一种五轴数控制齿机床几何误差实际逆向运动学补偿方法与流程

本发明属于机床几何误差补偿领域，，具体是一种五轴数控制齿机床几何误差实际逆向运动学补偿方法，是一种通过对制齿机床几何误差进行补偿来提高齿轮加工精度的方法。
背景技术：
：在机床加工过程中，几何误差时刻影响着零件的加工精度，机床几何误差的补偿是提升加工精度的有效措施。机床加工误差的产生，最直接的原因是刀具与工件之间的理想相互位姿关系产生了变化，研究机床各轴误差对加工精度的影响，实质就是研究机床各轴误差对刀具和工件的相对位姿产生的影响。齿轮作为机械传动的关键基础件，为了降低噪音，减少振动，延长机械传动部件的使用寿命，ISO标准严格规定了齿轮的各项误差指标项，由于齿轮精度评价的特殊性，刀具/齿轮相对位姿偏差对齿轮误差的影响是复杂多样的，传统刀具/工件位姿偏差对加工精度的作用机理并不适用于齿轮，因此建立刀具/工件位姿偏差与齿轮误差的耦合映射关系并解耦修正，能够有效提高齿轮加工精度。现有刀具/工件位姿偏差是由运动轴误差正向求解计算得到，并没有建立运动轴误差与齿轮加工误差的映射关系，因此不能准确适用于齿轮加工误差的修正。同时现有运动轴误差补偿方法计算繁琐、计算量大、耗时长，有微分法、或者迭代、递归方法，难以满足实时补偿的需求，因此亟需一种适用于面向齿轮高精度加工的、满足实时补偿要求的误差补偿方法。技术实现要素：为了能够满足快速补偿齿轮加工误差的需求，本发明提出了一种五轴数控制齿机床几何误差实际逆向运动学补偿方法，该补偿方法利用矩阵分块计算原理，分层求和算法以及运动轴特征元素分离法将机床几何误差与运动轴代码进行解耦，得到补偿后的运动代码与机床几何误差之间的解析关系式，该方法具有简单、计算量小、补偿效率高、精度损失少以及应用范围广等优点。一种五轴数控制齿机床几何误差实际逆向运动学补偿方法，包括如下步骤：(1)设定机床局部坐标系，确定各运动轴之间的相互耦合关系和运动传递链，建立机床运动学模型。(2)将加工轨迹刀位数据表示为(x,y,z,i,j,k)，其中x、y、z指加工轨迹的位置坐标，i、j、k指加工轨迹的方向坐标，由逆向运动学算法求得对应X轴、Y轴、Z轴、A轴和C轴的理想加工代码X、Y、Z、A、C，并换算到机床坐标系下。(3)将辨识得到的机床位置相关误差与机床坐标系下运动轴位置X、Y、Z、A、C拟合得到对应的机床位置相关误差与运动轴位置之间的函数关系δXx(X)、δXy(X)、δXz(X)、αX(X)、βX(X)、γX(X)，δYx(Y)、δYy(Y)、δYz(Y)、αY(Y)、βY(Y)、γY(Y)，δZx(Z)、δZy(Z)、δZz(Z)、αZ(Z)、βZ(Z)、γZ(Z)，δAx(A)、δAy(A)、δAz(A)、αA(A)、βA(A)、γA(A)，δCx(C)、δCy(C)、δCz(C)、αC(C)、βC(C)、γC(C)，由X、Y、Z、A、C预测待补偿的机床位置相关误差。(4)建立齿轮/刀具24项位姿偏差与齿轮误差的耦合映射关系并进行解耦，以工件坐标系为基准，将齿轮/刀具的24项位姿偏差转化为刀具相对于工件的12项位姿偏差(x/y/z/α/β/γ方向6项静态位姿偏差和6项运动位姿偏差)：Δx,Δx(p),Δy,Δy(p),Δz,Δz(p),Δi,Δi(p),Δj,Δj(p),Δk,Δk(p),p指机床运动轴位置X、Y、Z、A、C；根据理想刀位数据与刀具相对于齿轮的位姿偏差，求得修正后的刀位数据(x’,y’,z’,i’,j’,k’)＝(x-Δx-Δx(p),y-Δy-Δy(p),z-Δz-Δz(p),i-Δi-Δi(p),j-Δj-Δj(p),k-