技術(shù)資料 Bearing Technology

軸承切削磨加工技術(shù)（三泰軸承加工技術(shù)匯編）

軸承磨削加工之最新發(fā)展：高效磨削

軸承的加工離不開磨削，特別是內(nèi)圓磨削和端面磨削，一直是業(yè)內(nèi)研究熱點(diǎn)。在高效磨削領(lǐng)域，普通砂輪所占據(jù)的位置仍然不容質(zhì)疑—這可從近年來該類產(chǎn)品的推陳出新獲得明證。面向軸承加工的磨削需求不斷提升，從相關(guān)技術(shù)和產(chǎn)品的研發(fā)與應(yīng)用中，可以感受到普通砂輪的開發(fā)潛力仍然巨大。

當(dāng)今磨削工藝的發(fā)展方向?yàn)槌芮邢骷夹g(shù)網(wǎng)站，高效率切削技術(shù)網(wǎng)站，超硬磨具。有人說普通砂輪的發(fā)展已到了盡頭切削技術(shù)網(wǎng)站，100多年以來形成的技術(shù)再變也變不出什么新花樣切削技術(shù)網(wǎng)站，只有朝超硬方向發(fā)展才是大勢(shì)所趨。這種言論有一定道理切削技術(shù)網(wǎng)站，但并不完全正確。
超硬磨具有其優(yōu)勢(shì)切削技術(shù)網(wǎng)站，同時(shí)也存在著一些局限切削技術(shù)網(wǎng)站，比如它對(duì)機(jī)床的主軸轉(zhuǎn)速和剛性提出了嚴(yán)格的要求切削技術(shù)網(wǎng)站，不是隨便什么機(jī)床都能裝配CBN砂輪的。再比如切削技術(shù)網(wǎng)站，CBN砂輪的冷卻液不能采用普通冷卻液切削技術(shù)網(wǎng)站，砂輪修整也需要特制的金剛滾輪來完成。由此可知切削技術(shù)網(wǎng)站，普通砂輪在當(dāng)今金屬加工領(lǐng)域仍然占據(jù)著不可替代的位置。
那么切削技術(shù)網(wǎng)站，普通砂輪的發(fā)展是否真的已經(jīng)“江郎才盡”？眾所周知切削技術(shù)網(wǎng)站，砂輪由磨料、結(jié)合劑和氣孔三部分組成切削技術(shù)網(wǎng)站，要開發(fā)一個(gè)新的砂輪切削技術(shù)網(wǎng)站，也只有從這三方面入手。事實(shí)上切削技術(shù)網(wǎng)站，這三個(gè)部分的開發(fā)潛力還很大切削技術(shù)網(wǎng)站，技術(shù)的不斷進(jìn)步推動(dòng)著人們的認(rèn)識(shí)逐步深入切削技術(shù)網(wǎng)站，圣戈班公司每年都有新產(chǎn)品問世就是一個(gè)有力佐證。
下文分別從內(nèi)圓磨削和端面磨削兩個(gè)角度切削技術(shù)網(wǎng)站，結(jié)合圣戈班新研制的產(chǎn)品切削技術(shù)網(wǎng)站，探討面向軸承加工的磨削技術(shù)之最新發(fā)展。其中切削技術(shù)網(wǎng)站，在內(nèi)圓磨削上針對(duì)高速磨削研發(fā)的新一代NQ磨料切削技術(shù)網(wǎng)站，其磨削性能和壽命較原有磨料產(chǎn)品有成倍提高；而面向端面磨削新推出的VORTEX制造技術(shù)切削技術(shù)網(wǎng)站，則可使砂輪組織結(jié)構(gòu)獲得更大的氣孔率切削技術(shù)網(wǎng)站，充分體現(xiàn)出磨削的高效性。
切削技術(shù)：內(nèi)圓高速磨削：NQ砂輪盡顯高效性
在此切削技術(shù)網(wǎng)站，謹(jǐn)將高速磨削定義為砂輪工作線速度在63m/s以上切削技術(shù)網(wǎng)站，普通速度一般為35-45m/s的水平。高速較普通速度具備以下特點(diǎn)：①可提高生產(chǎn)效率1倍以上；②能夠?qū)⒐ぜ谋砻娲植诙葏?shù)值降低40-50%；③可將砂輪的壽命提高1倍左右；④使磨削力下降40%左右切削技術(shù)網(wǎng)站，加工精度也會(huì)相應(yīng)提高。
切削技術(shù)：高速磨削：新型磨料的開發(fā)與NQ砂輪應(yīng)用
圣戈班公司于10年前研發(fā)出SG磨料切削技術(shù)網(wǎng)站，其比普通電熔剛玉磨料的硬度高切削技術(shù)網(wǎng)站，而且因?yàn)槟チ鲜俏⒕ЫY(jié)構(gòu)切削技術(shù)網(wǎng)站，本身便具有很多鋒利的切削刃切削技術(shù)網(wǎng)站，自銳性好。但是切削技術(shù)網(wǎng)站，在高速內(nèi)圓磨削中切削技術(shù)網(wǎng)站，由于速度高導(dǎo)致磨削力下降切削技術(shù)網(wǎng)站，而SG磨料恰恰在低磨削力情況下無法發(fā)生晶面分解切削技術(shù)網(wǎng)站，也就是說切削技術(shù)網(wǎng)站，其在自銳性方面的優(yōu)勢(shì)無法體現(xiàn)出來。
為此切削技術(shù)網(wǎng)站，圣戈班于2007年推出一種磨料NQ(NORTON QUANTUM)切削技術(shù)網(wǎng)站，它克服了SG不適合于低磨削力的弱點(diǎn)切削技術(shù)網(wǎng)站，在內(nèi)圓磨、齒輪磨等應(yīng)用上具有明顯優(yōu)勢(shì)。與SG相同切削技術(shù)網(wǎng)站，NQ磨料本身也屬于陶瓷燒結(jié)剛玉切削技術(shù)網(wǎng)站，唯一不同在于磨料顆粒的形狀—這種獨(dú)特的形狀能使其在較小磨削力情況下產(chǎn)生較好的自銳性切削技術(shù)網(wǎng)站，當(dāng)磨料受到磨削力作用時(shí)切削技術(shù)網(wǎng)站，它的鈍化部分會(huì)沿著晶面分解切削技術(shù)網(wǎng)站，新的鋒口隨即出現(xiàn)并參與到切削作用中切削技術(shù)網(wǎng)站，自銳性的功效得以體現(xiàn)。表1和表2所示為NQ砂輪的數(shù)個(gè)應(yīng)用實(shí)例。 e-cuttech.com表1 NQ砂輪的應(yīng)用實(shí)例(一) 工件名稱軸承內(nèi)圈內(nèi)圓
工件材料 100Cr6 60～62HRC
冷卻液 3%乳化液
直徑方向余量 0.3mm
表面粗糙度 Ra0.8
形位公差錐度5µm
砂輪尺寸 01 28×19×9mm
原砂輪型號(hào) SG10-J10VSP
新砂輪型號(hào) NQ100-J10VQNP
砂輪速度 60m/s
結(jié)果磨削的零件數(shù)量由800件增加到了1050件切削技術(shù)網(wǎng)站，即壽命提高了30%
e-cuttech.com表2 NQ砂輪的應(yīng)用實(shí)例(二) 工件名稱軸承外圈滾道
工件材料 100Cr6 60～62HRC
冷卻液油
直徑方向余量 0.3mm
表面粗糙度 Ra0.5
形位公差圓度7µm
砂輪尺寸 01F 42×12×15mm
原砂輪型號(hào) 5SG100-MVX
新砂輪型號(hào) 5NQ100-NVQN
砂輪速度 63m/s
結(jié)果磨削的零件數(shù)量由2500件增加到了5000件切削技術(shù)網(wǎng)站，即壽命提高了100%

無心磨科太克
修整加工圖科太克
經(jīng)實(shí)踐驗(yàn)證切削技術(shù)網(wǎng)站，NQ砂輪與SG砂輪相比切削技術(shù)網(wǎng)站，壽命提高幅度在33～100%之間切削技術(shù)網(wǎng)站，在磨削效率(進(jìn)刀量)上的提升幅度則在30%左右。同時(shí)切削技術(shù)網(wǎng)站，磨削功率可降低15%切削技術(shù)網(wǎng)站，進(jìn)一步改善了工件的精度。而且切削技術(shù)網(wǎng)站，無論是陶瓷還是樹脂砂輪切削技術(shù)網(wǎng)站，NQ磨料都能在高速磨削中發(fā)揮低磨削力、高磨削效率的優(yōu)勢(shì)。
e-cuttech.com表3 軸承內(nèi)圈端面磨削的應(yīng)用實(shí)例工件軸承內(nèi)圈 100Cr6 未經(jīng)熱處理
尺寸內(nèi)徑18mm；外徑35mm
余量 0.4mm/單面
表面粗糙度 Ra0.4µm(Max1µm)
機(jī)床型號(hào) Gardner
砂輪尺寸 760×100×356mm
原砂輪型號(hào) 23A54LB
Vortex砂輪型號(hào) A 60 L B Vortex
切削技術(shù)：高效端面磨削：VORTEX砂輪助一臂之力
VORTEX技術(shù)是將磨料顆粒按照設(shè)計(jì)的組織結(jié)構(gòu)做成磨料團(tuán)切削技術(shù)網(wǎng)站，然后再由這些磨料團(tuán)來制成砂輪。這一技術(shù)使得砂輪組織的透氣性更好切削技術(shù)網(wǎng)站，氣孔大小也可根據(jù)實(shí)際應(yīng)用調(diào)整切削技術(shù)網(wǎng)站，從而使得冷卻液更充分地進(jìn)入到磨削區(qū)域切削技術(shù)網(wǎng)站，確保磨削時(shí)進(jìn)給量更大切削技術(shù)網(wǎng)站，同時(shí)也不會(huì)引致燒傷。
表3列出了軸承內(nèi)圈端面磨削的應(yīng)用實(shí)例。端面磨削的基本要求是獲得所需的內(nèi)外圈厚度及公差切削技術(shù)網(wǎng)站，同時(shí)獲得所需的平行度和平面度切削技術(shù)網(wǎng)站，這些平面將作為后續(xù)加工的基準(zhǔn)面。結(jié)果證明切削技術(shù)網(wǎng)站，VORTEX砂輪的磨削余量從0.4mm提高到0.6mm切削技術(shù)網(wǎng)站，砂輪轉(zhuǎn)速和工件通過速度維持不變切削技術(shù)網(wǎng)站，同時(shí)修整間隔從10,000件/修延長到14,000件/修切削技術(shù)網(wǎng)站，提升幅度達(dá)40%。
從以上實(shí)例可見切削技術(shù)網(wǎng)站，普通砂輪仍然具有相當(dāng)大的開發(fā)潛力切削技術(shù)網(wǎng)站，金屬加工業(yè)的向前發(fā)展從未止步切削技術(shù)網(wǎng)站，不斷提升的磨削加工需求呼喚新的磨料磨具產(chǎn)品來予以滿足

新型外球面軸承磨床的設(shè)計(jì)

應(yīng)用范成磨削原理設(shè)計(jì)了外球面軸承專用磨床，代替?zhèn)鹘y(tǒng)的擺動(dòng)和切入磨削方法，使外球面軸承外圈球面曲率加工合格率達(dá)到100%。

1 問題的提出

帶座外球面軸承自20世紀(jì)70年代在我國問世以來，由于具有良好的軸線可調(diào)性，已被越來越多地應(yīng)用于各個(gè)行業(yè)。這種軸承軸線的可調(diào)性，既決定于軸承外圈與軸承座之間的尺寸要求，更取決于兩者之間球面曲率的配合。由于目前的加工方法在磨削機(jī)理上沒有重大突破，使得在解決外球面軸承外圈球面曲率的加工合格率上，始終成為我國軸承行業(yè)一道難以逾越的障礙。

圖1 擺動(dòng)磨法示意圖

2 不同磨削方法的分析與比較

目前，加工這種外球面軸承外圈采用的方法基本有以下兩種:

擺動(dòng)磨法 擺動(dòng)磨削機(jī)床具有較強(qiáng)的切削能力，故磨削速度快，加工時(shí)間短。用擺動(dòng)磨加工球面軸承外圈，既要保證擺動(dòng)工件球心與砂輪軸線處于同一水平連線，又要與砂輪橫向中心剖面相重合。實(shí)際加工中，由于機(jī)床自身擺動(dòng)平面處的振動(dòng)及工件的不等寬性，很難保證其球面曲率的一致性(見圖1)。
切入磨法 在這種磨削方法中，軸承外圈的球面曲率取決于砂輪被修整的形狀。磨削時(shí)，由于軸承外圈本身的余量不等及形狀不同，因此固有砂輪的形狀隨時(shí)都可能被破壞。該加工方法效率低，砂輪修整頻繁，其球面曲率也難以保證，一般都不采用。

以上兩種磨削方式，雖都可加工球面軸承外圈，但受其磨削方式的限制，無法解決與球面軸承座的配合，更無法從根本上保證球面曲率的穩(wěn)定合格率。

1.床身 2.手柄 3.電磁無心夾具 4.工件 5.電感測(cè)頭
6.主動(dòng)測(cè)量儀 7.砂輪 8.縱向滑臺(tái) 9.磨頭裝置
10.磨頭電動(dòng)機(jī) 11.橫向滑臺(tái) 12.步進(jìn)電動(dòng)機(jī)
13.皮帶輪 14.主軸箱 15.主軸電動(dòng)機(jī)

圖2 機(jī)床傳動(dòng)原理圖

筆者利用范成磨削原理，改盤形砂輪為空心柱體狀砂輪，使其沿工件橫向切入，并采用使砂輪回轉(zhuǎn)軸線與軸承外圈回轉(zhuǎn)軸線相交進(jìn)行磨削的方法設(shè)計(jì)了外球面軸承專用磨床，解決了這種軸承球面曲率的合格率問題。所設(shè)計(jì)的機(jī)床傳動(dòng)原理圖見圖2。

3 機(jī)械部分設(shè)計(jì)

主軸及夾具

縱、橫向進(jìn)給機(jī)構(gòu)

磨頭裝置

由于外球面軸承外圈為薄壁小型導(dǎo)磁工件，因此工藝上采用無心夾具。無心夾具由殼體、線圈鐵心、磁極、磁盤及兩可調(diào)支承組成。工件通過兩支承來定位，其支承位置可根據(jù)工件直徑的不同而調(diào)整。使用電磁吸盤無心夾具磨削的最大好處是:其加工精度不受機(jī)床主軸回轉(zhuǎn)精度的影響，因而可以獲得很高的加工精度。

主軸旋轉(zhuǎn)由0.75kW電動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)，通過雙速皮帶輪和一組減速齒輪使主軸獲得166r/min和280r/min兩種轉(zhuǎn)速，以滿足不同尺寸工件的需求。為克服主軸上的軸向力，提高主軸旋轉(zhuǎn)精度，支承選用5級(jí)精度雙列短圓柱滾子軸承與兩對(duì)角接觸球軸承相配合。

磨床的縱、橫向進(jìn)給機(jī)構(gòu)分別由手動(dòng)和步進(jìn)電動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)，兩者均采用滑動(dòng)導(dǎo)軌。

縱向進(jìn)給由于其承受載荷較大，又有運(yùn)動(dòng)精度要求，故采用矩—山形導(dǎo)軌。縱向進(jìn)給滑板由步進(jìn)電動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)，通過減速機(jī)構(gòu)、絲杠螺母機(jī)構(gòu)帶動(dòng)滑板做縱向移動(dòng)。為調(diào)整需要，在步進(jìn)電動(dòng)機(jī)停止運(yùn)行時(shí)(斷電狀態(tài))，還可通過手輪及離合器使縱向滑板做手動(dòng)進(jìn)給，整個(gè)縱向移動(dòng)量大行程設(shè)計(jì)為150mm。橫向進(jìn)給機(jī)構(gòu)置于縱向進(jìn)給滑板上，是為滿足被加工件寬度變換而設(shè)置的。由于調(diào)整次數(shù)不多，采用手動(dòng)螺母調(diào)整：為克服較大的軸向抗力，橫向進(jìn)給機(jī)構(gòu)的導(dǎo)軌設(shè)計(jì)成燕尾型，既可防止顛覆力矩，又可滿足使用要求。

