毕业设计论文-塑钢门窗数控三位焊接机设计论文.doc

1 前言
1.1课题的目的和意义
随着人们生活水平的提高，人们根据自己的个性化需求选择不同样式，不同长度，不同宽度的塑钢门窗的需求量越来越多，为了提高塑钢门窗的加工生产率且保证塑钢门窗的质量，这就要求塑钢门窗焊接机能够精确的焊接不同长度不同宽度的型材，而国内的塑钢门窗三位焊接机根据型材不同宽度不同长度焊接时机头的进给多为手动或者半自动，自动化程度不高，不能根据型材的不同而完成精确的定位焊接，因此课题的意义在于实现塑钢门窗焊接过程的全部自动化，确保不同型材的焊接质量。
1.2塑钢门窗焊接机的国内外研究现状
塑钢门窗以其优异的性能和漂亮的外观，逐渐成为继传统的木、钢和铝合金之后的新型建筑门窗。他是以充足，保护森林等优势，得到了迅速的发展。目前欧美等国的塑窗普及率在50%以上，在塑钢门窗最早的生产和应用地——德国——塑钢门窗比例达到80%，德国有各类门窗标准、规范95个，设备配套齐全，检测手段完备，制定了有效的质量检测方法，可以全方位的控制门窗生产质量，总之，塑料门窗在欧、美、日等国的发展已经成熟、品种样式繁多，结构和断面形状已日趋合理。市场占有率低的国家正积极扩大生产，提高效率，降低成本，增加竞争力，扩大市场占有率，而市场占有率已经相当水平的国家则进一步向纵深发展，开发新产品、新技术、新结构，向多样化、色彩化、复合化和高级化发展。
我国20世纪80年代引进塑钢门窗以来，经过消化、吸收及发展，生产技术已经成熟，现已能够生产直线布置的两位焊接机，三位焊接机、四位焊接机，平面布置的四角焊接机和单点焊接机。焊接机广泛采用气压传动，可以满足塑料型材对焊接压力、型材压紧的要求。控制部分除采用传统的继电器控制外，一般国产焊接机均采用数显温度控制系统和使用可编程控制器（PLC）控制整机的动作，使设备操作简单，加工效率高。
我国塑钢门窗生产线虽然多，但我国塑钢门窗加工组装设备多为单机、手动或半自动的机械，其生产效率和质量稳定性不高。与国外发达国家同行业设备相比还有一定的差距。
（1）有些塑钢门窗组装厂家在某种程度上存在重硬件、轻软件，重设计、轻工艺的倾向，即单纯追求设备的设计和生产销售，而忽略设备本身的生产工艺，不注重设备使用过程中满足门窗加工工艺的性能及不能很好的结合我国的具体国情提供与之使用的设备。
(2)现在市场上的焊接机还不能很好的较为特殊的型材体系，如美式型材体系，出窗率较高的壁薄型材，特殊尺寸型材等的工艺要求。
（3）与发达国家同行业相比，国产焊接机设备自身制造精度低，部件装配精度不高及生产、装配、检验等过程中，工艺控制的技术手段不很完备，致使设备调试以及设备使用过程中的人工调整量较大，尤其是那些过于追求低价位的制造商提供的设备，不能很好的满足加工高档门窗的工艺要求。
（4）现有设备对地理气候及工业环境的适应性较差，我国地域广阔，地域之间的气候差异较大，现有设备不能很好的满足10℃以下，且没有取暖设施生产环境条件的需要，尤其是焊接交强度较低；同时现有工厂生产环境条件与国外有一定的差距。
（5）与发达国家同行业相比，我国现有设备系统可靠性差，故障率较多。
1.3主要设计内容
数控门窗数控焊接机的设计只要包括以下几个方面：
（1） 机械机构的设计
①定位结构的设计和定位气缸的选型计算。
②压紧机构的设计和前后压紧气缸的选型计算。
③加热板机构的设计和加热板气缸的选型计算。
④进给机构的设计和进给气缸的选型计算。
⑤支架结构的设计。
⑥中机头横向和纵向联动的设计。包括横向和纵向滚珠丝杠螺母副的选型计算，齿轮传动比的选择计算，步进电机的选型计算。
（2）电气系统的设计
①中机头横向和纵向联动控制系统的硬件设计，包括流程图和硬件电路原理图的绘制。
②温度控制系统的设计 焊接机的温度控制系统是独立于动作自动控制系统之外的又一电气控制系统，它的作用是实现焊机工作中的加热板温度的自动控制，把加热板的温度稳定控制在塑钢焊接的适合温度。
③焊接机动作自动控制系统的设计，根据可编程控制器的输入实现各机头的定位，压紧，启动，急停，单动与联动的选择，以及加热计时，焊接计时等。