Δk-Δk(p))；(5)建立机床空间几何误差模型，确定含误差的实际刀具坐标系与实际工件坐标系之间的变换矩阵(6)实际逆向运动学算法具体是应用齐次坐标变换矩阵的可逆特性、乘法结合律、矩阵分块计算原理、运动变换不变特征等将误差模型中机床运动代码X、Y、Z、A、C与机床几何误差进行解耦，得到修正后的机床运动代码解析表达式；(7)将修正后的刀位数据(x’、y’、z’、i’、j’、k’)、机床几何误差δXx(X)、δXy(X)、δXz(X)、αX(X)、βX(X)、γX(X)，δYx(Y)、δYy(Y)、δYz(Y)、αY(Y)、βY(Y)、γY(Y)，δZx(Z)、δZy(Z)、δZz(Z)、αZ(Z)、βZ(Z)、γZ(Z)，δAx(A)、δAy(A)、δAz(A)、αA(A)、βA(A)、γA(A)，δCx(C)、δCy(C)、δCz(C)、αC(C)、βC(C)、γC(C)，δCx、δCy、αCY、βCX，δAy、δAz、γAY、βAZ，γYX，αZY、βZX代入上述推导得到的解析表达式中，可求得补偿后的运动代码，实现机床几何误差的补偿，对刀具/齿轮位姿偏差进行修正。所述步骤(6)中求得补偿后的运动代码与修正的刀位数据、机床几何误差项的解析函数关系式为：所述步骤(6)中考虑旋转轴运动与直线轴运动之间的耦合关系，首先对旋转轴运动代码解析表达式进行推导得到：C′=asin(βT+βA(A)-βAZ-(βCX-βAZ+βX(X)-βY(Y)-βZX-βZ(Z))k′i′2+j′2-2j′k′(αC(C)+αW)+2i′k′(βC(C)+βW))-φ]]>式中：tan(φ)=i′+(γAY-γC(C)-γW-γX(X)+γYX+γY(Y)+γZ(Z))j′+(βW+βC(C))k′(γAY-γC(C)-γW-γX(X)+γYX+γY(Y)+γZ(Z))i′-j′+(αW+αC(C))k′.]]>再对直线轴运动代码解析表达式进行推导得到：Z'＝z'+δWz-δAz-L+δCz(C)+δXz(X)-δYz(Y)-δZz(Z)+(αW+αC(C))y'-(βW+βC(C))x'+(αCY+αX(X))y'cos(C')-(βCX+βX(X))x'cos(C')+(αCY+αX(X))x'sin(C')+(βCX+βX(X))y'sin(C')-(δTy-δAy+δAy(A)+(αA(A)+αY(Y)+αZY+αZ(Z))L)sin(A')+(L+δAz-δTz-δAz(A))cos(A')Y'＝(δTz-δAz-L+δAz(A))sin(A')+δCy-δAy+δXy(X)-δYy(Y)-δZy(Z)+(αY(Y)+αZY+αZ(Z))L-(δTy-δAy+δAy(A)+(αA(A)+αY(Y)+αZY+αZ(Z))L)cos(A')-(αCY+αX(X))z'+(δWy+δCy(C)+y'-(αW+αC(C))z'+(γW+γC(C)+γX(X))x')cos(C')+(δWx+δCx(C)+x'+(βW+βC(C))z'-(γW+γC(C)+γX(X))y')sin(C')+(αY(Y)+αZY)Z'X'＝-{(βAZ+βY(Y)+βZX+βZ(Z))Lcos(A')+δCx-δTx-δAx(A)+δXx(X)-δYx(Y)-δZx(Z)+(βA(A)-βAZ-βY(Y)-βZX-βZ(Z))L+(βCX+βX(X))z'+(δWx+δCx(C)+x'+(βW+βC(C))z'-(γW+γC(C)+γX(X))y')cos(C')-(δWy+δCy(C)+y'-(αW+αC(C))z'+(γW+γC(C)+γX(X))x')sin(C')+(γAY+γYX+γY(Y)+γZ(Z))Lsin(A')}+(βY(Y)+βZX)Z'-γYXY'。