' e+ h+ I' i8 e0 t. M
: {; N: J$ r' ]1 p, ~
c8 O/ ~: H$ o$ f* R5 z
4 Y1 }1 K- w; g3 U4 N+ h' x2 }3 L! i! ~% b( J# ?
, f) h+ J( s2 f' C' g I
1 問題的提出- q7 f; N2 f! J. n( y, U, K' V8 o
在超精密加工八五重點課題CJY-500超精密研磨機的工藝實驗過程中，要求車削出f400mm平面，平面度1μm左右，表面粗糙度達Ra0.01以上。實際車削過程中，我們測得一組實驗數(shù)據(jù)，結(jié)果出人意料。實驗是用金剛石車刀車削錫質(zhì)研磨盤，其實驗情況如圖1所示，金剛石車刀裝于滑架上，自中心向外車削，車后用電感測微儀從外向內(nèi)測量某一半徑上的直線度。實驗結(jié)果曲線如圖2所示。
+ E3 y+ {0 Q7 C% Y; J按照設(shè)計指標(biāo)，刀架滑架的直線度全長為0.5μm,下研磨盤軸向跳動為0.2μm,偏擺0.7",在f440mm處為0.8μm,故直線度極限偏差應(yīng)為
) n& y- q4 m4 j2 x" u _( u. f
E=0.5+0.2+0.8=1.5μm( w6 N% _/ l/ J8 c
測量記錄數(shù)據(jù)數(shù)值應(yīng)該在E+0.5=2μm以內(nèi)，而實際卻為5.5μm,問題究竟出在哪里呢? * \4 u# L2 T+ o! ^6 ?, s; S: b% ^6 I4 m
" V" A& J9 O0 C* N; `0 R
4 k* V- Z6 T! p& q3 K/ d8 r8 u( A1 l6 l
$ B% p" O6 R$ K3 D3 C
圖1 實驗情況
! q4 m, g" V3 Q | + f% ~$ e J# P
圖2 直線度測量結(jié)果曲線 |
7 g- {- f+ s$ o
k9 G9 w. @) S" F( _2 原因分析: E$ T7 Z& C3 c& R7 X, K
由測量曲線分析，影響車削精度的主要因素集中在車削的前段時間，大約20min之內(nèi)，導(dǎo)致切削誤差單方向迅速增加。
: @5 @) t+ a" V. S% [# c( ?, b+ o; G實驗切削過程中，室溫變化不大，主軸液壓系統(tǒng)所用油箱為控溫精度0.1℃以內(nèi)的高精度油箱，若油溫始終控制在此精度下，不可能產(chǎn)生這么大的誤差。另外，刀架運動精度也能可靠保證。因此，分析認為誤差主要來源于切削過程中，研磨盤相對刀具的位置改變。而影響其位置的因素可以為機械位移，熱變形位移和油源變化引起的位移，如油壓變化、節(jié)流孔堵塞等。經(jīng)過認真檢查，最后確定為主軸的熱變形位移導(dǎo)致刀具相對主軸的位置變化。
6 e3 T4 G) F. C4 F$ v p) Y; ^. |金剛石切削的熱變形是很微小的，可以忽略。而另一方面，主軸的回轉(zhuǎn)對其間隙內(nèi)的潤滑流體的擠壓、剪斷、摩擦?xí)?dǎo)致流體的溫升，進一步傳給主軸造成主軸的溫升。主軸溫度的變化如果較大，完全可能影響到切削所得最后的平面度和直線度。據(jù)此，應(yīng)該測定主軸的油溫。 8 `4 S$ s) U1 C$ d
主軸進油口溫度是油箱調(diào)定溫度。測定出油口油溫，可以近似認為是主軸軸承的油溫。在下盤主軸供油，但主軸未轉(zhuǎn)動時，經(jīng)過20min測得進出油口溫度分別為18.6℃和19.8℃。可見，即使主軸不旋轉(zhuǎn)，主軸軸承進出油口也有較大的溫差，隨著主軸吸熱散熱達到熱平衡溫差會更大。當(dāng)開啟主軸，以250r/min旋轉(zhuǎn)時，測得出油口油溫記錄如表1。 9 `7 D: D8 S( f5 {5 ^2 }% o
' @& l. Y- P% P8 g8 e表1 出油口油溫與時間的關(guān)系
( t! J% n! q! ~- l3 B- X" a# R- q% E* w5 P7 w
& q% U1 x6 z+ V* M
時間
t/min |
3 z7 h8 t$ ]$ J# H6 m K* A0 | 6 H6 ~- a1 Y' Z6 B* x
3 |
8 [2 s+ [* D. b+ Z5 b6 |
6 c! v4 c5 G1 E. y9 |
; G- P' w; J; l# R5 e12 |
