分析。
3、對加工中心換刀機械手的手指夾緊力進行分析與計算，并對其關鍵部位進行校核，以保證換刀的可靠性。
4、確定各個運動的驅動機構。
5、對設計中所涉及到的液壓缸通過計算確定其個部分結構的具體尺寸，并對個活塞桿的強度、穩(wěn)定性以及螺栓的強度進行校核，以保證加工中心換刀機械手能夠穩(wěn)定、可靠的完成換刀過程。
6、對設計中出現(xiàn)的齒輪、軸等重要零部件通過計算確定尺寸后，要進行安全校核。
7、設計出加工中心換刀機械手的控制系統(tǒng)部分，完善設計內容。
第2章 總體方案設計與論證
2.1 加工中心換刀機構的設計要求
設計加工中心換刀機械手，使其實現(xiàn)手指夾緊、手臂伸縮、手架伸縮以及手架旋轉運動，并設計出它的傳動控制部分，以保證加工中心換刀機械手能夠準確、穩(wěn)定、快速、可靠的完成換刀過程。
2.2 初步設計方案
2.2.1 旋轉臂與夾緊機構
由于與機械、電力傳動相比，液壓傳動具有體積小、質量輕、功率大運動平穩(wěn)的特點，并且因為液壓元件有自我潤滑作用，使用壽命長，所以在以下幾種設計方案中，旋轉臂旋轉運動及夾緊機構夾緊運動都采用液壓的驅動方式。并且由于旋轉臂的兩臂可旋轉，旋轉后回轉，可避免與刀庫中其他刀具干涉，所以，以設計方案中的換刀機械手都兩手旋轉回轉式單臂機械手夾緊機構。
1、結構設計方案Ⅰ
在此方案中，加工中心換刀機械手兩個手指的運動由一個液壓缸單獨控制，這使得它運動的靈活性很強，其結構如圖2.1所示。
圖2.1 手指夾緊機構
工作原理：當手架旋轉75°到指定位置后，發(fā)出手臂伸出指令，手臂伸縮液壓缸1工作，當液壓缸的進油腔油壓力升高，壓力繼電器開關動作，并發(fā)出手指夾緊指令，手手指開始夾緊。
手架在插刀動作結束后，發(fā)出手指松開指令，此時手指夾緊液壓缸1反行程運動，手指松開。
2.2.2 主架回轉與臂部旋轉機構
1、結構設計方案
此方案的主要特點是采用圓錐齒輪機構實現(xiàn)加工中心換刀機械手的拔刀和插刀動作，其結構如圖2.2所示。
圖2.2 錐齒輪機構
工作原理：當加工中心發(fā)出換刀信號后，電動機M啟動，通過單級圓錐齒輪帶動手架旋轉軸旋轉。在旋轉軸旋轉75°到達工作位置后，電動機M停止工作，并發(fā)出手臂旋轉和手指夾緊信號。當手臂旋轉和手指夾緊動作完成后，準備拔刀，此時，支撐液壓缸開始運動，整個擺臂上升，拔刀動作開始，擺臂運動到指定位置時，支撐液壓缸停止工作。
電動機開始工作，擺臂架旋轉180°后停止，開始插刀動作過程。手架恢復到初始位置，等待下一次換到指令。
此種機構如果設計出適當?shù)耐馆啓C構便可是從動件實現(xiàn)預期的運動，而且結構簡單、緊湊。
2.3 方案的確定
圖2.1所示的加工中心換刀機械手手臂伸縮和手指夾緊機構中，手臂伸縮和手指夾緊運動都分別由單獨的液壓缸進行控制，這使得它們的靈活性都很好。
圖2.2所示的機構由于采用了錐齒輪機構，為保證準確換刀，就需要精確的計算出錐齒輪輪的旋轉速度和錐齒輪的輪廓曲線，同時還要精確的控制電動機M的起、停時間。故選用此機構會比較理想一些。
通過以上分析，本設計選由圖2.1所示的夾緊機構和圖2.2中所示的主架旋轉機構組成加工中心換刀機械手進行具體的設計。
2.4 設計結構分析
2.4.1 設計參數(shù)
主架上下伸縮液壓缸最大行程： 110mm；
手臂旋轉機構液壓缸最大行程： 60mm；
手指夾緊液壓缸最大行程： 10mm；
夾持工件質量： 8kg；
換刀過程手架旋轉角度： 180°；
換刀機械手復位角度： -75°；
2.4.2 自由度分析及各自由度的實現(xiàn)
分析自由度的坐標形式有：直角坐標式、圓柱坐標式、球坐標式以及關節(jié)坐標式等等，本設計中采用直角坐標式對加工中心換刀機械手的自由度進行分析，如圖2.3所示。分析過程如下：