磨頭作為切削工具的主要部分，置于橫向滑板上。為使磨頭獲得高轉(zhuǎn)速，采用轉(zhuǎn)速為2880r/min的電動(dòng)機(jī)，通過皮帶來驅(qū)動(dòng)。為提高磨削精度，以兩對(duì)5級(jí)精度角接觸球軸承為支承，磨頭前裝有空心柱形砂輪(以磨削直徑100mm為例，其砂輪尺寸為Ø35mm×Ø50mm×70mm)及砂輪防護(hù)罩。

圖3 加工流程圖

4 電控部分設(shè)計(jì)

為有效地控制被加工件的徑向尺寸，使用了電感測(cè)頭及主動(dòng)測(cè)量儀，用于磨削過程中尺寸的連續(xù)測(cè)量，并和數(shù)控裝置、伺服機(jī)構(gòu)共同組成了一個(gè)簡單的閉環(huán)控制系統(tǒng)(見圖3)。

對(duì)刀

加工

光磨

首先將數(shù)控裝置選擇開關(guān)置于手動(dòng)位置，使工件和砂輪旋轉(zhuǎn)。然后搖動(dòng)手輪，使磨頭砂輪逐漸靠近工件。當(dāng)兩者微接觸(微見火花)時(shí)，按下對(duì)刀鍵，此時(shí)縱向進(jìn)給機(jī)構(gòu)快退20mm，即為該工件在數(shù)控加工中的零點(diǎn)。

將數(shù)控裝置置于自動(dòng)加工位置，按下啟動(dòng)鍵，縱向進(jìn)給機(jī)構(gòu)在步進(jìn)電動(dòng)機(jī)驅(qū)動(dòng)下，向工件快速移動(dòng)20mm，主軸由限位開關(guān)啟動(dòng)并旋轉(zhuǎn)，磨頭進(jìn)入工進(jìn)狀態(tài)，磨削開始。

此時(shí)，通過工件表面的測(cè)頭，將工件徑向尺寸變化的位移信號(hào)變?yōu)殡娦盘?hào)送入測(cè)量儀，由測(cè)量儀將信號(hào)反饋給數(shù)控系統(tǒng)，通過其判斷比較后，繼續(xù)控制伺服機(jī)構(gòu)做縱向運(yùn)動(dòng)。

當(dāng)工件尺寸達(dá)到某一設(shè)定值時(shí)(一般可預(yù)留20µm)，數(shù)控裝置發(fā)出停止信號(hào)，伺服機(jī)構(gòu)停止縱向進(jìn)給。但此時(shí)磨頭與工件仍然轉(zhuǎn)動(dòng)，進(jìn)行無進(jìn)給磨削，即光整加工。

隨著光磨余量的消除，工件達(dá)到尺寸要求后，通過測(cè)量儀經(jīng)數(shù)控系統(tǒng)發(fā)出快退信號(hào)，伺服機(jī)構(gòu)快退，主軸停轉(zhuǎn)，完成一個(gè)工件的加工過程。

5 結(jié)束語

用范成磨法的外球面軸承專用磨床替代傳統(tǒng)的擺動(dòng)和切入磨削，可將外球面軸承外圈的球面質(zhì)量提高到一個(gè)新水平，從根本上解決了球面曲率的難題，且減少了廢品率，降低了成本，并可大大減輕操作工人的勞動(dòng)強(qiáng)度。

目前該機(jī)床已經(jīng)小規(guī)模生產(chǎn)。近幾年來，經(jīng)用戶使用反映效果良好，其尺寸合格率可達(dá)98%，外球面曲率合格率可達(dá)100%。該項(xiàng)技術(shù)難關(guān)的攻克，使該磨床榮獲95年度國家級(jí)新產(chǎn)品獎(jiǎng)

軸承座內(nèi)球面的加工

為解決如圖1所示的軸承座內(nèi)球面的加工，我們?cè)O(shè)計(jì)制造了如圖2所示的鏜桿，裝在車床上，用通用設(shè)備解決了生產(chǎn)軸承座的技術(shù)關(guān)鍵。

鏜桿1用三爪卡盤夾持并用特制頂尖15支承，刀桿3用軸4安裝在鏜桿1的長槽中，一端夾固刀頭5，另一端通過銷軸2與連桿6相連。連桿6另一端通過銷軸7與螺母8相連。轉(zhuǎn)動(dòng)絲桿9，可使螺母8在鏜桿1的燕尾槽中移動(dòng)。T20×1.5的左旋絲桿9在瓦座10的孔中轉(zhuǎn)動(dòng)。瓦座10由螺栓16緊固在鏜桿1的右端。齒輪11(m=2；z=31；x=-0.5)通過平鍵12、墊圈13、螺母14固定在絲桿9的右端。鏜桿1旋轉(zhuǎn)時(shí)，齒輪11繞特制頂尖15旋轉(zhuǎn)。頂尖15銑有m=2；z=12；x=0.5的齒，所以齒輪11自轉(zhuǎn)，從而帶動(dòng)絲桿9旋轉(zhuǎn)，使絲母8在鏜桿上移動(dòng)通過銷軸7、連桿6、銷軸2帶動(dòng)刀桿3并以軸4為圓心，使刀頭5在鏜桿的長槽中左右弧形移動(dòng)，從而完成內(nèi)球面的加工。

操作方法：將工件緊固在車床大溜板上，先用普通鏜桿鏜削Ø164內(nèi)孔及兩側(cè)端面，再用鏜桿1鏜削內(nèi)球面。根據(jù)球面孔的加工余量與吃刀深度，確定刀頭5的伸出長度，用螺釘將刀頭緊固。移動(dòng)溜板使工件中心對(duì)正軸4的中心，緊固大溜板。開車使主軸正轉(zhuǎn)刀頭5繞軸4由右向左轉(zhuǎn)動(dòng)，開始切削鏜過一刀后停車，搖動(dòng)大溜板使工件移開刀桿，松開緊固螺釘，把刀頭取出，翻轉(zhuǎn)過來(使前刀面朝下)再放入刀桿中，并使刀頭伸出相當(dāng)于一定的吃刀深度，將刀頭緊固好后，再把大溜板搖回原位緊固好，開反車，則刀頭開始由左向右轉(zhuǎn)動(dòng)并切削，重復(fù)數(shù)次，直到加工至合適尺寸為止。

推薦粗鏜時(shí)。刀具的主偏角f和副偏角f₁均為45°,精鏜時(shí)刀尖要刃磨成具有R95～R100的圓弧刃，以提高表面質(zhì)量。

1.鏜桿 2.銷軸 3.刀桿 4.軸 5.刀頭 6.連桿 7.銷 8.絲母 9.絲桿
10.瓦座 11.齒輪 12.平鍵 13.墊圈 14.螺母 15.特制頂尖 16.螺栓

圖2

陶瓷軸承在數(shù)控機(jī)床主軸單元中的應(yīng)用研究

摘要：陶瓷軸承以其優(yōu)良的性能，在高速主軸單元中的應(yīng)用日趨廣泛。通過理論分析與實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)比分析了兩種類型主軸單元的溫升、振動(dòng)特性，為陶瓷軸承的實(shí)際應(yīng)用提供一定的依據(jù)。

為了提高生產(chǎn)率和加工精度，機(jī)床主軸向高速化發(fā)展的趨勢(shì)引人注目。陶瓷軸承具有耐高速、重量輕、壽命長等優(yōu)良性能，在高速及特殊環(huán)境等條件下工作的機(jī)械中，正逐步得到應(yīng)用。高速主軸單元是開發(fā)中、高檔數(shù)控機(jī)床的關(guān)鍵性技術(shù)之一。近年來，國外生產(chǎn)的數(shù)控機(jī)床或加工中心，其主軸系統(tǒng)很多都采用了陶瓷軸承和電機(jī)主軸結(jié)構(gòu)，即所謂電主軸。電主軸是機(jī)床高速主軸單元的一種較理想結(jié)構(gòu)，國內(nèi)在這方面的研究尚處于起步階段。

高速主軸單元的核心是高速精密軸承，其性能好壞將直接影響主軸單元的工作性能。隨著速度的提高，軸承的溫度升高，振動(dòng)和嗓聲增大，壽命降低。因此，提高主軸轉(zhuǎn)速的前提是研制開發(fā)出性能優(yōu)越的高速主軸軸承。目前，在高速主軸單元中，主軸的支承主要采用進(jìn)浮軸承、液體動(dòng)靜壓軸承、陶瓷球軸承三種形式。磁浮軸承的高速性能好、精度高，容易實(shí)現(xiàn)診斷和在線監(jiān)控。但實(shí)踐表明，這種軸承由于電磁測(cè)控系統(tǒng)過于復(fù)雜，至今未能得到廣泛應(yīng)用。液體動(dòng)靜壓軸承綜合了液體靜壓軸承和液體動(dòng)壓軸承的優(yōu)點(diǎn)，但這種軸承必須根據(jù)具體機(jī)床專門進(jìn)行設(shè)計(jì)，單獨(dú)生產(chǎn)，標(biāo)準(zhǔn)化程度低，維護(hù)保養(yǎng)也困難。

目前，應(yīng)用最多的高速主軸軸承還是混合陶瓷球軸承，即滾動(dòng)體使用熱壓或熱等靜壓氮化硅陶瓷球，軸承套圈仍為鋼圈。這種軸承標(biāo)準(zhǔn)化程度高，價(jià)格低，對(duì)機(jī)床結(jié)構(gòu)改動(dòng)小，便于維護(hù)保養(yǎng)，特別適合高速運(yùn)行場(chǎng)合。它的K值已超過2.7×10⁶。為了增加軸承的使用壽命，可增加滾道的耐磨性，對(duì)滾道進(jìn)行涂層處理或其他表面處理。

1 陶瓷球軸承的理論分析

軸承在工作時(shí)，軸承滾動(dòng)體與套圈間將產(chǎn)生接觸應(yīng)力，并在接觸表面上形成接觸應(yīng)力橢圓。根據(jù)Herts接觸理論、軸承滾動(dòng)體與套圈間的接觸橢圓的長、短半徑為：

a=m_a	[	3Q	(	1-µ_c²	+	1-µ_s²	)]	^1/3

		2Sr		E_c		E_s

(1)

b=m_b	[	3Q	(	1-µ_c²	+	1-µ_s²	)]	^1/3

		2Sr		E_c		E_s

(2)

代入陶瓷材料的性能參數(shù)，可得:

q_oc=1.112q_om	(3)
d_c=0.896d_m	(4)

式中：m_a、m_b——與橢圓偏心率有關(guān)的系數(shù)

d——球與套圈的彈性趨近量

Q——作用在滾動(dòng)體上的外加總負(fù)荷

q_o——球與套圈的接觸應(yīng)力

E——材料的彈性模量

µ——材料的泊松比

c、s——下標(biāo)，分別指陶瓷軸承和鋼球軸承的相關(guān)參數(shù)

Sr——主曲率和

由式3、4可看出，低速時(shí).陶瓷球軸承中陶瓷球與鋼套圈的接觸應(yīng)力為鋼軸承的1.112倍，變形為鋼軸承的89.6%。在高速條件下，軸承不僅受到來自外力的作用，還受到軸承內(nèi)部滾動(dòng)體離心力的作用。離心力的作用，將使接觸面積、接觸應(yīng)力和彈性變形增大。由于滾動(dòng)體(球)的密度不同，在陶瓷球軸承和鋼球軸承中的接觸應(yīng)力也會(huì)不同。在陶瓷球軸承中，用陶瓷球取代鋼球，陶瓷材料的密度與熱膨脹系數(shù)比軸承鋼小，彈性模量大。高速運(yùn)轉(zhuǎn)條件下，來自軸承內(nèi)部的負(fù)載(離心力、陀螺力矩等)比例軸承小，因此，陶瓷球軸承的極限轉(zhuǎn)速可以得到提高，如Si₃N₄球軸承的極限轉(zhuǎn)速比鋼軸承提高了60%左右。

滾動(dòng)軸承的破壞形式主要有疲勞破壞、磨損、塑性壓痕、燒傷和潤滑失效等形式。在正常工作條件下，鋼軸承的破壞是疲勞破壞。用熱等靜壓氮化硅陶瓷球替代鋼球組成的陶瓷球軸承的破壞形式有兩種：鋼套圈和陶瓷球的破壞。這兩種破壞形式均為疲勞破壞。只是陶瓷球疲勞剝落的尺寸比鋼軸承的小。幾乎沒有磨損痕跡。已有試驗(yàn)和實(shí)際運(yùn)用表明，陶瓷球軸承的破壞主要表現(xiàn)為鋼套圈的疲勞剝落。即使氮化硅滾動(dòng)體發(fā)生了局部剝落，也不會(huì)急劇擴(kuò)展，其微裂紋只是在軸承繼續(xù)運(yùn)轉(zhuǎn)中緩慢擴(kuò)大。

陶瓷球軸承壽命估計(jì)式為：

L_c=	1	[	E_∝	(1+?Ø)	]	³(1+	F_∝	)^-10/3z^1/9(1+g)^1/9L_oc^-10/9

	2^1/9		E_oc				Q

(5)

表1 試驗(yàn)用陶瓷球軸承結(jié)構(gòu)參數(shù)
型號(hào)	外觀尺寸 mm	球徑 mm	球數(shù)	原始接觸角	陶瓷球材料	保持架材料	套圈材料
B7007CY	35×62×14	7.144	16	15°	HIPSN	樹脂	GCr15

圖1 高速主軸單元結(jié)構(gòu)簡圖

表2 電主軸的主要性能參數(shù)
型號(hào)	極限轉(zhuǎn)速 (r/min)	主軸直徑 mm	輸出功率 kW	潤滑方式
A型	30000	35	4.5	油霧
B型	24000	35	4.5	脂

式中：F_∝——離心力

Q——滾動(dòng)體與套圈間的接觸負(fù)荷

E_o——材料彈性模量

從式(5)可以發(fā)現(xiàn)，影響陶瓷球軸承壽命的因素主要有：①滾動(dòng)體的離心力。高速運(yùn)行時(shí)，離心力構(gòu)成軸承外圈載荷的主要部分，轉(zhuǎn)速越高，外圈接觸應(yīng)力越大。氮化硅密度是軸承鋼的40%，相同轉(zhuǎn)速下，可以有效阻止軸承壽命降低；②材料本身的彈性模量。氮化硅彈性模量大，泊松比小，使接觸應(yīng)力變大，對(duì)低速運(yùn)轉(zhuǎn)的軸承壽命是不利的；③主曲率和。適當(dāng)減小陶瓷球與套圈接觸處的主曲率和，可以提高陶瓷球軸承的壽命。

2 試驗(yàn)研究

試臉條件 本次試驗(yàn)所用陶瓷球軸承參數(shù)如表1所示。所用陶瓷球的材料為HIPSN(熱等靜壓氮化硅)，精度等級(jí)是G3級(jí)，裝配時(shí)球與套圈按規(guī)值精細(xì)選配。該軸承采用“小珠密珠”結(jié)構(gòu)，并使用外圈薄形保持架。試驗(yàn)中所用鋼軸承與陶瓷球軸承具有相同的結(jié)構(gòu)參數(shù)。
試驗(yàn)所用的電主軸有兩種型號(hào)，分別為A型和B型。結(jié)構(gòu)簡圖見圖1所示，軸承安裝形式為DBB。表2是兩種電主軸的主要性能參數(shù)。
本試驗(yàn)采用熱電偶測(cè)溫法測(cè)量主軸前端軸承外圈的溫升，又利用PDD測(cè)量高速電主軸前、后端的振動(dòng)頻譜，分析兩種軸承對(duì)電主軸運(yùn)轉(zhuǎn)精度的影響。

試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果分析

主軸軸承的高速性能根據(jù)兩種高速電主軸的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制的溫升特性曲線，由圖2、3可見，A型主軸轉(zhuǎn)速由2000r/min上升至極限30000r/min時(shí)，鋼軸承溫度由4℃上升至35℃；主軸轉(zhuǎn)速由2000r/min上升至轉(zhuǎn)速40000r/min時(shí)，陶瓷球軸承溫度由35℃上升至43℃，為防止溫度過高損壞陶瓷球軸承，停止繼續(xù)升高轉(zhuǎn)速的試驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)中顯示，在相同溫升水平上，即溫升為35℃時(shí)裝有陶瓷球軸承的電主軸轉(zhuǎn)速比鋼軸承型主軸提高約30%。
在B型電主軸中，應(yīng)用陶瓷球軸承，電主軸的實(shí)際轉(zhuǎn)速比使用鋼軸承時(shí)的極限轉(zhuǎn)速相應(yīng)提高約30%～50%。
從上述試驗(yàn)結(jié)果和理論分析可知，陶瓷球軸承比鋼軸承更適用于高速運(yùn)轉(zhuǎn)條件。

