武 星，陳 華，凌步軍，樓佩煌，王金榮

(1.南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院，江蘇 南京 210016) (2.江蘇亞威機(jī)床股份有限公司，江蘇 揚(yáng)州 225200)

板材加工是機(jī)械加工中的一類典型工藝，廣泛應(yīng)用于汽車、家電和3C等制造行業(yè)。圓孔結(jié)構(gòu)特征在板材零件中普遍存在，特別是某些尺寸較大的板材上還可能具有孔系。傳統(tǒng)的鉆孔方法其工序較為復(fù)雜。激光切割圓孔在板材加工中正獲得日益廣泛的應(yīng)用，在很多場(chǎng)合可代替使用復(fù)雜大型模具沖切的加工方法，縮短生產(chǎn)周期并降低制造成本[1]。同時(shí)激光束作為一種非接觸刀具，對(duì)工件沒有機(jī)械作用，不會(huì)引起顫振，加工精度高，無刀具磨損。此外，還具有切割速度高、切口光潔無毛刺等優(yōu)點(diǎn)[2-3]。

然而，當(dāng)采用激光切割直徑小于5mm的圓孔時(shí)，隨著激光切割機(jī)進(jìn)給速度的提高，對(duì)小孔圓度誤差的影響越來越顯著，極大制約了小孔加工效率的提升。影響小孔切割孔徑變化的因素主要有兩個(gè)：一個(gè)是切割頭定位系統(tǒng)的精度和重復(fù)精度，另一個(gè)是激光束在工件材料中的熱影響[4]。本文主要研究前一種因素。為了從機(jī)床機(jī)械特性和伺服驅(qū)動(dòng)性能等方面分析機(jī)床在高速切割小孔時(shí)產(chǎn)生圓度誤差的影響因素，需要在線測(cè)量激光切割頭沿大曲率圓弧高速運(yùn)動(dòng)的軌跡誤差。當(dāng)前，有關(guān)機(jī)床圓度誤差的測(cè)量方法主要有：

1)基準(zhǔn)圓盤法。通過機(jī)床主軸上安裝的傳感器測(cè)頭與高精度標(biāo)準(zhǔn)圓盤的接觸運(yùn)動(dòng)測(cè)量機(jī)床誤差圓軌跡。然而，由于受到標(biāo)準(zhǔn)圓盤的制造精度、測(cè)頭與圓盤摩擦引起的振動(dòng)、測(cè)頭球端形狀誤差等因素的制約，該方法的測(cè)量精度不高：當(dāng)圓盤半徑大于50mm時(shí)，圓度誤差為3μm[5]。此外，該方法難以從圓度誤差中分解得到單項(xiàng)誤差。

2)雙球規(guī)球桿儀(double ball bar，DDB)法。球桿儀由2個(gè)精密的金屬圓球和1根可伸縮的連桿組成，金屬圓球分別連接工作臺(tái)和主軸，通過檢測(cè)連桿的伸縮量來測(cè)量機(jī)床的圓軌跡運(yùn)動(dòng)誤差。然而，由于連桿的伸縮距離短(僅1mm)，限制了桿儀法的測(cè)量范圍；連桿的彎曲變形、圓球支座的接觸狀態(tài)也會(huì)影響測(cè)量結(jié)果；由于球桿儀機(jī)械結(jié)構(gòu)的限制，無法測(cè)量小半徑圓軌跡[6]，且難以測(cè)量高速進(jìn)給運(yùn)動(dòng)下的圓軌跡誤差[7]。

3)平面正交光柵(cross grid encoder)法。又稱KGM法，是利用光的衍射原理，當(dāng)高密度平面光柵隨工作臺(tái)進(jìn)行微小位移時(shí)，通過機(jī)床主軸上安裝的讀數(shù)頭非接觸地測(cè)量干涉條紋的移動(dòng)距離[8]。該方法可以不高于80m/min的進(jìn)給速度，進(jìn)行半徑不大于230mm的圓弧軌跡或任意形狀軌跡的軌跡誤差測(cè)量，分辨率可達(dá)5nm，測(cè)量精度可達(dá)1μm；由于是非接觸式測(cè)量，對(duì)機(jī)床運(yùn)動(dòng)軌跡約束??；由于采用光柵衍射原理，測(cè)量穩(wěn)定性強(qiáng)，受外界干擾小。

