液压主轴的温度变化与超精密加工(z)

蓝色童话

2 H- t# r2 K6 R8 z3 L' c! P. }/ d6 J1 c' }/ O6 m/ H3 b- W5 H! K2 y+ k3 E( j

" G( H" k, X* m. N: G! G9 c6 O * W! x3 F" u. O, |- G+ k0 H/ G 1 问题的提出 3 S& c) m3 W P" O: i 在超精密加工八五重点课题CJY-500超精密研磨机的工艺实验过程中，要求车削出 f400mm平面，平面度1μm左右，表面粗糙度达Ra0.01以上。实际车削过程中，我们测得一组实验数据，结果出人意料。实验是用金刚石车刀车削锡质研磨盘，其实验情况如图1所示，金刚石车刀装于滑架上，自中心向外车削，车后用电感测微仪从外向内测量某一半径上的直线度。实验结果曲线如图2所示。 按照设计指标，刀架滑架的直线度全长为0.5μm,下研磨盘轴向跳动为0.2μm,偏摆0.7",在 f440mm处为0.8μm,故直线度极限偏差应为 E=0.5+0.2+0.8=1.5μm 测量记录数据数值应该在E+0.5=2μm以内，而实际却为5.5μm,问题究竟出在哪里呢? ; V; u$ ]$ y% m3 q, K1 h ) `/ t6 z/ Z# J8 D& X' ^, Y2 ~p4 B' A9 a6 C B0 s3 }7 A$ Y: A9 |6 s5 I" b 图1 实验情况 图2 直线度测量结果曲线 3 s2 Q$ d# Z4 s) o# _ 2 原因分析 由测量曲线分析，影响车削精度的主要因素集中在车削的前段时间，大约20min之内，导致切削误差单方向迅速增加。 4 Y5 R8 i& @: u4 x! Y8 W 实验切削过程中，室温变化不大，主轴液压系统所用油箱为控温精度0.1℃以内的高精度油箱，若油温始终控制在此精度下，不可能产生这么大的误差。另外，刀架运动精度也能可靠保证。因此，分析认为误差主要来源于切削过程中，研磨盘相对刀具的位置改变。而影响其位置的因素可以为机械位移，热变形位移和油源变化引起的位移，如油压变化、节流孔堵塞等。经过认真检查，最后确定为主轴的热变形位移导致刀具相对主轴的位置变化。 金刚石切削的热变形是很微小的，可以忽略。而另一方面，主轴的回转对其间隙内的润滑流体的挤压、剪断、摩擦会导致流体的温升，进一步传给主轴造成主轴的温升。主轴温度的变化如果较大，完全可能影响到切削所得最后的平面度和直线度。据此，应该测定主轴的油温。 主轴进油口温度是油箱调定温度。测定出油口油温，可以近似认为是主轴轴承的油温。在下盘主轴供油，但主轴未转动时，经过20min测得进出油口温度分别为18.6℃和19.8℃。可见，即使主轴不旋转，主轴轴承进出油口也有较大的温差，随着主轴吸热散热达到热平衡温差会更大。当开启主轴，以250r/min旋转时，测得出油口油温记录如表1。 7 A' [2 B! _4 l3 c) W . j/ i. H6 @8 W# U% r) Q + U6 H" }8 }+ b6 f- m* _0 O4 J 4 p8 P/ E* \1 l, U# _ 4 a# D8 O, J2 P; ? 9 a& E* c( Q7 n9 n$ ^; R0 m 5 a4 p7 e% f& U G ? M Q9 R/ J% o* T9 s4 r ) x( M+ H# y2 q4 R1 V 表1 出油口油温与时间的关系 时间 t/min 0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30 33 36 39 油温 T/℃ 22.5 23.2 23.7 24.2 24.7 25.2 25.6 25.9 26.2 26.4 26.6 26.7 26.8 26.9 $ T- T4 F, Q5 r9 T 由表1可以看出，在前25min内，油温急剧增加，达3.7℃，在后15min内，仅增加0.7℃，与前面切削直线度量曲线基本吻合。可见，误差很可能是由温度变化所造成。金刚石切削锡盘的过程大约需要40min,在此过程中，主轴进油口、出油口的温差可达到4.4℃。如果油箱调定温度和室温基本一致的话，主轴长度100mm上的热变形为 8 U- f# Y* g, m+ }1 { DL＝ a·L· DT＝11×0.1×4.4＝4.84μm 由此看来，由于轴承发热造成主轴上浮变形，导致切削的直线度的误差完全可能。由轴承的设计参数计算也得出油的温升是比较高的，可达5.40℃。 , _' ~) f5 j6 M- L 轴承的摩擦功率分两部分，即径向轴承和端面止推轴承各自的摩擦功率。