2 塑钢门窗焊接原理
2.1 焊接工艺原理
塑钢的焊接又称为接触焊或对焊，用热板同时对两焊件的端面直接加热至熔融，在使两焊件的端面接触并加压，冷却后形成牢固的结合焊缝，从而使两塑钢焊件连接为一体。图2.1为平板对接的过程。由图可知，热板焊接分为四个的阶段：即定位阶段、加热熔化阶段、过渡阶段、挤压对接阶段。

1-固定夹具 2-加热板 3焊件 4-活动夹具 5-翻浆及其直径 P1-加热适应压力 P2-挤压对接压力
图2.1 平板对接过程

①定位阶段与加热熔化阶段 定位即使欲焊接的塑料型材获得者相互之间的正确位置关系。
自焊件与加热板接触开始，至加热板分离为止，称为加热熔化阶段，所经历的时间成为加热熔化时间。在加热熔化阶段，焊件端面温度逐渐升高到相当与加热板的温度，焊件端面熔化。
加热板的温度是相当关键的因素，由经验可知，当加热温度为220℃～260℃时，可获得较为理想的焊接强度，如果温度在升高，则角强度下降，可见塑钢门窗的焊接温度不能太高，也不能太低，正确的控制焊接温度是获得理想的焊接质量的关键因素。
加热熔化时间对焊缝强度也有重要的影响，加热熔化时间不足时，焊件端面不能充分熔融，无法获得强度；加热时间过长，端面物料虽然能充分熔融，但却引起了无；物料的分解，降低了焊接强度，为了获得较高的焊接强度，加热时间必须适当。
②过渡阶段 从焊件端面与加热板表面开始脱离接触开始，到熔化端面开始相互接触为止，称为过渡阶段。所经历的时间称为过渡时间。为了确定一个最低限度的冷却，缩短熔融端面与空气的接触时间，对于小端面焊件的焊接，一般小于2秒。为保证过渡时间内各动作准确的进行，应采用自动化设备，而不适合采用手工工具进行。
③挤压对接阶段 挤压对接阶段是从熔融端面开始接触到卸压结束，所经历的时间成为挤压对接时间。
根据各种实验数据证实，在加压期间，焊逢区进行着复杂的变化，焊件接头的焊接压力是重要的因素。为了排除妨碍焊接面大分子相互作用的空气等成分，必须给与足够的外加压力。在焊件接触以后，压力要大的足以使加热时在热工具上形成的隆起的部分稍有增加，应采取其他措施如限位等不要使已塑化的材料从接头处压走，因此，该压力开始应较小，随焊缝冷却逐渐增大。
2.2 焊接工艺技术要求及其保证措施
2.2.1 焊接工艺技术要求
根据JG/T3018-94《塑料窗》的规定，塑料门窗如表2.1的工艺技术要求。

表2.1 塑料窗焊接工艺要求
项目
数值
焊接尺寸偏差/mm
窗高度和宽度的尺寸范围300～9000mm
≤±2.0
窗高度和宽度的尺寸范围901～1500mm
≤±2.5
窗高度和宽度的尺寸范围1501～2000mm
≤±3.0
窗高度和宽度的尺寸大于2000mm
≤±3.5
对角线偏差/mm
≤±3.0
焊接角强度/N
平均值不低于3000N，其中最小值不低于平均值的70%
焊接处的平面度/mm
≤±.8

