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作者：广州依纳 发表时间：2013-03-04
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轴承磨削加工之Z新发展：高效磨削
轴承的加工离不开磨削，特别是内圆磨削和端面磨削，一直是业内研究热点。在高效磨削领域，普通砂轮所占据的位置仍然不容质疑—这可从近年来该类产品的推陈出新获得明证。面向轴承加工的磨削需求不断提升，从相关技术和产品的研发与应用中，可以感受到普通砂轮的开发潜力仍然XX。
当今磨削工艺的发展方向为超精密切削技术网站，高效率切削技术网站，超硬磨具。有人说普通砂轮的发展已到了尽头切削技术网站，100多年以来形成的技术再变也变不出什么新花样切削技术网站，只有朝超硬方向发展才是大势所趋。这种言论有一定道理切削技术网站，但并不完全正确。
超硬磨具有其优势切削技术网站，同时也存在着一些局限切削技术网站，比如它对机床的主轴转速和刚性提出了严格的要求切削技术网站，不是随便什么机床都能装配CBN砂轮的。再比如切削技术网站，CBN砂轮的冷却液不能采用普通冷却液切削技术网站，砂轮修整也需要特制的金刚滚轮来完成。由此可知切削技术网站，普通砂轮在当今金属加工领域仍然占据着不可替代的位置。
那么切削技术网站，普通砂轮的发展是否真的已经“江郎才尽”？众所周知切削技术网站，砂轮由磨料、结合剂和气孔三部分组成切削技术网站，要开发一个新的砂轮切削技术网站，也只有从这三方面入手。事实上切削技术网站，这三个部分的开发潜力还很大切削技术网站，技术的不断进步推动着人们的认识逐步深入切削技术网站，圣戈班公司每年都有新产品问世就是一个有力佐证。
下文分别从内圆磨削和端面磨削两个角度切削技术网站，结合圣戈班新研制的产品切削技术网站，探讨面向轴承加工的磨削技术之Z新发展。其中切削技术网站，在内圆磨削上针对高速磨削研发的新一代NQ磨料切削技术网站，其磨削性能和寿M较原有磨料产品有成倍提高；而面向端面磨削新推出的VORTEX制造技术切削技术网站，则可使砂轮组织结构获得更大的气孔率切削技术网站，chong分体现出磨削的高效性。
切削技术：内圆高速磨削：NQ砂轮尽显高效性
在此切削技术网站，谨将高速磨削定义为砂轮工作线速度在63m/s以上切削技术网站，普通速度一般为35-45m/s的水平。高速较普通速度具备以下特点：①可提高生产效率1倍以上；②能够将工件的表面粗糙度参数值调低40-50%；③可将砂轮的寿M提高1倍左右；④使磨削力下降40%左右切削技术网站，加工精度也会相应提高。
切削技术：高速磨削：新型磨料的开发与NQ砂轮应用
圣戈班公司于10年前研发出SG磨料切削技术网站，其比普通电熔刚玉磨料的硬度高切削技术网站，而且因为磨料是微晶结构切削技术网站，本身便具有很多锋利的切削刃切削技术网站，自锐性好。但是切削技术网站，在高速内圆磨削中切削技术网站，由于速度高导致磨削力下降切削技术网站，而SG磨料恰恰在低磨削力情况下无法发生晶面分解切削技术网站，也就是说切削技术网站，其在自锐性方面的优势无法体现出来。
为此切削技术网站，圣戈班于2007年推出一种磨料NQ(NORTON QUANTUM)切削技术网站，它克服了SG不适合于低磨削力的弱点切削技术网站，在内圆磨、齿轮磨等应用上具有明显优势。与SG相同切削技术网站，NQ磨料本身也属于陶瓷烧结刚玉切削技术网站，V一不同在于磨料颗粒的形状—这种独特的形状能使其在较小磨削力情况下产生较好的自锐性切削技术网站，当磨料受到磨削力作用时切削技术网站，它的钝化部分会沿着晶面分解切削技术网站，新的锋口随即出现并参与到切削作用中切削技术网站，自锐性的功效得以体现。表1和表2所示为NQ砂轮的数个应用实例。 e-cuttech.com表1 NQ砂轮的应用实例(一) 工件名称 轴承内圈内圆
工件材料 100Cr6 60～62HRC
冷却液 3%乳化液
直径方向余量 0.3mm
表面粗糙度 Ra0.8
形位公差 锥度5μm
砂轮尺寸 01 28×19×9mm
原砂轮型号 SG10-J10VSP
新砂轮型号 NQ100-J10VQNP
砂轮速度 60m/s
结果 磨削的零件数量由800件增加到了1050件切削技术网站，即寿M提高了30%
e-cuttech.com表2 NQ砂轮的应用实例(二) 工件名称 轴承外圈滚道
工件材料 100Cr6 60～62HRC
冷却液 油
直径方向余量 0.3mm
表面粗糙度 Ra0.5
形位公差 圆度7μm
砂轮尺寸 01F 42×12×15mm
原砂轮型号 5SG100-MVX
新砂轮型号 5NQ100-NVQN
砂轮速度 63m/s
结果 磨削的零件数量由2500件增加到了5000件切削技术网站，即寿M提高了X
无心磨科太克
修整加工图科太克
经实践验证切削技术网站，NQ砂轮与SG砂轮相比切削技术网站，寿M提高幅度在33～X之间切削技术网站，在磨削效率(进刀量)上的提升幅度则在30%左右。同时切削技术网站，磨削功率可调低15%切削技术网站，进一步改善了工件的精度。而且切削技术网站，无论是陶瓷还是树脂砂轮切削技术网站，NQ磨料都能在高速磨削中发挥低磨削力、高磨削效率的优势。
e-cuttech.com表3 轴承内圈端面磨削的应用实例 工件 轴承内圈 100Cr6 未经热处理