主軸軸承的溫升由圖2可見，A型主軸轉(zhuǎn)速小于15000r/min時(shí)，兩種軸承的溫升基本相同。當(dāng)轉(zhuǎn)速大于15000r/min時(shí)，陶瓷球軸承的溫升明顯低于鋼軸承。鋼軸承溫升增長率比陶瓷球軸承的快。

由圖3可以看出，B型主軸的軸承溫升的總體變化趨勢(shì)與A型電主軸相似。但主軸轉(zhuǎn)速較低時(shí)，陶瓷球軸承的溫升略高于鋼軸承，溫升增長率比鋼軸承小。當(dāng)轉(zhuǎn)速n>17000r/min時(shí)，才能顯示出陶瓷球軸承的低溫升特性。脂潤滑條件下陶瓷球軸承的運(yùn)轉(zhuǎn)速度和油霧潤滑時(shí)鋼軸承的運(yùn)行速度相當(dāng)。實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，B型陶瓷球軸承達(dá)到熱平衡時(shí)的溫升和所需時(shí)間，與A型鋼球軸承達(dá)到熱平衡時(shí)的溫升和所需時(shí)間相近。

圖2 A型電主軸的溫升特性

圖3 B型電主軸的溫升特性

圖4 電主軸不同供油條件下的溫升特性

圖4所示是B型不同供油量條件下的主軸軸承的溫升曲線，從中可見，陶瓷球軸承最低時(shí)所需求的供油量低于鋼軸承，并且當(dāng)突然中斷供油時(shí)，陶瓷球軸承能維持一段時(shí)間的正常工作，而鋼軸承在較短時(shí)間內(nèi)就會(huì)燒壞。

由上述可知，不論用油霧潤滑還是脂潤滑，在高速或潤滑不足時(shí)，陶瓷球軸承的溫升都小于鋼軸承，陶瓷球軸承的壽命高于鋼軸承。分析認(rèn)為：①由于HIPSN陶瓷球產(chǎn)生的離心力和陀螺力矩小，使陶瓷球軸承發(fā)熱量少。②軸承在裝配時(shí)需要預(yù)緊，預(yù)緊力越大，變形和發(fā)熱越多，軸承溫升也越快。軸承高速運(yùn)轉(zhuǎn)下，軸承承受的總負(fù)荷包括初期預(yù)緊力和軸承內(nèi)部負(fù)荷。內(nèi)部負(fù)荷由離心力和熱膨脹差引起的。軸承工作時(shí)的預(yù)緊力大于裝配時(shí)的原始預(yù)緊力，從而使摩擦發(fā)熱增加，軸承溫升增大。由于HIPSN陶瓷材料的熱膨脹系數(shù)僅為軸承鋼的25%，故當(dāng)轉(zhuǎn)速提高時(shí)，陶瓷球軸承的溫升值比鋼軸承小得多。資料表明，陶瓷球軸承的內(nèi)圈材料采用熱膨脹系數(shù)比軸承鋼小20%的不銹鋼、滲碳鋼等材料，可以有效降低軸承的溫升。

主軸振動(dòng)頻譜分析使用高靈敏度的壓電晶體傳感器，運(yùn)用離散傅立葉原理進(jìn)行信號(hào)交換計(jì)算，圖5、6是利用PDB測(cè)得的A型電主軸振動(dòng)頻譜。由圖5可見，電主軸前端振動(dòng)加速度波動(dòng)較大，導(dǎo)致電主軸的運(yùn)轉(zhuǎn)精度降低、剛度下降。由圖6可見，裝有陶瓷球軸承的電主軸前端振動(dòng)加速度變化極小，主軸運(yùn)轉(zhuǎn)的動(dòng)態(tài)精度高。對(duì)比兩種類型電主軸表明，使用陶瓷球軸承，可以有效減少電主軸的振動(dòng)，提高電主軸的運(yùn)轉(zhuǎn)精度和剛度。

圖5 裝有鋼軸承電主軸前端振動(dòng)頻

圖6 裝有陶瓷球軸承電主軸前端振動(dòng)頻

3 結(jié)束語

以上理論與實(shí)驗(yàn)分析表明：

在相同條件下，陶瓷球軸承比鋼軸承更適用于高速運(yùn)轉(zhuǎn)條件。將陶瓷球軸承應(yīng)用于高速主軸單元的設(shè)計(jì)、制造中，可以有效提升主軸的極限轉(zhuǎn)速，減少高速主軸的振動(dòng)，提高主軸的運(yùn)轉(zhuǎn)精度和剛度。
應(yīng)用陶瓷球軸承可以延長電主軸的使用壽命，簡化與之配套的潤滑系統(tǒng)。但要解決低速運(yùn)轉(zhuǎn)條件下，陶瓷球軸承剛滲碳鋼軸承外圈淬火后加工余量的確定度差、精度低的問題。

滲碳鋼軸承外圈淬火后加工余量的確定

滲碳鋼軸承套圈壓模淬火后，大多出現(xiàn)收縮現(xiàn)象。在工件脫模后又繼續(xù)收縮，我們稱這種收縮為“彈性回縮”。彈性回縮量不容忽視，它是確定車削后的余量及磨盤大小的關(guān)健，合理確定產(chǎn)品的加工余量至關(guān)重要。本文著重探討：滲碳鋼雙列圓錐軸承外圈工件彈性回縮量的計(jì)算，外滾道車削后的余量確定，淬火后實(shí)際磨量的預(yù)測(cè)計(jì)算，并舉例說明。

1 彈性回縮量的計(jì)算

由生產(chǎn)實(shí)踐得知，滲碳鋼軸承套圈彈性回縮量的大小與工件壁厚、直徑的大小有關(guān)。我們總結(jié)的彈性回縮量的經(jīng)驗(yàn)公式是

d=26B⁴/D³

(1)

式中：B——工件最大壁厚

D——套圈外徑

系數(shù)26是在壓模旋轉(zhuǎn)淬火條件下，經(jīng)多次實(shí)踐數(shù)據(jù)而推得。

式(1)適用外徑在200～300mm范圍內(nèi)的工件。

2 外滾道車削后的余量確定

車削后的余量確定，受彈性回縮盆大小的影響，彈性回縮量越大，余量越小，反之亦然。通過生產(chǎn)實(shí)踐與理論分析得知，外滾道車削后的余量(H?D)₁與工件的厚徑比有關(guān)，即H?D₁∝D/B。

定量表達(dá)式是

H?D₁=0.042D/B

(2)

系數(shù)0.042是依據(jù)多次實(shí)踐數(shù)據(jù)而推得。

3 淬火后的實(shí)際磨量確定

由實(shí)踐得知。彈性回縮量不會(huì)因?yàn)檐囅骱蟮挠嗔康奈⒘吭鰷p而變化，因此淬火后的實(shí)際磨量應(yīng)為

H?D₂=H?D₁+d

(3)

4 計(jì)算實(shí)例

已知197726軸承外圈的最大壁厚B=18.85mm，外徑D=230.9mm,原來取外滾道車削后的余量?D₁=0.65，試求合理的車削后的余量及淬火后的磨量，并驗(yàn)證原取值的合適性。

解：由式(1)得彈性回縮量

d=26B⁴/D³=26×18.85⁴/230.9³=0.266

由式(2)得車削后的余量

H?D₁=0.042D/B=0.042×230.9/18.85=0.514

由式(3)得淬火后的實(shí)際磨量

H?D₂=H?D₁+d=0.266+0.514=0.78

而這種規(guī)格的軸承外圈原外滾道車削后的余盆取值?D₁=0.65，淬火后實(shí)測(cè)磨量是0.9，與計(jì)算結(jié)果0.78相差較大，因此原取值是不合適的。后余量取?D₁=0.5,淬火后實(shí)測(cè)磨量為0.76，計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)情況很接近說明后者取值較合理。

值得指出的是淬火壓模的尺寸應(yīng)與車工圖的尺寸相同，實(shí)踐證明以滲碳鋼軸承套圈淬火時(shí)的收縮量作為整形量足以達(dá)到整形效果。

磨床靜壓軸承維修中的幾點(diǎn)經(jīng)驗(yàn)

靜壓軸承以其高的回轉(zhuǎn)精度、剛性好、承載力高、無磨損、耐用度高而廣泛用于M210、M131W、3160A磨床以及2A710、FYT10金剛鏜頭。隨著數(shù)控技術(shù)的發(fā)展，靜壓軸承也廣泛用于加工中心等數(shù)控機(jī)床的主軸。一拖股份公司第一發(fā)動(dòng)機(jī)廠，有許多靜壓磨床和靜壓金剛鏜頭，在維修中進(jìn)行了一些探索和嘗試，取得了幾點(diǎn)經(jīng)驗(yàn)。

小孔節(jié)流器(1)將內(nèi)部節(jié)流改為外部節(jié)流，并加裝壓力表即時(shí)顯示上下腔壓力。使維修保養(yǎng)方便，特別是可以很容易地定期清洗，這是內(nèi)部節(jié)流器無法比擬的。(2)節(jié)流比。節(jié)流比β的理論值是1.2～1.5之間，而根據(jù)多年的經(jīng)驗(yàn)以1.25為佳。這樣在維修中，需要對(duì)主軸的幾何精度、前后軸瓦的幾何精度、同軸度、圓度及錐度進(jìn)行嚴(yán)格控制，以便保證β值。根據(jù)機(jī)床的承載能力確定e值(主軸與軸瓦幾何中心的偏心量)，使β值最佳。(3)各油腔在不裝主軸時(shí)，各個(gè)出油口的油柱必須一致(觀察法)，若不一致，應(yīng)采取改變節(jié)流器孔徑的方法，改變其流量。以4腔為例，一般下、左、右腔的油柱在20～25mm之間，小孔直徑為0.25～0.4mm。
薄膜反饋節(jié)流器薄膜反饋節(jié)流軸承剛度是很大的，但機(jī)床在運(yùn)行中也常出現(xiàn)抱瓦、拉毛、掉壓等現(xiàn)象。薄膜反饋?zhàn)铌P(guān)鍵的是薄膜，實(shí)踐中認(rèn)為，軸瓦抱死、拉毛的主要原因是：①薄膜塑性變形所致；②反饋慢。外載突變時(shí)，薄膜還沒反應(yīng)時(shí)，軸與瓦已經(jīng)摩擦了；③薄膜疲勞。薄膜使用時(shí)間長，疲勞變形，相當(dāng)于改變了反饋參數(shù)。增加薄膜的厚度和改用一些耐疲勞的材料，均可收到良好效果。一般是采用剛性膜、預(yù)加載荷、預(yù)留縫隙的方法。具體作法是：將1.4mm厚的膜改為4mm厚剛性膜，在下腔墊0.05mm厚的錫箔紙，使主軸調(diào)整到比理想位置高0.05mm的位置。目的是當(dāng)主軸受力(砂輪重量、切削力)后，恰好返回到理想中心。
供油系統(tǒng)的改進(jìn)靜壓軸承供油系統(tǒng)中，除粗濾、精濾外，其余各元件對(duì)靜壓軸承具有保護(hù)作用。在原系統(tǒng)基礎(chǔ)上對(duì)供油系統(tǒng)進(jìn)行改進(jìn)。(1)在節(jié)流板后的出油口接壓力繼電器和壓力表(原來在蓄能器前面)，這樣可使操作人員看見腔壓與進(jìn)口壓力的大小。當(dāng)其壓差大于一定值時(shí)，以便立即停機(jī)，以免軸瓦抱死。如：進(jìn)口壓力2MPa，出口腔壓1.2～1.6MPa，低于1.2MPa就要停機(jī)。(2)增加數(shù)字檢測(cè)裝置靜壓軸承的主軸與軸瓦之間有0.04～0.05mm的間隙，其間的油液有一定的電阻值，檢測(cè)這一阻值的變化，就可以得知期間隙的大小。以主軸為一極，軸瓦為另一極，測(cè)量其阻值變化。將此信號(hào)處理后發(fā)至光電報(bào)警器和控制系統(tǒng)放大器，控制主軸電機(jī)的啟停，以此來避免軸與瓦的摩擦。

磨削軸承內(nèi)圈溝道的工藝參數(shù)對(duì)圓度的影響規(guī)律

摘要:文章論述磨削內(nèi)圈溝道圓度的幾何特征，分析其影響因素及其內(nèi)在聯(lián)系，確定磨削內(nèi)圈溝道圓度建模的試驗(yàn)因素，按混合型正交表進(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì)，考慮因素間交互效應(yīng)，通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)逐步回歸建模，建立磨削圓度與工藝參數(shù)關(guān)系的數(shù)學(xué)模型，并以三維曲面直觀地表示磨削工藝參數(shù)對(duì)圓度的影響情況，進(jìn)一步分析圓度數(shù)學(xué)模型，得出幾點(diǎn)有實(shí)用價(jià)值的結(jié)論。

1 前言

圖1 軸承內(nèi)圈溝道外圓

滾動(dòng)軸承內(nèi)圈溝道圓度是一項(xiàng)重要的質(zhì)量指標(biāo)，直接影響軸承的工作精度、平穩(wěn)性和使用壽命。磨削通常是內(nèi)圈溝道的半精加工或精加工工序，對(duì)成品內(nèi)圈溝道的圓度起決定性作用，內(nèi)圈溝道磨削的圓度除了取決于磨削工藝系統(tǒng)的精度和動(dòng)態(tài)特性外，還與磨削的工藝參數(shù)密切相關(guān)。前者，已為許多學(xué)者所重視，并進(jìn)行了大量的研究，從而大大改善了磨削內(nèi)圈溝道的圓度。隨著磨削工藝系統(tǒng)精度的提高和動(dòng)態(tài)特性的改善，磨削工藝參數(shù)成為影響圓度的主要因素，因此研究磨削工藝參數(shù)對(duì)圓度的影響規(guī)律，對(duì)合理選擇工藝參數(shù)，確保軸承溝道的磨削圓度，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)磨削軸承溝道的工藝參數(shù)優(yōu)化，有重要意義。圖1 是磨削軸承內(nèi)圈溝道截面實(shí)際輪廓與理想輪廓的誤差情況，可表示為幾何形狀誤差

?R_w(F)=R_w(F)-R_w0

(1)

式中，R_w(F)為實(shí)際工件輪廓半徑，R_w0為理想工件輪廓半徑。圖中，O₁、O₂分別是工件的幾何形狀中心和測(cè)量回轉(zhuǎn)中心。

輪廓誤差?R_w(F)是F的周期性函數(shù)，可用付立葉級(jí)數(shù)表示成

?R_w(F)=	x₀	+∞ Σ i=1	x_icos(iF+F_i)

	2

(2)

式中:x_i(i=0，1，……)為諧波幅值：F、F_i為諧波相位角：x₀/2代表加工尺寸誤差，也是誤差函數(shù)R_w(F)的平均值。式(2)中，一次諧波x₁cos(F+F₁)對(duì)應(yīng)內(nèi)圈溝道外圓幾何中心相對(duì)測(cè)量回轉(zhuǎn)中心的偏心：二次至十五次諧波x_icos(iF+F_i)(2≤i≤15)對(duì)應(yīng)的就是軸承溝道外圓的圓度。