可见，焊接工艺的技术要求，概括起来就是要求焊接成品尺寸精度、角度精度、角强度、外观平整、不错位、美观等方面。
经过多年的实践经验和各种实验，采取如图2.2所示的控制方法，能够保证塑钢门窗焊接工艺的上诉要求。

图2.2 焊接过程中的行程于压力控制

①加热适应阶段 加热适应阶段是从型材与加热板接触开始至加热机械限位为止所经历的焊接阶段。
如图2.2所示该阶段型材结合部位在与加热板接触被加热的同时，在进给机构的带动下不断进给，即对应型材的加热适应阶段的消耗，对应的行程不断增加，至到达加热机械限位的位置停止进给，所走过的行程为加热适应行程L1.该阶段型材焊接结合面的压力在型材与加热板接触后而达到稳定的加热适应压力值P1。
加热适应阶段在焊接过程中的作用是消除型材焊接端面的不平以及型材与加热板表面接触之处可能存在的接触不良等因素，以保证在后续的加热阶段型材能够与加热板充分接触，从而保证加热均匀。
②加热延时阶段 加热适应阶段进给行程到位后，进给机构停在加热机械限位位置处，加热板继续对用来挤压对接的型材加热一段时间，这个阶段成为加热延时阶段。
该阶段由于加热机械限位装置的作用，进给机构带动型材停在加热机械限位装置处。
在该阶段，进给机构仍处在压力作用下，但由于机械装置的限位作用，以及焊接结合面处型材被加热熔融处于粘流态，从而使焊接结合面上降为较低的加热延时压力。
该阶段两型材用来挤压对接的部位被充分的加热且达到一定的温度，并形成一层足够厚的熔融层，以使型材结合部位达到可进行良好挤压对接的状态。
③过渡阶段 加热熔化阶段结束后，进给机构带动型材退回，加热板退出，为接下来的型材挤压对接部位的挤压对接作准备。加热熔化阶段结束后，加热板抽出，至进給机构在次进给里两型材接触时刻，这一阶段成为过渡阶段。，
为使过渡阶段内型材挤压对接部位不至于温度下降的过多，这一时间必须足够的短，一般过渡时间最多为两秒。
④挤压阶段是指从型材结合面开始接触后，进给机构带动型材二次进給到挤压限位所经历的阶段。
挤压阶段，型材熔融结合部位在进給机构的带动下，进行二次进給，二次进給过程中，行程随时间不断增加，至二次进給挤压机械限位处，进给行程结束，所经历的行程为挤压行程L2。
该阶段，应使型材结合部位到达挤压对接压力P2，从图中可以看出，挤压对接压力P2应大于加热适应压力P1。
⑤对接阶段挤压行程至挤压机械限位处，进给机构处于二次进給终了位置，直至设定挤压对接时间结束，该阶段为对接阶段。
对接阶段由于机械限位装置的作用，进给机构停止进給，即进給机构停在二次进給限位的位置。
该阶段进給机构处于压力作用下，但由于机械装置承担进給力德作用，使得型材结合面处对接压力迅速下降。
对接阶段的作用是使焊缝冷却，以达到一定的焊接强度。
2.2.2 塑钢门窗焊接机对焊接工艺的保证
对应于塑钢门窗焊接工艺中行程的控制，为了保证塑钢门窗焊接工艺要求中焊接成品尺寸精度，塑钢门窗焊接机上相应的设置了定位限位、加热熔融限位、挤压对接限位三个机械限位装置，即焊接过程中，由这三个机械限位装置控制焊接余量，同时，在大量实践基础上，通过焊接机上三个机械限位的合理设置，把焊接过程中的焊接余量按一定的比率分配到焊接环节的不同阶段，可获得最佳的焊接角强度。一般把焊接余量设计为3mm。大量的实验证明，型材在焊接过程中焊接余量中有1mm作为型材挤压对接时间的消耗量，可以获得较高的焊接角强度。下面通过实现90°角焊接的过程加以具体阐述。
（1）图2.3为型材定位的示意图，靠机械限位装置的作用，每根型材探出工作台刃口3.12mm，其中2.12作为焊接余量将在焊接过程中消耗掉，另外1mm用来形成焊缝。