所述步骤(5)中指C轴实际坐标系到工件实际坐标系的运动变换；BXC=10βCXδCx01-αCYδCy-βCXαCY100001cos(C)-sin(C)00sin(C)cos(C)00001000011-γC(C)βC(C)δCx(C)γC(C)1-αC(C)δCy(C)-βC(C)αC(C)1δCz(C)0001]]>指含C轴位置无关误差δCx、δCy、αCY、βCX及位置相关误差δCx(C)、δCy(C)、δCz(C)、αC(C)、βC(C)、γC(C)的X轴实际坐标系到实际C轴实际坐标系的运动变换；指含X轴位置相关误差δXx(X)、δXy(X)、δXz(X)、αX(X)、βX(X)、γX(X)的参考坐标系到X轴实际坐标系的运动变换；指含Y轴、X轴垂直度误差γYX及Y轴位置相关误差δYx(Y)、δYy(Y)、δYz(Y)、αY(Y)、βY(Y)、γY(Y)的参考坐标系到Y轴实际坐标系的运动变换；指含Z轴、Y轴，Z轴、X轴垂直度误差αZY、βZX以及Z轴位置相关误差δZx(Z)、δZy(Z)、δZz(Z)、αZ(Z)、βZ(Z)、γZ(Z)的Y轴实际坐标系到Z轴实际坐标系的运动变换；BZA=1-γAYβAZ0γAY10δAy-βAZ01L+δAz000110000cos(A)-sin(A)00sin(A)cos(A)000011-γA(A)βA(A)δAx(A)γA(A)1-αA(A)δAy(A)-βA(A)αA(A)1δAz(A)0001]]>指的是含A轴位置无关误差δAy、δAz、γAY、βAZ及位置相关误差δAx(A)、δAy(A)、δAz(A)、αA(A)、βA(A)、γA(A)的Z轴实际坐标系到A轴实际坐标系的运动变换；指A轴实际坐标系到刀具实际坐标系的运动变换。所述步骤(6)中最终推导得到误差补偿的运动解析表达式，具体步骤如下：假设修正后的刀位数据为(x’、y’、z’、i’、j’、k’)，几何误差补偿后的机床运动代码为(X’,Y‘,Z’,A’,C’)，则根据式(1)可建立如下关系式：[i'；j'；k'；0]＝(RBX(X')·XBC(C')·CBW)-1RBY(Y')·YBZ(Z')·ZBA(A')·ABT·[0；0；1；0](2)[x'；y'；z'；1]＝(RBX(X')·XBC(C')·CBW)-1RBY(Y')·YBZ(Z')·ZBA(A')·ABT·[0；0；0；1](3)其中[0；0；1；0]指实际刀具坐标系下的刀轴矢量齐次坐标，[0；0；0；1]指实际刀具坐标系下的刀具中心点位置齐次坐标。考虑到所有平动变换不会对矢量方向产生影响，在求解旋转轴运动代码解析表达式时，将所有平动值设为零，同时将式(2)推导转换到如式(4)、式(5)所示的方程形式，我们发现方程左右两侧计算结果均为一个4×1的实数矩阵，同时观察到式(4)左侧第3行元素是不含C轴运动的，式(5)右侧第一行元素是不含A轴运动的，这是由于仅有C轴旋转运动不会对变换前后的Z轴坐标有任何影响，同样仅有A轴旋转运动，不会对变换前后的X轴坐标有任何影响(这一原理同样适用于B轴的旋转运动)，可根据这一特征，将特征元素A’，C‘分离开来，得到仅关于A’或者仅关于C‘的超越方程，从而可求得其解析表达式。