激光加工方法在切割過程中基本不產(chǎn)生機(jī)械力，如果采用接觸式測(cè)量而導(dǎo)致額外的干擾力誤差，將嚴(yán)重影響誤差測(cè)量系統(tǒng)的信噪比，因此通過對(duì)比分析上述3種圓度誤差測(cè)量方法發(fā)現(xiàn)，非接觸式的KGM法更適合用于機(jī)床高速運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下測(cè)量小圓軌跡的圓度誤差。本文研究的是激光切割機(jī)高速切割小孔時(shí)的圓度誤差，依據(jù)KGM測(cè)試原理搭建機(jī)床圓度誤差在線測(cè)試系統(tǒng)，根據(jù)誤差測(cè)量結(jié)果分析影響機(jī)床圓度誤差的因素，并優(yōu)化伺服驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)參數(shù)以減小該誤差。

1 KGM原理與測(cè)試系統(tǒng)

1.1 KGM原理

平面正交光柵的結(jié)構(gòu)如圖1所示，包括嵌入安裝于基座內(nèi)的具有高精度正交柵紋的光柵圓盤和光柵讀數(shù)頭。光柵圓盤安裝于機(jī)床工作臺(tái)，讀數(shù)頭安裝于機(jī)床主軸，兩者保持4mm的距離。當(dāng)光柵圓盤相對(duì)于讀數(shù)頭進(jìn)行微小位移時(shí)，由于光的衍射作用而產(chǎn)生干涉條紋的較大位移。利用光柵讀數(shù)頭、數(shù)據(jù)采集器和測(cè)試處理軟件，通過直接測(cè)量干涉條紋的較大位移從而間接獲得光柵圓盤的微小位移。

圖1 平面正交光柵結(jié)構(gòu)

KGM法測(cè)量軌跡非常靈活，兼有DBB法與光柵測(cè)量法的優(yōu)點(diǎn)，既可測(cè)量機(jī)床規(guī)則的圓形運(yùn)動(dòng)、直線運(yùn)動(dòng)，還可測(cè)量不規(guī)則的復(fù)雜平面運(yùn)動(dòng)。其軌跡測(cè)量誤差不僅可反映由于機(jī)械結(jié)構(gòu)所造成的運(yùn)動(dòng)誤差，還可反映由于伺服控制系統(tǒng)所引起的運(yùn)動(dòng)誤差，有利于分離機(jī)床不同的運(yùn)動(dòng)誤差[9-10]。因此，KGM法更有利于分析導(dǎo)致機(jī)床圓度誤差的原因。

1.2 測(cè)試系統(tǒng)組成

KGM測(cè)試系統(tǒng)包括傳感部件(光柵圓盤和光柵讀數(shù)頭)、信號(hào)采集部件(數(shù)據(jù)采集器EIB 74X)和測(cè)試處理軟件ACCOM。光柵讀數(shù)頭的輸出信號(hào)傳送到數(shù)據(jù)采集器，數(shù)據(jù)采集器通過Ethernet與計(jì)算機(jī)相連，并由計(jì)算機(jī)上的ACCOM軟件處理測(cè)試數(shù)據(jù)、計(jì)算圓度誤差，如圖2所示。

圖2 KGM測(cè)試系統(tǒng)組成

1.3 測(cè)試流程

1)將光柵讀數(shù)頭固定到主軸上，與軸對(duì)正。

2)安裝光柵圓盤，精調(diào)平行度。碼盤和坐標(biāo)軸的平行度為0.01mm。

3)使用調(diào)整片將光柵圓盤和讀數(shù)頭之間的距離調(diào)整到4mm，如圖3所示。

4)開啟數(shù)據(jù)采集器。在計(jì)算機(jī)上打開ACCOM軟件，選擇KGM circular test 選項(xiàng)，設(shè)置IP地址，通過Ethernet與數(shù)據(jù)采集器通信。

5)打開示波器，利用光柵讀數(shù)頭上的兩個(gè)螺絲精調(diào)信號(hào)，使信號(hào)幅值位于兩個(gè)圓的中間。

6)設(shè)置參數(shù)，在Option-NC programming選項(xiàng)中設(shè)置進(jìn)給速度，在Option-Parameters of measure-ment中設(shè)置起始角度、終止角度和圓周半徑，自動(dòng)生成NC加工程序，復(fù)制到機(jī)床數(shù)控系統(tǒng)中。