图2.3 90°焊接过程定位时型材焊接结合面所处的位置

（2）图2.4为加热熔化过程中加热适应阶段至加热限位时的示意图，由图可知，这时每根探出工作台刃口为2mm。由此可知每根型材的一次进給量为1.12mm，即加热适应阶段每根型材的消耗量为1.12mm。

图2.4 90°焊接过程中加热至加热限位位置型材结合面所处位置

（3）图2.5为型材进给至对接限位时的示意图。由图可知，每根型材探出工作台刃口为1mm，用以形成焊缝。这个过程对应型材的消耗量为1mm。

图2.5 90°焊接过程中对接时型材焊接结合面所处的位置

综上所述，每根型材在垂直寒风方向上露出工作台人口量为型材延这个方向上的一次进给量和二次进给量之和。从而实现每根型材在焊接过程中延型材长度方向的消耗量为3mm。

3 塑钢门窗数控三位焊接机机械部分的结构设计
3.1 定位机构的设计
3.1.1 定位气缸的选型计算
（1）气缸缸径的计算
气缸的安装位置如装配图所示，由图可知，气缸的推力应大于或等于加热板的重力，才能带动定位板探出工作台，实现定位板的定位作用。由牛顿第二定律可得计算公式如下：

(3.1)
(3.2)
(3.3)
式中： F——气缸轴向实际负载；
m——定位板的质量：m=30kg；
g——重力加速度：g=9.8N/kg；
θ——气缸的负载率：气缸的动态参数要求较高且工作频率高θ=0.3～0.5
气缸的动态参数要求一般且工作频率低θ=0.7～0.85；
Ft——气缸的理论输出力；
D——气缸的缸径（mm）；
P——气缸的工作压力：P=0.5Mpa

查阅机械设计手册，按标准圆整，可选用直径为50的气缸。
（2）气缸行程的选择
气缸的行程与使用场合和机构的行程有关，由于可焊接塑钢型材的高度为120mm，考虑到防止活塞和缸盖相碰，选定气缸的行程为150mm。
（3）气缸的安装形式
气缸的安装形式根据安装位置和使用目的等因素决定，在一般情况下采用固定式气缸。在需要随工作机构连续回转时（如车床、磨床等）应选用回转气缸。本气缸的安装形式采用前法兰式。
（4）磁性开关本机需采用电气控制方式，故选用带磁性开关的气缸。
（5）气缸的缓冲装置，根据活塞的速度决定是否应采用缓冲装置。由于定位板的伸出速度不大，故无需选用缓冲装置。
综上所述，考虑价格、质量等因素，选用烟台未来自动设备有限公司的QGA50×150型气缸。
3.1.2 定位机构的机械结构
定位机构的机械结构组成如图3.1所示。

1—活动工作台底座；2—活动工作台；3—横定位块；4—定位块；5—固定工作台； 6—定位气缸支座；7—定位板气缸；8—定位气缸固定法兰；9—定位板
图3.1 定位机构

定位系统包括定位板，定位板气缸7，气缸支座6，固定工作台5，移动工作台2，安装于固定工作台上的定位块4和安装于移动工作台上的横定位块3组成。
放置于移动工作台上的型材靠横定位块及定位板的后工作面的作用实现定位，放置于固定工作台上的型材靠定位块及定位板的前工作面共同作用实现定位。两根型材靠定位系统的组成构件间的相互位置关系获得两根型材的正确位置关系。
3.2 压紧机构的设计
3.2.1 前压紧气缸的选型计算
（1）气缸缸径的计算
气缸的安装位置如装配图所示，由图可知，要实现型材的压紧，前压紧气缸的回程拉力应大于或等于前压嵌的重力，由牛顿第二定律可得如下计算公式；