(1) 手指夾緊運動()：由手指夾緊液壓缸控制實現(xiàn)，通過活塞桿推動或拉動手指部分的連桿機構實現(xiàn)手指的夾緊或松開。
(2) 手臂旋轉運動()：由伸縮式液壓缸控制實現(xiàn)。
(3) 主架上下伸縮運動()：由手架伸縮液壓缸控制它的伸縮運動，能實現(xiàn)換刀機械手的拔刀和插刀動作。
(4) 主架旋轉運動()：由電動機帶動單級圓錐齒輪來實現(xiàn)，通過控制電動機的啟停時間即可實現(xiàn)手架旋轉75°到達工作位置、主架旋轉180°完成主軸刀具和刀庫刀具互換運動、手架反向旋轉75°復位三種運動。
2.4.3 加工中心換刀機械手的組成
加工中心換刀機械手由執(zhí)行機構、驅動機構，各部分特點如下：
1、執(zhí)行機構
執(zhí)行機構是完成各種動作的部件總稱，它由抓取部分（手部）、臂部和主架等運動部件所組成。
手指部分：即直接與工件接觸部分，一般是回轉型或平移型，手爪多為兩指，也有多指；根據(jù)需要分為內抓式或外抓式；也可用負壓式或真空式的空氣吸盤和電磁吸盤。本設計采用夾持式手部，即由手爪和傳力機構組成，它的主要功能是在換刀過程中完成抓住工件、握持工件和釋放工件的動作。
手臂部分：手臂是支撐被抓物體以及手指部分的重要部件，起調整和改變工件方位的作用。本設計中手臂的主要作用是帶動手指去抓取物件。
主架部分：用于承受手部以及手臂部分的總體重量，在本設計中它還用于通過旋轉運動實現(xiàn)加工中心主軸刀具和刀庫刀具的互換運動。
2、驅動機構
驅動機構是用來為各個部件的運動提供動力，是實現(xiàn)一切運動的動力源，有氣動、液動、電動和機械式四種形式。
本設計中的各個運動主要是直線、旋轉往復運動。由于電動機輸出的是旋轉運動，若采用電動機傳動，則必須加入齒輪、齒條等機械機構，將電動機輸出的旋轉運動轉變?yōu)橹本€往復運動，而液壓缸或氣缸一般都是直線往復運動的，可直接帶動負載作直線往復運動，使得結構簡單。同時，由于液壓驅動的抗沖擊能力比電氣驅動的抗沖擊能力要強，而且在產(chǎn)生相同驅動力（力矩）的條件下，與其他驅動方式相比，液壓驅動系統(tǒng)還具有體積小、慣性小、工作平穩(wěn)可靠以及可實現(xiàn)較高位置精度的特點。故本設計中的驅動方式以液壓驅動為主，用液壓驅動方式來實現(xiàn)手指夾緊、手臂伸縮和手架伸縮的動作。
對于手架的旋轉運動，由于手架旋轉軸要實現(xiàn)：旋轉75°到工作位置，旋轉180°交換主軸刀具和刀庫刀具和反向旋轉75°實現(xiàn)手架復位三種運動，如采用液壓缸和行程開關來控制，要分別實現(xiàn)這三種旋轉運動會比較困難，而若采用電動機驅動，則只需控制好電動機的起、停時間就可實現(xiàn)預期的運動。所以，本設計中的手架旋轉運動由電動機帶動單級圓錐齒輪來實現(xiàn)。
2.5 本章小結
本章主要是設計加工中心換刀機械手的主要換刀形式，也給出了三種手臂伸縮與手指夾緊機構和兩種手架旋轉軸與手架伸縮機構的設計方案，并通過論證分析，確定了最終的設計方案。同時，本章對加工中心換刀機械手的組成及各自由度運動的實現(xiàn)也進行了較為具體的介紹。
第3章 結構設計及尺寸計算
前一章對機械手的整體結構進行了方案論證，并確定了技工中心換刀機械手的基本結構及工作范圍，本章將在上一章的基礎上對機械手的各部分結構進行具體的設計。
3.1 手指結構設計及計算
3.1.1 手指夾緊力的計算
根據(jù)文獻[5，56.42-56.92]，手指夾緊力的計算過程如下：
手指對工件夾緊力：
(3.1)
式中：
——安全系數(shù)，本設計中取=1.5；