圖3 KGM在線測(cè)試系統(tǒng)

7)選擇measure-Direction，通過移動(dòng)機(jī)床X軸和Y軸，在測(cè)試系統(tǒng)中示教X軸和Y軸方向；在measure-Set datum中將光柵圓盤的中心確定為原點(diǎn)。

8)點(diǎn)擊measure-Start measurement，用自動(dòng)生成的NC加工程序啟動(dòng)機(jī)床，光柵讀數(shù)頭開始采集機(jī)床主軸的運(yùn)動(dòng)軌跡數(shù)據(jù)。

2 數(shù)據(jù)的采集與分析

2.1 數(shù)據(jù)的采集

在ACCOM軟件中設(shè)置起始角為30°、終止角為390°，每次測(cè)量都從30°開始進(jìn)行圓弧插補(bǔ)運(yùn)動(dòng)，按順時(shí)針和逆時(shí)針方向分別采集測(cè)試數(shù)據(jù)。針對(duì)激光切割機(jī)高速切割小半徑圓孔時(shí)圓度誤差顯著增大的問題，在軟件中設(shè)置一組半徑依次變大的圓孔，從半徑為0.45 mm的圓孔開始，每次增加0.5mm共設(shè)置9個(gè)小半徑圓孔。同時(shí)為了反映進(jìn)給速度對(duì)圓度誤差的影響，從1 000 mm/min的進(jìn)給速度開始，以1 000mm/min遞增設(shè)置4個(gè)等級(jí)的進(jìn)給速度。對(duì)上述9個(gè)小半徑圓孔，采用4個(gè)等級(jí)的進(jìn)給速度控制機(jī)床主軸進(jìn)行圓弧插補(bǔ)運(yùn)動(dòng)，并在線測(cè)量運(yùn)動(dòng)軌跡的圓度誤差。在測(cè)試過程中，如果某一進(jìn)給速度下的圓度誤差太大，則停止測(cè)試更高等級(jí)的進(jìn)給速度下的運(yùn)動(dòng)誤差。利用ACCOM軟件處理測(cè)試數(shù)據(jù)，輸出測(cè)量結(jié)果，如圖4所示。下面分別采用雙向圓偏移、反向間隙、反向尖角3個(gè)指標(biāo)來衡量機(jī)床高速運(yùn)動(dòng)下小孔加工的圓度誤差，并將加工不同半徑的小孔所能達(dá)到的最大進(jìn)給速度下的單項(xiàng)圓度誤差數(shù)據(jù)整理成表。

圖4 測(cè)試系統(tǒng)輸出結(jié)果

2.2 雙向圓偏移

雙向圓偏移誤差G(b)xy是指包容機(jī)床實(shí)際運(yùn)動(dòng)軌跡的兩個(gè)同心圓的最小半徑差，即最小區(qū)域圓環(huán)的半徑差，如圖5所示。圖中實(shí)線為機(jī)床順時(shí)針圓弧插補(bǔ)的實(shí)際運(yùn)動(dòng)軌跡，虛線為機(jī)床逆時(shí)針圓弧插補(bǔ)的實(shí)際運(yùn)動(dòng)軌跡，“0”號(hào)所在位置為實(shí)際運(yùn)動(dòng)軌跡的起點(diǎn)，“+”號(hào)所在位置為兩個(gè)實(shí)際運(yùn)動(dòng)軌跡的最小二乘圓的圓心。圓偏移誤差是評(píng)價(jià)小孔圓度誤差的一項(xiàng)綜合指標(biāo)。

圖5 G(b)xy的定義

加工不同半徑的小孔所能達(dá)到的最大進(jìn)給速度下的雙向圓偏移誤差見表1。針對(duì)同一半徑的小孔，雙向圓偏移誤差隨著進(jìn)給速度的提高而增大，選擇加工精度允許(≤ 25μm)的最高進(jìn)給速度作為該半徑小孔的加工速度。從表1可見，半徑越小的小孔，其允許的最高進(jìn)給速度越低，半徑小于1.5 mm的小孔的最高進(jìn)給速度僅為1 000mm/min，半徑大于2.5 mm的小孔的最高進(jìn)給速度可達(dá)4 000 mm/min。當(dāng)小孔半徑小于1.5 mm時(shí)，小孔半徑越大，圓偏移誤差越大；當(dāng)小孔半徑大于2.5 mm時(shí)，小孔半徑越大，圓偏移誤差越小。