尺寸 内径18mm；外径35mm
余量 0.4mm/单面
表面粗糙度 Ra0.4μm(Max1μm)
机床型号 Gardner
砂轮尺寸 760×100×356mm
原砂轮型号 23A54LB
Vortex砂轮型号 A 60 L B Vortex
切削技术：高效端面磨削：VORTEX砂轮助一臂之力
VORTEX技术是将磨料颗粒按照设计的组织结构做成磨料团切削技术网站，然后再由这些磨料团来制成砂轮。这一技术使得砂轮组织的透气性更好切削技术网站，气孔大小也可根据实际应用调整切削技术网站，从而使得冷却液更chong分地进入到磨削区域切削技术网站，确保磨削时进给量更大切削技术网站，同时也不会引致烧伤。
表3列出了轴承内圈端面磨削的应用实例。端面磨削的基本要求是获得所需的内外圈厚度及公差切削技术网站，同时获得所需的平行度和平面度切削技术网站，这些平面将作为后续加工的基准面。结果证明切削技术网站，VORTEX砂轮的磨削余量从0.4mm提高到0.6mm切削技术网站，砂轮转速和工件通过速度维持不变切削技术网站，同时修整间隔从10,000件/修延长到14,000件/修切削技术网站，提升幅度达40%。
从以上实例可见切削技术网站，普通砂轮仍然具有相当大的开发潜力切削技术网站，金属加工业的向前发展从未止步切削技术网站，不断提升的磨削加工需求呼唤新的磨料磨具产品来予以满足
新型外球面轴承磨床的设计
应用范成磨削原理设计了外球面轴承专用磨床，代替传统的摆动和切入磨削方法，使外球面轴承外圈球面曲率加工合格率达到X。
1 问题的提出
带座外球面轴承自20世纪70年代在我国问世以来，由于具有良好的轴线可调性，已被越来越多地应用于各个行业。这种轴承轴线的可调性，既决定于轴承外圈与轴承座之间的尺寸要求，更取决于两者之间球面曲率的配合。由于目前的加工方法在磨削机理上没有重大突破，使得在解决外球面轴承外圈球面曲率的加工合格率上，始终成为我国轴承行业一道难以逾越的障碍。
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图1 摆动磨法示意图
2 不同磨削方法的分析与比较
目前，加工这种外球面轴承外圈采用的方法基本有以下两种:
摆动磨法 摆动磨削机床具有较强的切削能力，故磨削速度快，加工时间短。用摆动磨加工球面轴承外圈，既要BAO证摆动工件球心与砂轮轴线处于同一水平连线，又要与砂轮横向中 心剖面相重合。实际加工中，由于机床自身摆动平面处的振动及工件的不等宽性，很难BAO证其球面曲率的一致性(见图1)。
切入磨法 在这种磨削方法中，轴承外圈的球面曲率取决于砂轮被修整的形状。磨削时，由于轴承外圈本身的余量不等及形状不同，因此固有砂轮的形状X时都可能被破坏。该加工方法效率低，砂轮修整频繁，其球面曲率也难以BAO证，一般都不采用。
以上两种磨削方式，虽都可加工球面轴承外圈，但受其磨削方式的限制，无法解决与球面轴承座的配合，更无法从根本上BAO证球面曲率的稳定合格率。
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1.床身 2.手柄 3.电磁无心夹具 4.工件 5.电感测头
6.主动测量仪 7.砂轮 8.纵向滑台 9.磨头装置
10.磨头电动机 11.横向滑台 12.步进电动机
13.皮带轮 14.主轴箱 15.主轴电动机
图2 机床传动原理图
笔者利用范成磨削原理，改盘形砂轮为空心柱体状砂轮，使其沿工件横向切入，并采用使砂轮回转轴线与轴承外圈回转轴线相交进行磨削的方法设计了外球面轴承专用磨床，解决了这种轴承球面曲率的合格率问题。所设计的机床传动原理图见图2。
3 机械部分设计
主轴及夹具
纵、横向进给机构
磨头装置
由于外球面轴承外圈为薄壁小型导磁工件，因此工艺上采用无心夹具。无心夹具由壳体、线圈铁心、磁JI、磁盘及两可调支承组成。工件通过两支承来定位，其支承位置可根据工件直径的不同而调整。使用电磁吸盘无心夹具磨削的Z大好处是:其加工精度不受机床主轴回转精度的影响，因而可以获得很高的加工精度。
主轴旋转由0.75kW电动机驱动，通过双速皮带轮和一组减速齿轮使主轴获得166r/min和280r/min两种转速，以满足不同尺寸工件的需求。为克服主轴上的轴向力，提高主轴旋转精度，支承选用5级精度双列短圆柱滚子轴承与两对角接触球轴承相配合。
磨床的纵、横向进给机构分别由手动和步进电动机驱动，两者均采用滑动导轨。
纵向进给由于其承受载荷较大，又有运动精度要求，故采用矩—山形导轨。纵向进给滑板由步进电动机驱动，通过减速机构、丝杠螺母机构带动滑板做纵向移动。为调整需要，在步进电动机停止运行时(断电状态)，还可通过手轮及离合器使纵向滑板做手动进给，整个纵向移动量大行程设计为150mm。横向进给机构置于纵向进给滑板上，是为满足被加工件宽度变换而设置的。由于调整次数不多，采用手动螺母调整：为克服较大的轴向抗力，横向进给机构的导轨设计成燕尾型，既可防止颠覆力矩，又可满足使用要求。
磨头作为切削工具的主要部分，置于横向滑板上。为使磨头获得高转速，采用转速为2880r/min的电动机，通过皮带来驱动。为提高磨削精度，以两对5级精度角接触球轴承为支承，磨头前装有空心柱形砂轮(以磨削直径100mm为例，其砂轮尺寸为?35mm×?50mm×70mm)及砂轮防护罩。