其计算公式及计算过程如下： 1 ]0 c4 P1 \. D; h 对径向轴承： 8 I s3 g9 [# h: d: c5 u 1 q/ Z; i" P3 y U0 { % }& Z q5 E2 a C$ @2 n" q$ A- h4 L ] Nf= hV 2 9 h3 |# ?4 L3 x3 Y2 P# C6 x- f0 d ×(8 O/ J" n8 a; ^ AL +/ P' l% L' X2 K2 W& o C Ap ) - z% v# L w) p $ R* o9 r- k( _3 e; A- C3 D 10 200 h0 h0+z1 式中 h—油的动力粘度，本机用3#主轴油； V—速度，cm/s； , R" p' l' L) R A L—全部油封面积； A=6×53.2=319.2cm； . }" S) d7 D) M% [( T8 Q% _: | A P—全部油腔面积； h 0—半径间隙，cm； / o/ p, f- {, ]) X0 E z 1—油腔深度，cm。 由于油腔深度远大于半径间隙，括号中的后一项可以忽略。代入数据，得 1 y2 D2 }0 C+ Q K1 b8 f % ] s s, M3 ^8 g( n * Y [0 m$ H6 c/ j+ h$ @3 o Nf=4 s3 V: d- H$ O) i, G 5.85×10-8×(250/60×p×12)23 [# Z# K! K8 v5 M ×5 U* ?# ?5 E9 ^" b2 p, i2 Y 319.2 =2.15×10-2kW 6 V, k% W$ B) Q+ Z: D- m5 H 10 200. r* w% t, f5 U6 t 0.021×0.1 对止推轴承： 5 _# _) p: ~) e1 Z# \; l " k0 J( }% n' s* R : u1 J8 N5 ~9 n } : w' T$ q: j' W Nf=2×16.9×10-7×. _2 M; P) d; p; r! [5 s+ ^5 H2 a' h5 ^ hN20 U0 f' |8 N6 z" \: X ×[(R44-R14)- F2_$ {& H1 V, S ×(R34-R24)], n9 p/ B9 p! M | H0 @ % ]! L8 u# i6 K* T) ^, o( q ( i4 |0 Z: s8 W ht- r# H1 |; h# v. u! ~ p 式中 N—转速； h—轴承间隙； R 1、R 2、R 3、R 4—结构参数； + U9 z8 o. e3 R; q9 {* z" b f 2—单个油腔张角之半；本轴承6个油腔， f 2=30°，即0.52rad。代入数据得 ) q8 m" g/ t9 T$ W8 E ! f/ }) G6 S3 A8 W 2 C9 \0 O& X; Z5 x4 [! d + i: R. p8 K, Q$ S, m% }4 v ^7 x/ {! v5 c Nf=2×16.9×10-7×' E; Y% v0 r' u 5.85×10-8×250-25 F2 |( P0 q: Y9 c4 i0 Q$ q9 j: p$ N& z [(17.44-10.64)- 0.52: g# y: I k4 D5 B( [" w ×(154-134)]=0.466kW2 A" y9 A. }. u8 C, C0 N. { 2×10-3* B: ^4 z$ {% ^ p u# \% B5 b3 K9 l' |" [ 此时，油泵耗费在主轴上的功率为： 4 o6 o9 z* ]: h1 z- { % u/ x2 x+ z9 F, o5 [' O$ l 8 h t% l" g4 \9 t4 y l NP= P3Q =4 A# e- }5 W% ]# l4 z: W 50×5: {" |3 |" R1 }; i- g% q+ ]! D0 F =0.233kW2 v3 g0 }: U q: s1 w4 g0 w3 }7 q & m/ U$ \. `% A7 G6 k+ Y) ? 612h) a6 ]. V1 u) _+ g: o; U 612×0.7 而油的温升 ) F5 h! ]! o% Y% n( R6 c" f 5 F' `2 z j9 W4 B' M ! ~, v% m9 a, e) R3 f8 [9 @3 p * Z6 a9 V' @6 h* R$ B Dt= 102×(Nf+Np) 427C0gQ 式中N f=N r+N t,代入各值，得 2 l( {/ S" G9 A l* d ' f1 x: C" w) x# i+ f) _ Dt=; J, V C g: ]- q5 w 102×(0.466+0.0215+0.233), O* n. R- u( N+ x =5.40℃ 427×0.45×0.00085×5×103/60 计算结果与实际测量结果有微小差别。计算公式是以油与外界不发生热交换的情况下推导出来的，实际过程中，因油不可避免地与周围物体有热交换，致使实际测量值比计算结果偏小。