表1 雙向圓偏移誤差 μm

2.3 反向間隙

反向間隙是指機(jī)械傳動(dòng)零件接觸表面之間的配合間隙，如齒輪與齒輪之間的齒側(cè)間隙、滾珠與滾道之間的接觸間隙，如圖6所示。對(duì)于存在接觸間隙的傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，當(dāng)電機(jī)驅(qū)動(dòng)主傳動(dòng)件改變運(yùn)動(dòng)方向時(shí)，主傳動(dòng)件與從傳動(dòng)件的傳動(dòng)接觸面從一側(cè)改變?yōu)榱硪粋?cè)，此時(shí)電機(jī)和主傳動(dòng)件具有實(shí)際的角位移。然而，由于反向間隙的存在，從傳動(dòng)件沒有跟隨主傳動(dòng)件運(yùn)動(dòng)，傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的末端元件(如機(jī)床工作臺(tái))出現(xiàn)短暫的停滯，從而使位移傳感器反饋的位置偏差越來越大，導(dǎo)致伺服控制系統(tǒng)中位置環(huán)的反饋控制量超調(diào)，且前后兩段圓弧的半徑存在明顯差異。如果機(jī)床的X軸和Y軸存在反向間隙，當(dāng)機(jī)床按逆時(shí)針方向進(jìn)行圓弧插補(bǔ)運(yùn)動(dòng)時(shí)，實(shí)際測(cè)量的圓弧軌跡如圖7所示，可見反向間隙是導(dǎo)致雙向圓偏移誤差的一個(gè)主要因素。在每個(gè)過象限的1/4圓弧的位置都存在一個(gè)較大的位置環(huán)控制超調(diào)量，顯著增大了包容實(shí)際運(yùn)動(dòng)軌跡的最小區(qū)域圓環(huán)的半徑差。

圖6 滾珠絲杠副的反向間隙

圖7 存在反向間隙圓偏移誤差示例

加工不同半徑的小孔所能達(dá)到的最大進(jìn)給速度下的反向間隙(X+/X-/Y+/Y-)誤差見表2。當(dāng)小孔半徑小于1.5mm時(shí)，隨著小孔半徑的增大，反向間隙誤差也增大，這與圓偏移誤差的變化趨勢(shì)相同。當(dāng)小孔半徑大于2.5mm時(shí)，小孔半徑增大，反向間隙誤差沒有明顯的變化趨勢(shì)，說明此時(shí)反向間隙不是導(dǎo)致圓偏移誤差變化的主要因素。X軸和Y軸上的反向間隙大小也不同，從測(cè)量數(shù)據(jù)上看，X軸上的反向間隙較大。在加工測(cè)試過程中，兩個(gè)運(yùn)動(dòng)軸上的反向間隙一直存在，這可能是由于機(jī)床的傳動(dòng)機(jī)構(gòu)和導(dǎo)軌沒有消除配合間隙，也可能是由于補(bǔ)償不夠或者不及時(shí)而造成的。

表2 反向間隙誤差 μm

2.4 反向尖角

反向尖角誤差表現(xiàn)為當(dāng)運(yùn)動(dòng)軸改變運(yùn)動(dòng)方向時(shí)，傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的末端元件出現(xiàn)短暫的停滯，之后再快速反向運(yùn)動(dòng)。這主要是因?yàn)檫\(yùn)動(dòng)元件在換向位置所受摩擦力的性質(zhì)(動(dòng)摩擦力和靜摩擦力)與方向(正向和反向)均發(fā)生改變，伺服電機(jī)的驅(qū)動(dòng)扭矩沒有及時(shí)增大，或者伺服驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的位置環(huán)增益太低。存在反向尖角誤差的實(shí)際圓弧運(yùn)動(dòng)軌跡如圖8所示?？梢姡聪蚣饨且彩菍?dǎo)致雙向圓偏移誤差的一個(gè)主要因素，顯著增大了包容實(shí)際運(yùn)動(dòng)軌跡的最小區(qū)域圓環(huán)的半徑差。