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图3 加工流程图
4 电控部分设计
为有效地控制被加工件的径向尺寸，使用了电感测头及主动测量仪，用于磨削过程中尺寸的连续测量，并和数控装置、伺服机构共同组成了一个简单的闭环控制系统(见图3)。
对刀
加工
光磨
首先将数控装置选择开关置于手动位置，使工件和砂轮旋转。然后摇动手轮，使磨头砂轮逐渐靠近工件。当两者微接触(微见火花)时，按下对刀键，此时纵向进给机构快退20mm，即为该工件在数控加工中的零点。
将数控装置置于自动加工位置，按下启动键，纵向进给机构在步进电动机驱动下，向工件快速移动20mm，主轴由限位开关启动并旋转，磨头进入工进状态，磨削开始。
此时，通过工件表面的测头，将工件径向尺寸变化的位移信号变为电信号送入测量仪，由测量仪将信号反馈给数控系统，通过其判断比较后，继续控制伺服机构做纵向运动。
当工件尺寸达到某一设定值时(一般可预留20μm)，数控装置发出停止信号，伺服机构停止纵向进给。但此时磨头与工件仍然转动，进行无进给磨削，即光整加工。
随着光磨余量的消除，工件达到尺寸要求后，通过测量仪经数控系统发出快退信号，伺服机构快退，主轴停转，完成一个工件的加工过程。
5 结束语
用范成磨法的外球面轴承专用磨床替代传统的摆动和切入磨削，可将外球面轴承外圈的球面质量提高到一个新水平，从根本上解决了球面曲率的难题，且减少了废品率，调低了成本，并可大大减轻操作工人的劳动强度。
目前该机床已经小规模生产。近几年来，经用户使用反映X果良好，其尺寸合格率可达98%，外球面曲率合格率可达X。该项技术难关的攻克，使该磨床荣获95年度GUO家级新产品奖
轴承座内球面的加工
为解决如图1所示的轴承座内球面的加工，我们设计制造了如图2所示的镗杆，装在车床上，用通用设备解决了生产轴承座的技术关键。
镗杆1用三爪卡盘夹持并用特制D尖15支承，刀杆3用轴4安装在镗杆1的长槽中，一端夹固刀头5，另一端通过销轴2与连杆6相连。连杆6另一端通过销轴7与螺母8相连。转动丝杆9，可使螺母8在镗杆1的燕尾槽中移动。T20×1.5的左旋丝杆9在瓦座10的孔中转动。瓦座10由螺栓16紧固在镗杆1的右端。齿轮11(m=2；z=31；x=-0.5)通过平键12、垫圈13、螺母14固定在丝杆9的右端。镗杆1旋转时，齿轮11绕特制D尖15旋转。D尖15铣有m=2；z=12；x=0.5的齿，所以齿轮11自转，从而带动丝杆9旋转，使丝母8在镗杆上移动通过销轴7、连杆6、销轴2带动刀杆3并以轴4为圆心，使刀头5在镗杆的长槽中左右弧形移动，从而完成内球面的加工。
操作方法：将工件紧固在车床大溜板上，先用普通镗杆镗削?164内孔及两侧端面，再用镗杆1镗削内球面。根据球面孔的加工余量与吃刀深度，确定刀头5的伸出长度，用螺钉将刀头紧固。移动溜板使工件中 心对正轴4的中 心，紧固大溜板。开车使主轴正转刀头5绕轴4由右向左转动，开始切削镗过一刀后停车，摇动大溜板使工件移开刀杆，松开紧固螺钉，把刀头取出，翻转过来(使前刀面朝下)再放入刀杆中，并使刀头伸出相当于一定的吃刀深度，将刀头紧固好后，再把大溜板摇回原位紧固好，开反车，则刀头开始由左向右转动并切削，重复数次，直到加工到合适尺寸为止。
T荐粗镗时。刀具的主偏角f和副偏角f1均为45°,精镗时刀尖要刃磨成具有R95～R100的圆弧刃，以提高表面质量。 http://www.e-cuttech.com2009/jxzz200204p47-2.gif
1.镗杆 2.销轴 3.刀杆 4.轴 5.刀头 6.连杆 7.销 8.丝母 9.丝杆
10.瓦座 11.齿轮 12.平键 13.垫圈 14.螺母 15.特制D尖 16.螺栓
图2
陶瓷轴承在数控机床主轴单元中的应用研究
摘要：陶瓷轴承以其优良的性能，在高速主轴单元中的应用日趋广泛。通过理论分析与实验研究，对比分析了两种类型主轴单元的温升、振动特性，为陶瓷轴承的实际应用提供一定的依据。
为了提高生产率和加工精度，机床主轴向高速化发展的趋势引人注目。陶瓷轴承具有耐高速、重量轻、寿M长等优良性能，在高速及特殊环境等条件下工作的机械中，正逐步得到应用。高速主轴单元是开发中、G档数控机床的关键性技术之一。近年来，国外生产的数控机床或加工中 心，其主轴系统很多都采用了陶瓷轴承和电机主轴结构，即所谓电主轴。电主轴是机床高速主轴单元的一种较理想结构，GUO内在这方面的研究尚处于起步阶段。
高速主轴单元的核心是高速精密轴承，其性能好坏将直接影响主轴单元的工作性能。随着速度的提高，轴承的温度升高，振动和嗓声增大，寿M调低。因此，提高主轴转速的前提是研制开发出性能优越的高速主轴轴承。目前，在高速主轴单元中，主轴的支承主要采用进浮轴承、液体动静压轴承、陶瓷球轴承三种形式。磁浮轴承的高速性能好、精度高，容易实现诊断和在线监控。但实践表明，这种轴承由于电磁测控系统过于复杂，到今未能得到广泛应用。液体动静压轴承综合了液体静压轴承和液体动压轴承的优点，但这种轴承B须根据具体机床专门进行设计，单独生产，标准化程度低，维护保养也困难。