5 ?& r$ n* v9 p- @15 | 5 l; t* i. {3 P
18 | / S3 x; s" K7 q, w3 k: C
21 |
: r' m+ ~ Y) h' ~% z2 d8 }. ]; o" i24 | - p+ G+ f! a: Q! Y6 i* v% ^4 |
27 | , M* t" I0 P7 U0 u, F4 \
30 | - @+ T- J8 q6 _% D8 Z
33 | $ E& ]/ k5 y5 v+ l+ q7 P0 |$ y1 r, u
36 | 9 s0 E: L. y2 F$ L6 m9 v, W; z4 a
39 | : d: l& z+ |2 Y
* ]) a! E7 G0 X9 a4 T& m6 l7 Q$ k
油溫
T/℃ | , }1 D' R% g% ` @; F) q4 r
22.5 |
e! i) L8 B& [3 j, I23.2 |
, Z* U9 a6 O A) e, n+ f/ Z6 X$ W23.7 | 4 R+ X' z: `7 z8 _
24.2 |
; ]5 U6 l% H; M9 c0 ~7 N, G24.7 |
* c3 p% ?0 c) [/ A7 \8 Z25.2 | . a" w l) j* S# {) J6 R! k4 ^
25.6 | ) C5 W# \/ r& P. p: F
25.9 | ) P% F# m* P8 \2 T8 b( p2 ^
26.2 |
1 H9 n5 E4 z& ]# i9 W0 A, X% l& w26.4 |
E \" j" n3 p26.6 | " M' m% q7 v% j9 t, }
26.7 |
& J# Z6 ^! v$ ^" U, [/ |( }$ ^2 _26.8 | 3 o0 b& R0 f/ t- B& v# R2 ]
26.9 | ; E& ~- j- j: J$ s
由表1可以看出，在前25min內(nèi)，油溫急劇增加，達3.7℃，在后15min內(nèi)，僅增加0.7℃，與前面切削直線度量曲線基本吻合。可見，誤差很可能是由溫度變化所造成。金剛石切削錫盤的過程大約需要40min,在此過程中，主軸進油口、出油口的溫差可達到4.4℃。如果油箱調(diào)定溫度和室溫基本一致的話，主軸長度100mm上的熱變形為 ; R, j- p- x! q* F+ @* H
DL＝a·L·DT＝11×0.1×4.4＝4.84μm
& u4 L$ c0 E5 V' H+ T由此看來，由于軸承發(fā)熱造成主軸上浮變形，導(dǎo)致切削的直線度的誤差完全可能。由軸承的設(shè)計參數(shù)計算也得出油的溫升是比較高的，可達5.40℃。 0 ~( |+ Z# g) D) L
軸承的摩擦功率分兩部分，即徑向軸承和端面止推軸承各自的摩擦功率。其計算公式及計算過程如下： 4 @$ h* L- t( g ]2 c9 ^8 k
對徑向軸承： 9 b) b* d/ G Q- k% y* C
: m9 I) G W# {( R( F5 v) y o5 X& D6 ?% b
; i1 A+ k; S: t- D) C
/ ~' ^7 [& e# {| Nf= 2 L9 B/ A) v, t1 P# C
| hV2 " W+ k/ R4 P k; W5 W4 l' }7 w! w
| ×( ; K+ d7 I- v# M ?5 |# e- E7 _
| AL
4 F" o% i' _0 m* i5 n | +
$ P- [2 Y# H2 F | Ap
: }- }4 z1 M3 k: ? | )
0 C9 B( @% J5 d. ?( ^4 `; A |
* {5 o( o4 M2 b7 u ~| ) A6 f& l3 u) W0 Y9 Z
| 7 T: u D$ u( U5 y5 ~1 i9 R$ u
| * k$ I6 y2 V7 \! o
| . c1 D" r S) u# ]# m
| 10 200 2 H k9 d/ q5 q8 B2 ?2 {
| h0
/ M1 p/ F7 s$ r# V0 j | h0+z1 | | 式中 h—油的動力粘度，本機用3#主軸油；
1 r# j; p) r: PV—速度，cm/s； * u# _: u8 x" n- E) a$ S
AL—全部油封面積； + J1 M3 ^/ P' N% f8 N D5 m ^
A=6×53.2=319.2cm；