——動載系數(shù)，本設計中取=1.5；
——方位系數(shù)，，本設計中，，
則，本設計=1.45；
——被抓持工件的重量，取工件質量為7kg；
將上述各值代入式(3.1)，得：
=223.81N
對手指結構進行受力分析如圖3.1所示，由：
可得：
(3.2)
又由：
(3.3)
得：
即：
(3.4)
在本設計=50mm，=13mm；
將各值代入式(3.4)，得
=2×50×0.5×0.358×223.81/(13×0.777)
=400.22N
考慮到運動過程中的能量損失，取=0.9，則手指夾緊液壓缸的實際驅動力為：
=400.22/0.95=421.28N
本設計中取=500N；
由式(3.2)可得：
=697.61N
由式(3.3)可得：
=697.61=542.14N
=697.61=439.02N
對手指夾緊力的校核過程如下：
在手架旋轉過程中手指所受的慣性力為：
(3.5)
式中：
——工件質量；
——工件到旋轉軸線的距離，這里取mm；
——手架旋轉軸的轉速，初取rad/s；
則由式(3.5)可得：
=82.91 N
因， 所以手指夾緊液壓缸的實際驅動力取=500N，安全。
3.1.2 手指部分的相關校核
根據(jù)文獻[8，72-94]，對手指部分重要部位的校核過程如下：
軸和手指的材料都選用45號鋼，它們的許用剪應力=70MPa、許用擠壓應力 =140MPa、許用拉應力=300MPa；
1、軸Ⅰ校核
=5.59 MPa
=3.79 MPa
∵， ∴軸Ⅰ安全。
2、軸Ⅱ校核
=13.88 MPa
=6.71 MPa
∵， ∴軸Ⅱ安全。
3、手指強度校核
A截面的抗彎截面模量公式如下：
(3.6)
式中：
——形心軸慣性矩；
——截面圖形的形心位置；
(3.7)
式中：=8.66mm，=20mm，=10mm，
將各值代入式(3.7)可得
=13.85mm
其截面面積為：
=[20×17.32－10×(17.32－8.66)]/2=(364.4－86.6)/2=129.9mm2
=5mm
其截面面積為：
=26×11.34=294.84mm2
A處截面的形心位置為：
=(13.85×129.9+294.84×5)/(129.9+294.84)
=(1799.12+1474.2)/424.74=7.7mm
= 8.663×(102+4×10×20+202)/[36×(20+10)]+(13.85－5)2×129.9
=781.76+10174.09=10955.85mm4
=11.343×26/12+(7.7－5)2×294.84
=3159.59+2149.38=5308.97 mm4
=10955.85+5308.97=16264.82 mm4
將各值代入式(3.6)得：
16264.82/7.7=2112.31mm3
A截面處的彎矩：
=2.26Nm
故危險截面A處的拉應力為：
MPa
∵ ∴安全。
危險截面C處的彎矩=8.536Nm，其截面圖形形狀如圖3.3所示，抗彎截面模量為：
故危險截面C處的拉應力為：
=4.04+1.03 =5.07MPa；
∵ ∴安全。
3.2 手指夾緊液壓缸設計
3.2.1 手指夾緊液壓缸各部分尺寸的確定
根據(jù)文獻[9，5-12]，由：
(3.8)
得：
(3.9)
式中：
——液壓缸的工作壓力，本設計中初取=1.5MPa；
——液壓缸回油腔背壓力，對于簡單系統(tǒng)和一般輕載的節(jié)流調速系統(tǒng),=0.2~0.5MPa，在本設計中初取估算值=0.5MPa；
——活塞桿直徑與液壓缸內徑之比，因在工作壓力<2MPa時，=0.2~0.3，本設計中取=0.2；
——工作循環(huán)中的最大外負載，本設計中=500N；
——液壓缸密封處的摩擦力，=×(1/-1)；