目前，应用Z多的高速主轴轴承还是混合陶瓷球轴承，即滚动体使用热压或热等静压氮化硅陶瓷球，轴承套圈仍为钢圈。这种轴承标准化程度高，价格低，对机床结构改动小，便于维护保养，特别适合高速运行场合。它的K值已超过2.7×106。为了增加轴承的使用寿M，可增加滚道的耐磨性，对滚道进行涂层处理或其他表面处理。
1 陶瓷球轴承的理论分析
轴承在工作时，轴承滚动体与套圈间将产生接触应力，并在接触表面上形成接触应力椭圆。根据Herts接触理论、轴承滚动体与套圈间的接触椭圆的长、短半径为： a=ma[3Q(1-μc2+1-μs2)]1/3
2SrEcEs
(1)
b=mb[3Q(1-μc2+1-μs2)]1/3
2SrEcEs
(2)
代入陶瓷材料的性能参数，可得: qoc=1.112qom(3)
dc=0.896dm(4)
式中：ma、mb——与椭圆偏心率有关的系数
d——球与套圈的弹性趋近量
Q——作用在滚动体上的外加总负荷
qo——球与套圈的接触应力
E——材料的弹性模量
μ——材料的泊松比
c、s——下标，分别指陶瓷轴承和钢球轴承的相关参数
Sr——主曲率和
由式3、4可看出，低速时.陶瓷球轴承中陶瓷球与钢套圈的接触应力为钢轴承的1.112倍，变形为钢轴承的89.6%。在高速条件下，轴承不仅受到来自外力的作用，还受到轴承内部滚动体离心力的作用。离心力的作用，将使接触面积、接触应力和弹性变形增大。由于滚动体(球)的密度不同，在陶瓷球轴承和钢球轴承中的接触应力也会不同。在陶瓷球轴承中，用陶瓷球取代钢球，陶瓷材料的密度与热膨胀系数比轴承钢小，弹性模量大。高速运转条件下，来自轴承内部的负载(离心力、陀螺力矩等)比例轴承小，因此，陶瓷球轴承的参考转速可以得到提高，如Si3N4球轴承的参考转速比钢轴承提高了60%左右。
滚动轴承的破坏形式主要有疲劳破坏、磨损、塑性压痕、烧伤和润滑失效等形式。在正常工作条件下，钢轴承的破坏是疲劳破坏。用热等静压氮化硅陶瓷球替代钢球组成的陶瓷球轴承的破坏形式有两种：钢套圈和陶瓷球的破坏。这两种破坏形式均为疲劳破坏。只是陶瓷球疲劳剥落的尺寸比钢轴承的小。几乎没有磨损痕迹。已有试验和实际运用表明，陶瓷球轴承的破坏主要表现为钢套圈的疲劳剥落。即使氮化硅滚动体发生了局部剥落，也不会急剧扩展，其微裂纹只是在轴承继续运转中缓慢扩大。
陶瓷球轴承寿M估计式为： Lc=1[E∝ (1+??)]3(1+F∝)-10/3z1/9(1+g)1/9Loc-10/9
21/9EocQ
(5)
表1 试验用陶瓷球轴承结构参数型号外观尺寸
mm球径
mm球数原始
接触角陶瓷球
材料保持架
材料套圈
材料
B7007CY35×62×147.1441615°HIPSN树脂GCr15
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图1 高速主轴单元结构简图
表2 电主轴的主要性能参数型号参考转速
(r/min)主轴直径
mm输出功率
kW润滑方式
A型30000354.5油雾
B型24000354.5脂
式中：F∝——离心力
Q——滚动体与套圈间的接触负荷
Eo——材料弹性模量
从式(5)可以发现，影响陶瓷球轴承寿M的因素主要有：①滚动体的离心力。高速运行时，离心力构成轴承外圈载荷的主要部分，转速越高，外圈接触应力越大。氮化硅密度是轴承钢的40%，相同转速下，可以有效阻止轴承寿M调低；②材料本身的弹性模量。氮化硅弹性模量大，泊松比小，使接触应力变大，对低速运转的轴承寿M是不利的；③主曲率和。适当减小陶瓷球与套圈接触处的主曲率和，可以提高陶瓷球轴承的寿M。
2 试验研究
试脸条件 本次试验所用陶瓷球轴承参数如表1所示。所用陶瓷球的材料为HIPSN(热等静压氮化硅)，精度等级是G3级，装配时球与套圈按规值精细选配。该轴承采用“小珠密珠”结构，并使用外圈薄形保持架。试验中所用钢轴承与陶瓷球轴承具有相同的结构参数。
试验所用的电主轴有两种型号，分别为A型和B型。结构简图见图1所示，轴承安装形式为DBB。表2是两种电主轴的主要性能参数。
本试验采用热电偶测温法测量主轴前端轴承外圈的温升，又利用PDD测量高速电主轴前、后端的振动频谱，分析两种轴承对电主轴运转精度的影响。
试验测试结果分析
主轴轴承的高速性能根据两种高速电主轴的实验数据绘制的温升特性曲线，由图2、3可见，A型主轴转速由2000r/min上升到参考30000r/min时，钢轴承温度由4℃上升到35℃；主轴转速由2000r/min上升到转速40000r/min时，陶瓷球轴承温度由35℃上升到43℃，为防止温度过高损坏陶瓷球轴承，停止继续升高转速的试验。实验中显示，在相同温升水平上，即温升为35℃时装有陶瓷球轴承的电主轴转速比钢轴承型主轴提高约30%。
在B型电主轴中，应用陶瓷球轴承，电主轴的实际转速比使用钢轴承时的参考转速相应提高约30%～50%。
从上述试验结果和理论分析可知，陶瓷球轴承比钢轴承更适用于高速运转条件。
主轴轴承的温升由图2可见，A型主轴转速小于15000r/min时，两种轴承的温升基本相同。当转速大于15000r/min时，陶瓷球轴承的温升明显低于钢轴承。钢轴承温升增长率比陶瓷球轴承的快。
由图3可以看出，B型主轴的轴承温升的总体变化趋势与A型电主轴相似。但主轴转速较低时，陶瓷球轴承的温升略高于钢轴承，温升增长率比钢轴承小。当转速n>17000r/min时，才能显示出陶瓷球轴承的低温升特性。脂润滑条件下陶瓷球轴承的运转速度和油雾润滑时钢轴承的运行速度相当。实验中发现，B型陶瓷球轴承达到热平衡时的温升和所需时间，与A型钢球轴承达到热平衡时的温升和所需时间相近。