cos(C′)-sin(C′)00sin(C′)cos(C′)00001000011-γC(C)βC(C)0γC(C)1-αC(C)0-βC(C)αC(C)1000011-γWβW0γW1-αW0-βWαW100001i′j′k′0=(1-γX(X)βX(X)0γX(X)1-αX(X)0-βX(X)αX(X)10000110βCX001-αCY0-βCXαCY100001)-11-γYX00γYX100001000011-γY(Y)βY(Y)0γY(Y)1-αY(Y)0-βY(Y)αY(Y)10000110βZX001-αZY0-βZXαZY1000011-γZ(Z)βZ(Z)0γZ(Z)1-αZ(Z)0-βZ(Z)αZ(Z)1000011-γAYβAZ0γAY100-βAZ010000110000cos(A′)-sin(A′)00sin(A′)cos(A′)000011-γA(A)βA(A)0γA(A)1-αA(A)0-βA(A)αA(A)1000011γAY-βAZ0-γAY100βAZ01000011-γTβT0γT1-αT0-βTαT1000010010---(4)]]>(1-γYX00γYX100001000011-γY(Y)βY(Y)0γY(Y)1-αY(Y)0-βY(Y)αY(Y)10000110βZX001-αZY0-βZXαZY1000011-γZ(Z)βZ(Z)0γZ(Z)1-αZ(Z)0-βZ(Z)αZ(Z)1000011-γAYβAZ0γAY100-βAZ0100001)-11-γX(X)βX(X)0γX(X)1-αX(X)0-βX(X)αX(X)10000110βCX001-αCY0-βCXαCY100001cos(C′)-sin(C′)00sin(C′)cos(C′)00001000011-γC(C)βC(C)0γC(C)1-αC(C)0-βC(C)αC(C)1000011-γWβW0γW1-αW0-βWαW100001i′j′k′0=10000cos(A′)-sin(A′)00sin(A′)cos(A′)000011-γA(A)βA(A)0γA(A)1-αA(A)0-βA(A)αA(A)1000011γAY-βAZ0-γAY100βAZ01000011-γTβT0γT1-αT0-βTαT1000010010---(5)]]>直线轴代码解析表达式的求解主要运用齐次变换矩阵分块计算原理推导得到：式中R3×1,3×1均指3×1实数矩阵，指平动齐次变换矩阵，I3×3指3×3单位矩阵，利用上式计算原理、矩阵乘法结合律以及齐次变换矩阵均可逆的性质，可将式(3)推导为如下形式：1-γX(X)βX(X)δXx(X)γX(X)1-αX(X)δXy(X)-βX(X)αX(X)1δXz(X)000110βCXδCx01-αCYδCy-βCXαCY100001cos(C′)-sin(C′)00sin(C′)cos(C′)00001000011-γC(C)βC(C)δCx(C)γC(C)1-αC(C)δCy(C)-βC(C)αC(C)1δCz(C)00011-γWβWδWxγW1-αWδWy-βWαW1δWz0001x′y′z′1=-X′000+1-γYX00γYX10000100001{0Y′00+1-γY(Y)βY(Y)δYx(Y)γY(Y)1-αY(Y)δYy(Y)-βY(Y)αY(Y)1δYz(Y)000110βZX001-αZY0-βZXαZY100001(00Z′0+1-γZ(Z)βZ(Z)δZx(Z)γZ(Z)1-αZ(Z)δZy(Z)-βZ(Z)αZ(Z)1δZz(Z)00011-γAYβAZ0γAY10δAy-βAZ01L+δAz000110000cos(A′)-sin(A′)00sin(A′)cos(A′)000011-γA(A)βA(A)δAx(A)γA(A)1-αA(A)δAy(A)-βA(A)αA(A)1δAz(A)00011γAY-βAZ0-γAY10-δAyβAZ01-δAz000110000100001-L00011-γTβTδTxγT1-αTδTy-βTαT1δTz00010001)}---(6)]]>由式(6)将直线轴运动代码分离开来，进而得到关于直线轴运动代码的简单线性方程组。