——密封處的機械效率，一般=0.9~0.97，本設計中取=0.9；
將各值代入式(3.9)，可得：=26.33mm；
為便于采取標準的密封件，根據(jù)液壓缸內徑尺寸系列，將內徑D進行圓整，取=32mm。因為本設計中=0.2，所以=0.2×32=6.4mm，同樣為便于采取標準密封件，根據(jù)活塞桿直徑系列，將活塞桿直徑d進行圓整，取=8mm。
手指夾緊液壓缸的最大儲油量為：
(3.10)
式中為活塞桿的最大行程，這里取=10mm，則有：=8042.48=8.04L
活塞的寬度=19.2~32mm，為減少手指夾緊液壓缸的整體重量，取=20mm。
活塞桿的導向長度=4.8~12mm。
由于本設計中手指夾緊液壓缸的缸體內徑較小，并且活塞的行程也不大，為方便它的加工制造，在這里將活塞和活塞桿設計成一體的形式。對于手指夾緊液壓缸，因其為低壓系統(tǒng)，而在中、低壓系統(tǒng)中，液壓缸缸筒的壁厚常由結構工藝上的要求決定，強度問題是次要的，一般不需要進行驗算，所以，此手指夾緊液壓缸的缸筒壁厚由結構需要決定。
3.2.2 材料的選擇
根據(jù)文獻[5，87-92]，對手指夾緊液壓缸各元件的材料選取如下：
活塞桿材料采用實心的45號鋼，并進行表面淬火處理，以提高活塞桿硬度；由于活塞與活塞桿是一體的，所以活塞的材料也為45號鋼，但為了增加它的耐磨性，需在活塞的表面覆蓋一層耐磨材料，常用耐磨材料有青銅、黃銅、尼龍等等。
一般情況下，壓力較低的液壓缸的缸筒材料多采用鑄鐵，但在本設計中，為了減輕結構的整體重量，將選用鋁合金作為手指夾緊液壓缸缸筒的材料。
缸蓋的材料選用HT200鑄件。
3.3 手臂旋轉液壓缸設計
3.3.1 手臂伸縮液壓缸各尺寸數(shù)據(jù)的確定
由于受到刀庫刀具和主軸刀具之間距離的限制，為保證兩側手臂的伸縮范圍都能達到60mm，本設計中采用了伸縮式液壓缸，即用手指夾緊液壓缸來代替手臂伸縮液壓缸的活塞和活塞桿部分。
為方便采用標準的密封件，結合手指夾緊液壓缸的相關計算，并根據(jù)文獻[9，5-12]，中的活塞桿直徑系列和液壓缸內徑尺寸系列，取手指夾緊液壓缸的缸體外徑為=45mm,手臂伸縮液壓缸內徑=63mm。
手臂伸縮液壓缸活塞桿的最大行程取60mm, 由式(3.10)可得手臂伸縮液壓缸的最大儲油量為：
=374069.44mm2=374.07L
估算手臂伸縮液壓缸負載：
兩機械手手指的質量： =0.325×2=0.65 kg；
上擋板的質量： =0.137 kg；
下?lián)醢宓馁|量： =0.137 kg；
后擋板的質量： =0.021kg；
側擋板的質量： =0.026kg×2=0.052kg；
手指與活塞桿之間連接件的質量：=0.147kg；
夾持工件的質量： =8kg；
取
=0.65+0.137+0.137+0.021+0.052+0.147=1.144kg
取鋼與鋁合金之間的滑動摩擦力=0.47，
則：
=0.47×1.144×9.8=5.25N
設活塞達到穩(wěn)定速度過程中的加速度為：=20m/s2，
則：
=1.144×20=22.88N
手臂伸縮液壓缸負載：
=5.25+22.88=28.13N
考慮到手臂在伸縮運動過程中的能量損失，取=0.9，則手臂伸縮液壓缸的實際驅動力為：
=28.13/0.9=31.26N
在手架旋轉軸旋轉時，手臂伸縮液壓缸受到的慣性力較大，為保證手臂伸縮液壓缸的安全，這里取=200N；
根據(jù)：
得：
(3.16)
式中：
——手臂伸縮液壓缸的實際驅動力；
——液壓缸的工作壓力，由計算結果確定；
——液壓缸回油腔背壓力，根據(jù)文獻[9，表2—2]，對于簡單系統(tǒng)和一般輕載的節(jié)流調速系統(tǒng)，=0.2~0.5MPa，在本設計中初取估算值=0.5MPa；