$ d4 S$ Z& l$ [' U! y1 J( i8 K8 GAP—全部油腔面積；
2 v# r8 S- n3 n# c* X8 ^# \% eh0—半徑間隙，cm；
; f+ v: B3 d8 k% y3 D ]z1—油腔深度，cm。 9 J* t# I' z* |4 I3 i+ g
由于油腔深度遠大于半徑間隙，括號中的后一項可以忽略。代入數(shù)據(jù)，得 * L( |' P) j9 m
2 o1 v+ _: J" }; y+ [, @5 t1 o4 n; }4 G
3 f" f5 E$ o1 [1 D5 [% j; X+ }& t4 s, {/ v
| Nf= 0 e9 z" @$ Z% R9 F6 B8 u
| 5.85×10-8×(250/60×p×12)2 / T. A6 p" e; ~& F
| × ; h! w7 u9 ^- B* D
| 319.2 % ` `9 z: A2 S B$ @
| =2.15×10-2kW
( ]0 R2 }7 ?/ N' E O" z |
D/ u- \8 f3 y6 D+ h6 C|
, F9 t5 S6 T' D6 ^- p k |
5 k8 c7 ]: e8 k# C8 ]5 `1 d/ { |
9 ]# T6 k2 M# M' Y; _3 O" t7 [| 10 200 " E6 g8 k9 J( m" H' }
| 0.021×0.1 | 5 _% g$ `$ x2 }' E+ S1 {; s' Z, W0 G
對止推軸承：
) o: g: N3 N) |% U9 ~8 k5 l$ z, \* z" J% k
; z) q2 f g5 A4 m8 w+ X% d8 M
7 C( d$ i/ u/ O/ U; _% F( m8 V! x8 C8 @! k7 v- z& r/ W5 b
| Nf=2×16.9×10-7× 9 V; L8 p; r1 s* x/ [* g; s$ O* b
| hN2 ! `6 U6 U8 s8 a! l7 e
| ×[(R44-R14)-
3 L# v! H% L: G) K$ z$ E/ S | F2
/ b8 X* D6 s" Q | ×(R34-R24)] . m* B- T2 P1 K
|
0 a1 O+ U1 y4 X0 S* c: j|
, X, T5 _* {" ~& j4 p: G) B |
. Z( P6 E% W# n8 \' T- @# R _ | 0 E9 Y; o0 U- D
| ht
& B' e$ S( M; j | p | 式中 N—轉(zhuǎn)速；
7 @4 G' O" i! w6 ~h—軸承間隙； ' U6 C4 ]1 [3 k' v6 n- ]3 N
R1、R2、R3、R4—結(jié)構(gòu)參數(shù)；
9 {. V5 b' k. ?8 ?2 yf2—單個油腔張角之半；本軸承6個油腔，f2=30°，即0.52rad。代入數(shù)據(jù)得 ' @, F: T3 A6 X& g& i3 [& V
3 ^1 D( _, {: d6 {* l5 k3 j
3 G) P2 p, i+ R( P6 r* R6 @, E8 e. O, v
5 A4 ]+ t- f9 p- e+ x1 x
| Nf=2×16.9×10-7× ( j r2 E6 P& {6 H
| 5.85×10-8×250-2 " [. h1 y2 S! Q- I0 V
| [(17.44-10.64)- 9 k3 ?' p* P( y0 G
| 0.52
: S) \) y$ i; L- H# w/ `7 T7 w! r | ×(154-134)]=0.466kW 9 h) `- H1 G5 j
| 0 q( d" _3 i+ }5 X3 G( Y
|
) |5 o1 T# k+ B5 R) ` K |
8 s. U0 T6 [3 F | z- v' u1 O, Z3 O1 a
| 2×10-3
2 ]' g4 U, o" e" \1 a | p | . n9 h( H7 }' o- D3 h
此時，油泵耗費在主軸上的功率為：
5 R' f3 O/ N4 _' L# e/ I% g. J2 B; S1 i3 A9 X( h
& w& T( ]' M* s2 t! d
2 w% m( N* v- h- Y* M4 A' U7 b
* R" v+ ~& ]$ Z& k3 q% A+ e) c| NP=