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图2 A型电主轴的温升特性http://www.e-cuttech.com2009/jxzz200204p33-3.gif
图3 B型电主轴的温升特性http://www.e-cuttech.com2009/jxzz200204p33-4.gif
图4 电主轴不同供油条件下的温升特性
图4所示是B型不同供油量条件下的主轴轴承的温升曲线，从中可见，陶瓷球轴承Z低时所需求的供油量低于钢轴承，并且当突然中断供油时，陶瓷球轴承能维持一段时间的正常工作，而钢轴承在较短时间内就会烧坏。
由上述可知，不论用油雾润滑还是脂润滑，在高速或润滑不足时，陶瓷球轴承的温升都小于钢轴承，陶瓷球轴承的寿M高于钢轴承。分析认为：①由于HIPSN陶瓷球产生的离心力和陀螺力矩小，使陶瓷球轴承发热量少。②轴承在装配时需要预紧，预紧力越大，变形和发热越多，轴承温升也越快。轴承高速运转下，轴承承受的总负荷包括初期预紧力和轴承内部负荷。内部负荷由离心力和热膨胀差引起的。轴承工作时的预紧力大于装配时的原始预紧力，从而使摩擦发热增加，轴承温升增大。由于HIPSN陶瓷材料的热膨胀系数仅为轴承钢的25%，故当转速提高时，陶瓷球轴承的温升值比钢轴承小得多。资料表明，陶瓷球轴承的内圈材料采用热膨胀系数比轴承钢小20%的不锈钢、渗碳钢等材料，可以有效调低轴承的温升。
主轴振动频谱分析 使用高灵敏度的压电晶体传感器，运用离散傅立叶原理进行信号交换计算，图5、6是利用PDB测得的A型电主轴振动频谱。由图5可见，电主轴前端振动加速度波动较大，导致电主轴的运转精度调低、刚度下降。由图6可见，装有陶瓷球轴承的电主轴前端振动加速度变化JI小，主轴运转的动态精度高。对比两种类型电主轴表明，使用陶瓷球轴承，可以有效减少电主轴的振动，提高电主轴的运转精度和刚度。
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图5 装有钢轴承电主轴前端振动频http://www.e-cuttech.com2009/jxzz200204p33-6.gif
图6 装有陶瓷球轴承电主轴前端振动频
3 结束语
以上理论与实验分析表明：
在相同条件下，陶瓷球轴承比钢轴承更适用于高速运转条件。将陶瓷球轴承应用于高速主轴单元的设计、制造中，可以有效提升主轴的参考转速，减少高速主轴的振动，提高主轴的运转精度和刚度。
应用陶瓷球轴承可以延长电主轴的使用寿M，简化与之配套的润滑系统。但要解决低速运转条件下，陶瓷球轴承刚渗碳钢轴承外圈淬火后加工余量的确定度差、精度低的问题。
渗碳钢轴承外圈淬火后加工余量的确定
渗碳钢轴承套圈压模淬火后，大多出现收缩现象。在工件脱模后又继续收缩，我们称这种收缩为“弹性回缩”。弹性回缩量不容忽视，它是确定车削后的余量及磨盘大小的关健，合理确定产品的加工余量到关重要。本文着重探讨：渗碳钢双列圆锥轴承外圈工件弹性回缩量的计算，外滚道车削后的余量确定，淬火后实际磨量的预测计算，并举例说明。
1 弹性回缩量的计算
由生产实践得知，渗碳钢轴承套圈弹性回缩量的大小与工件壁厚、直径的大小有关。我们总结的弹性回缩量的经验公式是 d=26B4/D3(1)
式中：B——工件Z大壁厚
D——套圈外径
系数26是在压模旋转淬火条件下，经多次实践数据而推得。
式(1)适用外径在200～300mm范围内的工件。
2 外滚道车削后的余量确定
车削后的余量确定，受弹性回缩盆大小的影响，弹性回缩量越大，余量越小，反之亦然。通过生产实践与理论分析得知，外滚道车削后的余量(H?D)1与工件的厚径比有关，即H?D1∝D/B。
定量表达式是 H?D1=0.042D/B(2)
系数0.042是依据多次实践数据而推得。
3 淬火后的实际磨量确定
由实践得知。弹性回缩量不会因为车削后的余量的微量增减而变化，因此淬火后的实际磨量应为 H?D2=H?D1+d(3)
4 计算实例
已知197726轴承外圈的Z大壁厚B=18.85mm，外径D=230.9mm,原来取外滚道车削后的余量?D1=0.65，试求合理的车削后的余量及淬火后的磨量，并验证原取值的合适性。
解：由式(1)得弹性回缩量
d=26B4/D3=26×18.854/230.93=0.266
由式(2)得车削后的余量
H?D1=0.042D/B=0.042×230.9/18.85=0.514
由式(3)得淬火后的实际磨量
H?D2=H?D1+d=0.266+0.514=0.78
而这种规格的轴承外圈原外滚道车削后的余盆取值?D1=0.65，淬火后实测磨量是0.9，与计算结果0.78相差较大，因此原取值是不合适的。后余量取?D1=0.5,淬火后实测磨量为0.76，计算结果与实测情况很接近说明后者取值较合理。
值得指出的是淬火压模的尺寸应与车工图的尺寸相同，实践证明以渗碳钢轴承套圈淬火时的收缩量作为整形量足以达到整形X果。
磨床静压轴承维修中的几点经验