然而在不便于测量或设计阶段，仍然可以通过计算作为参考。 当主轴转速为500r/min和1000r/min时，油的温升分别达到15.9℃和57.8℃。由此可见，液压轴承的发热是很大的。在超精密加工领域，要求精度在0.1μm数量级，对于轴承发热必须有严格的限制，否则就无法达到预定指标。相比之下，用空气轴承发热量要小得多。但有些情况下是必须使用液压轴承的，此时应该设法控制其发热变形。 3 解决的方法 # l r; a4 S9 \2 |. H 结合前面分析与误差曲线图，认为其误差主要由轴承油温变化所造成。此时主轴转速为250r/min,如果速度高时，主轴的变形将更加不利。可见，液压主轴的发热不容忽视。为了保证超精密加工的精度，应该严格控制主轴油温的变化和主轴的变形伸长。这对工作环境是有严格要求的，如调温精度等，另外，机床本身的结构和液压冷却系统也要与超精密加工相适应。下面提出几点解决方法： ) f( g- z. B6 l- Y: i 采用精密控温油箱。超精密加工领域的液体静压轴承，必须使用冷却控温油箱，控制油的温度是限制轴承发热，保证加工精度的基本手液压主轴的温度变化与超精密加工的基本手段。 目前，国内的控温油箱，通常控温精度能够达到1℃或0.5℃，而作为超精密加工，要求其控温精度越高越好。本机采用的是控温精度20℃±0.1℃的精密油箱，较好地控制了机床回油的发热，阻断了油液在循环过程中的连续升温。2 x1 s4 k% }* R3 U( z' j* D/ ? 但是，由于轴承间隙内的油液仍然存在着摩擦、挤压、剪切作用，油液不可避免地要发热，使得进出油口存在较大温差，它仍然能传给主轴，导致主轴的温升而严重地影响加工精度。 增加主轴系统的热刚性。主轴油液的发热在所难免，但如果采用低膨胀系数的材料，则可将主轴的发热变形减小。目前已知的低热膨胀系数材料有铟钢、石英，还有热膨胀系数接近于零的玻璃陶瓷和复合材料等。用超级铟钢作主轴材料，其热膨胀系数为6×10-7/℃，是普通钢材的1/20。采用新材料制作高热刚性的主轴，正在受到重视。 改变轴承的布置。在轴承的设计中，合理布置端面止推轴承的位置，使其尽可能靠近加工表面，因为主轴的变形伸长是以端面止推轴承为起点的。缩短它与加工表面的距离，可以改变变形计算公式中的长度因数，因而变形减小。但这种改进受到机床布置和轴承结构的限制。 % v! U5 e$ C4 V7 g7 k, l, S4 e2 m! C$ s4 d& ^- Q' u4 i6 U& A8 x 图3 冷却槽 7 m- c4 ]* a( Q& O# ~' p2 t 对主轴采用冷却系统。为了控制主轴发热变形，可以在主轴上设置另外的冷却系统。比如，在主轴上开冷却槽，通过外接循环冷却系统使主轴保持恒温。图3为带冷却槽的研磨盘，冷却液通过时，可以使研磨过程的发热及主轴的发热得到控制。也可以在主轴外部对其进行喷淋定温，直接保证加工过程及主轴乃至机床整体的温度恒定。美国LLNL实验室开发的金刚石车床DTM-3用恒温油喷淋，油温变化控制在20℃±0.0025℃以内，以1.5m3/min流量喷淋机床与工件，有效地消除了热影响。. N y& A9 `# o% @: s# o 针对主轴发热不能很好控制的情况，采用适当的控制工艺过程的措施，也有可能达到较高的加工精度。为了消除温度对加工精度的影响，可以使机床在工作转速长时间定温，然后切削加工，经过长期定温后，各部件达到热平衡，变形趋于稳定，再行加工可获得较高的精度，图4为机床经半小时定温后车削加工获得的数据，其误差为1.2μm,切削直线度在预计范围之内，机床定温是在较低的技术保证前题下实现精密加工，超精密加工常用的方法，图4定温加工后直线度测量曲线。 9 B4 R8 n% t4 ^8 s4 J$ ~ " q4 F* K2 o% g! P( f3 F 图4 定温加工后直线度测量曲线 4 结论 0 I8 u4 }5 j* }7 r6 c 液压主轴在应用上有其特定优点，但在超精密加工中，即使主轴不旋转的情况下，其发热也足以影响加工精度。所以，液压主轴温度的变化必须引起足够的重视，它有时候是限制加工精度进一步提高的主要因素。 - h( {& y6 A( z 在超精密加工领域，应该综合考虑液压轴承与空气轴承的特点，来决定主轴的结构形式，液压主轴以其必须的冷却控温油箱和控制主轴发热的结构或系统而显得结构复杂和庞大，在采用液压主轴的情况下，必须考虑如何解决主轴的温升问题，单纯采用控温油箱控制主轴进油口油温并不能实现对主轴发热的有效控制，要达到高的加工精度，除合理的结构和布置外，加工工艺过程的控制也能起到积极的作用。 技术国防科技重点实验室 张普星

skudy

希望能再多看到这种专业的贴子，长见识了，谢谢楼主！

jiaolong

谢谢楼主!!够专业!!

zh39204128

很专业的分析，赞一个！