忽略高阶项，则由式(4)、(5)、(6)推导得到的运动轴代码解析表达式为：式中：tan(φ)=i′+(γAY-γC(C)-γW-γX(X)+γYX+γY(Y)+γZ(Z))j′+(βW+βC(C))k′(γAY-γC(C)-γW-γX(X)+γYX+γY(Y)+γZ(Z))i′-j′+(αW+αC(C))k′.]]>本发明的有益效果是：本发明建立了机床几何误差、补偿后的机床运动代码以及12项位姿偏差修正后的刀位数据之间的映射模型，将机床运动代码与机床几何误差、修正后的刀位数据进行解耦，求得机床运动代码解析表达式，代入机床几何误差即可计算机床几何误差补偿后的机床运动代码，用来修正刀具/工件位姿偏差。避免了耗时较长的微分计算、迭代计算以及广义求逆等复杂运算，提高了计算效率，有助于开发实时补偿系统。同时所发明的实际逆向运动学方法，其基本思想适用于各种类型的数控机床，适用范围广。附图说明图1为本发明的实际逆向运动学补偿方法流程图。图2为实施例的五轴数控制齿机床运动链示意图。具体实施方式为使本发明的技术方案更加清楚明白，以下结合附图对本发明技术内容作说明。应当理解，此处所描述的实施例仅仅用以解释本发明，并非对本发明的构思及应用范围进行限定。本发明通过建立机床误差运动学模型，根据齐次变换矩阵的可逆计算，结合律，分块计算等原理，将误差模型中的运动轴代码与机床几何误差元素、修正后的刀位数据进行解耦，分步求解得到旋转轴及直线轴代码解析表达式，实现制齿机床几何误差的快速补偿。如图2所示的机床轴配置，以X轴作为参考坐标系，则含几何误差的工件坐标系到刀具坐标系的运动变换为：(RBX·XBC·CBW)-1RBY·YBZ·ZBA·ABT(1)其中指C轴实际坐标系到工件实际坐标系的运动变换；BXC=10βCXδCx01-αCYδCy-βCXαCY100001cos(C)-sin(C)00sin(C)cos(C)00001000011-γC(C)βC(C)δCx(C)γC(C)1-αC(C)δCy(C)-βC(C)αC(C)1δCz(C)0001]]>指含C轴位置无关误差δCx、δCy、αCY、βCX及位置相关误差δCx(C)、δCy(C)、δCz(C)、αC(C)、βC(C)、γC(C)的X轴实际坐标系到实际C轴实际坐标系的运动变换；指含X轴位置相关误差δXx(X)、δXy(X)、δXz(X)、αX(X)、βX(X)、γX(X)的参考坐标系到X轴实际坐标系的运动变换；指含Y轴、X轴垂直度误差γYX及Y轴位置相关误差δYx(Y)、δYy(Y)、δYz(Y)、αY(Y)、βY(Y)、γY(Y)的参考坐标系到Y轴实际坐标系的运动变换；指含Z轴、Y轴，Z轴、X轴垂直度误差αZY、βZX以及Z轴位置相关误差δZx(Z)、δZy(Z)、δZz(Z)、αZ(Z)、βZ(Z)、γZ(Z)的Y轴实际坐标系到Z轴实际坐标系的运动变换；BZA=1-γAYβAZ0γAY10δAy-βAZ01L+δAz000110000cos(A)-sin(A)00sin(A)cos(A)000011-γA(A)βA(A)δAx(A)γA(A)1-αA(A)δAy(A)-βA(A)αA(A)1δAz(A)0001]]>指的是含A轴位置无关误差δAy、δAz、γAY、βAZ及位置相关误差δAx(A)、δAy(A)、δAz(A)、αA(A)、βA(A)、γA(A)的Z轴实际坐标系到A轴实际坐标系的运动变换；指A轴实际坐标系到刀具实际坐标系的运动变换。