鉆鏜兩用組合機床液壓系統(tǒng)

1、攀枝花學院學生課程設計（論文） 目錄目 錄摘要abstract 緒論21. 設計的技術要求和設計參數(shù)32. 工況分析42.1確定執(zhí)行元件42.2分析系統(tǒng)工況42.3負載循環(huán)圖和速度循環(huán)圖的繪制53. 確定系統(tǒng)主要參數(shù)73.1初選液壓缸工作壓力73.2確定液壓缸主要尺寸73.3計算最大流量需求84. 擬定液壓系統(tǒng)原理圖104.1速度控制回路的選擇104.2換向和速度換接回路的選擇104.3油源的選擇和能耗控制114.4壓力控制回路的選擇125. 液壓元件的選擇145.1確定液壓泵和電機規(guī)格145.2閥類元件和輔助元件的選擇155.3油管的選擇175.4油箱的設計186. 液壓系統(tǒng)性能的驗算216

2、.1驗算系統(tǒng)壓力損失并確定壓力閥的調整值216.2油液溫升驗算23總結24參考文獻25致謝261攀枝花學院學生課程設計（論文） 緒論緒論作為一種高效率的專用機床，組合機床在大批、大量機械加工生產中應用廣泛。本次課程設計將以組合機床動力滑臺液壓系統(tǒng)設計為例，介紹鉆鏜組合機床液壓系統(tǒng)的設計方法和設計步驟，其中包括組合機床動力滑臺液壓系統(tǒng)的設計的技術要求和設計參數(shù)、工況分析、主要參數(shù)確定、液壓系統(tǒng)原理圖的擬定、液壓元件的選擇和確定輔助裝置、液壓系統(tǒng)的性能驗算以及液壓裝置的結構設計，繪制工作圖及編制技術文件等。組合機床是以通用部件為基礎，配以按工件特定外形和加工工藝設計的專用部件和夾具而組成的半自動或

3、自動專用機床。組合機床一般采用多軸、多刀、多工序、多面或多工位同時加工的方式，生產效率比通用機床高幾倍至幾十倍。組合機床兼有低成本和高效率的優(yōu)點，在大批、大量生產中得到廣泛應用，并可用以組成自動生產線。組合機床通常采用多軸、多刀、多面、多工位同時加工的方式，能完成鉆、擴、鉸、鏜孔、攻絲、車、銑、磨削及其他精加工工序，生產效率比通用機床高幾倍至幾十倍。液壓系統(tǒng)由于具有結構簡單、動作靈活、操作方便、調速范圍大、可無級連讀調節(jié)等優(yōu)點，在組合機床中得到了廣泛應用。液壓系統(tǒng)在組合機床上主要是用于實現(xiàn)工作臺的直線運動和回轉運動，如圖1所示，如果動力滑臺要實現(xiàn)進給，則動力滑臺要完成的動作循環(huán)通常包括：原位停

4、止快進工進死擋鐵停留快退原位停止。圖1 組合機床動力滑臺工作循環(huán)2攀枝花學院學生課程設計（論文） 1 設計的技術要求和設計參數(shù)1 設計的技術要求和設計參數(shù)27攀枝花學院學生課程設計（論文） 2 工況分析工作循環(huán)：快進工進快退停止；系統(tǒng)設計參數(shù)如表1所示，動力滑臺采用平面導軌，其靜、動摩擦系數(shù)分別為fs = 0.2、fd = 0.1。表1 設計參數(shù)參 數(shù)數(shù) 值切削阻力（n）17000滑臺自重 (n)29000快進、快退速度(m/min)5.75工進速度(mm/min)20120最大行程(mm)524工進行程(mm)159啟動換向時間（s）0.05液壓缸機械效率0.92 工況分析2.1確定執(zhí)行元件