(3.4)
(3.4)
(3.6)
式中： F——气缸轴向实际负载；
m——前压嵌的质量：m=30kg；
g——重力加速度：g=9.8N/kg；
θ——气缸的负载率：气缸的动态参数要求较高且工作频率高θ=0.3～0.5
气缸的动态参数要求一般且工作频率低θ=0.7～0.85；
Ft——气缸的理论输出力；
D——气缸的缸径（mm）；
P——气缸的工作压力：P=0.5Mpa
d——气缸活塞杆直径：一般取d=0.35D。

查阅机械设计手册，按标准圆整，可选用直径为80mm的气缸。
（2）气缸行程的选择
气缸的行程与使用场合和机构的行程有关，由于可焊接塑钢型材的高度为120mm，考虑到防止活塞和缸盖相碰，选定气缸的行程为150mm。
（3）气缸的安装形式
气缸的安装形式根据安装位置和使用目的等因素决定，在一般情况下采用固定式气缸。在需要随工作机构连续回转时（如车床、磨床等）应选用回转气缸。本气缸的安装形式采用前法兰式。
（4）磁性开关本机需采用电气控制方式，故选用带磁性开关的气缸。
（5）气缸的缓冲装置，根据活塞的速度决定是否应采用缓冲装置。由于定位板的伸出速度不大，故无需选用缓冲装置。
综上所述，考虑价格、质量等因素，选用烟台未来自动设备有限公司的QGA80×150型气缸。
3.2.2 后压紧气缸的选型计算
后压紧气缸的设计参数与前压紧气缸的设计参数相同，故也选用烟台未来自动设备有限公司的QGA80×150型气缸。
3.2.3 压紧机构的机械结构
压紧机构的机械结构组成如图3.2所示。
焊接机压紧机构的作用是保证型材在焊接过程中，型材以获得的正确定位不发生变化。压紧机构主要包括前压嵌14、后压嵌16、前压嵌气缸11、后压嵌气缸5、起垂直导向作用的气缸导杆6、12、13，气缸固定板组成。压紧机构与固定工作台及移动工作台共同作用，实现型材定位后的压紧。

1—大支架；2—支架；3—后压嵌气缸固定板；4—后压嵌固定法兰；5—后压嵌气缸；6—气缸导轴；7—加热板气缸固定法兰；8—加热板气缸；9—加热板托架；10—加热板支撑肋板；11—前压嵌气缸；12—前压嵌气缸固定法兰；13—前压嵌气缸导轴；14—前压嵌；15—加热板；16—后压嵌
图3.2 压嵌机构和加热板机构

3.3 加热板机构的设计
3.3.1 加热板气缸的选型计算
气缸的安装位置如装配图所示，由图可知，要实现加热板限的垂直伸出，加热板气缸的回程拉力应大于或等于加热板的重力，其基本原理与前后压紧气缸相同故选用公式（3.4）～（3.6）

(3.4)
(3.4)
(3.6)
式中： F——气缸轴向实际负载；
m——加热板的质量：m=20kg；
g——重力加速度：g=9.8N/kg；
θ——气缸的负载率：气缸的动态参数要求较高且工作频率高θ=0.3～0.5
气缸的动态参数要求一般且工作频率低θ=0.7～0.85；
Ft——气缸的理论输出力；
D——气缸的缸径（mm）；
P——气缸的工作压力：P=0.5Mpa
d——气缸活塞杆直径：一般取d=0.4D。

查阅机械设计手册，按标准圆整，可选用直径为50mm的气缸。
（2）气缸行程的选择
气缸的行程与使用场合和机构的行程有关，由于可焊接塑钢型材的高度为120mm，考虑到防止活塞和缸盖相碰，选定气缸的行程为150mm。
（3）气缸的安装形式
气缸的安装形式根据安装位置和使用目的等因素决定，在一般情况下采用固定式气缸。在需要随工作机构连续回转时（如车床、磨床等）应选用回转气缸。本气缸的安装形式采用前法兰式。
（4）磁性开关本机需采用电气控制方式，故选用带磁性开关的气缸。
（5）气缸的缓冲装置，根据活塞的速度决定是否应采用缓冲装置。由于定位板的伸出速度不大，故无需选用缓冲装置。
综上所述，考虑价格、质量等因素，选用烟台未来自动设备有限公司的 QGA50×150型气缸。
3.3.2 加热板机构的机械结构
加热板机构的机械结构组成如图3.2所示。
加热板机构包括加热板15（工作表面包覆焊布）、加热板气缸8、导轴（图中未画出）、加热板托架9和加热板肋板10构成。
3.4 进给机构的设计
3.4.1 进给气缸的选型计算
气缸的安装位置如装配图所示，由图可知，要实现进给机构的进给，进给气缸的金给推力应大于或等于已动工件（包括活动工作台、活动工作台的底座、机头支架、后压嵌固定板、后压嵌气缸、后压嵌、后压嵌导轴）滑动导轴上的摩擦阻力。由牛顿第二定律可得如下计算公式：