假设修正后的刀位数据为(x’,y’,z’,i’,j’,k，)，几何误差补偿后的运动轴代码为(X’,Y‘,Z’,A’,C’)，则根据式(1)可建立如下成形函数：[i'；j'；k'；0]＝(RBX(X')·XBC(C')·CBW)-1RBY(Y')·YBZ(Z')·ZBA(A')·ABT·[0；0；1；0](2)[x'；y'；z'；1]＝(RBX(X')·XBC(C')·CBW)-1RBY(Y')·YBZ(Z')·ZBA(A')·ABT·[0；0；0；1](3)其中[0；0；1；0]指实际刀具坐标系下的刀轴矢量齐次坐标，[0；0；0；1]指实际刀具坐标系下的刀具中心点位置齐次坐标。考虑到所有平动变换不会对矢量方向产生影响，在求解旋转轴代码解析表达式时，将所有平动值设为零，同时将式(2)推导转换到如式(4)、式(5)所示的方程形式，我们发现方程左右两侧计算结果均为一个4×1的实数矩阵，同时观察到式(4)左侧第3行元素是不含C轴运动的，式(5)右侧第一行元素是不含A轴运动的，这是由于仅有C轴旋转运动不会对变换前后的Z轴坐标有任何影响，同样仅有A轴旋转运动，不会对变换前后的X轴坐标有任何影响(这一原理同样适用于B轴的旋转运动)，可根据这一特征，将特征元素A’，C‘分离开来，得到仅关于A’或者仅关于C‘的超越方程，从而可求得其解析表达式。cos(C′)-sin(C′)00sin(C′)cos(C′)00001000011-γC(C)βC(C)0γC(C)1-αC(C)0-βC(C)αC(C)1000011-γWβW0γW1-αW0-βWαW100001i′j′k′0=(1-γX(X)βX(X)0γX(X)1-αX(X)0-βX(X)αX(X)10000110βCX001-αCY0-βCXαCY100001)-11-γYX00γYX100001000011-γY(Y)βY(Y)0γY(Y)1-αY(Y)0-βY(Y)αY(Y)10000110βZX001-αZY0-βZXαZY1000011-γZ(Z)βZ(Z)0γZ(Z)1-αZ(Z)0-βZ(Z)αZ(Z)1000011-γAYβAZ0γAY100-βAZ010000110000cos(A′)-sin(A′)00sin(A′)cos(A′)000011-γA(A)βA(A)0γA(A)1-αA(A)0-βA(A)αA(A)1000011γAY-βAZ0-γAY100βAZ01000011-γTβT0γT1-αT0-βTαT1000010010---(4)]]>(1-γYX00γYX100001000011-γY(Y)βY(Y)0γY(Y)1-αY(Y)0-βY(Y)αY(Y)10000110βZX001-αZY0-βZXαZY1000011-γZ(Z)βZ(Z)0γZ(Z)1-αZ(Z)0-βZ(Z)αZ(Z)1000011-γAYβAZ0γAY100-βAZ0100001)-11-γX(X)βX(X)0γX(X)1-αX(X)0-βX(X)αX(X)10000110βCX001-αCY0-βCXαCY100001cos(C′)-sin(C′)00sin(C′)cos(C′)00001000011-γC(C)βC(C)0γC(C)1-αC(C)0-βC(C)αC(C)1000011-γWβW0γW1-αW0-βWαW100001i′j′k′0=10000cos(