静压轴承以其高的回转精度、刚性好、承载力高、无磨损、耐用度高而广泛用于M210、M131W、3160A磨床以及2A710、FYT10金刚镗头。随着数控技术的发展，静压轴承也广泛用于加工中 心等数控机床的主轴。一拖股份公司D一发动机厂，有许多静压磨床和静压金刚镗头，在维修中进行了一些探索和尝试，取得了几点经验。
小孔节流器(1)将内部节流改为外部节流，并加装压力表即时显示上下腔压力。使维修保养方便，特别是可以很容易地定期清洗，这是内部节流器无法比拟的。(2)节流比。节流比β的理论值是1.2～1.5之间，而根据多年的经验以1.25为佳。这样在维修中，需要对主轴的几何精度、前后轴瓦的几何精度、同轴度、圆度及锥度进行严格控制，以便BAO证β值。根据机床的承载能力确定e值(主轴与轴瓦几何中 心的偏心量)，使β值Z佳。(3)各油腔在不装主轴时，各个出油口的油柱B须一致(观察法)，若不一致，应采取改变节流器孔径的方法，改变其流量。以4腔为例，一般下、左、右腔的油柱在20～25mm之间，小孔直径为0.25～0.4mm。
薄膜反馈节流器薄膜反馈节流轴承刚度是很大的，但机床在运行中也常出现抱瓦、拉毛、掉压等现象。薄膜反馈Z关键的是薄膜，实践中认为，轴瓦抱死、拉毛的主要原因是：①薄膜塑性变形所致；②反馈慢。外载突变时，薄膜还没反应时，轴与瓦已经摩擦了；③薄膜疲劳。薄膜使用时间长，疲劳变形，相当于改变了反馈参数。增加薄膜的厚度和改用一些耐疲劳的材料，均可收到良好X果。一般是采用刚性膜、预加载荷、预留缝隙的方法。具体作法是：将1.4mm厚的膜改为4mm厚刚性膜，在下腔垫0.05mm厚的锡箔纸，使主轴调整到比理想位置高0.05mm的位置。目的是当主轴受力(砂轮重量、切削力)后，恰好返回到理想中 心。
供油系统的改进静压轴承供油系统中，除粗滤、精滤外，其余各元件对静压轴承具有保护作用。在原系统基础上对供油系统进行改进。(1)在节流板后的出油口接压力继电器和压力表(原来在蓄能器前面)，这样可使操作人员看见腔压与进口压力的大小。当其压差大于一定值时，以便立即停机，以免轴瓦抱死。如：进口压力2MPa，出口腔压1.2～1.6MPa，低于1.2MPa就要停机。(2)增加数字检测装置静压轴承的主轴与轴瓦之间有0.04～0.05mm的间隙，其间的油液有一定的电阻值，检测这一阻值的变化，就可以得知期间隙的大小。以主轴为一JI，轴瓦为另一JI，测量其阻值变化。将此信号处理后发到光电报警器和控制系统放大器，控制主轴电机的启停，以此来避免轴与瓦的摩擦。
磨削轴承内圈沟道的工艺参数对圆度的影响规律
摘要:文章论述磨削内圈沟道圆度的几何特征，分析其影响因素及其内在联系，确定磨削内圈沟道圆度建模的试验因素，按混合型正交表进行试验设计，考虑因素间交互效应，通过对试验数据逐步回归建模，建立磨削圆度与工艺参数关系的数学模型，并以三维曲面直观地表示磨削工艺参数对圆度的影响情况，进一步分析圆度数学模型，得出几点有实用价值的结论。
1 前言
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图1 轴承内圈沟道外圆
滚动轴承内圈沟道圆度是一项重要的质量指标，直接影响轴承的工作精度、平稳性和使用寿M。磨削通常是内圈沟道的半精加工或精加工工序，对成品内圈沟道的圆度起决定性作用，内圈沟道磨削的圆度除了取决于磨削工艺系统的精度和动态特性外，还与磨削的工艺参数密切相关。前者，已为许多学者所重视，并进行了大量的研究，从而大大改善了磨削内圈沟道的圆度。随着磨削工艺系统精度的提高和动态特性的改善，磨削工艺参数成为影响圆度的主要因素，因此研究磨削工艺参数对圆度的影响规律，对合理选择工艺参数，确保轴承沟道的磨削圆度，进而实现磨削轴承沟道的工艺参数优化，有重要意义。图1 是磨削轴承内圈沟道截面实际轮廓与理想轮廓的误差情况，可表示为几何形状误差 ?Rw(F)=Rw(F)-Rw0(1)
式中，Rw(F)为实际工件轮廓半径，Rw0为理想工件轮廓半径。图中，O1、O2分别是工件的几何形状中 心和测量回转中 心。
轮廓误差?Rw(F)是F的周期性函数，可用付立叶级数表示成 ?Rw(F)=x0+∞
Σ
i=1xicos(iF+Fi)
2
(2)
式中:xi(i=0，1，……)为谐波幅值：F、Fi为谐波相位角：x0/2代表加工尺寸误差，也是误差函数Rw(F)的平均值。式(2)中，一次谐波x1cos(F+F1)对应内圈沟道外圆几何中 心相对测量回转中 心的偏心：二次到十五次谐波xicos(iF+Fi)(2≤i≤15)对应的就是轴承沟道外圆的圆度。
2 圆度的影响因素分析
轴承内圈沟道通常采用变进给速度切入磨削方式，其磨削循环可分为:工件快速趋近、粗进给、细进给和无进给磨削四个阶段。影响磨削轴承沟道圆度的主要因素可归纳为:(1)磨削过程中工艺系统的精度，这取决于磨床的精度和夹具的定位原理、结构参数及精度：(2)工艺系统的动态特性，特别是砂轮的平衡状态：在修整和磨削过程中，砂轮不平衡，会引起强迫振动，由于修整砂轮时修整器和砂轮的相对位置与磨削时工件和砂轮的相对位置的差异，以及这两种不同情况下工艺系统刚度的不同使振动造成磨削的工件表面不圆：而磨削工艺参数会影响砂轮与工件的接触刚度、砂轮的磨损过程以及工艺系统振动的阻尼特性，从而影响磨削过程的振动特性，Z终反映在磨削工件的几何形状(即圆度)和其他表面质量上：(3)工艺系统的弹性变形引起的工件原始误差复映：分析磨削循环工件几何形状误差变化规律可知，磨削后的工件几何形状误差复映主要取决于工艺系统刚度、磨削工艺参数、砂轮磨损速度以及工件原始误差?。综合考虑以上影响因素，当工艺系统刚度和动态特性一定时(尤其砂轮B须经过良好的平衡)，磨削工件的圆度误差主要取决于磨削工艺参数，因此可通过对磨削圆度试验数据的逐步回归建模，从多工艺参数中挑选重要参数，逐步引入回归方程，从而建立磨削圆度与工艺参数关系的Z优回归方程。