——手臂伸縮液壓缸內徑；
——手指夾緊液壓缸外徑；
將各值代入式(3.16)，可得：
=[200+0.5×（632－452）×π/4]/（632×π/4）
=（200+763.41）/3117.25=0.31MPa
3.4 主架旋轉機構設計
3.4.1 主架架旋轉軸的設計
1、估算手架旋轉軸所承受的負載
兩機械手手指的質量： =0.325kg×2=0.65kg；
上擋板的質量： =0.137kg；
下?lián)醢宓馁|量： =0.137kg；
后擋板的質量： =0.021kg；
側擋板的質量： =0.026kg×2=0.052kg；
手指與活塞桿之間連接間的質量：=0.147kg；
夾持工件的質量： =7kg；
手指夾緊液壓缸前端蓋質量： =0.491kg；
手指夾緊液壓缸后端蓋質量： =0.362kg；
手指夾緊液壓缸缸筒質量： =0.184kg；
手臂伸縮液壓缸前端蓋質量： =0.589kg；
手臂伸縮液壓缸缸筒質量： =0.427kg；
上套件質量： =0.609kg；
上套件質量： =1.08kg；
當儲油量最大時油液的質量：
主架旋轉軸所承受的總質量為：
=(0.65+0.137+0.137+0.021+0.052+0.147+8+0.491+0.362+0.184
+0.589)×2+0.427+0.609+1.08+0.35=22.96kg；
手架旋轉軸所承受的負載為：
=23.96×9.8 =204.81N
2、主架架旋轉軸強度的校核
初取手架旋轉軸的軸徑=30mm；
手架旋轉軸所承受的負載為：=23.96kg；
手架旋轉軸的質量為：=1.43kg；
取手架旋轉所需的驅動力距等于手架旋轉時受到的慣性力距，則根據(jù)文獻[11，78-106]有：
(3.24)
式中：
——手臂回轉部件對回轉軸線的轉動慣量；
——手架旋轉軸對回轉軸線的轉動慣量；
——手架旋轉軸旋轉時的角加速度，這里初取手架旋轉軸的轉速=1m/s,則其角速度=2πrad/s，設手架旋轉軸從靜止開始到達到穩(wěn)定速度所需的時間為Δ=0.1s,則：=Δ/Δ=(2πrad/s)/(0.1s)=20πrad/s2；
機械手夾緊力的校核：
(3.25)
取手架回轉的角速度， =300mm，
則由式(3.25)得：
=8kg×300mm×=94.75N
因小于機械手手指的夾緊力，所以機械手的手架旋轉軸工作正常。
由于手臂回轉部件的回轉軸線與其重心軸線重合，所以可?。?
本設計中=15mm,取=250mm，
則：
=23.96×（0.252+3×0.0152）/12=0.126N
==1.43×0.0152/2=0.00016 N
將值代入式（3.24）可得：
=7.92 Nm
手架旋轉軸的輸出功率：
=7.92 Nmm ×2πrad/s =49.76w
手架旋轉軸強度校核公式如下：
(3.26)
式中：
——手架旋轉軸的扭矩，此處 =7.92 Nm；
——手架旋轉軸的抗彎截面模量，對于實心軸有，所以此處==m3；
將值代入式(3.26)可得：
=7.92/=1.49MPa
因=20MPa, <，故所選軸安全。
3.4.2 手架旋轉驅動機構的選擇
1、電動機類型的選擇
目前常用的加工中心換刀機械手，它的手架旋轉運動是由兩個液壓缸實現(xiàn)的。一個液壓缸用來實現(xiàn)手架旋轉75°到達工作位置，換刀運動過程準備開始。另一個液壓缸則是在拔刀過程結束后，實現(xiàn)手架旋轉180°的運動， 是主軸刀具與刀庫刀具互換位置。雖然這種結構工作原理很簡單，但由于驅動機構較多，它們之間以及它們和手架伸縮液壓缸的活塞桿之間的連接機構卻比較復雜。而在本設計中，所以只需要用一個驅動機構帶動齒輪機構或蝸輪蝸桿機構，就可實現(xiàn)手架在拔、插刀前后的多次旋轉運動。