A′)-sin(A′)00sin(A′)cos(A′)000011-γA(A)βA(A)0γA(A)1-αA(A)0-βA(A)αA(A)1000011γAY-βAZ0-γAY100βAZ01000011-γTβT0γT1-αT0-βTαT1000010010---(5)]]>直线轴代码解析表达式的求解主要运用齐次变换矩阵分块计算原理推导得到：式中R3×1,3×1均指3×1实数矩阵，指平动齐次变换矩阵，I3×3指3×3单位矩阵，利用上式计算原理、矩阵乘法结合律以及齐次变换矩阵均可逆的性质，可将式(3)推导为如下形式：1-γX(X)βX(X)δXx(X)γX(X)1-αX(X)δXy(X)-βX(X)αX(X)1δXz(X)000110βCXδCx01-αCYδCy-βCXαCY100001cos(C′)-sin(C′)00sin(C′)cos(C′)00001000011-γC(C)βC(C)δCx(C)γC(C)1-αC(C)δCy(C)-βC(C)αC(C)1δCz(C)00011-γWβWδWxγW1-αWδWy-βWαW1δWz0001x′y′z′1=-X′000+1-γYX00γYX10000100001{0Y′00+1-γY(Y)βY(Y)δYx(Y)γY(Y)1-αY(Y)δYy(Y)-βY(Y)αY(Y)1δYz(Y)000110βZX001-αZY0-βZXαZY100001(00Z′0+1-γZ(Z)βZ(Z)δZx(Z)γZ(Z)1-αZ(Z)δZy(Z)-βZ(Z)αZ(Z)1δZz(Z)00011-γAYβAZ0γAY10δAy-βAZ01L+δAz000110000cos(A′)-sin(A′)00sin(A′)cos(A′)000011-γA(A)βA(A)δAx(A)γA(A)1-αA(A)δAy(A)-βA(A)αA(A)1δAz(A)00011γAY-βAZ0-γAY10-δAyβAZ01-δAz000110000100001-L00011-γTβTδTxγT1-αTδTy-βTαT1δTz00010001)}---(6)]]>由式(6)将直线轴代码分离开来，进而得到关于直线轴代码的简单线性方程组。忽略高阶项，则由式(4)、(5)、(6)推导得到的运动轴代码解析表达式为：式中：tan(φ)=i′+(γAY-γC(C)-γW-γX(X)+γYX+γY(Y)+γZ(Z))j′+(βW+βC(C))k′(γAY-γC(C)-γW-γX(X)+γYX+γY(Y)+γZ(Z))i′-j′+(αW+αC(C))k′.]]>将修正后的刀位数据(x’、y’、z’、i’、j’、k’)、机床几何误差δXx(X)、δXy(X)、δXz(X)、αX(X)、βX(X)、γX(X)，δYx(Y)、δYy(Y)、δYz(Y)、αY(Y)、βY(Y)、γY(Y)，δZx(Z)、δZy(Z)、δZz(Z)、αZ(Z)、βZ(Z)、γZ(Z)，δAx(A)、δAy(A)、δAz(A)、αA(A)、βA(A)、γA(A)，δCx(C)、δCy(C)、δCz(C)、αC(C)、βC(C)、γC(C)，δCx、δCy、αCY、βCX，δAy、δAz、γAY、βAZ，γYX，αZY、βZX代入上述推导得到的解析表达式中，可求得补偿后的运动代码，实现机床几何误差的补偿，对刀具/齿轮位姿偏差进行修正。以上所述的实施例仅仅是对本发明的较佳实例进行描述，并非用于限制本发明，在不脱离本发明补偿方法及思路的前提下，本领域中工程技术人员对本发明的技术方案作出的各种变形和改进，均应落入本发明的保护范围。当前第1页1 2 3