2 圓度的影響因素分析

軸承內(nèi)圈溝道通常采用變進(jìn)給速度切入磨削方式，其磨削循環(huán)可分為:工件快速趨近、粗進(jìn)給、細(xì)進(jìn)給和無進(jìn)給磨削四個(gè)階段。影響磨削軸承溝道圓度的主要因素可歸納為:(1)磨削過程中工藝系統(tǒng)的精度，這取決于磨床的精度和夾具的定位原理、結(jié)構(gòu)參數(shù)及精度：(2)工藝系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性，特別是砂輪的平衡狀態(tài)：在修整和磨削過程中，砂輪不平衡，會(huì)引起強(qiáng)迫振動(dòng)，由于修整砂輪時(shí)修整器和砂輪的相對(duì)位置與磨削時(shí)工件和砂輪的相對(duì)位置的差異，以及這兩種不同情況下工藝系統(tǒng)剛度的不同使振動(dòng)造成磨削的工件表面不圓：而磨削工藝參數(shù)會(huì)影響砂輪與工件的接觸剛度、砂輪的磨損過程以及工藝系統(tǒng)振動(dòng)的阻尼特性，從而影響磨削過程的振動(dòng)特性，最終反映在磨削工件的幾何形狀(即圓度)和其他表面質(zhì)量上：(3)工藝系統(tǒng)的彈性變形引起的工件原始誤差復(fù)映：分析磨削循環(huán)工件幾何形狀誤差變化規(guī)律可知，磨削后的工件幾何形狀誤差復(fù)映主要取決于工藝系統(tǒng)剛度、磨削工藝參數(shù)、砂輪磨損速度以及工件原始誤差?。綜合考慮以上影響因素，當(dāng)工藝系統(tǒng)剛度和動(dòng)態(tài)特性一定時(shí)(尤其砂輪必須經(jīng)過良好的平衡)，磨削工件的圓度誤差主要取決于磨削工藝參數(shù)，因此可通過對(duì)磨削圓度試驗(yàn)數(shù)據(jù)的逐步回歸建模，從多工藝參數(shù)中挑選重要參數(shù)，逐步引入回歸方程，從而建立磨削圓度與工藝參數(shù)關(guān)系的最優(yōu)回歸方程。

3 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)因素水平表
水平	因素
水平	V_w (m/min)	a₁ (µm/r)	a₂ (µm/r)	S_d (mm/r)	t_d (mm)	T (mm³/mm)	L₂ (mm)
1	30	4	0.5	0.1	0.01	1T₀	0.025
2	50.5	8	1	0.2	0.02	5T₀
3	83	12	1.8	0.3	0.03	10T₀	0.04
注:表中T₀為單件單位磨削寬度磨除工件體積，本試驗(yàn)T₀=7.07mm³/mm。

根據(jù)前面對(duì)磨削工件圓度影響因素的分析，兼顧工廠生產(chǎn)條件和設(shè)備性能的限制，把砂輪和磨削液的性能、砂輪線速度V_s、機(jī)床剛度和動(dòng)態(tài)特性以及光磨時(shí)間作為不變因素，在磨削試驗(yàn)過程中盡量保持穩(wěn)定。本研究選擇的試驗(yàn)因素:修整砂輪的導(dǎo)程S_d，每次行程修整砂輪深度t_d，工件線速度V_w，粗進(jìn)給工件每轉(zhuǎn)磨削深度a₁，細(xì)進(jìn)給工件每轉(zhuǎn)磨削深度a₂，細(xì)進(jìn)給行程L₂，單位磨削寬度磨除金屬體積T。各工藝參數(shù)除細(xì)進(jìn)給行程L₂取2水平外，其余均取，水平，考慮工藝參數(shù)間交互效應(yīng)，按混合型正交表進(jìn)行試驗(yàn)。同時(shí)為了反映不同工件直徑引起砂輪等效直徑變化對(duì)磨削圓度的影響，以分別對(duì)208、308 和306 軸承進(jìn)行磨削試驗(yàn)，并測(cè)量磨削工件的圓度。試驗(yàn)因素水平見右上表。

試驗(yàn)條件:(1)機(jī)床為3MZ1310:全自動(dòng)高速軸承內(nèi)圈溝道磨床：(2)工件定位方式為雙圓弧動(dòng)支承：(3)砂輪為GB100ZR2A，直徑d_s=560mm，轉(zhuǎn)速ns=1600r/min：(4)修整工具為單顆金剛石修整器，光修一次：(5)光磨時(shí)間2.5s，普通乳化液冷卻液：(6)圓度測(cè)量儀Taylor-HOBSON：(7)磨削工件為208、306、308軸承內(nèi)圈外溝道，直徑d_w=48.1、40、51mm，材料GCr15，硬度60～65HRC。

4 磨削圓度與工藝參數(shù)關(guān)系的建模

數(shù)學(xué)模型假設(shè)

磨削內(nèi)圈溝道圓度的逐步回歸建模
利用磨削試驗(yàn)后實(shí)測(cè)內(nèi)圈溝道的圓度數(shù)據(jù)，對(duì)上述式(3)線性化的響應(yīng)函數(shù)式(4)進(jìn)行逐步回歸，即引入重要因素，剔除次要因素(注:F檢驗(yàn)臨界值取F_a=0.4)，直到既不能剔除，又無法再引進(jìn)變量的情況下逐步回歸計(jì)算結(jié)束。定出響應(yīng)函數(shù)式(4)各自變量系數(shù)的值，再將線性化后的響應(yīng)函數(shù)代換復(fù)原，便可得到磨削工藝參數(shù)與圓度關(guān)系的數(shù)學(xué)模型為

R₀=0.0623V_w^0.442a₁^3.262L₂^0.201D_e^1.08T^b1S_d^b2a₂^b3t_d^b4

b₁=-0.335lna₁-0.368lnS_d

b₂=4.833+1.161lna₁+2.178lnS_d

b₃=-0.233lna₁

b₄=-0.441lnS_d

(5)

標(biāo)準(zhǔn)離差s=0.36，相關(guān)系數(shù)g=0.94，F(xiàn)=26>F_a=0.4
從所建立模型的相關(guān)系數(shù)和方差分析F檢驗(yàn)值可知，擬合效果比較滿意，模型是可行的。
根據(jù)前面對(duì)磨削圓度影響因素分析，考慮工藝參數(shù)間可能存在的交互效應(yīng)，可假設(shè)磨削圓度的數(shù)學(xué)模型是

R₀= KV_w^a₁a₁^a₂L₂^a₃D₄^a₄T_w^b₁S_d^b₂a^b₂₃t_d^b₄

b₁=p₁+lnV_w^b₁a₁^b₂T^b₃S_d^b₄a₂^b₅D_e^b₆

b₂=p₂+c₁lna₁+c₂lnS_d

b₃=p₃+dlna₁

b₄=p₄+f₁lnS_d+f₂lnt_d

(3)

式中R₀代表圓度值，其余為工藝參數(shù)和待定常數(shù)，砂輪等效直徑D_e=d_sd_w/(d₃+d_w)。
通過對(duì)式(3)兩邊取對(duì)數(shù)并進(jìn)行變量代換后，可線性化為

y=B₀+B₁x₁+B₂x₂+……+B₁₉x₁₉ (4)

5 結(jié)果與討論

(注:a₁=8µm/r，a₂=1.5µm/r，V_w=50.5m/min，L₂=0.03mm，D_e=45mm，T=58mm³/mm) 圖2 R₀隨S_d、t_d的變化情況	(注:S_d=0.15mm/r，t_d=0.02mm，V_w=50.5m/min，L₂=0.03mm，D_e=45mm，T=58mm³/mm) 圖3 R₀隨a₁、a₂的變化情況
(注:S_d=0.15mm/r，t_d=0.02mm，a₁=8µm/r，a₂=1.5µm/r，D_e=45mm，L₂=0.03mm) 圖4 R₀隨V_w、T的變化情況	(注:S_d=0.15mm/r，t_d=0.02mm，a₁=8µm/r，a₂=1.5µm/r，V_w=50.5m/min，T=58mm³/mm) 圖5 R₀隨D_e、L₂的變化情況

圖2表示修整砂輪的導(dǎo)程和深度與磨削圓度R₀的關(guān)系。圖中，當(dāng)S_d<0.16mm/r時(shí)，隨著修整導(dǎo)程S_d的減小，磨削的圓度增大：但是當(dāng)S_d>0.16mm/r時(shí)，磨削的圓度隨修整導(dǎo)程的增大而增大，在S_d=0.16mm/r處，圓度達(dá)極小值。隨著砂輪修整深度的增大，磨削的圓度遞增。
圖3表示粗進(jìn)給和細(xì)進(jìn)給磨削深度與磨削圓度的關(guān)系。從圖中可知，粗進(jìn)給和細(xì)進(jìn)給磨削深度的增大，均使磨削的圓度以不同程度減小，其中隨粗進(jìn)給磨削深度a₁的增大，磨削圓度減小的幅度與細(xì)進(jìn)給磨削深度a₂有關(guān)，a₂越大，圓度減小的幅值也越大。
圖4表示工件線速度V_w和單位磨除金屬體積T與磨削圓度的關(guān)系。磨削的圓度隨工件線速度的增大而增大，而單位磨除金屬體積的變化對(duì)磨削的圓度沒有明顯影響。說明在砂輪正常磨損階段，砂輪表面的鋒利狀態(tài)不影響圓度。
圖5表示等效砂輪直徑D_e和細(xì)進(jìn)給行程L₂與磨削圓度R₀的關(guān)系。顯然，細(xì)進(jìn)給行程和等效砂輪直徑D_e的增大，均使磨削的圓度增大。這與第二點(diǎn)的結(jié)論一致。

最后需要指出的是:砂輪不平衡或其他因素引起的機(jī)床振動(dòng)，會(huì)嚴(yán)重影響磨削工件的圓度。保持機(jī)床良好的工作狀態(tài)和砂輪良好的平衡，是前面所擬合的圓度數(shù)學(xué)模型適用的前提條件。此外，砂輪硬度、組織以及磨粒粒度和磨料種類不同，還有冷卻液成分不同，都會(huì)對(duì)磨削的圓度產(chǎn)生一定的影響。M1083A無心磨床砂輪架主軸軸承研死原因分析及其修復(fù)

生產(chǎn)使用的金切設(shè)備中，有一臺(tái)海寧機(jī)床廠生產(chǎn)的M1083A 無心外圓磨床。該設(shè)備的特點(diǎn)是剛性好、生產(chǎn)效率高、設(shè)備使用性能良好，能適應(yīng)大批量生產(chǎn)的需要。其磨削輪、導(dǎo)輪主軸前、后軸承均采用薄膜反饋靜壓軸承，軸承為四油腔對(duì)稱結(jié)構(gòu)。該設(shè)備最近出現(xiàn)了砂輪架主軸靜壓軸承副研死故障，我們對(duì)其進(jìn)行了成功的修復(fù)。下面結(jié)合修理過程對(duì)設(shè)備發(fā)生故障的原因，靜壓軸承副修復(fù)工藝加以總結(jié)。

1 故障原因分析

砂輪架主軸(磨削輪主軸)軸承研死的原因主要在兩個(gè)方面:第一是潤滑油泵送油油路的阻塞：第二是進(jìn)入軸承油腔主油路的阻塞。這兩個(gè)原因?qū)⒅苯訉?dǎo)致進(jìn)入軸承油腔的潤滑油油量不足或油壓不夠而導(dǎo)致砂輪架主軸啟動(dòng)時(shí)軸承副發(fā)生研死故障。

送油油路的阻塞主要是在濾油器處。M1083A送油路上共有三重濾油器，特別是精濾器易被堵塞或?yàn)V芯紙質(zhì)溶化致使送油壓力下降，油量不足，使油壓過低，而同時(shí)主軸啟動(dòng)電器互鎖系統(tǒng)失靈，導(dǎo)致靜壓軸承副研死。

進(jìn)入軸承油腔的油路阻塞主要是在薄膜反饋節(jié)流閥間隙處。間隙嚴(yán)重阻塞時(shí)，進(jìn)入油腔的油量很少，油壓很低，主軸不能很好地在軸承中浮起，若扳動(dòng)磨削輪則轉(zhuǎn)不動(dòng)或很重，此時(shí)一旦啟動(dòng)磨削主軸則同樣引起靜壓軸承副研死。

1.2-Ø105mm處與軸承配合間隙0.055～0.060mm
2.2-Ø105mm橢圓度、錐度允差0.002mm

M1083A砂輪架主軸簡圖

M1083A砂輪架主軸零件如右圖。

2 修復(fù)工藝

我們將砂輪主軸拆下后，發(fā)現(xiàn)故障主要在主軸前軸承，后軸承則無明顯研死痕跡。首先我們用千分尺對(duì)主軸前軸頸進(jìn)行精確測(cè)量，實(shí)際尺寸為Ø105-0.008-0.007mm，用內(nèi)徑千分表測(cè)得軸承內(nèi)孔直徑為Ø105+0.048+0.051mm，由此可知其配合間隙在0.055～0.059mm之間，而靜壓軸承副的配合間隙要求為0.006D(D為主軸軸頸公稱尺寸)，M1083A主軸軸頸D=105mm，其配合間隙技術(shù)要求應(yīng)為0.063mm。設(shè)計(jì)要求的配合間隙為0.055～0.060mm，經(jīng)過實(shí)際測(cè)量尺寸可知其基本能滿足主軸與軸承之間的配合間隙要求。主軸軸頸圓度誤差為0.001mm，滿足圖紙要求的0.002mm圓度允差，從而保證了設(shè)備主軸部件的回轉(zhuǎn)精度及剛度。

從拆下的主軸上可以看出，主軸軸頸表面沒有太明顯的傷痕，我們將主軸在C630-1車床上對(duì)主軸軸頸進(jìn)行表面拋光，使其表面達(dá)到Ra0.8µm要求，拋光后對(duì)主軸軸頸進(jìn)行重新測(cè)量，其尺寸為Ø105-0.010-0.008mm。

另外，如果主軸軸頸表面有明顯傷痕，則必須對(duì)主軸軸頸進(jìn)行精磨，以保證表面粗糙度：如果磨削之后，軸頸變小，不能滿足主軸與軸承的配合間隙要求，則必須對(duì)主軸軸頸進(jìn)行可靠的涮鍍修復(fù)，以保證主軸———軸承副的配合間隙達(dá)到技術(shù)要求，否則將嚴(yán)重影響設(shè)備的剛性及正常工作。

檢查軸承內(nèi)孔，發(fā)現(xiàn)前軸承孔上有明顯的摩擦痕跡，而主軸軸頸等通過檢查其各項(xiàng)精度基本在允差范圍內(nèi)，排除了主軸超差因素。同時(shí)檢查潤滑油路發(fā)現(xiàn)油路堵塞嚴(yán)重。在主軸軸頸拋光達(dá)到要求的表面粗糙度后，對(duì)軸承內(nèi)孔的修復(fù)則較為復(fù)雜，不易操作，精度不好保證。我們先根據(jù)主軸軸頸Ø105-0.010-0.008mm尺寸及要求的主軸與軸承之間的配合間隙0.063mm設(shè)計(jì)制作一直徑為Ø105+0.038+0.040mm檢驗(yàn)心軸，其錐度、圓度允差為0.002mm，作為最終檢查工具，同時(shí)設(shè)計(jì)、制作了研Ø105+0.038+0.040mm心棒能較順利插入軸承內(nèi)孔且用丹粉檢查心棒與軸承內(nèi)孔接觸均勻時(shí)軸承內(nèi)孔的修復(fù)就基本完成。最后，還要用內(nèi)徑千分表精確校驗(yàn)軸承內(nèi)孔尺寸。

用心棒檢驗(yàn)內(nèi)孔的優(yōu)點(diǎn)是心棒較小，在研磨內(nèi)孔時(shí)，可以隨時(shí)測(cè)量，而主軸相對(duì)太大、太重，不易搬動(dòng)。再則用心棒檢測(cè)，避免了主軸不必要的磕碰傷。

在研磨軸承內(nèi)孔時(shí)，要注意勤測(cè)量，反復(fù)修研，反復(fù)測(cè)量，直至達(dá)到各方面要求為止。應(yīng)當(dāng)注意的是，在修復(fù)研死的軸承孔時(shí)，決不能用刮刀刮削軸承內(nèi)孔，這樣極易使前、后軸承孔同軸度及所修軸承孔粗糙度超差，同時(shí)在所修軸承孔內(nèi)面上留下因刮削而產(chǎn)生的坑洼，在設(shè)備修復(fù)運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)破壞主軸——軸承副壓力區(qū)的建立。

在主軸軸頸、軸承孔修復(fù)完成后，需要對(duì)潤滑油路的所有液壓元件及油池進(jìn)行徹底的清洗。特別是薄膜反饋節(jié)流閥應(yīng)用干凈煤油進(jìn)行多次反復(fù)分解、清洗，在保證其原始間隙G0=0.07mm及潤滑系統(tǒng)供油壓力P=1MPa前提下，其四個(gè)出油口壓力相等。在沒有阻滯的情況下，用手輕輕地轉(zhuǎn)動(dòng)主軸砂輪手感比較輕松，才可啟動(dòng)砂輪主軸，否則必須重新對(duì)薄膜反饋系統(tǒng)進(jìn)行分解、清洗。砂輪主軸啟動(dòng)后，不能急于施加負(fù)荷，必須經(jīng)過至少4h的連續(xù)空運(yùn)轉(zhuǎn)無異常情況發(fā)生時(shí)，才可以使之投入生產(chǎn)。至此，該靜壓軸承副研死故障已經(jīng)全部排除