圖8 反向尖角誤差

加工不同半徑的小孔所能達(dá)到的最大進(jìn)給速度下的反向尖角(X+/X-/Y+/Y-)誤差見表3。當(dāng)小孔半徑小于1.5 mm時(shí)，隨著小孔半徑的增大，反向尖角誤差也增大；當(dāng)小孔半徑大于2.5 mm時(shí)，小孔半徑增大，反向間隙誤差沒有明顯的變化趨勢(shì)。半徑小于1.5 mm的小孔的反向尖角誤差明顯大于半徑大于2.5 mm的小孔的誤差，這是因?yàn)椋?)當(dāng)運(yùn)動(dòng)軸改變運(yùn)動(dòng)方向時(shí)，相當(dāng)于給位置環(huán)一個(gè)階躍指令，運(yùn)動(dòng)執(zhí)行機(jī)構(gòu)具有一個(gè)暫態(tài)響應(yīng)過程。當(dāng)小孔的半徑很小時(shí)，運(yùn)動(dòng)執(zhí)行機(jī)構(gòu)還沒來得及進(jìn)入穩(wěn)態(tài)響應(yīng)過程，又開始了一個(gè)新的暫態(tài)響應(yīng)過程，而當(dāng)小孔的半徑較大時(shí)，在兩個(gè)暫態(tài)響應(yīng)過程之間有一個(gè)穩(wěn)態(tài)響應(yīng)過程，這種交變的暫態(tài)響應(yīng)過程會(huì)產(chǎn)生較大的超調(diào)量，明顯大于被穩(wěn)態(tài)響應(yīng)過程分隔的暫態(tài)響應(yīng)過程的超調(diào)量。2)對(duì)于暫態(tài)響應(yīng)過程之間缺乏穩(wěn)態(tài)響應(yīng)過程的小孔，當(dāng)小孔半徑增大時(shí)，位置誤差和反饋控制量也隨之增大，由此產(chǎn)生的反向尖角誤差也跟著變大，并在加工半徑為1.45mm的小孔時(shí)反向尖角誤差達(dá)到最大值。

3 伺服參數(shù)優(yōu)化

由上述誤差分析可知，雙向圓偏移誤差是評(píng)價(jià)圓度誤差的一項(xiàng)綜合指標(biāo)，反向間隙和反向尖角是導(dǎo)致雙向圓偏移誤差的主要周期性因素，在每個(gè)過象限的1/4圓弧位置處，包容實(shí)際運(yùn)動(dòng)軌跡的最小區(qū)域圓環(huán)的半徑差顯著增大。反向間隙來源于機(jī)械傳動(dòng)零件的配合間隙，反向尖角來源于運(yùn)動(dòng)換向時(shí)的摩擦力突變。雖然機(jī)床伺服驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)具有反向間隙和反向尖角的補(bǔ)償功能，但由于原先缺乏末端傳動(dòng)件的圓度誤差測(cè)試設(shè)備，只能對(duì)電機(jī)端或中間傳動(dòng)件進(jìn)行測(cè)量和補(bǔ)償，從而導(dǎo)致末端傳動(dòng)件的誤差補(bǔ)償效果不佳。反向間隙的存在，使得伺服驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的剛性較弱，伺服響應(yīng)不及時(shí)，而提高位置環(huán)和速度環(huán)增益有利于增強(qiáng)伺服驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的剛性。根據(jù)上述誤差分析的結(jié)果，伺服參數(shù)優(yōu)化主要從兩方面入手：1)改變位置環(huán)和速度環(huán)增益；2)調(diào)整反向間隙補(bǔ)償?shù)妮S向及補(bǔ)償量和補(bǔ)償周期。針對(duì)半徑為5mm的小孔，設(shè)起始角為30°、終止角為390°，以3 000mm/min的進(jìn)給速度，分別按順時(shí)針和逆時(shí)針方向進(jìn)行加工測(cè)試。參數(shù)設(shè)置和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)見表4，其中Kv為位置環(huán)增益，Kp為速度環(huán)增益。