5、金屬切削機床的工作特點要求液壓系統(tǒng)完成的主要是直線運動，因此液壓系統(tǒng)的執(zhí)行元件確定為液壓缸。2.2分析系統(tǒng)工況在對液壓系統(tǒng)進行工況分析時，本設計實例只考慮組合機床動力滑臺所受到的工作負載、慣性負載和機械摩擦阻力負載，其他負載可忽略。1）工作負載fw工作負載是在工作過程中由于機器特定的工作情況而產生的負載，對于金屬切削機床液壓系統(tǒng)來說，沿液壓缸軸線方向的切削力即為工作負載，即2）慣性負載最大慣性負載取決于移動部件的質量和最大加速度，其中最大加速度可通過工作臺最大移動速度和加速時間進行計算。已知啟動換向時間為0.05s，工作臺最大移動速度，即快進、快退速度為5.75m/min，因此慣性負載3）阻力

6、負載阻力負載主要是工作臺的機械摩擦阻力，分為靜摩擦阻力和動摩擦阻力兩部分。靜摩擦阻力 動摩擦阻力 根據(jù)上述負載力計算結果，可得出液壓缸在各個工況下所受到的負載力和液壓缸所需推力情況，如表2所示。表2 液壓缸在各工作階段的負載（單位：n）工況負載組成負載值f液壓缸推力起動5800n6444n加速8458n9398n快進2900n3222n工進19900n22111n反向起動5800n6444n加速8458n9398n快退2900n3222n注：此處未考慮滑臺上的顛覆力矩的影響。2.3負載循環(huán)圖和速度循環(huán)圖的繪制圖2 組合機床動力滑臺液壓系統(tǒng)負載循環(huán)圖圖2表明，當組合機床動力滑臺處于工作進給狀態(tài)時

7、，負載力最大為22111n，其他工況下負載力相對較小。所設計組合機床動力滑臺液壓系統(tǒng)的速度循環(huán)圖可根據(jù)已知的設計參數(shù)進行繪制，已知快進和快退速度、快進行程、工進行程、快退行程、工進速度。根據(jù)上述已知數(shù)據(jù)繪制組合機床動力滑臺液壓系統(tǒng)的速度循環(huán)圖如圖3所示。攀枝花學院學生課程設計（論文） 3 確定系統(tǒng)主要參數(shù)圖3組合機床動力滑臺液壓系統(tǒng)的速度循環(huán)圖3 確定系統(tǒng)主要參數(shù)3.1初選液壓缸工作壓力所設計的動力滑臺在工進時負載最大，其值為22111n，其它工況時的負載都相對較低，參考表11-2按照負載大小或按照液壓系統(tǒng)應用場合來選擇工作壓力的方法，初選液壓缸的工作壓力。3.2確定液壓缸主要尺寸由于工作進給

8、速度與快速運動速度差別較大，且快進、快退速度要求相等，從降低總流量需求考慮，應確定采用單桿雙作用液壓缸的差動連接方式。通常利用差動液壓缸活塞桿較粗、可以在活塞桿中設置通油孔的有利條件，最好采用活塞桿固定，而液壓缸缸體隨滑臺運動的常用典型安裝形式。這種情況下，應把液壓缸設計成無桿腔工作面積是有桿腔工作面積兩倍的形式，即活塞桿直徑d與缸筒直徑d呈d = 0.707d的關系。工進過程中，當孔被鉆通時，由于負載突然消失，液壓缸有可能會發(fā)生前沖的現(xiàn)象，因此液壓缸的回油腔應設置一定的背壓(通過設置背壓閥的方式)，選取此背壓值為。快進時液壓缸雖然作差動連接（即有桿腔與無桿腔均與液壓泵的來油連接），但連接管路

9、中不可避免地存在著壓降，且有桿腔的壓力必須大于無桿腔，估算時取?？焱藭r回油腔中也是有背壓的，這時選取被壓值。工進時液壓缸的推力計算公式為式中：f 負載力 hm液壓缸機械效率 a1液壓缸無桿腔的有效作用面積 a2液壓缸有桿腔的有效作用面積 p1液壓缸無桿腔壓力 p2液壓有無桿腔壓力因此，根據(jù)已知參數(shù)，液壓缸無桿腔的有效作用面積可液壓缸缸筒直徑為由于有前述差動液壓缸缸筒和活塞桿直徑之間的關系，d = 0.707d，因此活塞桿直徑為d=0.707104.06=73.6mm，根據(jù)gb/t23481993對液壓缸缸筒內徑尺寸和液壓缸活塞桿外徑尺寸的規(guī)定，圓整后取液壓缸缸筒直徑為d=110mm，活塞桿直徑