對于這個驅動機構，它需要能實現(xiàn)手架的75°、180°和反向75°三種角度的旋轉。若采用液壓缸和行程開關進行控制，則一般只能實現(xiàn)一種角度的旋轉。而如果采用電動機進行傳動，則只需控制好電動機的起、停時間就可以實現(xiàn)各種預期的運動。所以本設計中的手架旋轉運動由電動機帶動單級圓錐齒輪來實現(xiàn)。
TYV系列高精度微型特種減速電動機采用高新技術，具有齒輪減速、蝸輪減速、直線往復等多種結構，并可配有電子無級調速、阻尼制動、電磁剎車等功能，適用于交流、直流多種電壓，是一種高效、節(jié)能、低噪音的微特減速電動機，它還具有結構緊湊、安裝方便、減速比大、體積小、輸出轉矩大及運行可靠等特點，因此，本設計中的手架旋轉機構選用TYV系列高精度微型特種減速電動機作為驅動機構。
2、電動機型號的選擇
根據(jù)文獻[13，8-13]，各傳動副傳動效率為：
彈性柱銷連軸器： =0.99；
圓錐滾子軸承： =0.99；
單級圓錐齒輪： =0.95；
總的傳動效率為：
=0.99×0.99×0.99×0.95=0.90
取單級圓錐齒輪的傳動比為=3；
所選電動機應滿足：
=3r/s=180r/min
=49.76/0.90=55.29w
=2.93Nmm
根據(jù)上述條件，查電機系列，取TYV4型齒輪減速電動機，其基本參數(shù)如下：允許負載為=60w，輸出轉速為=150r/min，轉矩為=3.4Nmm。
3.4.3 單級圓錐齒輪的設計與校核
根據(jù)文獻[13，8-13]，各軸轉速為：
=150r/min
==150r/min
==50r/min
各軸轉距為：
=3.4Nm
==0.99×3.4=3.37Nm
==0.90×3×3.4=9.18Nm
各軸的輸入功率為：
=/9550=3.41×50/9550=53.4w
==0.99×53.4=52.87w
==0.90×53.4=48.06w
手架旋轉軸的實際角速度=(5/3)πrad/s，因=41.47w
1200 N/時，取=0.93。
速度系數(shù)：
中點圓周速度為：
=π×32.3×150/60000=0.25m/s
因=0.25m/s和≥1200 N/，故可取=0.5；
工作硬化系數(shù)：
因大小齒輪均為硬齒面，故取=1；
接觸計算時的尺寸系數(shù)：一般取=1；
計算齒輪的接觸疲勞極限應力：
由公式：
==
=1500×0.93×0.5×1×1×1 ×1=697.5N
接觸計算安全系數(shù)：
因大小齒輪材料和硬度均相同，所以有：=697.5/420.74=1.66
接觸計算最小安全系數(shù)為=1.25，因=>，故安全。
2、齒根彎曲疲勞強度的校核
彎曲計算用單位齒寬上的載荷
= （3.28）
式中：
——中點分度圓上的圓周力，=208.67N；
——工況系數(shù)，=1；
——動載系數(shù)，=1；
——彎曲計算用的齒向載荷分布系數(shù)，取=1.2；
——彎曲計算用的端面載荷分布系數(shù)，對直齒圓錐齒輪，一般取1；
將各值代入式(3.28)可得：
=208.67×1.2×1×1×1/18=13.91N
變位系數(shù)、：
為提高彎曲疲勞強度，采用切向—高變位傳動，因Σ=90°（軸交角），故由，可得：
小輪的變位系數(shù)=0.41，大輪的變位系數(shù)=-=-0.41 ，
根據(jù)=19/57=0.33 ，取=0.013，=-=-0.013；
計算應力集中系數(shù)：
當=0.41，=20時，=1.83，
當=-0.41，=180時，=1.81；
齒形系數(shù)：
=1.15（圓柱） (3.29)