(3.7)
(3.2)
(3.3)
式中： F——气缸轴向实际负载；
µ——滑动导轨的摩擦系数：0.15～0.18；
m——移动工件的的质量：m=300kg；
g——重力加速度：g=9.8N/kg；
θ——气缸的负载率：气缸的动态参数要求较高且工作频率高θ=0.3～0.5
气缸的动态参数要求一般且工作频率低θ=0.7～0.85；
Ft——气缸的理论输出力；
D——气缸的缸径（mm）；
P——气缸的工作压力：P=0.5Mpa

查阅机械设计手册，按标准圆整，可选用直径为50mm的气缸。
（2）气缸行程的选择
气缸的行程与使用场合和机构的行程有关，，考虑到防止活塞和缸盖相碰，选定气缸的行程为100mm。
（3）气缸的安装形式
气缸的安装形式根据安装位置和使用目的等因素决定，在一般情况下采用固定式气缸。在需要随工作机构连续回转时（如车床、磨床等）应选用回转气缸。本气缸的安装形式采用前法兰式。
（4）磁性开关本机需采用电气控制方式，故选用带磁性开关的气缸。
（5）气缸的缓冲装置，根据活塞的速度决定是否应采用缓冲装置。由于定位板的伸出速度不大，故无需选用缓冲装置。
综上所述，考虑价格、质量等因素，选用烟台未来自动设备有限公司的QGA80×100型气缸。
3.4.2 进给机构的机械结构组成
进给机构的组成如图3.3所示。

1——后压嵌气缸；2——后压嵌；3——横定位块；4——移动工作台；5——机头导轴； 6——链接驾；7——进给气缸；8——机头支架
图3.3 进给机构

进给机构用于实现焊接过程中的进给运动。移动工作台及后压钳作为定位夹紧机构组成的同时，也作为进给机构的主要组成。即其夹紧型材的同时，在进给机构的推动下，带动夹紧于工作台与后压嵌之间的型材，沿机头导轴运动，现相对另一型材的进给。
3.5 支架机构的设计
支架结构包括工作台支板、机头大支架、连接架、滚轮支架等一系列用于安装机头各机构零部件及机头在设备机架上安装的导轴。上诉各设备主要通过大支架作为基架而装配在一起。
3.6 中机头X—Y联动机械结构设计
中机头X—Y联动，采用MCS—51系列单片机控制系统，步进电机开环控制，具有直线和圆弧插补功能，其主要设计参数如下：
移动部件的重力： 纵向 8000N
横向 12000N
最大进给速度： 纵向 0.2m/min
横向 0.6m/min
主电机功率： 7.5KW
启动加速时间： 30ms
3.6.1选择脉冲当量
根据精度等级确定脉冲当量，纵向： 0.0125mm/步，横向： 0.01mm/步。
3.6.2滚珠丝杠螺母副的计算和选型
（1）纵向进给丝杠
①计算进给牵引力Fm（N）
中机头沿着导轴和燕尾型导轨完成纵向的进给，故纵向进给牵引力主要用来克服机头沿导轴和燕尾型导轨上的滑动摩擦阻力，导轴和眼尾型导轨可取相同的摩擦系数，则得进给牵引力计算公式：