$ L- O, m6 f2 p+ R0 g ]0 R | P3Q
+ j% b- N7 K! v* y4 ]3 M$ L8 J | = # c- n# O' _( d5 m. W5 N+ {: a
| 50×5 1 {" T0 l0 Y ]; r
| =0.233kW 3 ?4 | _3 l1 E
|
$ x) ~8 [: R; m7 i/ f|
" [5 ]- |/ n: o | 7 I7 N6 o; V3 h& S% S
|
& \ u( g% H7 w' I' Y| 612h
6 \% L( L6 H. ^2 \3 ? f | 612×0.7 |
# s6 f$ V m9 h6 K' ^# |; L而油的溫升
$ v/ \+ `2 w- z! ~8 Z9 w& G
0 U) J+ M- k- A) c5 _
* o7 ]& H. [3 E# n8 i9 |# D- W' _) g
0 W& T7 X% Z4 H" O! i| Dt=
" \* ?8 L! W. u | 102×(Nf+Np) ; m. A) u2 v, d4 m3 W4 g8 m
|
0 y) z5 A% `# U6 E( f|
9 b% x6 a% ^/ Q | 1 e4 d: q+ }) I) a0 c
| 427C0gQ | 式中Nf=Nr+Nt,代入各值，得
/ G+ E l9 q; s: b; W: x
2 j% J: H) \1 }5 O2 [; Q
9 n& [2 P1 A8 [# i% i; D% v
6 t c2 U, c- W6 w
$ p7 l- r2 d* P| Dt= 3 F, p) [0 ]* u* v" g
| 102×(0.466+0.0215+0.233)
' Y; G; Z5 k7 K2 n. s. n | =5.40℃ 5 k/ ~2 ~, E. ]1 l
|
' o0 U9 B6 T3 k$ `8 E9 E|
- l' J# Q# P$ o! {& u | " z3 Q# M, i5 Y& Q& w
| 427×0.45×0.00085×5×103/60 |
1 p5 l4 P, }8 J y* W: M計算結(jié)果與實際測量結(jié)果有微小差別。計算公式是以油與外界不發(fā)生熱交換的情況下推導(dǎo)出來的，實際過程中，因油不可避免地與周圍物體有熱交換，致使實際測量值比計算結(jié)果偏小。然而在不便于測量或設(shè)計階段，仍然可以通過計算作為參考。
5 @ z; C2 ^8 o }當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速為500r/min和1000r/min時，油的溫升分別達到15.9℃和57.8℃。由此可見，液壓軸承的發(fā)熱是很大的。在超精密加工領(lǐng)域，要求精度在0.1μm數(shù)量級，對于軸承發(fā)熱必須有嚴(yán)格的限制，否則就無法達到預(yù)定指標(biāo)。相比之下，用空氣軸承發(fā)熱量要小得多。但有些情況下是必須使用液壓軸承的，此時應(yīng)該設(shè)法控制其發(fā)熱變形。
1 H6 d) f' Z. G! l R8 f4 k3 解決的方法
3 n, g4 e$ r( F結(jié)合前面分析與誤差曲線圖，認為其誤差主要由軸承油溫變化所造成。此時主軸轉(zhuǎn)速為250r/min,如果速度高時，主軸的變形將更加不利。可見，液壓主軸的發(fā)熱不容忽視。為了保證超精密加工的精度，應(yīng)該嚴(yán)格控制主軸油溫的變化和主軸的變形伸長。這對工作環(huán)境是有嚴(yán)格要求的，如調(diào)溫精度等，另外，機床本身的結(jié)構(gòu)和液壓冷卻系統(tǒng)也要與超精密加工相適應(yīng)。下面提出幾點解決方法： - D* w3 e1 o" e
$ l1 M7 q" K) s+ y* d
- 采用精密控溫油箱。超精密加工領(lǐng)域的液體靜壓軸承，必須使用冷卻控溫油箱，控制油的溫度是限制軸承發(fā)熱，保證加工精度的基本手液壓主軸的溫度變化與超精密加工的基本手段。目前，國內(nèi)的控溫油箱，通常控溫精度能夠達到1℃或0.5℃，而作為超精密加工，要求其控溫精度越高越好。本機采用的是控溫精度20℃±0.1℃的精密油箱，較好地控制了機床回油的發(fā)熱，阻斷了油液在循環(huán)過程中的連續(xù)升溫。 / k( B" c; I( J9 ?