10、為d=80mm。此時液壓缸兩腔的實際有效面積分別為：3.3計算最大流量需求工作臺在快進過程中，液壓缸采用差動連接，此時系統(tǒng)所需要的流量為工作臺在快退過程中所需要的流量為工作臺在工進過程中所需要的流量為 其中最大流量為快進流量為28.87l/min。根據(jù)上述液壓缸直徑及流量計算結果，進一步計算液壓缸在各個工作階段中的壓力、流量和功率值，如表3所示。表3 各工況下的主要參數(shù)值工況推力/n回油腔壓力/mpa進油腔壓力/mpa輸入流量q/l.min-1輸入功率p/kw計算公式快進啟動644401.73加速93982.822.32恒速32221.591.0928.870.52工進221110.82.70

11、.191.140.00860.0513快退起動644401.44加速93980.63.37恒速32220.61.9925.760.85把表3中計算結果繪制成工況圖，如圖4所示。攀枝花學院學生課程設計（論文） 4 擬定液壓系統(tǒng)原理圖4 擬定液壓系統(tǒng)原理圖根據(jù)組合機床液壓系統(tǒng)的設計任務和工況分析，所設計機床對調速范圍、低速穩(wěn)定性有一定要求，因此速度控制是該機床要解決的主要問題。速度的換接、穩(wěn)定性和調節(jié)是該機床液壓系統(tǒng)設計的核心。此外，與所有液壓系統(tǒng)的設計要求一樣，該組合機床液壓系統(tǒng)應盡可能結構簡單，成本低，節(jié)約能源，工作可靠。4.1 速度控制回路的選擇工況圖4表明，所設計組合機床液壓系統(tǒng)在整個工作

12、循環(huán)過程中所需要的功率較小，系統(tǒng)的效率和發(fā)熱問題并不突出，因此考慮采用節(jié)流調速回路即可。雖然節(jié)流調速回路效率低，但適合于小功率場合，而且結構簡單、成本低。該機床的進給運動要求有較好的低速穩(wěn)定性和速度-負載特性，因此有三種速度控制方案可以選擇，即進口節(jié)流調速、出口節(jié)流調速、限壓式變量泵加調速閥的容積節(jié)流調速。鉆鏜加工屬于連續(xù)切削加工，加工過程中切削力變化不大，因此鉆削過程中負載變化不大，采用節(jié)流閥的節(jié)流調速回路即可。但由于在鉆頭鉆入鑄件表面及孔被鉆通時的瞬間，存在負載突變的可能，因此考慮在工作進給過程中采用具有壓差補償?shù)倪M口調速閥的調速方式，且在回油路上設置背壓閥。由于選定了節(jié)流調速方案，所以油

13、路采用開式循環(huán)回路，以提高散熱效率，防止油液溫升過高。4.2 換向和速度換接回路的選擇所設計多軸鉆鏜床液壓系統(tǒng)對換向平穩(wěn)性的要求不高，流量不大，壓力不高，所以選用價格較低的電磁換向閥控制換向回路即可。為便于實現(xiàn)差動連接，選用三位五通電磁換向閥。為了調整方便和便于增設液壓夾緊支路，應考慮選用y型中位機能。由前述計算可知，當工作臺從快進轉為工進時，進入液壓缸的流量由28.87l/min降為0.191.14 l/min，可選二位二通行程換向閥來進行速度換接，以減少速度換接過程中的液壓沖擊，如圖5所示。由于工作壓力較低，控制閥均用普通滑閥式結構即可。由工進轉為快退時，在回路上并聯(lián)了一個單向閥以實現(xiàn)速度