3 试验方案
试验因素水平表水平因素
Vw
(m/min)a1
(μm/r)a2
(μm/r)Sd
(mm/r)td
(mm)T
(mm3/mm)L2
(mm)
13040.50.10.011T00.025
250.5810.20.025T0
383121.80.30.0310T00.04
注:表中T0为单件单位磨削宽度磨除工件体积，本试验T0=7.07mm3/mm。
根据前面对磨削工件圆度影响因素的分析，兼顾工厂生产条件和设备性能的限制，把砂轮和磨削液的性能、砂轮线速度Vs、机床刚度和动态特性以及光磨时间作为不变因素，在磨削试验过程中尽量保持稳定。本研究选择的试验因素:修整砂轮的导程Sd，每次行程修整砂轮深度td，工件线速度Vw，粗进给工件每转磨削深度a1，细进给工件每转磨削深度a2，细进给行程L2，单位磨削宽度磨除金属体积T。各工艺参数除细进给行程L2取2水平外，其余均取， 水平，考虑工艺参数间交互效应，按混合型正交表进行试验。同时为了反映不同工件直径引起砂轮等效直径变化对磨削圆度的影响，以分别对208、308 和306 轴承进行磨削试验，并测量磨削工件的圆度。试验因素水平见右上表。
试验条件:(1)机床为3MZ1310:全自动高速轴承内圈沟道磨床：(2)工件定位方式为双圆弧动支承：(3)砂轮为GB100ZR2A，直径ds=560mm，转速ns=1600r/min：(4)修整工具为单颗金刚石修整器，光修一次：(5)光磨时间2.5s，普通乳化液冷却液：(6)圆度测量仪Taylor-HOBSON：(7)磨削工件为208、306、308轴承内圈外沟道，直径dw=48.1、40、51mm，材料GCr15，硬度60～65HRC。
4 磨削圆度与工艺参数关系的建模
数学模型假设
磨削内圈沟道圆度的逐步回归建模
利用磨削试验后实测内圈沟道的圆度数据，对上述式(3)线性化的响应函数式(4)进行逐步回归，即引入重要因素，剔除次要因素(注:F检验临界值取Fa=0.4)，直到既不能剔除，又无法再引进变量的情况下逐步回归计算结束。定出响应函数式(4)各自变量系数的值，再将线性化后的响应函数代换复原，便可得到磨削工艺参数与圆度关系的数学模型为 R0=0.0623Vw0.442a13.262L20.201De1.08Tb1Sdb2a2b3tdb4
http://www.e-cuttech.com/qdkh.gifb1=-0.335lna1-0.368lnSd
b2=4.833+1.161lna1+2.178lnSd
b3=-0.233lna1
b4=-0.441lnSd
(5)
标准离差s=0.36，相关系数g=0.94，F=26>Fa=0.4
从所建立模型的相关系数和方差分析F检验值可知，拟合X果比较满意，模型是可行的。
根据前面对磨削圆度影响因素分析，考虑工艺参数间可能存在的交互效应，可假设磨削圆度的数学模型是 R0= KVwa1a1a2L2a3D4a4Twb1Sdb2ab23tdb4
http://www.e-cuttech.com/qdkh.gifb1=p1+lnVwb1a1b2Tb3Sdb4a2b5Deb6
b2=p2+c1lna1+c2lnSd
b3=p3+dlna1
b4=p4+f1lnSd+f2lntd
(3)
式中R0代表圆度值，其余为工艺参数和待定常数，砂轮等效直径De=dsdw/(d3+dw)。
通过对式(3)两边取对数并进行变量代换后，可线性化为 y=B0+B1x1+B2x2+……+B19x19(4)
5 结果与讨论
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(注:a1=8μm/r，a2=1.5μm/r，Vw=50.5m/min，L2=0.03mm，De=45mm，T=58mm3/mm)
图2 R0随Sd、td的变化情况 http://www.e-cuttech.com2008/jichuang200203p35-3.gif
(注:Sd=0.15mm/r，td=0.02mm，Vw=50.5m/min，L2=0.03mm，De=45mm，T=58mm3/mm)
图3 R0随a1、a2的变化情况
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(注:Sd=0.15mm/r，td=0.02mm，a1=8μm/r，a2=1.5μm/r，De=45mm，L2=0.03mm)
图4 R0随Vw、T的变化情况 http://www.e-cuttech.com2008/jichuang200203p35-5.gif
(注:Sd=0.15mm/r，td=0.02mm，a1=8μm/r，a2=1.5μm/r，Vw=50.5m/min，T=58mm3/mm)
图5 R0随De、L2的变化情况