（3.8）
式中： Fm——进给牵引力；
µ——滑动摩擦系数：0.15～0.2；
G——机头移动部件的重力。

②计算最大动载荷

（3.9）
（3.10）
（3.11）
式中： L0——滚珠丝杠的导程，初选L0=6mm；
v——最高的进给速度，v=0.2m/min；
T——使用寿命，按15000h；
fw——运转系数，按一般运转取fw =1.2～1.5；
L——使用寿命，以106转为一单位。

③滚珠丝杠螺母副的选型
查阅机械设计手册，可采用W1L2506型滚珠丝杠螺母副，1列2.54圈，其额定动负载为8810，精度等级选为三级。
④传动效率的计算

（3.12）
式中： λ——螺旋升角，W1L2506 λ=2011′；
η——传动效率；
φ——摩擦角取10′；

⑤刚度计算
纵向进给滚珠丝杠的支撑方式如3.4所示。

图3.4 纵向进给丝杠计算简图

⑥稳定性校验
（2）横向进给丝杠
①计算进给牵引力F′m（N）
横向导轨为燕尾型，可按公式3.8进行计算

式中： F′m——进给牵引力；
µ——滑动摩擦系数：0.15～0.2；
G——移动部件的重力。

②计算最大动载荷

式中： L0——滚珠丝杠的导程，初选L0=6mm；
v——最高的进给速度，v=0.6m/min；
T——使用寿命，按15000h；
fw——运转系数，按一般运转取fw =1.2～1.5；
L——使用寿命，以106转为一单位。

③滚珠丝杠螺母副的选型
查阅机械设计手册，可采用W1L4006型滚珠丝杠螺母副，1列2.54圈，其额定动负载为16400N，精度等级选为三级。
④传动效率的计算

⑤刚度计算

图3.5 纵向进给系统计算简图

横向进给滚珠丝杠的支撑方式如3.5所示。
3.6.3传动比的计算
（1）纵向传动比的计算
已确定纵向的脉冲当量δp=0.0125，滚珠丝杠导程L0=6mm，初选步进电机步距角0.75度。可计算出传动比i

（3.13）

由此可知传动比为1，故将步进电机的轴通过联轴器直接连到滚珠丝杠的轴端。
查阅机械设计手册，可选用GY2型凸缘联轴器，其公称转矩为63Nm。联轴器凸缘直径为90mm，长度为90mm。
（2）横向传动比的计算
已确定纵向的脉冲当量δp=0.01，滚珠丝杠导程L0=6mm，初选步进电机步距角0.75度。可计算出传动比i

可选定齿轮齿数为:

z1=32,z2=40

模数取m为2，齿轮参数如表3.1所示。

表3.1 传动齿轮几何参数
齿数

32
40
分度圆
d=mz
64
80
齿顶圆
da=d+2m
68
84
齿根圆
df=d-2×1.25m
59
75
齿宽
(6～10)m
20
20
中心距
A=(d1+d2)/2
72

3.6.4步进电机的计算和选型
（1）纵向步进电机的计算
①等效转动惯量的计算
计算简图如图3.1所示。传动系统折算到电动机轴上的转动惯量JΣ（Kg·cm2）可由下式计算：

（3.14）
（3.15）
（3.16）
式中： Jm——步进电机转子的转动惯量（Kgcm2）:初选Jm=10Kg·cm2
J1——联轴器的转动惯量（Kg·cm2）；
JS——滚珠丝杠的转动惯量（Kg·cm2）；
G——移动部件的重力：G=8000N；
g——重力加速度：g=9.8m/s2
L0——滚珠丝杠螺母副副的导程；
d1——联轴器的凸缘直径：d1=9cm；
L1——联轴器的长度：L1=9cm；
ds——滚珠丝杠的直径：ds=2.5cm；
Ls——滚珠丝杠的长度：Ls=20cm；