14、換接。為了控制軸向加工尺寸，提高換向位置精度，采用死擋塊加壓力繼電器的行程終點轉換控制。 a.換向回路 b.速度換接回路圖5 換向和速度切換回路的選擇4.3 油源的選擇和能耗控制表3表明，本設計多軸鉆鏜床液壓系統(tǒng)的供油工況主要為快進、快退時的低壓大流量供油和工進時的高壓小流量供油兩種工況，若采用單個定量泵供油，顯然系統(tǒng)的功率損失大、效率低。在液壓系統(tǒng)的流量、方向和壓力等關鍵參數(shù)確定后，還要考慮能耗控制，用盡量少的能量來完成系統(tǒng)的動作要求，以達到節(jié)能和降低生產成本的目的。在圖4工況圖的一個工作循環(huán)內，液壓缸在快進和快退行程中要求油源以低壓大流量供油，工進行程中油源以高壓小流量供油。其中最大流量與

15、最小流量之比qmax/qmin=28.87/0.1928.87/1.14=25.32151.95，而快進和快退所需的時間與工進所需的時間分別為：上述數(shù)據(jù)表明，在一個工作循環(huán)中，液壓油源在大部分時間都處于高壓小流量供油狀態(tài)，只有小部分時間工作在低壓大流量供油狀態(tài)。從提高系統(tǒng)效率、節(jié)省能量角度來看，如果選用單個定量泵作為整個系統(tǒng)的油源，液壓系統(tǒng)會長時間處于大流量溢流狀態(tài)，從而造成能量的大量損失，這樣的設計顯然是不合理的。如果采用單個定量泵供油方式，液壓泵所輸出的流量假設為液壓缸所需要的最大流量28.87l/min，假設忽略油路中的所有壓力和流量損失，液壓系統(tǒng)在整個工作循環(huán)過程中所需要消耗的功率估算

16、為快進時: p=1.0910628.8710-3/60=0.52kw工進時:p=pqmax=2.710628.8710-3/60=1.30kw快退時: p=1.9910625.7610-3/60=0.85kw如果采用一個大流量定量泵和一個小流量定量泵雙泵串聯(lián)的供油方式，由雙聯(lián)泵組成的油源在工進和快進過程中所輸出的流量是不同的，此時液壓系統(tǒng)在整個工作循環(huán)過程中所需要消耗的功率估算為快進時 p=0.810628.8710-3/60=0.52kw工進時，大泵卸荷，大泵出口供油壓力幾近于零，因此p=pqmax=2.71030.19/602.71031.14/60=0.00860.0513kw快退時 p

17、=1.9910625.7610-3/60=0.85kw除采用雙聯(lián)泵作為油源外，也可選用限壓式變量泵作油源。但限壓式變量泵結構復雜、成本高，且流量突變時液壓沖擊較大，工作平穩(wěn)性差，最后確定選用雙聯(lián)液壓泵供油方案，有利于降低能耗和生產成本，如圖6所示。圖6 雙泵供油油源4.4 壓力控制回路的選擇由于采用雙泵供油回路，故采用液控順序閥實現(xiàn)低壓大流量泵卸荷，用溢流閥調整高壓小流量泵的供油壓力。為了便于觀察和調整壓力，在液壓泵的出口處、背壓閥和液壓缸無桿腔進口處設測壓點。將上述所選定的液壓回路進行整理歸并，并根據(jù)需要作必要的修改和調整，最后畫出液壓系統(tǒng)原理圖如圖7所示。為了解決滑臺快進時回油路接通油箱，

18、無法實現(xiàn)液壓缸差動連接的問題，必須在回油路上串接一個液控順序閥10，以阻止油液在快進階段返回油箱。同時閥9起背壓閥的作用。為了避免機床停止工作時回路中的油液流回油箱，導致空氣進入系統(tǒng)，影響滑臺運動的平穩(wěn)性，圖中添置了一個單向閥11?？紤]到這臺機床用于鉆孔（通孔與不通孔）加工，對位置定位精度要求較高，圖中增設了一個壓力繼電器6。當滑臺碰上死擋塊后，系統(tǒng)壓力升高，壓力繼電器發(fā)出快退信號，操縱電液換向閥換向。在進油路上設有壓力表開關和壓力表，鉆孔行程終點定位精度不高，采用行行程開關控制即可。圖7 液壓系統(tǒng)原理圖攀枝花學院學生課程設計（論文） 5 液壓元件的選擇5 液壓元件的選擇本設計所使用液壓元件均