陶瓷球軸承在高速主軸單元中的應(yīng)用研究

摘要：介紹了陶瓷球軸承的特點(diǎn)及其在數(shù)控機(jī)床高速主軸單元中的應(yīng)用現(xiàn)狀。通過實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)比分析了兩種類型主軸單元的溫升、振動(dòng)特性，為HIPSN陶瓷球軸承的實(shí)際應(yīng)用提供了一定的技術(shù)依據(jù)。

超高速切削是以優(yōu)質(zhì)、高效為特征的先進(jìn)制造技術(shù)，它可以帶動(dòng)高速切削機(jī)理、高速主軸單元、高加減速直線進(jìn)給電動(dòng)機(jī)、高性能控制系統(tǒng)等一系列相關(guān)單元技術(shù)的發(fā)展。高速主軸單元的支承核心是高速主軸軸承。陶瓷軸承以其耐高速、重量輕、壽命長等優(yōu)良性能，在數(shù)控機(jī)床高速主軸單元中被廣泛應(yīng)用。

1 高速主軸單元與主軸軸承

高速主軸單元是實(shí)現(xiàn)高速加工的關(guān)鍵技術(shù)之一，也是高速加工機(jī)床的關(guān)鍵部件。高速主軸單元的核心是高速精密軸承，其性能直接影響主軸單元的工作性能。隨著速度的提高，軸承的溫度升高，振動(dòng)和噪聲增大，壽命降低。因此，提高主軸轉(zhuǎn)速的前提是研制開發(fā)出性能優(yōu)越的高速主軸軸承。目前，在高速主軸單元中，主軸的支承主要采用磁浮軸承、液體動(dòng)靜壓軸承、陶瓷球軸承三種形式。磁浮軸承的高速性能好、精度高，容易實(shí)現(xiàn)診斷和在線監(jiān)控。但實(shí)踐表明，這種軸承由于電磁測(cè)控系統(tǒng)過于復(fù)雜，至今未能得到廣泛應(yīng)用。液體動(dòng)靜壓軸承綜合了液體靜壓軸承和液體動(dòng)壓軸承的優(yōu)點(diǎn)，但這種軸承必須根據(jù)具體機(jī)床專門進(jìn)行設(shè)計(jì)，單獨(dú)生產(chǎn)，標(biāo)準(zhǔn)化程度低，維護(hù)保養(yǎng)也困難。

目前，應(yīng)用最多的高速主軸軸承還是混合陶瓷球軸承，即滾動(dòng)體使用熱壓或熱等靜壓Si₃N₄陶瓷球，軸承套圈仍為鋼圈。這種軸承標(biāo)準(zhǔn)化程度高，價(jià)格低，對(duì)機(jī)床改動(dòng)小，便于維護(hù)保養(yǎng)，特別適合高速運(yùn)行場(chǎng)合。它的d·n值已超過2.7×10⁶。為了增加軸承的使用壽命，可增加滾道的耐磨性，對(duì)滾道進(jìn)行涂層處理或其他表面處理。

2 試驗(yàn)研究

試驗(yàn)條件

試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果分析

存在的問題與對(duì)策

本次試驗(yàn)所用陶瓷球軸承參數(shù)如表1所示。所用陶瓷球的材料為HIPSN(熱等靜壓Si₃N₄)，精度等級(jí)是G3級(jí)，裝配時(shí)球與套圈按規(guī)定值精細(xì)選配。該軸承采用“小珠密珠”結(jié)構(gòu)，并使用外圈薄形保持架。試驗(yàn)中所用鋼軸承與陶瓷球軸承具有相同的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

表1 試驗(yàn)用陶瓷球軸承結(jié)構(gòu)參數(shù)
型號(hào)	外觀尺寸(mm)	球徑(mm)	球數(shù)	原始接觸角	陶瓷球材料	保持架材料	套圈材料
B7007CY	35×62×14	7.144	16	15	HIPSN	樹脂	GCr15

試驗(yàn)所用的電主軸有兩種型號(hào)，分別為A型和B型。結(jié)構(gòu)示意見圖1，軸承安裝形式為DBB。表2是兩種電主軸的主要性能參數(shù)。

表2 電主軸的主要性能參數(shù)
型號(hào)	極限轉(zhuǎn)速(r/min)	主軸直徑(mm)	輸出功率(kW)	潤滑方式
A型	30000	35	4.5	油霧
B型	24000	35	4.5	脂

圖1 高速主軸單元結(jié)構(gòu)簡圖
圖2 A型高速電主軸的溫升特性	圖3 B型高速電主軸的溫升特性

本試驗(yàn)采用熱電偶測(cè)溫法測(cè)量主軸前端軸承外圈的溫升。又利用PDB測(cè)量高速電主軸前、后端的振動(dòng)頻譜。分析兩種軸承對(duì)電主軸運(yùn)轉(zhuǎn)精度的影響。

主軸軸承的溫升

圖2、3是根據(jù)兩種高速電主軸的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制的溫升特性曲線。由圖2可見，A型主軸轉(zhuǎn)速低于15000r/min時(shí)，兩種軸承的溫升基本相同。當(dāng)轉(zhuǎn)速高于15000r/min時(shí)，陶瓷球軸承的溫升明顯低于鋼軸承。鋼軸承溫升增長率比陶瓷球軸承的快。

A型主軸轉(zhuǎn)速由2000r/min上升至極限轉(zhuǎn)速30000r/min時(shí)，鋼軸承溫度由4℃上升至35℃；主軸轉(zhuǎn)速由35000r/min上升至40000r/min時(shí)，陶瓷球軸承溫度由35℃上升至43℃，為防止溫度過高損壞陶瓷球軸承，停止繼續(xù)升高轉(zhuǎn)速。在相同溫升水平上，即溫升為35℃時(shí)，裝有陶瓷球軸承的電主軸轉(zhuǎn)速比鋼軸承電主軸提高約17%。

由圖3可以看出，B型主軸軸承溫升的總體變化趨勢(shì)與A型電主軸相似。但主軸轉(zhuǎn)速較低時(shí)，陶瓷球軸承的溫升略高于鋼軸承，溫升增長率比鋼軸承小。當(dāng)轉(zhuǎn)速n>17000r/min時(shí)，才能顯示出陶瓷球軸承的低溫升特性。脂潤滑條件下陶瓷球軸承的運(yùn)轉(zhuǎn)速度和油霧潤滑時(shí)鋼軸承的運(yùn)行速度相當(dāng)。實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，B型陶瓷球軸承達(dá)到熱平衡時(shí)的溫升和所需時(shí)間，與A型鋼球軸承達(dá)到熱平衡時(shí)的溫升和所需時(shí)間相近。

由上述可知，不論用油霧潤滑還是脂潤滑，在高速或潤滑不足時(shí)，陶瓷球軸承的溫升都小于鋼軸承。分析認(rèn)為：(1)HIPSN的密度僅為軸承鋼的40%。由于陶瓷球產(chǎn)生的離心力和陀螺力矩小，使陶瓷球軸承發(fā)熱量少。(2)陶瓷和鋼組成的摩擦副的摩擦系數(shù)比鋼和鋼組成的摩擦副的摩擦系數(shù)小，產(chǎn)生的熱量少，溫升也低。(3)軸承在裝配時(shí)需要預(yù)緊，預(yù)緊力越大，變形和發(fā)熱越多，軸承溫升也越快。軸承高速運(yùn)轉(zhuǎn)下，軸承承受的總負(fù)荷包括初期預(yù)緊力和軸承內(nèi)部負(fù)荷。內(nèi)部負(fù)荷由離心力和熱膨脹差引起。在軸承中軸承外圈散熱較好，內(nèi)圈次之，滾動(dòng)體的散熱條件最差，內(nèi)圈和滾動(dòng)體由于溫升而引起的熱膨脹量大于外圈的熱膨脹量，軸承工作時(shí)的預(yù)緊力大于裝配時(shí)的原始預(yù)緊力，從而使摩擦發(fā)熱增加，軸承溫升增大。由于HIPSN陶瓷材料的熱膨脹系數(shù)僅為軸承鋼的25%，故當(dāng)轉(zhuǎn)速提高時(shí)，陶瓷球軸承的溫升值比鋼軸承小得多。資料表明，陶瓷球軸承的內(nèi)圈材料采用熱膨脹系數(shù)比軸承鋼小20%的不銹鋼、滲碳鋼等材料，可以有效降低軸承的溫升。

從上述試驗(yàn)結(jié)果和分析可知，陶瓷球軸承比鋼軸承更適用于高速運(yùn)轉(zhuǎn)條件。

圖4 裝有鋼軸承電主軸前端振動(dòng)頻譜

圖5 裝有陶瓷球軸承電主軸前端振動(dòng)頻譜

主軸振動(dòng)頻譜分析
使用高靈敏度的壓電晶體傳感器，運(yùn)用離散傅立葉原理進(jìn)行信號(hào)變換計(jì)算，圖4、5是利用PDB測(cè)得的A型電主軸振動(dòng)頻譜。由圖4可見，電主軸前端振動(dòng)加速度波動(dòng)較大，導(dǎo)致電主軸的運(yùn)轉(zhuǎn)精度降低、剛度下降。由圖5可見，裝有陶瓷球軸承的電主軸前端振動(dòng)加速度變化極小，主軸運(yùn)轉(zhuǎn)的動(dòng)態(tài)精度高。對(duì)比兩種類型電主軸表明，使用陶瓷球軸承，可以有效地減小電主軸的振動(dòng)，提高電主軸的運(yùn)轉(zhuǎn)精度和剛度。

試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，裝有陶瓷球軸承的兩種類型的電主軸，在轉(zhuǎn)速較低時(shí)，都存在著運(yùn)轉(zhuǎn)初期(低速時(shí))剛度差、精度低的問題。

分析認(rèn)為，主要由軸承間隙和工作預(yù)緊力的變化影響所致。低速時(shí)，預(yù)緊力大，軸承間隙小，剛度高；高速時(shí)，軸承內(nèi)部因高速運(yùn)轉(zhuǎn)產(chǎn)生較大負(fù)荷，兩者疊加，使軸承高速時(shí)實(shí)際預(yù)緊力遠(yuǎn)超過初期預(yù)緊力，導(dǎo)致軸承溫升高，使用壽命低，易出現(xiàn)早期燒結(jié)損傷。因此，為延長軸承壽命，要求陶瓷球軸承的初期預(yù)緊力要小一些。但初期預(yù)緊力過小，主軸啟動(dòng)時(shí)，陶瓷球軸承間隙大，運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)變形大、剛度差。使電主軸振動(dòng)加大，嚴(yán)重影響電主軸的加工精度。

解決方法是研究開發(fā)軸承預(yù)緊力可變換機(jī)構(gòu)。低速時(shí)，陶瓷球軸承預(yù)緊力大，隨著轉(zhuǎn)速的提高，軸承預(yù)緊力逐漸變小，使陶瓷球軸承始終處于良好的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)。主要的措施有兩種：(1)實(shí)施定位置預(yù)緊力變換。(2)重視運(yùn)轉(zhuǎn)精度，低速時(shí)，實(shí)施定位置預(yù)緊；高速時(shí)，采用預(yù)緊力可變換機(jī)構(gòu)。

3 結(jié)論

實(shí)驗(yàn)表明，將陶瓷球軸承應(yīng)用于高速主軸單元的設(shè)計(jì)和制造，可以有效提升主軸的極限轉(zhuǎn)速，減小高速主軸的振動(dòng)，提高主軸的運(yùn)轉(zhuǎn)精度和剛度；可以延長電主軸的使用壽命，簡化與之配套的潤滑系統(tǒng)。并要解決低速運(yùn)轉(zhuǎn)條件下，陶瓷球軸承剛度差、精度低的問題。

機(jī)床用高速主軸軸承技術(shù)

1 高速主軸軸承發(fā)展情況

為了適應(yīng)機(jī)床主軸的高速要求，一般多使用剛性和高速性能優(yōu)良的角接觸球軸承，其次使用圓柱滾子軸承(見表1)。

與此同時(shí)逐步開發(fā)出與之相適應(yīng)的潤滑系統(tǒng)。從表述主軸軸承高速性能的dmN值(dm為軸承節(jié)圓直徑mm，N為轉(zhuǎn)速r/min)來看，脂潤滑條件下dmN值在50×10⁴ 以下。開發(fā)出油氣潤滑后，dmN值已達(dá)到100×10⁴以上。此后在軸承方面又開發(fā)出了滾動(dòng)體為陶瓷的角接觸球軸承，實(shí)現(xiàn)了dmN值為200×10⁴。到90年代開發(fā)出噴射潤滑后，dmN值可達(dá)到300×10⁴。

2 高速主軸軸承技術(shù)

高速角接觸球軸承

陶瓷球角接觸球軸承

新型混合角接觸球軸承

內(nèi)圈為陶瓷的混合角接觸球軸承

從表1可以看出圓錐滾子軸承，單列、雙列圓柱滾子軸承在高速性能方面均劣于角接觸球軸承。角接觸軸承是具有接觸角的軸承，接觸角越大軸向剛度越好，但因?yàn)榍蚺c滾道之間的陀螺滑動(dòng)和自旋滑動(dòng)也大，因此發(fā)熱也會(huì)增加。為了提高速度性能，方法是減小球的大小(或質(zhì)量)，改變溝道的曲率系數(shù)，以減小球的離心力，降低高速運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)產(chǎn)生的內(nèi)部載荷，同時(shí)增加球的數(shù)量以提高剛性。

為了減少球質(zhì)量以提高速度，推出了僅滾動(dòng)體系用氮化硅(Si₃N₄)陶瓷的混合型陶瓷球軸承，其性能比較見表2。

作為高速主軸軸承材料，陶瓷(Si₃N₄)有以下優(yōu)點(diǎn)：

重量輕。由于密度比軸承鋼小，高速旋轉(zhuǎn)時(shí)滾動(dòng)體產(chǎn)生的離心力小，旋轉(zhuǎn)力矩可以減小，因此可以降低溫升，提高壽命。
良好的導(dǎo)熱性使陶瓷材料的滾動(dòng)體在高速運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)不易與金屬產(chǎn)生粘著。在潤滑條件較好的情況下耐燒傷。
熱膨脹小。滾動(dòng)體與內(nèi)圈接觸時(shí)不易發(fā)生預(yù)緊力增加而導(dǎo)致游隙減小，出現(xiàn)燒傷。
由于硬度高、剛性好，軸承的變形小，主軸的剛性也得到提高。

因此，綜上所述，采用陶瓷材料(Si₃N₄)作為滾動(dòng)體，與軸承鋼滾動(dòng)體相比速度可提高約25%～35%，壽命可提高約3倍。

在高速旋轉(zhuǎn)時(shí)，內(nèi)圈由于離心力而產(chǎn)生膨脹，與滾動(dòng)體接觸應(yīng)力變大，使內(nèi)部預(yù)載荷增加、游隙變小、發(fā)熱增加。針對(duì)此問題，最近開發(fā)出內(nèi)圈為不銹鋼的新型混合陶瓷球軸承。由于不銹鋼的線膨脹系數(shù)比軸承鋼小20%，因而能進(jìn)一步控制軸承在高速旋轉(zhuǎn)時(shí)因內(nèi)圈膨脹而造成的預(yù)載荷增加。在潤滑條件充分，固定預(yù)載荷下dmN值可提高1.2倍。

近來有資料介紹，在定位預(yù)載緊的情況下，內(nèi)圈也使用陶瓷材料的混合型角接觸球軸承。因?yàn)閮?nèi)圈也使用陶瓷材料，軸承內(nèi)徑或滾道離心膨脹小，預(yù)緊的增加也較小，加之剛性好，球和滾道的接觸面積小，所以發(fā)熱和膨脹也較小，可以比僅球?yàn)樘沾傻妮S承達(dá)到更高轉(zhuǎn)速。但是，正是由于高速旋轉(zhuǎn)時(shí)離心和膨脹小，它與金屬制主軸之間的配合應(yīng)力如果過大就可能產(chǎn)生破壞甚至碎裂。