- 但是，由于軸承間隙內(nèi)的油液仍然存在著摩擦、擠壓、剪切作用，油液不可避免地要發(fā)熱，使得進出油口存在較大溫差，它仍然能傳給主軸，導(dǎo)致主軸的溫升而嚴(yán)重地影響加工精度。
; _# n3 @; ^, E- A! ` - 增加主軸系統(tǒng)的熱剛性。主軸油液的發(fā)熱在所難免，但如果采用低膨脹系數(shù)的材料，則可將主軸的發(fā)熱變形減小。目前已知的低熱膨脹系數(shù)材料有銦鋼、石英，還有熱膨脹系數(shù)接近于零的玻璃陶瓷和復(fù)合材料等。用超級銦鋼作主軸材料，其熱膨脹系數(shù)為6×10-7/℃，是普通鋼材的1/20。采用新材料制作高熱剛性的主軸，正在受到重視。 # R* e5 x( D5 X. \/ T
- 改變軸承的布置。在軸承的設(shè)計中，合理布置端面止推軸承的位置，使其盡可能靠近加工表面，因為主軸的變形伸長是以端面止推軸承為起點的。縮短它與加工表面的距離，可以改變變形計算公式中的長度因數(shù)，因而變形減小。但這種改進受到機床布置和軸承結(jié)構(gòu)的限制。
$ r- W% v4 S& J y4 J6 B7 H# H% w$ a' R3 v* c% _' k3 k
7 D$ g3 b) p2 a9 s0 K
. R1 o( T: ~- k8 @# C2 n
圖3 冷卻槽 | ) u0 z7 f4 @- Z0 Q3 A7 O. I) |! b3 \
- 對主軸采用冷卻系統(tǒng)。為了控制主軸發(fā)熱變形，可以在主軸上設(shè)置另外的冷卻系統(tǒng)。比如，在主軸上開冷卻槽，通過外接循環(huán)冷卻系統(tǒng)使主軸保持恒溫。圖3為帶冷卻槽的研磨盤，冷卻液通過時，可以使研磨過程的發(fā)熱及主軸的發(fā)熱得到控制。也可以在主軸外部對其進行噴淋定溫，直接保證加工過程及主軸乃至機床整體的溫度恒定。美國LLNL實驗室開發(fā)的金剛石車床DTM-3用恒溫油噴淋，油溫變化控制在20℃±0.0025℃以內(nèi)，以1.5m3/min流量噴淋機床與工件，有效地消除了熱影響。 4 ^9 c) \: P5 s% j- }; n( A
- 針對主軸發(fā)熱不能很好控制的情況，采用適當(dāng)?shù)目刂乒に囘^程的措施，也有可能達到較高的加工精度。為了消除溫度對加工精度的影響，可以使機床在工作轉(zhuǎn)速長時間定溫，然后切削加工，經(jīng)過長期定溫后，各部件達到熱平衡，變形趨于穩(wěn)定，再行加工可獲得較高的精度，圖4為機床經(jīng)半小時定溫后車削加工獲得的數(shù)據(jù)，其誤差為1.2μm,切削直線度在預(yù)計范圍之內(nèi)，機床定溫是在較低的技術(shù)保證前題下實現(xiàn)精密加工，超精密加工常用的方法，圖4定溫加工后直線度測量曲線。
0 w; @5 b6 G& ~7 E8 m& H/ h) A7 S
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圖4 定溫加工后直線度測量曲線 | $ E' m* ~% H& W3 J s
4 結(jié)論/ C0 t% N- w, o- {: a4 j/ J
液壓主軸在應(yīng)用上有其特定優(yōu)點，但在超精密加工中，即使主軸不旋轉(zhuǎn)的情況下，其發(fā)熱也足以影響加工精度。所以，液壓主軸溫度的變化必須引起足夠的重視，它有時候是限制加工精度進一步提高的主要因素。 + a: U, g' f) z: t1 }* c* F4 ~& T
在超精密加工領(lǐng)域，應(yīng)該綜合考慮液壓軸承與空氣軸承的特點，來決定主軸的結(jié)構(gòu)形式，液壓主軸以其必須的冷卻控溫油箱和控制主軸發(fā)熱的結(jié)構(gòu)或系統(tǒng)而顯得結(jié)構(gòu)復(fù)雜和龐大，在采用液壓主軸的情況下，必須考慮如何解決主軸的溫升問題，單純采用控溫油箱控制主軸進油口油溫并不能實現(xiàn)對主軸發(fā)熱的有效控制，要達到高的加工精度，除合理的結(jié)構(gòu)和布置外，加工工藝過程的控制也能起到積極的作用。 |
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$ h( C! c' O+ P. ]. Z2 z) d| 技術(shù)國防科技重點實驗室 張普星 | |