19、為標準液壓元件，因此只需確定各液壓元件的主要參數(shù)和規(guī)格，然后根據(jù)現(xiàn)有的液壓元件產品進行選擇即可。5.1確定液壓泵和電機規(guī)格1) 計算液壓泵的最大工作壓力由于本設計采用雙泵供油方式，根據(jù)圖4液壓系統(tǒng)的工況圖，大流量液壓泵只需在快進和快退階段向液壓缸供油，因此大流量泵工作壓力較低。小流量液壓泵在快速運動和工進時都向液壓缸供油，而液壓缸在工進時工作壓力最大，因此對大流量液壓泵和小流量液壓泵的工作壓力分別進行計算。根據(jù)液壓泵的最大工作壓力計算方法，液壓泵的最大工作壓力可表示為液壓缸最大工作壓力與液壓泵到液壓缸之間壓力損失之和。對于調速閥進口節(jié)流調速回路，選取進油路上的總壓力損失，同時考慮到壓力繼電器的

20、可靠動作要求壓力繼電器動作壓力與最大工作壓力的壓差為0.5mpa，則小流量泵的最高工作壓力可估算為大流量泵只在快進和快退時向液壓缸供油，圖4表明，快退時液壓缸中的工作壓力比快進時大，如取進油路上的壓力損失為0.5mpa，則大流量泵的最高工作壓力為：2) 計算總流量表3表明，在整個工作循環(huán)過程中，液壓油源應向液壓缸提供的最大流量出現(xiàn)在快進工作階段，為28.87l/min，若整個回路中總的泄漏量按液壓缸輸入流量的10%計算，則液壓油源所需提供的總流量為：工作進給時，液壓缸所需流量約為0.191.14 l/min，但由于要考慮溢流閥的最小穩(wěn)定溢流量3 l/min，故小流量泵的供油量最少應為3.194

21、.14 l/min。據(jù)據(jù)以上液壓油源最大工作壓力和總流量的計算數(shù)值，上網或查閱有關樣本，例如yuken日本油研液壓泵樣本，確定pv2r型雙聯(lián)葉片泵能夠滿足上述設計要求，因此選取pv2r12-6/26型雙聯(lián)葉片泵，其中小泵的排量為6ml/r，大泵的排量為26ml/r，若取液壓泵的容積效率=0.9，則當泵的轉速=940r/min時，小泵的輸出流量為該流量能夠滿足液壓缸工進速度的需要。大泵的輸出流量為雙泵供油的實際輸出流量為該流量能夠滿足液壓缸快速動作的需要。表4 液壓泵參數(shù)元件名稱估計流量規(guī)格額定流量額定壓力mpa型號雙聯(lián)葉片泵(5.1+22)最高工作壓力為21 mpapv2r126/263) 電

22、機的選擇由于液壓缸在快退時輸入功率最大，這時液壓泵工作壓力為2.05mpa，流量為27.072l/min。取泵的總效率，則液壓泵驅動電動機所需的功 根據(jù)上述功率計算數(shù)據(jù)，此系統(tǒng)選取y112m-6型電動機，其額定功率，額定轉速。5.2 閥類元件和輔助元件的選擇圖7液壓系統(tǒng)原理圖中包括調速閥、換向閥、單項閥等閥類元件以及濾油器、空氣濾清器等輔助元件。1)閥類元件的選擇根據(jù)上述流量及壓力計算結果，對圖7初步擬定的液壓系統(tǒng)原理圖中各種閥類元件及輔助元件進行選擇。其中調速閥的選擇應考慮使調速閥的最小穩(wěn)定流量應小于液壓缸工進所需流量。通過圖7中5個單向閥的額定流量是各不相同的，因此最好選用不同規(guī)格的單向閥

23、。圖7中溢流閥2、背壓閥9和順序閥10的選擇可根據(jù)調定壓力和流經閥的額定流量來選擇閥的型式和規(guī)格，其中溢流閥2的作用是調定工作進給過程中小流量液壓泵的供油壓力，因此該閥應選擇先導式溢流閥，連接在大流量液壓泵出口處的順序閥10用于使大流量液壓泵卸荷，因此應選擇外控式。背壓閥9的作用是實現(xiàn)液壓缸快進和工進的切換，同時在工進過程中做背壓閥，因此采用內控式順序閥。最后本設計所選擇方案如表5所示，表中給出了各種液壓閥的型號及技術參數(shù)。表5 閥類元件的選擇序號元件名稱通過的最大流量q/l/min規(guī)格型號額定流量qn/l/min額定壓力pn/mpa額定壓降pn/mpa1雙聯(lián)葉片泵pv2r12-6/265.1