表3 反向尖角誤差 μm

在表4中，第1組參數(shù)為伺服驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中的原有參數(shù)，其測(cè)試結(jié)果為伺服參數(shù)優(yōu)化前的結(jié)果，此時(shí)圓偏移誤差為18.2μm。第2組到第5組參數(shù)，主要增大或減小了位置環(huán)增益和速度環(huán)增益，其中X1軸和X2軸是在X軸方向的龍門式進(jìn)給機(jī)構(gòu)的兩個(gè)同步驅(qū)動(dòng)軸。從得到的圓偏移誤差數(shù)據(jù)來看，調(diào)整增益參數(shù)對(duì)圓度誤差的改善并不明顯。第6組到第11組參數(shù)，在保持Y軸參數(shù)為默認(rèn)的情況下，分別從正向和反向?qū)軸進(jìn)行反向間隙補(bǔ)償。其中，當(dāng)?shù)?1組參數(shù)設(shè)置為反向X軸的反向間隙補(bǔ)償為60時(shí)，圓偏移誤差減小為13.7μm，為伺服參數(shù)優(yōu)化后重新測(cè)試時(shí)的最小誤差值，圓度誤差減小了24.7%，誤差改善效果非常明顯。第12組至第18組參數(shù)，其X軸參數(shù)設(shè)置與第11組相同，分別從正向和反向?qū)軸進(jìn)行反向間隙補(bǔ)償。其中，當(dāng)?shù)?5組參數(shù)設(shè)置為正向Y軸的反向間隙補(bǔ)償為-30時(shí)，圓偏移誤差減小為15.8μm，誤差改善效果也較明顯。采用第1組參數(shù)(默認(rèn)參數(shù))和第11組參數(shù)(優(yōu)化參數(shù))進(jìn)行小孔加工的實(shí)際軌跡如圖9所示。運(yùn)用默認(rèn)參數(shù)加工的反向間隙誤差為X+=6.0μm,X-=4.4μm,Y+=1.4μm,Y-=2.0μm，反向尖角誤差為X+=5.7μm,X-=3.4μm,Y+=1.8μm,Y-=5.5μm。運(yùn)用優(yōu)化參數(shù)加工的反向間隙誤差為X+=5.2μm,X-=1.3μm,Y+=-0.7 μm,Y-=4.2μm，反向尖角誤差為X+=3.3μm,X-=4.1μm,Y+=2.1μm,Y-=4.9μm。對(duì)比參數(shù)優(yōu)化前后的加工誤差數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，雙向圓偏移減小了4.5μm，反向間隙在X+、X-、Y+軸向都有減小，反向尖角在X+、Y-軸向的誤差也有所減小，與第2節(jié)誤差分析的結(jié)論相符合。X軸上存在較大的反向間隙，通過反向間隙補(bǔ)償優(yōu)化后，反向間隙誤差和圓偏移誤差都有較大改善，達(dá)到了伺服參數(shù)優(yōu)化的目的。

表4 伺服參數(shù)優(yōu)化與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)

圖9 伺服優(yōu)化對(duì)比實(shí)驗(yàn)

4 結(jié)束語(yǔ)

針對(duì)激光切割機(jī)高速切割板材小孔時(shí)出現(xiàn)的圓度誤差，本文采用非接觸式平面正交光柵測(cè)量法，對(duì)不同半徑的小孔在不同進(jìn)給速度下進(jìn)行了切割軌跡的圓度誤差測(cè)試。運(yùn)用雙向圓偏移誤差指標(biāo)來綜合評(píng)價(jià)小孔的圓度誤差，分析得到反向間隙和反向尖角是導(dǎo)致雙向圓偏移誤差的主要周期性因素，其顯著增大了包容實(shí)際運(yùn)動(dòng)軌跡的最小區(qū)域圓環(huán)的半徑差。

根據(jù)誤差分析結(jié)果，通過改變位置環(huán)和速度環(huán)增益、調(diào)整反向間隙補(bǔ)償?shù)妮S向以及補(bǔ)償量和補(bǔ)償周期，在3 000 mm/min的進(jìn)給速度下加工直徑為5mm的小孔，圓度誤差減小到13.7μm，與參數(shù)優(yōu)化前相比，加工精度提高了24.7%。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，伺服參數(shù)優(yōu)化達(dá)到了改善小孔圓度誤差的目的。

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