考虑步进电机与转动惯量相匹配问题

（3.17）

基本满足惯量匹配的要求。
②电机力矩的计算
a 快速空载起动力矩M起
在快速空载起动阶段，加速力矩占的比重比较大，具体计算公式如下：
M起=Mamax+Mf+M0 （3.18）
式中： Mamax——空载时折算到电动机轴上的加速力矩（N·m）；
Mf——折算到电机轴上的摩擦力矩（N·m）；
M0——由于丝杠预紧时折算到电机轴上的附加摩擦力矩（N·m）。
（3.19）
（3.20）
式中： JΣ——传动系统折算到电动机轴上的总的转动惯量：JΣ=59.90 Kg·cm2
ε——电机最大角加速度（rad/s2）；
nmax——电机的最大转速（r/min）；
vmax——运动部件的最大进给速度：vmax =0.2mm/min；
δp——脉冲当量：δp=0.125mm/步；
θb——步进电机的步进角：θb=0.75°；
ta——运动部件从停止到加速到最大进给速度所需的时间：ta =30ms。
（3.21）
式中： F0——导轨的摩擦力：F0=1600N；
i——传动比： i =1；
η——传动链的总效率，一般可取为η=0.7～0.85。
（3.22）
式中： Fp0——滚珠丝杠的预加载荷，一般取为Fp0==533.3（N）
L0——滚珠丝杠的导程：L0=0.6cm；
η——滚珠丝杠未预紧时的传动效率，一般取η〉0.9。
将因子代入以上公式得以下结果：

M起=Mamax+Mf+M0=655+191.1+12.1=852.2N·cm

b 快速移动时所需力矩M快

M快=Mf+M0=191.2+12.1=203.2N·cm （3.23）

由以上的计算可以看出，M快、M起两种情况下，以快速空载所需力矩最大，以此项作为选择步进电机的依据。
查阅机械设计手册，当步进电机为五相十拍时
(3.24)
最大静力矩

按此最大静力矩查阅机械设计手册，150BF002型步进电机的最大静转矩为13.72N·m，大于所需的最大静转矩，故可作为初选型号，但还必须进一步的校验。
至此，可确定机头纵向进给的机械机构，其机械结构如图3.6。

图3.6 纵向进给机构

（2）横向向步进电机的计算
①等效转动惯量的计算
计算简图如图3.1所示。传动系统折算到电动机轴上的转动惯量JΣ（Kg·cm2）可由下式计算：

（3.25）
（3.26）
（3.27）
（3.16）
式中： JM——步进电机转子的转动惯量：初选JM =10（Kg·cm2）；
J1、J2——齿轮Z1、Z2的转动惯量（Kg·cm2）；
JS——滚珠丝杠的转动惯量（Kg·cm2）；
G——移动部件的重力：G=12000N；
g——重力加速度：g=9.8m/s2
L0——滚珠丝杠螺母副副的导程：L0=6mm；
d1、d2——齿轮Z1、Z2的分度圆直径：d1=6.4cm，d2=8cm；
L1、L2——齿轮Z1、Z2的齿宽：L1=L2=2cm；
ds——滚珠丝杠的直径：ds=4cm；
Ls——滚珠丝杠的长度：Ls=200cm；
带入以上公式，有以下结果

考虑步进电机与转动惯量相匹配问题。

基本满足惯量匹配的要求。
②电机力矩的计算
a 快速空载起动力矩M起
计算公式见公式3.18～3.22

M起=Mamax+Mf+M0=737.996+382.16+127.3=1247.456N·cm

b 快速移动时所需力矩M快

M快=Mf+M0=382.16+127.3=509.46N·cm

由以上的计算可以看出，M快、M起两种情况下，以快速空载所需力矩最大，以此项作为选择步进电机的依据。
查阅机械设计手册，当步进电机为五相十拍时

最大静力矩

按此最大静力矩查阅机械设计手册，200BF001型步进电机的最大静转矩为14.7N·m，大于所需的最大静转矩，故可作为初选型号，但还必须进一步的校验。

4 数控三位焊接机电气原理
4.1 中机头X—Y联动硬件电路设计
当前在经济型数控控制系统中广泛采用美国Intel公司的MCS-51系列单片机，它的集成度很高，是集片内寄存器，片内输入/输出部件和CPU于一体的优良单片机系统。MCS-51系列单片机主要有三种型号的产品：8031、8051、