24、/22*162三位五通電液換向閥5035dye10b80160.53行程閥60axqf-e10b63160.34調速閥1axqf-e10b0.0750165單向閥60axqf-e10b63160.26單向閥25af3-ea10b63160.27液控順序閥22yf3e10b63160.38背壓閥 0.3yf3e10b63169溢流閥 5.1yf3e10b631610單向閥 26af3-ea10b63160.211濾油器 30xu6380-j36160.0212壓力表開關kf3-e3b13單向閥60af3-ea10b63160.214壓力繼電器hed1ka/10102)過濾器的選擇按照過濾器的流量

25、至少是液壓泵總流量的兩倍的原則，取過濾器的流量為泵流量的2.5倍。由于所設計組合機床液壓系統(tǒng)為普通的液壓傳動系統(tǒng)，對油液的過濾精度要求不高，故有 因此系統(tǒng)選取通用型wu系列網式吸油過濾器，參數(shù)如表6所示。表6 通用型wu系列網式吸油中過濾器參數(shù)型號通徑mm公稱流量過濾精度尺寸m（d）hdwu100100-j321001001533）空氣濾清器的選擇按照空氣濾清器的流量至少為液壓泵額定流量2倍的原則，即有選用ef系列液壓空氣濾清器，其主要參數(shù)如表7所示。表7 液壓空氣濾清器參數(shù)型號過濾注油口徑mm注油流量l/min空氣流量l/min油過濾面積l/minammbmmammbmmcmm四只螺釘均布m

26、m空氣過濾精度mm油過濾精度me-32321410512010050475964m580.2791255.3 油管的選擇圖7中各元件間連接管道的規(guī)格可根據(jù)元件接口處尺寸來決定，液壓缸進、出油管的規(guī)格可按照輸入、排出油液的最大流量進行計算。由于液壓泵具體選定之后液壓缸在各個階段的進、出流量已與原定數(shù)值不同，所以應對液壓缸進油和出油連接管路重新進行計算，如表8所示。表8 液壓缸的進、出油流量和運動速度流量、速度快進工進快退輸入流量排出流量運動速度根據(jù)表8中數(shù)值，當油液在壓力管中流速取3m/s時，可算得與液壓缸無桿腔和有桿腔相連的油管內徑分別為：，取標準值18mm；，取標準值15mm。因此與液壓缸相

27、連的兩根油管可以按照標準選用公稱通徑為mm和mm的無縫鋼管或高壓軟管。如果液壓缸采用缸筒固定式，則兩根連接管采用無縫鋼管連接在液壓缸缸筒上即可。如果液壓缸采用活塞桿固定式，則與液壓缸相連的兩根油管可以采用無縫鋼管連接在液壓缸活塞桿上或采用高壓軟管連接在缸筒上。5.4油箱的設計1)油箱長寬高的確定油箱的主要用途是貯存油液，同時也起到散熱的作用，參考相關文獻及設計資料，油箱的設計可先根據(jù)液壓泵的額定流量按照經驗計算方法計算油箱的體積，然后再根據(jù)散熱要求對油箱的容積進行校核。油箱中能夠容納的油液容積按jb/t79381999標準估算，取時，求得其容積為按jb/t79381999規(guī)定，取標準值v=25

28、0l。依據(jù)如果取油箱內長、寬、高比例為3：2：1，可得長為：，寬，高為。對于分離式油箱采用普通鋼板焊接即可，鋼板的厚度分別為：油箱箱壁厚3mm，箱底厚度5mm，因為箱蓋上需要安裝其他液壓元件，因此箱蓋厚度取為10mm。為了易于散熱和便于對油箱進行搬移及維護保養(yǎng)，取箱底離地的距離為160mm。因此，油箱基體的總長總寬總高為：長為：寬為：高為：為了更好的清洗油箱，取油箱底面傾斜角度為。2)隔板尺寸的確定為起到消除氣泡和使油液中雜質有效沉淀的作用，油箱中應采用隔板把油箱分成兩部分。根據(jù)經驗，隔板高度取為箱內油面高度的，根據(jù)上述計算結果，隔板的高度應為：隔板的厚度與箱壁厚度相同，取為3mm。3)各種油