3 高速化主軸軸承的潤滑

主軸軸承的高速化發(fā)展趨勢(shì)對(duì)潤滑提出了更高的要求。傳統(tǒng)dmN值在50×10⁴ 以下的脂潤滑，由于使用簡單、經(jīng)濟(jì)而得到廣泛應(yīng)用，而且無需特別維護(hù)，也無需后續(xù)補(bǔ)充，大多數(shù)為終身潤滑。隨轉(zhuǎn)速提高，dmN值達(dá)100×10⁴ 以上時(shí)采用油氣和油霧潤滑，與脂潤滑相比，溫度上升小，能夠以更高速度旋轉(zhuǎn)，因而成為主要的潤滑方法。而噴射潤滑雖然dmN值可達(dá)到250×10⁴，但需要大量潤滑油，因攪拌阻力使動(dòng)力損失較大，而且需要較復(fù)雜的附屬設(shè)備，成本較高，所以一般不使用這種潤滑方式。

從第18屆東京(1996年)和第19屆大阪(1998年)國際機(jī)床博覽會(huì)展出的機(jī)床看，采用陶瓷滾動(dòng)體、油氣和油霧潤滑方式大功率電主軸的數(shù)控機(jī)床和加工中心已占整個(gè)參展機(jī)床的85%左右。

4 結(jié)束語

對(duì)于高效加工機(jī)床，提高主軸軸承的速度是實(shí)現(xiàn)高速實(shí)用主軸的關(guān)鍵。隨著高速化的發(fā)展，滾動(dòng)體采用陶瓷材料，dmN值在200×10⁴ 左右，脂潤滑條件下dmN值100×10⁴ 左右的數(shù)控加工中心正在日益增加，已成為一種發(fā)展趨勢(shì)，采用油氣和油霧潤滑方式也將成為今后高速機(jī)床主軸軸承潤滑的發(fā)展

軸承裝配倒角成形車刀的手工磨制

根據(jù)軸承的安裝特點(diǎn)及加工的可行性，車工工藝上設(shè)計(jì)帶15°引導(dǎo)的裝配倒角，以保證軸承和配合面的引導(dǎo)，使軸承順利裝入(見圖1)。

軸承裝配倒角的尺寸、形狀及角度直接影響軸承的裝配質(zhì)量，影響軸承及相配合零件的壽命。車制軸承裝配倒角的方法很多，如采用數(shù)控車床車削或用非標(biāo)準(zhǔn)成形車刀車制，質(zhì)量好，但成本高?，F(xiàn)把普通液壓半自動(dòng)車床(C7620)采用切入方式車削裝配倒角，手工磨制成形車刀的方法介紹如下。

要想實(shí)現(xiàn)切入方式車削倒角，與倒角形狀相吻合的成形刀的磨制是關(guān)鍵。由于磨刀用的砂輪輪廓是操作者手工修型，使得磨制成形刀的形狀控制成為一個(gè)難點(diǎn)，為了解決這個(gè)問題，根據(jù)產(chǎn)品裝配倒角特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了倒角磨刀樣板(見圖2)。此樣板的工作部位形狀與刀具刃口形狀互補(bǔ)，在磨刀時(shí)用光隙法檢查刀具刃口形狀，只要刀具刃口和樣板刃口靠緊并光隙一致，就說明刀具形狀已合格，稍有經(jīng)驗(yàn)的操作者很容易就能把車刀準(zhǔn)確磨制成形。

刀具的安裝角度是影響倒角坐標(biāo)尺寸及角度的另一關(guān)鍵因素，由于普通焊接刀在機(jī)床上重復(fù)安裝無法保證刀具重復(fù)定位精度，導(dǎo)致加工出的倒角角度很難與工藝要求相符，經(jīng)過實(shí)踐，設(shè)計(jì)兩個(gè)測(cè)量倒角角度的專用樣板(見圖3)，這樣重復(fù)磨刀安裝后，經(jīng)過首件試車檢驗(yàn)，操作者很快就能正確調(diào)整好刀具加工角度。只要刀具安裝高度與主軸中心高一致，加工出的倒角可完全滿足工藝要求。在倒角坐標(biāo)尺寸檢測(cè)上，利用0～150mm三用游標(biāo)卡尺，經(jīng)過對(duì)卡尺前端測(cè)角改制成專用卡尺，使倒角測(cè)量精度達(dá)到0.02mm。

圖2 倒角磨刀樣板

車削特大型深溝球軸承溝道用轉(zhuǎn)刀

成形車刀是主要加工回轉(zhuǎn)體零件內(nèi)、外成形面的專用工具。其切削刃形狀根據(jù)所加工零件的輪廓形狀設(shè)計(jì)，并由它將零件的輪廓形狀一次加工成形。

特大型深溝球軸承溝道一般采用普通的溝成形車刀加工，溝道曲率半徑R在25mm以下時(shí)較易滿足套圈對(duì)車加工工序質(zhì)量的要求，而對(duì)于R>25mm的溝道，由于加工中成形車刀工作刀刃加寬，切削阻力大而使成形車刀產(chǎn)生自激振動(dòng)，切削力大也易使刀架、軸承及其他結(jié)合件之間產(chǎn)生間隙，降低機(jī)床工藝系統(tǒng)的剛度，引起切削狀態(tài)的波動(dòng)，顯然成形車刀已無法完成正常的切削運(yùn)動(dòng)。為了解決這一生產(chǎn)中的難題，經(jīng)過反復(fù)試驗(yàn)和設(shè)計(jì)，研制出特大型深溝球軸承溝道用轉(zhuǎn)刀，如圖1所示，為了既能加工外圈溝道又能加工內(nèi)圈溝道，設(shè)計(jì)出了對(duì)稱分布的可裝夾兩個(gè)方向車刀的刀夾齒輪。

1.螺釘M12 2.刀夾齒軸 3.蓋子 4.齒輪 5.刀體 6.下?lián)鯄K 7.上擋塊 8.銷子 9.手柄 10.端蓋 11.螺釘M6 12.雙面齒條 13.壓蓋 14.螺釘M8 15.螺桿 16.聯(lián)接螺釘
圖1 特大型深溝球軸承溝道用轉(zhuǎn)刀示意圖

加工時(shí)，將車刀放在刀夾齒軸的方孔內(nèi)，用螺釘1壓緊。根據(jù)溝道曲率半徑確定車刀刀尖距刀夾齒軸軸線的距離，然后將刀夾齒軸的軸線對(duì)準(zhǔn)套圈寬度的1/2處，轉(zhuǎn)動(dòng)手柄，通過螺桿驅(qū)動(dòng)雙面齒條移動(dòng)，雙面齒條的移動(dòng)帶動(dòng)與之嚙合的齒輪和刀夾齒軸轉(zhuǎn)動(dòng)，從而帶動(dòng)裝夾在刀夾齒軸上的車刀進(jìn)行切削運(yùn)動(dòng)，可通過機(jī)床刀架的不斷進(jìn)給來加工出合格的溝道

C620車床主軸前端軸承的改進(jìn)

過去老式、低速的C620車床主軸前端安裝的是滑動(dòng)軸承，雖然滑動(dòng)軸承具有結(jié)構(gòu)簡單、制造方便、成本低、運(yùn)轉(zhuǎn)平穩(wěn)、對(duì)沖擊和振動(dòng)不敏感等優(yōu)點(diǎn)，但它已遠(yuǎn)遠(yuǎn)不能滿足現(xiàn)代切削機(jī)床高轉(zhuǎn)速、高精度、高效率的要求，而且磨損后很難修復(fù)，加工的零件表面粗糙度和精度差，生產(chǎn)率也很低。為此，對(duì)C620車床主軸前端滑動(dòng)軸承進(jìn)行了改造，具體步驟如下(參見附圖)：

床頭箱1前端軸承孔的改造 將床頭箱1前端軸承孔加工成Ø150K6。為便于軸承的裝卸，在軸承孔左端加工出Ø151mm，長55mm的孔。另外鉆Ø16mm的孔，便于操作緊固螺釘5。

1.床頭箱 2.調(diào)整螺母 3.主軸 4.螺母止動(dòng)墊 5.緊固螺釘
6.3182120軸承 7.軸承蓋壓環(huán) 8.軸承蓋
改進(jìn)后的C620車床主軸前端軸承示意圖

主軸3的改造 ①按圖所示的尺寸和位置在主軸3上加工出M100×1.5mm的螺紋，并且配置調(diào)整螺母2、螺母止動(dòng)墊4以及緊固螺釘5。②按圖所示的位置及尺寸在主軸3上加工出1:12的錐度與軸承6的內(nèi)錐孔相配。
軸承蓋8、軸承蓋壓環(huán)7的加工 ①將原裝滑動(dòng)軸承調(diào)整螺母內(nèi)螺紋車去，加工成如圖所示的軸承蓋8的尺寸(未標(biāo)注的尺寸是原零件已有的)。②將原裝軸承蓋壓環(huán)加工成如圖所示的軸承蓋壓環(huán)7的尺寸。
主軸3軸向竄動(dòng)、徑向間隙的調(diào)整 ①主軸軸向竄動(dòng)量用主軸后端的調(diào)整螺母調(diào)整，實(shí)測(cè)主軸軸肩支撐面的竄動(dòng)量應(yīng)為0.015mm。②主軸定心軸頸的徑向跳動(dòng)，通過調(diào)整螺母2調(diào)整，使軸承6獲得微量的徑向間隙，主軸定心軸頭的徑向跳動(dòng)應(yīng)為0.02mm。

改裝后機(jī)床有關(guān)精度實(shí)測(cè)如下：

主軸定心軸頭的徑向跳動(dòng)為0.01～0.03mm：
主軸軸向竄動(dòng)量為0.015mm：
主軸軸線與滑板移動(dòng)的平行度在300mm長度上為0.02mm(在垂直于水平面內(nèi))：
橫刀架橫向移動(dòng)對(duì)主軸軸心線的垂直度在3000mm上為0.02mm(凹面)：
床頭和尾座兩頂尖的高度偏差為0.03mm：
在300mm長的軸上精車外圓測(cè)得：圓度為0.02mm，圓柱度為0.03mm：
在300mm直徑上精車端面的平面度為0.02mm(凹面)：
加工表面粗糙度為Ra6.3～3.2mm。

以上數(shù)據(jù)符合JB2670—82《金屬切削機(jī)床精度檢驗(yàn)通則》。產(chǎn)品的質(zhì)量比沒有改造主軸軸承的機(jī)床有了明顯的提高

高速精密主軸軸承熱特性的計(jì)算及分析

高速電主軸是高速機(jī)床的核心部件，電主軸單元各零件的精度通常為µm級(jí)，如跳動(dòng)一般為1～3µm，主軸剛度一般為100-300N/µm，因此，電主軸各零件自身的精度誤差和變形量很小。然而，高速運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，軸承發(fā)熱量很大，導(dǎo)致軸承溫升很高，并引起熱變形。熱變形引起的誤差遠(yuǎn)大于精度誤差和變形量。而且，熱變形直接改變了軸承的預(yù)緊狀況，影響軸承的剛度特性和電主軸的加工精度，嚴(yán)重時(shí)，甚至導(dǎo)致軸承的熱咬合，使電主軸毀壞。電主軸的發(fā)熱問題降低了其在實(shí)際生產(chǎn)應(yīng)用中的可靠性。故對(duì)軸承進(jìn)行熱分析并掌握軸承的熱態(tài)特性對(duì)提高電主軸加工中的穩(wěn)定性和可靠性都是極其重要的。高速精密角接觸球軸承是機(jī)床主軸單元中應(yīng)用最廣泛的一類軸承，本文就以此類軸承為研究對(duì)象，對(duì)高速精密主軸軸承系統(tǒng)作了較有意義的熱特性分析與計(jì)算。

1 高速精密軸承的摩擦力矩及摩擦熱

軸承的發(fā)熱主要跟摩擦力矩有關(guān)，力矩越大，生成的摩擦熱也越多。根據(jù)Palmgren推導(dǎo)的公式，軸承的摩擦力矩主要有兩部分:潤滑劑粘性產(chǎn)生的摩擦力矩和與速度無關(guān)的載荷作用產(chǎn)生的摩擦力矩。計(jì)算公式如下:

M₀=10^-7f₀(vn)^2/3d_m³	(1)
M₁=f₁P₁d_m	(2)

式中:f₀為與軸承類型和潤滑方式有關(guān)的系數(shù);v為工作溫度下潤滑劑的運(yùn)動(dòng)粘度，mm²/r;n為主軸轉(zhuǎn)速，r/min;d_m為軸承節(jié)圓，mm;f₁為與軸承類型和所受負(fù)荷有關(guān)的系數(shù);P₁為確定軸承摩擦力矩的計(jì)算負(fù)荷,N;M₀,M₁為摩擦力矩，N·mm。

軸承接觸區(qū)熱生成還跟滾動(dòng)體與軸承套圈的自旋運(yùn)動(dòng)有關(guān)，高速下根據(jù)軸承套圈溝道理論，滾動(dòng)體和內(nèi)套圈存在自旋運(yùn)動(dòng)，自旋摩擦力矩為

M_si=	3µ_siQ_ia_ie_i

	8

(3)

式中:µ為滾動(dòng)體與溝道的摩擦系數(shù);Q為滾動(dòng)體與溝道的法向接觸載荷,N;a為赫茲接觸橢圓長半軸，m;e為第二類橢圓積分。

因此，軸承的摩擦熱可按如下計(jì)算得到

H_lot=	2p	n(M₀+M₁)+M_siw_si

	60

(4)

式中：n為主軸的轉(zhuǎn)速，r/min。w_si為滾動(dòng)體內(nèi)圈自旋運(yùn)動(dòng)角速度，rad/s。

由式(1)～式(4)可知，要求得摩擦熱須計(jì)算滾動(dòng)體的自旋角速度，該角速度計(jì)算公式如下：

w_si=-w_bsin(tgb-a_i)+(w-w_c)sina_i

(5)

w_b=w[(	cosa_e+tgbsina_e	+	cosa_i+tgbsina_i	)g'cosb]^-1

	1+g'cose_e		1-g'cose_i

(6)

w_c=	w(1-g'cose_i)

	1+cos(a_i-a_e)

(7)

式中：w為主軸的角速度，rad/s；a_i，a_e為軸承內(nèi)外圈接觸角，rad；w_b為自轉(zhuǎn)角速度，rad/s；w_c為滾動(dòng)體公轉(zhuǎn)角速度，rad/s

g'=D_b/d_m
式中：D_b為滾動(dòng)體直徑，mm。

tgb=	sina_e

	cosa_e+g'

(8)

2 “主軸一套圈一滾球一軸承座”系統(tǒng)的熱分析

圖1 軸承系統(tǒng)溫度節(jié)點(diǎn)分布圖

將軸承、主軸和軸承座作為一個(gè)系統(tǒng)考慮，該系統(tǒng)的摩擦熱生成和熱傳遞是復(fù)雜的三維熱問題，為簡化計(jì)算，假定系統(tǒng)周向的熱特性是一致的，則可以軸向截取一個(gè)平面為研究對(duì)象作系統(tǒng)的熱分析。根據(jù)Burton 和steph提出的觀點(diǎn)，將摩擦熱在軸承滾動(dòng)體和套圈之間作1:1的分布，即摩擦熱有一半進(jìn)入滾動(dòng)體，另一半則進(jìn)入套圈。采用節(jié)點(diǎn)網(wǎng)絡(luò)法求解該系統(tǒng)各關(guān)鍵點(diǎn)的溫度，得到整個(gè)系統(tǒng)的溫度分布狀況。這里，一共設(shè)立了9個(gè)溫度節(jié)點(diǎn)，滿足了一般計(jì)算的精度要求。各關(guān)鍵溫度節(jié)點(diǎn)的分布如圖1所示。軸承潤滑方式為油氣潤滑方式，強(qiáng)迫對(duì)流系數(shù)比較難確定，這里根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算強(qiáng)迫對(duì)流系數(shù)。

h=0.332K_l·P_r^1/3·(	u	)^0.5

	ux

(9)

式中：K_l為潤滑油的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m²• ℃)；P_r為普朗特?cái)?shù)冰為對(duì)流的速度，m/s；v為潤滑油的運(yùn)動(dòng)粘度，mm²/s; x為特征長度，m。