根據(jù)=0.41，=20，=-0.41，=180，
查得（圓柱）=2.26，（圓柱）=2.2；
根據(jù)=0.013，=-0.013，
查得=0.98，=1.02；
故由式(3.29)可得：
=1.15（圓柱）=1.15×2.26×0.98=2.55
=1.15（圓柱）=1.15×2.2×1.02=2.58
彎曲計算應力：
(3.30)
——當量圓柱齒輪彎曲計算用重合度系數(shù)，對一般圓錐齒輪=1；
——中點模數(shù)；
小齒輪彎曲計算應力：
=13.91×2.55×1.83×1/1.7=38.18 N/
大齒輪彎曲計算應力：
=38.18×2.58×1.81/（2.55×1.83）=38.21 N/
試驗齒輪的彎曲疲勞極限應力：
由于大、小齒輪的材料及硬度都相同，并經(jīng)過滲碳淬火處理，可取==350 N/；
試驗齒輪彎曲計算用的壽命系數(shù)：
按持久壽命計算，有：==1；
相對表面狀況系數(shù)：
因小齒輪均用20Cr，表面經(jīng)滲碳處理，齒面光潔度為，=6.3m 故取==1.01；
相對敏感系數(shù)：
因大、小齒輪均用20Cr，并經(jīng)滲碳淬火處理，
當 =600 N/，=1.83時，查得=0.99，
當 =600 N/，=1.81時，查得=0.98，
試驗齒輪的應力集中系數(shù)：取=2.1；
彎曲計算用的尺寸系數(shù)：
因為大、小齒輪材料和熱處理方式都相同，=2，所以 ==1；
計算齒輪的彎曲疲勞極限應力：
=350×2.1×1×0.99×1.015×1=727.65N/
=350×2.1×1×0.98×1.015×1=720.3N/
彎曲計算安全系數(shù)：
==727.65/38.18=19.06
==720.3/38.21=18.85
彎曲計算最小安全系數(shù)=2.0，因>，>故安全。
3.5 主架伸縮液壓缸的設計
3.5.1 主架伸縮液壓缸各尺寸數(shù)據(jù)的確定
估算手架伸縮液壓缸負載如下：
軸承套筒質量： =0.93kg；
兩軸承質量： =0.4kg；
旋轉軸質量： =1.43kg；
手架旋轉軸所承受的負載為： =23.96kg；
上述結構的總質量為：
=0.93+0.4+1.43+23.96=26.72kg
設手架伸縮液壓缸的活塞桿在達到穩(wěn)定速度過程中的加速度，則手架伸縮液壓缸承受的負載為：
=785.57N
考慮到液壓缸密封處的摩擦力，取=0.95，則手架伸縮液壓缸實際的負載為：=826.92N；
液壓缸回油腔背壓力，由于此液壓缸在不工作時需保證它的負載能長時間的保持在某一位置上，所以在本設計中初取估算值=1MPa，取=1.5MPa，因工作壓力<2MPa，取活塞桿直徑與液壓缸內徑之比=0.3。
將各值代入式(3.9)，可得：=43.8mm。
為便于采取標準的密封件，根據(jù)液壓缸內徑尺寸系列，將內徑D進行圓整，取=50mm；又因為本設計中=0.3，所以=0.3×50=15mm，樣為便于采取標準密封件，根據(jù)活塞桿直徑系列，將活塞桿直徑d進行圓整，取=16mm；活塞的寬度=30~50mm，這里取=40mm。
3.5.2 材料的選擇
根據(jù)文獻[5，87-92]，對手架伸縮液壓缸各元件的材料選取如下：
活塞桿材料采用實心的45號鋼，并進行表面淬火處理，以提高活塞桿硬度；由于活塞與活塞桿是一體的，所以活塞的材料也為45號鋼，但為了增加它的耐磨性，需在活塞的表面覆蓋一層耐磨材料，常用耐磨材料有青銅、黃銅、尼龍等等；一般情況下，壓力較低的液壓缸的缸筒材料多采用鑄鐵，此處選用HT200 ；缸蓋的材料選用HT200鑄件。
3.5.3 手架伸縮液壓缸活塞桿的校核
1、活塞桿強度校核