29、管的尺寸油箱上回油管直徑可根據(jù)前述液壓缸進、出油管直徑進行選取，上述油管的最大內徑為20mm，外徑取為28mm。泄漏油管的尺寸遠小于回油管尺寸，可按照各順序閥或液壓泵等元件上泄漏油口的尺寸進行選取。油箱上吸油管的尺寸可根據(jù)液壓泵流量和管中允許的最大流速進行計算。取吸油管中油液的流速為1m/s。可得： 液壓泵的吸油管徑應盡可能選擇較大的尺寸，以防止液壓泵內氣穴的發(fā)生。因此根據(jù)上述數(shù)據(jù)，按照標準取公稱直徑為d=32mm，外徑為42mm。攀枝花學院學生課程設計（論文） 6 液壓系統(tǒng)性能的驗算6 液壓系統(tǒng)性能的驗算6.1驗算系統(tǒng)壓力損失并確定壓力閥的調整值由于系統(tǒng)的管道布置尚未具體確定，整個系統(tǒng)的壓力

30、損失無法全面估算，故只能先按式估算閥類元件的壓力損失，待設計好管路布局圖后，加上管路的延程損失和布局損失即可。但對于中小型液壓系統(tǒng)。管路的壓力損失甚微，可以不予考慮。壓力損失的驗算應按一個工作循環(huán)中不同階段分別進行。1)快進滑臺快進時，液壓缸通過電液換向閥差動連接。由表7和表8可知，進油路上油液通過單向閥10的流量是22l/min，通過電液換向閥2的流量是27.072l/min，然后與液壓缸有桿腔的回油匯合，以流量51.23l/min通過行程閥3并進入無桿腔。由此進油路上的總壓降為： 此值不大，不會使壓力閥開啟，幫能確保兩個泵的流量全部進入液壓缸。在回油路上，液壓缸有桿腔中的油液通過電液換向閥

31、2和單向閥6的流量都是24.14l/min，然后與液壓泵的供油合并，經行程閥3流入無桿腔。由此可算出快進時有桿腔壓力與無桿腔壓力之差。 此值小于原估計值0.5mpa(見表3)，所以是安全的。2)攻進滑臺工進時，在進油路上，油液通過電液換向閥2、調速閥4進入液壓缸無桿腔，在調速閥4處的壓力損失為0.5mpa。在回油路上，油液通過電液換向閥2、背壓閥8和大流量泵的卸荷油液一起經液控順序閥7返回油箱，在背壓閥8處的壓力損失為0.5mpa。通過順序閥7的流量為（0.24+22）=22.24l/min，因此這時液壓缸回油腔的壓力為：可見，此值略小于原估計值0.8mpa。故可按表3中公式重新計算工進時液壓

32、缸進油腔壓力，即此值與表3中數(shù)值 2.67 mpa相近?？紤]到壓力繼電器的可靠動作要求壓差dpe=0.5mpa，故溢流閥9的調壓應為：3)快退滑臺快退時，在進油路上，油液通過單向閥10、電液換向閥2進入液壓缸有桿腔。在回油路上，油液通過單向閥5、電液換向閥2和單向閥13返回油箱。在進油路上總的壓降為此值遠小于估計值，因此液壓泵的驅動電動機的功率是足夠的。在回油路上總的壓降為此值與表7的數(shù)值基本相符，故不必重算。所以，快退時液壓泵的最大工作壓力應為此值是調整液控順序閥7的調整壓力的主要參考數(shù)據(jù)。6.2油液溫升驗算由于工進在整個工作循環(huán)中占95%，所以系統(tǒng)的發(fā)熱與溫升可按工進工況來計算。 液壓系統(tǒng)的總輸入功率即為液