對(duì)滾動(dòng)體，對(duì)流速度取軸承保持架的表面速度，特征長度取軸承的中徑；對(duì)內(nèi)外套圈，對(duì)流速度各取保持架表面速度的三分之一，特征長度則取各自的溝道直徑。

系統(tǒng)處于熱平衡時(shí)，各節(jié)點(diǎn)的溫度不再發(fā)生變化。此時(shí)，各節(jié)點(diǎn)的凈熱流為零。根據(jù)這一點(diǎn)，可以得到9個(gè)熱流方程，并組成一個(gè)包含9個(gè)節(jié)點(diǎn)溫度的方程組。該方程組是個(gè)非線性方程組，采用牛頓—拉費(fèi)遜法求諸計(jì)算機(jī)可解。

下面給出軸承套圈、主軸徑向的導(dǎo)熱方程。

q=	2pKC	T_e-T_i

	ln(d_e/d_i)

(10)

式中：K為導(dǎo)熱系數(shù)，w/(mK)；C為軸承寬度，m；d_e、d_i為各套圈的外徑、內(nèi)徑，m。

主軸徑向?qū)岱匠虨?

q=KpW(T₀-T_∞)

(11)

式中：W為選定的主軸寬度，m。

3 影響軸承溫升的因素分析

本實(shí)例的軸承型號(hào)為7013C ，軸承及計(jì)算模型參數(shù)為：

d=65mm D=100mm , D₀=160mm，B=18mm，L_s=30mm，L_h=20mm。

已知軸承預(yù)緊方式為定壓預(yù)緊，預(yù)緊力為300N 。主軸轉(zhuǎn)速即軸承內(nèi)圈轉(zhuǎn)速為20,000r/min 。計(jì)算得：高速下，軸承內(nèi)外圈接觸角分別為24.3°和7.2°，內(nèi)外圈法向受力各為729.26N和2391.5N。軸承潤滑方式為油氣潤滑，軸承保持架表面速度為18.9m/s 。計(jì)算結(jié)果在表1中給出。

表1 節(jié)點(diǎn)溫度
節(jié)點(diǎn)	T1	T3	T4	T5	T6	T7	T8
溫度	50.2	56.1	57.2	49.3	37.1	34.9	31.3

轉(zhuǎn)速的影響

切削力的影響

潤滑方式的影響

軸承的轉(zhuǎn)速對(duì)軸承溫升影響顯著，軸承轉(zhuǎn)速越高，摩擦發(fā)熱越嚴(yán)重，大量的摩擦熱導(dǎo)致軸承的溫升也越明顯。圖2是軸承在不同轉(zhuǎn)速下的溫升情況?？梢钥闯觯D(zhuǎn)速越高，溫升也越高。

圖2 轉(zhuǎn)速對(duì)軸承節(jié)點(diǎn)溫度的影響

圖3 潤滑方式對(duì)軸承溫度的影響

刀具切削工件過程中產(chǎn)生的切削力使軸承承受額外的附加載荷，這些載荷對(duì)軸承的摩擦熱也有影響，間接影響了軸承的溫升。切削力主要影響軸承由外載荷作用產(chǎn)生的摩擦力矩，但是計(jì)算表明，該影響值很小，因此，切削前后，軸承的溫升變化并不明顯。

油脂潤滑適合轉(zhuǎn)速較低的情況，其d_n值最高一般不超過60萬，相比之下，油氣潤滑能適應(yīng)更高的轉(zhuǎn)速，其d_n值最高可達(dá)200萬，是一種可靠的高速潤滑方式。圖3反映了油氣潤滑和油脂潤滑方式對(duì)軸承溫度的影響情況，從該圖可以看出，油脂潤滑在轉(zhuǎn)速升高時(shí)，軸承溫度攀升很快，說明不適宜高速潤滑；油氣潤滑時(shí)，隨轉(zhuǎn)速的提高，軸承溫度升高比較平緩，潤滑冷卻效果很好。

4 結(jié)論

通過以上分析計(jì)算，可以得出如下結(jié)論：

轉(zhuǎn)速越高，軸承的摩擦力矩越大，生成的摩擦熱也越多，軸承的溫升也就越高；
在正常工作范圍內(nèi)，切削力對(duì)軸承溫升造成的影響很小，考慮更多的因素對(duì)軸承摩擦力矩的影響，會(huì)使計(jì)算結(jié)果更符合實(shí)際。
對(duì)于高速軸承(d_n值在200萬的范圍內(nèi))，采用油氣潤滑可以很好的抑制軸承的溫升

滾動(dòng)軸承在機(jī)床上的應(yīng)用

滾動(dòng)軸承在機(jī)床上的使用主要用于下列三個(gè)部位：主軸、滾珠絲杠和一般傳動(dòng)軸。
主軸軸承作為機(jī)床的基礎(chǔ)配套件，其性能直接影響到機(jī)床的轉(zhuǎn)速、回轉(zhuǎn)精度、剛性、抗顫振動(dòng)切削性能、噪聲、溫升及熱變形等，進(jìn)而影響到加工零件的精度、表面質(zhì)量等。因此，高性能的機(jī)床必須配用高性能的軸承。
滾動(dòng)軸承的精度一般分為P0、P6、P5、P4和P2五個(gè)等級(jí)，用于精密機(jī)床主軸上的軸承精度應(yīng)為P5及其以上級(jí)，而對(duì)于數(shù)控機(jī)床、加工中心等高速、高精密機(jī)床的主軸支承，則需選用P4及其以上級(jí)超精密軸承。
機(jī)床用主軸軸承通常包括深溝球軸承、角接觸球軸承、圓柱滾子軸承、雙向推力角接觸球軸承、圓錐滾子軸承和推力軸承等六種結(jié)構(gòu)類型。
隨著數(shù)控技術(shù)的快速發(fā)展，“復(fù)合、高速、智能、精密、環(huán)保”已成為當(dāng)今機(jī)床工業(yè)技術(shù)發(fā)展的主要趨勢(shì)。其中，高速加工可以有效地提高機(jī)床的加工效率、縮短工件的加工周期。這就要求機(jī)床主軸及其相關(guān)部件要適應(yīng)高速加工的需求。目前，數(shù)控機(jī)床主軸軸承基本上限定在角接觸球軸承、圓柱滾子軸承、雙向推力角接觸球軸承和圓錐滾子軸承等四種結(jié)構(gòu)類型。
伴隨著數(shù)控機(jī)床主軸向高速化發(fā)展，陶瓷材料(主要指Si3N4工程陶瓷)因具有密度小、彈性模量高、熱膨脹系數(shù)小、耐磨、耐高溫、耐腐蝕等優(yōu)良性能，從而成為制造高速精密軸承的理想材料。陶瓷軸承得到越來越廣泛的應(yīng)用，鑒于陶瓷材料的難加工性，精密陶瓷軸承多為滾動(dòng)體是陶瓷、內(nèi)外套圈仍由鉻鋼制造的混合陶瓷球軸承。
滾珠絲杠副作為精密、高效、靈敏的傳動(dòng)元件，除了應(yīng)采用高精度的絲杠、螺母和滾珠外，還應(yīng)注意選用軸向剛度高、摩擦力矩小、運(yùn)轉(zhuǎn)精度高的軸承。滾珠絲杠支承過去常用雙向推力角接觸球軸承、圓錐滾子軸承、滾針和推力滾子組合軸承、深溝球軸承和推力球軸承等。目前，滾珠絲杠支承采用最多的是60°接觸角的單列推力角接觸球軸承，而且，精度等級(jí)也是以P4及其以上級(jí)為主。
機(jī)床用裝于一般傳動(dòng)軸上的滾動(dòng)軸承，其要求和選用與普通機(jī)械傳動(dòng)軸承相同，只需滿足強(qiáng)度和壽命要求，轉(zhuǎn)速不超過所規(guī)定的軸承極限轉(zhuǎn)速即可。
在通常情況下，我們所提到的機(jī)床軸承是指機(jī)床主軸軸承以及滾珠絲杠軸承，精密機(jī)床軸承則是指精度為P5及其P5以上級(jí)的主軸軸承和絲杠軸承。
PCBN刀具干切削淬硬軸承鋼時(shí)磨損機(jī)理的研究

高速主軸軸承的油-氣集中潤滑系統(tǒng)

1　前言

近幾年來，隨著刀具材料和自動(dòng)化技術(shù)的發(fā)展，在許多工程領(lǐng)域，以滾動(dòng)軸承為支承的主軸和軸的旋轉(zhuǎn)速度不斷提高，甚至超過了滾動(dòng)軸承樣本給定的極限值。目前，中型數(shù)控機(jī)床和加工中心的主軸最高轉(zhuǎn)速已達(dá)到10000r/min左右，而FIDIA仿形加工系統(tǒng)的主軸轉(zhuǎn)速已達(dá)到100000r/min。內(nèi)圓磨床為達(dá)到足夠的磨削速度，磨削小孔的砂輪已高達(dá)240000r/min。不僅對(duì)軸承的設(shè)計(jì)和制造提出了更高的要求，并且對(duì)潤滑系統(tǒng)的研制提出了特殊要求。

圖1　雙列圓柱滾子軸承的摩擦力矩、溫升與供油量之間的關(guān)系
滾動(dòng)軸承潤滑目的是減少軸承內(nèi)部摩擦及磨損，防止燒粘，延長疲勞壽命，排出摩擦熱，冷卻。傳統(tǒng)的滾動(dòng)軸承潤滑方法，如：油浴潤滑法、油杯潤滑法、飛濺潤滑法、循環(huán)潤滑法和油霧潤滑法等均已不能滿足高速主軸軸承對(duì)潤滑的要求。這是因?yàn)楦咚僦鬏S軸承不僅對(duì)油的粘度有嚴(yán)格要求，而且對(duì)供油量也有著嚴(yán)格要求。FAG公司通過大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)建立了雙列圓柱滾子軸承的摩擦力矩、溫升與供油量之間的關(guān)系曲線(圖1)。該曲線很好地表達(dá)了最小摩擦力矩、最低溫升與最少供油量之間的關(guān)系，即為了取得最佳潤滑效果，供油量過多或過少都是有害的。而前5種潤滑方法均無法準(zhǔn)確地控制供油量多少，僅適用于中、低速滾動(dòng)軸承潤滑，而油霧潤滑系統(tǒng)也很難可靠地向各個(gè)軸承供應(yīng)油量幾乎恒定不變的潤滑油，使各個(gè)摩擦點(diǎn)的油量多少始終處于一種波動(dòng)狀態(tài)，時(shí)多時(shí)少，不利于主軸軸承轉(zhuǎn)速的提高和壽命的提高。而新近發(fā)展起來的油-氣集中潤滑系統(tǒng)則可以精確地控制各個(gè)摩擦點(diǎn)的潤滑油量，可靠性極高，因而可在高速主軸軸承領(lǐng)域應(yīng)用。

2　油-氣集中潤滑系統(tǒng)的工作原理

圖2　油-氣集中潤滑系統(tǒng)原理圖
1.浮動(dòng)開關(guān)　2.油箱　3.變量柱塞泵+分配器　4.混合閥　5.噴嘴　6.壓力開關(guān)(空氣)　7.壓力控制閥　8.壓縮空氣入口　9.方向閥
油-氣集中潤滑系統(tǒng)是最近發(fā)展起來的一種所需油量最少的新技術(shù)，被稱為理性潤滑方法，確保潤滑的高效性及降低磨損，尤其適用于高速旋轉(zhuǎn)的滾動(dòng)軸承，可應(yīng)用于機(jī)床制造業(yè)、紡織機(jī)械制造業(yè)等行業(yè)。油-氣集中潤滑系統(tǒng)工作原理如圖2所示，每隔一定時(shí)間(1～60min)由定量柱塞泵分配器定量輸出的微量潤滑油(0.01～0.06mL)與壓縮空氣管道中的壓縮空氣(壓力為0.3～0.5MPa，流量為20～50L/min)混和后，經(jīng)內(nèi)徑2～4mm的尼龍管以及安裝在軸承近處的噴嘴進(jìn)入軸承內(nèi)，停留在摩擦點(diǎn)處。

3　油-氣集中潤滑系統(tǒng)的技術(shù)要求

油-氣集中潤滑系統(tǒng)是將具有一定壓力的壓縮空氣和潤滑油混合后，形成條紋狀油液微滴，進(jìn)入軸承內(nèi)部摩擦點(diǎn)處，因而對(duì)潤滑油和壓縮空氣均有一定技術(shù)要求。

3.1　潤滑油的技術(shù)要求

選擇潤滑油時(shí)，要確保油膜不能太厚。其原因在于：當(dāng)油膜很薄時(shí)，油的粘度增大未必會(huì)相應(yīng)地增大摩擦力矩。所以，在相同使用條件下，要選擇比樣本提供的參考粘度值大5～10倍的潤滑油，以確保有良好的粘度和潤滑性能。ISOVG32～I(xiàn)SOVG100導(dǎo)軌油是很適合的；在重載條件下還可選用耐高壓含有添加劑的油。應(yīng)避免使用粘度在ISOVG22以下的潤滑油。

禁止使用含有二硫化鉬添加劑的潤滑油，因?yàn)檫@種潤滑油中的二硫化鉬會(huì)停留在噴嘴內(nèi)孔處，從而阻塞噴嘴；此外，二硫化鉬的噴鍍作用也會(huì)增大軸承粗糙度，加劇磨損。

3.2　壓縮空氣的技術(shù)要求
實(shí)驗(yàn)條件：軸承類型NNU4926；轉(zhuǎn)速n=2000r/min；
力F=2000N；潤滑油粘度v=32mm/s(t=40℃)

壓縮空氣必須干燥，且過濾精度不大于3µm，如果條件許可的話，可以配置一個(gè)具有自動(dòng)排水功能的常規(guī)水分干燥器將水分分離出來。

為了準(zhǔn)確無誤地傳送潤滑油，內(nèi)徑為f2～4mm的管子里空氣總流量大致為20～50L/min。空氣壓力必須與流量、管路長度、管路內(nèi)徑、軸承的內(nèi)壓力損失相匹配。

對(duì)于技術(shù)參數(shù)一定的油-氣集中潤滑系統(tǒng)而言，改變潤滑周期和空氣是允許的。為了克服軸承內(nèi)部的背壓，進(jìn)入軸承內(nèi)部的壓縮空氣必須具備一定壓力(0.3～0.5MPa)。一般而言，軸承入口處壓力不應(yīng)低于0.15～0.2MPa。

4　軸承潤滑油量計(jì)算及供油方式設(shè)計(jì)

4.1　軸承潤滑油量計(jì)算

滾動(dòng)軸承潤滑所需的油量在很大程度上取決于軸承類型、供油系統(tǒng)設(shè)計(jì)、潤滑油類型等因素。很難給出一個(gè)適合任何情況，具有廣泛適用性的簡單明了的公式。具有油液自動(dòng)傳輸功能的軸承(如角接觸球軸承)所需油量大于不具有油液自動(dòng)傳輸功能的軸承(如雙列圓柱滾子軸承)所需油量。尤其當(dāng)速度性系數(shù)(n.dm)值較大時(shí)，其差異更明顯(圖3)。通過大量實(shí)驗(yàn)，供油量Q的粗略計(jì)算公式如下:
圖4　供油方式

Q=WdB

式中　Q——供油量，mm3/h

　　　W——系數(shù)，0.01mm/h

　　　d——軸承內(nèi)徑，mm

　　　B——軸承寬度，mm

然而，實(shí)際供油量還要在此數(shù)值基礎(chǔ)上擴(kuò)大4～20倍。為了獲得最佳潤滑效果，還需通過實(shí)驗(yàn)來修正供油量多少。

4.2　供油方式設(shè)計(jì)

對(duì)于高速旋轉(zhuǎn)的軸承，為了可靠地將潤滑油送入軸承內(nèi)部，應(yīng)十分重視供油方式(如噴嘴形式、安裝位置等)的設(shè)計(jì)。軸承潤滑方式完全取決于軸承類型和配置方式(圖4a)。對(duì)單列軸承而言，最佳潤滑方式為從一邊進(jìn)入軸承內(nèi)部。噴嘴孔應(yīng)與內(nèi)環(huán)齊平，不能指向保持架。尤其當(dāng)軸承自身吸排油方向不易確定時(shí)(如角接觸球軸承)，潤滑油必須按上述方向進(jìn)入軸承內(nèi)部。若條件許可，潤滑油最好經(jīng)過一個(gè)特制噴管后再進(jìn)入軸承內(nèi)部。噴管長度取決于軸承大小，直徑為0.5～1.0mm。也允許把潤滑油送到軸承外圈處(圖4b)。在這種情況下，要注意察看潤滑油是否進(jìn)入了鋼球與外圈之間形成的壓力區(qū)域。對(duì)雙列軸承而言，潤滑油必須從與外圈滾道邊齊平的地方噴入軸承內(nèi)部，以對(duì)軸承充分潤滑。