活塞桿直徑=16mm；取液壓缸負載=850N；
則由式 (3.11)可得：
=1.90 mm
因本設計中=16mm，大于1.90mm，故強度可以保證。
2、活塞桿穩(wěn)定性驗算
本設計中手架伸縮液壓缸的支承方式為一端固定、一端自由，所以取=0.25，=85，所以有：
=42.5
取手架伸縮液壓缸安裝長度取=150mm；
由式(3.15)可得活塞桿橫斷面的最小回轉半徑：
=16/4=4 mm
故活塞桿細長比為/ =150/4=37.5；
本設計中手架伸縮液壓缸活塞桿的細長比且=20~120，故手架伸縮液壓缸的活塞桿保持工作穩(wěn)定的臨界負載應按公式(3.14)進行驗算有：
=
=394081.38/10.68=36899N
將上述各值代入式(3.12)可得：
/=36899/4=9224.75N
由于本設計中的手架伸縮液壓缸的活塞桿所承受的負載=850N12m/min）時，液壓缸將有較大的動量，使得液壓缸在行程終點停止時，易產(chǎn)生很大的沖擊及噪音，這種沖擊不僅會引起液壓缸的損壞，而且還會引起各類閥及相關部件的損壞，具有很大的危險性。為消除這種沖擊，可設置緩沖裝置。在本設計中，手指夾緊液壓缸的負載雖然不是很大，可是由于它的速度較高，為保證各類部件的安全，仍給它設置了緩沖裝置。但由于它的行程較短，不宜采用兩端緩沖裝置，否則會導致非緩沖行程過短，甚至沒有緩沖行程。所以，本設計中只在手指夾緊液壓缸的前端設置了緩沖裝置。而對于手臂伸縮液壓缸，因其所取的速度不是很大，故不需設置緩沖裝置。
對于手架伸縮液壓缸，由于它的行程較大，為縮短加工中心換刀機械手的整體換刀時間，本設計中將手架伸縮液壓缸的速度取得較大，同時由于它的負載也很大，所以在它的兩端都需要設置緩沖裝置。
4.4 液壓系統(tǒng)回路
本設計中液壓系統(tǒng)的控制主要由壓力繼電器、電磁換向閥以及流量控制閥等元件實現(xiàn)。
控制過程如下：
當手臂伸出信號發(fā)出后，電磁鐵DT1動作，兩側手臂同時伸出。當手臂伸縮液壓缸的活塞桿及手指夾緊液壓缸的后端蓋運動到設計位置后，由于受到阻礙，便不再運動。a腔內油壓力升高，壓力繼電器1YJ動作，同時，電磁鐵DT1斷電，電磁鐵DT3通電，開始手指夾緊動作。同理，當手指夾緊液壓缸的活塞桿運動到設計位置后便不再運動。d腔內油壓力升高，壓力繼電器2YJ動作，電磁鐵DT5通電，手架伸縮液壓缸開始拔刀動作。當手架伸縮液壓缸運動到設計位置時，控制電動機運動的線圈KT2恰好延時結束，它所控制的常開延時閉觸頭閉合，電動機啟動，手架旋轉軸開始旋轉運動，進行刀庫刀具和主軸刀具的互換動作。在手架旋轉軸旋轉180°后，發(fā)出插刀信號。電磁鐵DT6通電，手架伸縮液壓缸開始反行程運動。但運動到初始位置后，活塞不運動，油腔f內油壓力升高，壓力繼電器3YJ動作，控制電磁鐵DT4通電，手指夾緊液壓缸反行程運動。當運動刀設計位置后，油腔c內油壓力升高，電磁鐵DT2通電，手臂伸縮液壓缸開始反行程運動，當回到初始位置后，換刀動作結束，手架旋轉軸準備復位。
4.5 旋轉軸控制線路
手指夾緊時間： =0.05s；
手臂伸出時間： =0.65s；
手指松開時間： =0.05s；
手臂縮回時間： =0.32s；
手架伸出時間: =0.37s；
手架縮回時間: =0.55s；
手架旋轉75°時間： =0.25s；
手架旋轉180°時間： =0.60s；
手架反向旋轉75°復位時間： =0.25s；
從加工中心發(fā)出換刀信號到換刀機械手復位動作完成總需時間：
=3.06s
本設計中電動機的控制則主要依靠于延時繼電器實現(xiàn)，其控制回路如圖4.3所示。
控制過程：當換刀信號發(fā)出后，模擬開關S閉合，延時繼電器的線圈KT1、KT2、KT3、