當(dāng)軸承外徑介于150～280mm時(shí)，需要再增加一個(gè)噴嘴。

此外，為了防止在軸承底部形成油渣沉淀，需要安裝一個(gè)泄油管，其長度大于5mm。

為了滿足現(xiàn)代機(jī)床高速主軸對(duì)潤滑系統(tǒng)的要求，對(duì)油-氣集中潤滑系統(tǒng)的各個(gè)參數(shù)還要作進(jìn)一步詳細(xì)而精確的研究。這是因?yàn)椋簼櫥皖愋?、潤滑方法、潤滑量以及軸承類型、軸承配置等因素均對(duì)軸承轉(zhuǎn)速提高有著決定作用。

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聚晶立方氮化硼(PCBN)是利用人工方法合成的硬度僅次于金剛石的新型刀具材料，在近二十多年中得到了很快的發(fā)展，并廣泛應(yīng)用于航天航空、汽車、電子、液壓元件等精密工業(yè)領(lǐng)域。由于聚晶立方氮化硼具備了許多優(yōu)良的機(jī)械性能，因此不僅常用于加工一些高硬度難加工材料，而且可以應(yīng)用于精加工淬硬鋼以代替磨削工藝。但到目前為止，PCBN刀具切削淬硬鋼的加工技術(shù)尚未被相關(guān)企業(yè)廣泛采用，其主要原因是企業(yè)對(duì)用PCBN刀具切削淬硬鋼的加工機(jī)理、刀具性能及使用技術(shù)等方面還沒有完全理解和掌握，此外切削過程中的一些不穩(wěn)定因素以及昂貴的刀具成本也制約了PCBN刀具的使用和推廣。近幾年來，國內(nèi)外加強(qiáng)了對(duì)PCBN刀具磨損的研究，但研究內(nèi)容主要集中在一般磨損機(jī)理以及在具體加工條件下切削難加工材料等方面，而很少報(bào)導(dǎo)采用PCBN刀片加工淬硬鋼的磨損問題。

本文以瑞典Sandvik公司CB20牌號(hào)PCBN刀具干式切削淬硬GCr15軸承鋼為研究對(duì)象，通過切削試驗(yàn)系統(tǒng)分析了PCBN刀具的磨損問題，同時(shí)探討了在切削過程中切屑形態(tài)與刀具磨損之間的關(guān)系，為拓寬PCBN刀具的應(yīng)用范圍，將其運(yùn)用于硬材料的精加工提供了試驗(yàn)依據(jù)。

1 試驗(yàn)條件

試驗(yàn)用機(jī)床：C6132；
工件：工件材料：淬硬GCr15軸承鋼(淬火后硬度61～63)，工件規(guī)格：f40×280mm；
刀片：采用瑞典sandvik公司生產(chǎn)的SNMA120408 S01020E CB20刀片(這種刀片是在硬質(zhì)合金的載體上焊接了添加氮化鈦的立方氮化硼刀尖)，刀片幾何形狀見圖#。裝夾后刀具的幾何參數(shù)：g_o=-6°，a_o=6°，l_s=-4°，k_r=75°，k_r'=15°，刀尖圓弧半徑r_e=0.8mm，負(fù)倒棱為26°×0.1mm(刀片的掃描電鏡圖片見圖3a)。

切削參數(shù)：切削速度v_c=140m/min，背吃刀量a_p=0.2mm，進(jìn)給速率f=0.1mm/r，采用干式切削。

圖1 CB20刀片形狀

測(cè)量與觀察：在切削試驗(yàn)中，每間隔3min，在40倍工具顯微鏡下測(cè)量刀具主后刀面磨損量并觀察前后刀面的磨損形態(tài)；在切削行程達(dá)到7800m時(shí)，用HITACHI S-570型掃描電鏡(SEM)觀察刀具表面磨損帶形貌，用熱電偶法測(cè)量切削溫度，用YCL型表面輪廓儀測(cè)量表面粗糙度。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

在用PCBN刀具干車削淬硬GCr15軸承鋼的試驗(yàn)中觀察到：切屑呈暗紅色，沿副切削刃方向流出。用熱電偶法測(cè)量的切削溫度達(dá)1000℃以上。

PCBN刀具磨損特征

CB20刀片車削淬硬GCr15軸承鋼時(shí)，在刀具前后刀面都會(huì)產(chǎn)生磨損(如圖3b、圖5a和圖5b所示)。切削過程中，刀尖部位最先發(fā)生磨損，緊接著發(fā)生前刀面磨損，其主要特征是在靠近倒棱面處最先形成月牙洼。隨著切削的進(jìn)行，月牙洼向前刀面深處、主刀刃和副刀刃延伸。切削行程達(dá)到7800m時(shí)形成的月牙洼掃描電鏡圖片如圖3b所示，月牙洼寬度和深度比較均勻，但在靠近刀尖部分的金相照片和延伸到兩邊的金相照片有明顯不同，在刀尖部位有顆粒剝落和微崩刃現(xiàn)象。

在切削初期很難觀察到后刀面磨損，但靠近刀尖部位的磨損相對(duì)明顯。在切削進(jìn)行6～7分鐘后，主后刀面靠近刀尖圓弧處出現(xiàn)了磨損現(xiàn)象。切削行程達(dá)到7800m時(shí)形成的后刀面磨損帶掃描電鏡圖片見圖5b，后刀面磨損帶和傳統(tǒng)的后刀面磨損帶有明顯的不同，由圖5a可見，副后刀面的磨損遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于主后刀面的磨損，前、后刀面磨損區(qū)域較小。

圖2 CB20刀片主后刀面磨損曲線

刀具磨損曲線
圖2是主后刀面磨損曲線。從圖+ 可見，隨著切削時(shí)間的增加，CB20刀片的磨損逐漸均勻增加，初期磨損階段和正常磨損階段有明顯區(qū)別，而正常磨損階段與劇烈磨損階段沒有明顯的區(qū)分界限。
分析認(rèn)為，在切削試驗(yàn)初期，由于新刀具的前后刀面在微觀上仍存在著一些粗糙不平的地方，在切削加工中與工件表面的接觸應(yīng)力很大，故刀具的磨損較快；隨著切削時(shí)間的增加，新刀具經(jīng)磨合后，刀具與工件的接觸面積增大，壓強(qiáng)減小，磨損曲線變化趨于穩(wěn)定。由圖2可見，至試驗(yàn)結(jié)束、切削行程達(dá)到7800m時(shí)，主后刀面磨損量達(dá)0.35mm時(shí)，切削過程仍然比較平穩(wěn)，表面粗糙度Ra為1.6。

磨損機(jī)理的研究及探討

(a)刀具磨損前的形貌	(b)刀具磨損后的形貌
圖3 前刀面掃描電鏡圖片(100×)
(a)新刀具微觀組織	(b)刀具磨損后的微觀組織
圖4 PCBN刀具前刀面掃描電鏡圖片(3000×)

前刀面磨損
前刀面磨損現(xiàn)象在切削試驗(yàn)開始階段即會(huì)發(fā)生，主要表現(xiàn)為機(jī)械磨損造成的輕微劃痕和擦傷；隨著切削時(shí)間的推移，靠近刀尖附近的前刀面磨損呈月牙洼形狀，這是由于切削區(qū)的高溫作用使刀具表面發(fā)生了相變磨損，從而表現(xiàn)為“月牙洼”的出現(xiàn)。如果在切削過程中對(duì)PCBN刀具進(jìn)行適當(dāng)?shù)睦鋮s，比如用惰性氣體(以N₂為佳)加以保護(hù)，則可以大大減緩刀具前刀面的磨損，從而提高刀具的使用壽命。
利用掃描電鏡對(duì)靠近微崩刃區(qū)域的月牙洼部分進(jìn)一步觀察分析，并與磨損前的刀具表面金相圖片進(jìn)行對(duì)比(見圖4a、圖4b)。從圖4可以清楚地看到未切削的CB20刀具前刀面晶粒分布均勻一致，而磨損后的刀具則呈現(xiàn)坑坑洼洼無規(guī)律性的表面結(jié)構(gòu)。對(duì)此現(xiàn)象的產(chǎn)生，筆者認(rèn)為是由于切削加工的溫度高達(dá)1000℃以上，PCBN刀具必然會(huì)發(fā)生氧化和放氮反應(yīng)，其反應(yīng)方程式為： 4BN_(CBN)+3O₂→2N₂↑+2B₂O₃
上式表明PCBN刀具表面經(jīng)氧化作用后會(huì)在其表面形成一層氧化膜，但由于切屑的強(qiáng)烈摩擦與熱沖擊作用，這層氧化膜會(huì)很快被切屑帶走，造成進(jìn)一步的氧化磨損。對(duì)于相變磨損，圖4b中表現(xiàn)得并不明顯。

后刀面磨損

在切削加工初期，后刀面的磨損現(xiàn)象很難觀察到，但刀尖部分磨損卻比較明顯，這是由于刀片的刀尖圓弧r_e=0.8mm，背吃刀量a_p=0.2mm，切削加工剛開始時(shí)刀具的后刀面與工件并不接觸，而后刀面的磨損也就只反映在刀尖與后刀面的圓弧連接處，直到切削進(jìn)行了6～7分鐘左右，在主后面靠近刀尖圓弧處出現(xiàn)了磨損現(xiàn)象。

如圖5所示，后刀面磨損部分呈麻點(diǎn)狀，刀具表面有顆粒脫落。這是由于在一定壓力和高溫條件下，CBN活性增強(qiáng)，與加工材料的親和傾向不斷增加，從而導(dǎo)致了粘結(jié)磨損的發(fā)生。通過圖5a與圖5b的對(duì)比還可以進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)副后刀面的粘結(jié)情況比主后刀面要好。由于切削加工中，主后刀面的溫度來自于刀具與工件的劇烈摩擦和切屑對(duì)刀具表面的熱沖擊，而副后刀面的溫度主要是高溫切屑流過而引起的，顯然比主后刀面的切削溫度要低，因此證明了粘結(jié)磨損受溫度的影響，溫度越高，粘結(jié)情況越嚴(yán)重。

(a)副后刀面表面形貌(100×)	(b)主后刀面表面形貌(100×)	(c)主后刀面微觀組織(3000×)
圖5 CB20后刀面磨損表面掃描電鏡圖片

圖5c說明了CB20刀具另一磨損機(jī)制的存在，即a節(jié)中所提到的相變磨損。由CB20主后刀面的金相組織可以觀察到乳突狀麻斑，CBN晶粒突出在表面，周圍的粘結(jié)劑已經(jīng)被磨去。這正是發(fā)生相變磨損的典型特征，即CBN顆粒發(fā)生了CBN→HBN的轉(zhuǎn)化。由于HBN硬度很低，從而喪失了切削能力。由于通常認(rèn)為前刀面的切削溫度要比后刀面高，后刀面有相變磨損產(chǎn)生，則前刀面也必然發(fā)生了相變磨損。

顆粒剝落和微崩刃現(xiàn)象

顆粒剝落和微崩刃現(xiàn)象是超硬聚晶金剛石刀具材料所特有的磨損類型。在本試驗(yàn)中，當(dāng)切削了25分鐘左右時(shí)，CB20刀具切削刃與加工工件表面接觸區(qū)域(即負(fù)倒棱靠近刀尖圓弧部分)發(fā)生了微崩刃現(xiàn)象，用掃描電鏡觀察產(chǎn)生微崩的CB20刀尖部分，看到刀尖部分已有缺損(見圖6)。由于PCBN刀具是由無數(shù)細(xì)小的CBN顆粒構(gòu)成的，晶界處富集的“雜質(zhì)組元”相當(dāng)于一種“精細(xì)裂紋”，而且存在著不均勻的內(nèi)應(yīng)力，因而大大降低了晶界強(qiáng)度。因此當(dāng)高溫切屑流過刀具刀尖時(shí)，被加工材料材質(zhì)不均勻或存在硬質(zhì)點(diǎn)而導(dǎo)致的微沖擊以及機(jī)床主軸的跳動(dòng)等造成了CBN顆粒剝落和微崩刃。

圖6 刀尖微崩的掃描電鏡圖片(100×)

研究認(rèn)為，微崩刃會(huì)使切削刃喪失了應(yīng)有的完整性，有可能導(dǎo)致更大范圍的破損。但在本次試驗(yàn)中切削刃并沒有出現(xiàn)更進(jìn)一步的較大破損，切削加工仍然保持著較好狀態(tài)，加工表面粗糙度并沒有發(fā)生明顯變化。

切屑形態(tài)變化分析

閻秋生教授的研究認(rèn)為：在切削速度較高、加工材料仍處于較低溫度的情況下，刀尖位置已經(jīng)滿足了被切除材料產(chǎn)生脆性剪斷的條件，因而在滿足切削區(qū)材料塑性剪切滑移應(yīng)力條件之前形成了產(chǎn)生鋸齒形切屑的裂紋而生成鋸齒形切屑。試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)在相同切削用量下，切屑在不同時(shí)期也會(huì)有一些變化。在切削初期階段(見圖7a)，可以清楚地看見切屑是由層狀薄片擠壓堆積形成的。結(jié)合圖8來加以說明：切削初期，刀具與工件的接觸面小，擠壓作用比較大，切屑排出困難；切削進(jìn)行了一段時(shí)間之后，隨著刀具鈍圓r_n的出現(xiàn)，切削接觸面積增大，并且刀具前刀面月牙洼的產(chǎn)生也使得刀具實(shí)際前角增大，同時(shí)刀具表面經(jīng)過切屑的滑擦作用也變得光滑，從而適宜切屑的流出，切屑的剪切變形和排出阻力都有所減小，因而切屑表面較為光滑(見圖7b、7c)。

(a)新刀具切削初期時(shí)的切屑形態(tài)(100×)	(b)刀具磨損后較低溫度下的切屑形(100×)	(c)刀具磨損后連續(xù)切削、高溫下的切屑形態(tài)(80×)
圖7 相同切削條件下不同時(shí)期的切屑形態(tài)比較
圖8 刀具不同磨損狀態(tài)下的切削示意圖

比較圖7b和7c：圖7b是刀片進(jìn)行磨損測(cè)量后再次進(jìn)行切削(工件溫度較低)產(chǎn)生的最初切屑形態(tài)，切屑平直呈長條形；隨著切削時(shí)間的延長，切削溫度升高后，切屑就變?yōu)閳D7c的螺旋鋸齒狀形態(tài)。由于在此過程中只有切削溫度發(fā)生了變化，切削參數(shù)并沒有改變，因此筆者認(rèn)為溫度的變化對(duì)切屑形態(tài)也有著一定的影響：隨著切削溫度的升高，切屑的剪切變形增大，鋸齒狀切屑的齒距和齒高都會(huì)有所變化。有關(guān)溫度因素對(duì)切屑的具體影響還有待深入研究。

3 結(jié)論

用CB20刀具精車淬硬鋼(HRC>60)，切削過程比較平穩(wěn)且刀具使用壽命長，是精加工淬硬鋼等硬脆材料的理想刀具。建議采用如下的切削用量：切削速度V_c≥140m/min，背吃刀量a_p=0.2mm，進(jìn)給速率f=0.1mm/r。
CB20刀具前后刀面磨損區(qū)域較小且主要集中在刀尖和副倒棱附近，磨損原因主要是機(jī)械磨損、氧化磨損、相變磨損和粘結(jié)磨損，它們的共同作用造成了刀具的磨損。
CB20刀具在磨損區(qū)域有顆粒剝落和微崩刃發(fā)生，因此在加工中必須合理選擇切削用量，提高工件材料的材質(zhì)，選用剛性好的機(jī)床，注意機(jī)床—工件—刀具工藝系統(tǒng)的振動(dòng)。
切削加工是一個(gè)動(dòng)態(tài)的過程，在相同的切削參數(shù)下，切屑形態(tài)隨著刀具的磨損會(huì)發(fā)生變化，有關(guān)影響切屑形態(tài)變化的原因和機(jī)理有待于進(jìn)一步深入研究

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