图2表示修整砂轮的导程和深度与磨削圆度R0的关系。图中，当Sd<0.16mm/r时，随着修整导程Sd的减小，磨削的圆度增大：但是当Sd>0.16mm/r时，磨削的圆度随修整导程的增大而增大，在Sd=0.16mm/r处，圆度达JI小值。随着砂轮修整深度的增大，磨削的圆度递增。
图3表示粗进给和细进给磨削深度与磨削圆度的关系。从图中可知，粗进给和细进给磨削深度的增大，均使磨削的圆度以不同程度减小，其中随粗进给磨削深度a1的增大，磨削圆度减小的幅度与细进给磨削深度a2有关，a2越大，圆度减小的幅值也越大。
图4表示工件线速度Vw和单位磨除金属体积T与磨削圆度的关系。磨削的圆度随工件线速度的增大而增大，而单位磨除金属体积的变化对磨削的圆度没有明显影响。说明在砂轮正常磨损阶段，砂轮表面的锋利状态不影响圆度。
图5表示等效砂轮直径De和细进给行程L2与磨削圆度R0的关系。显然，细进给行程和等效砂轮直径De的增大，均使磨削的圆度增大。这与第二点的结论一致。
Z后需要指出的是:砂轮不平衡或其他因素引起的机床振动，会严重影响磨削工件的圆度。保持机床良好的工作状态和砂轮良好的平衡，是前面所拟合的圆度数学模型适用的前提条件。此外，砂轮硬度、组织以及磨粒粒度和磨料种类不同，还有冷却液成分不同，都会对磨削的圆度产生一定的影响。M1083A无心磨床砂轮架主轴轴承研死原因分析及其修F
生产使用的金切设备中，有一台海宁机床厂生产的M1083A 无心外圆磨床。该设备的特点是刚性好、生产效率高、设备使用性能良好，能适应大批量生产的需要。其磨削轮、导轮主轴前、后轴承均采用薄膜反馈静压轴承，轴承为四油腔对称结构。该设备Z近出现了砂轮架主轴静压轴承副研死故障，我们对其进行了成功的修F。下面结合修理过程对设备发生故障的原因，静压轴承副修F工艺加以总结。
1 故障原因分析
砂轮架主轴(磨削轮主轴)轴承研死的原因主要在两个方面:D一是润滑油泵送油油路的阻塞：第二是进入轴承油腔主油路的阻塞。这两个原因将直接导致进入轴承油腔的润滑油油量不足或油压不够而导致砂轮架主轴启动时轴承副发生研死故障。
送油油路的阻塞主要是在滤油器处。M1083A送油路上共有三重滤油器，特别是精滤器易被堵塞或滤芯纸质溶化致使送油压力下降，油量不足，使油压过低，而同时主轴启动电器互锁系统失灵，导致静压轴承副研死。
进入轴承油腔的油路阻塞主要是在薄膜反馈节流阀间隙处。间隙严重阻塞时，进入油腔的油量很少，油压很低，主轴不能很好地在轴承中浮起，若扳动磨削轮则转不动或很重，此时一旦启动磨削主轴则同样引起静压轴承副研死。
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1.2-?105mm处与轴承配合间隙0.055～0.060mm
2.2-?105mm椭圆度、锥度允差0.002mm
M1083A砂轮架主轴简图
M1083A砂轮架主轴零件如右图。
2 修F工艺
我们将砂轮主轴拆下后，发现故障主要在主轴前轴承，后轴承则无明显研死痕迹。首先我们用千分尺对主轴前轴颈进行精确测量，实际尺寸为?105-0.008-0.007mm，用内径千分表测得轴承内孔直径为?105+0.048+0.051mm，由此可知其配合间隙在0.055～0.059mm之间，而静压轴承副的配合间隙要求为0.006D(D为主轴轴颈公称尺寸)，M1083A主轴轴颈D=105mm，其配合间隙技术要求应为0.063mm。设计要求的配合间隙为0.055～0.060mm，经过实际测量尺寸可知其基本能满足主轴与轴承之间的配合间隙要求。主轴轴颈圆度误差为0.001mm，满足图纸要求的0.002mm圆度允差，从而BAO证了设备主轴部件的回转精度及刚度。
从拆下的主轴上可以看出，主轴轴颈表面没有太明显的伤痕，我们将主轴在C630-1车床上对主轴轴颈进行表面抛光，使其表面达到Ra0.8μm要求，抛光后对主轴轴颈进行重新测量，其尺寸为?105-0.010-0.008mm。
另外，如果主轴轴颈表面有明显伤痕，则B须对主轴轴颈进行精磨，以BAO证表面粗糙度：如果磨削之后，轴颈变小，不能满足主轴与轴承的配合间隙要求，则B须对主轴轴颈进行可靠的涮镀修F，以BAO证主轴———轴承副的配合间隙达到技术要求，否则将严重影响设备的刚性及正常工作。
检查轴承内孔，发现前轴承孔上有明显的摩擦痕迹，而主轴轴颈等通过检查其各项精度基本在允差范围内，排除了主轴超差因素。同时检查润滑油路发现油路堵塞严重。在主轴轴颈抛光达到要求的表面粗糙度后，对轴承内孔的修F则较为复杂，不易操作，精度不好BAO证。我们先根据主轴轴颈?105-0.010-0.008mm尺寸及要求的主轴与轴承之间的配合间隙0.063mm设计制作一直径为?105+0.038+0.040mm检验心轴，其锥度、圆度允差为0.002mm，作为Z终检查工具，同时设计、制作了研?105+0.038+0.040mm心棒能较顺利插入轴承内孔且用丹粉检查心棒与轴承内孔接触均匀时轴承内孔的修F就基本完成。Z后，还要用内径千分表精确校验轴承内孔尺寸。
用心棒检验内孔的优点是心棒较小，在研磨内孔时，可以X时测量，而主轴相对太大、太重，不易搬动。再则用心棒检测，避免了主轴不必要的磕碰伤。
在研磨轴承内孔时，要注意勤测量，反复修研，反复测量，直到达到各方面要求为止。应当注意的是，在修F研死的轴承孔时，决不能用刮刀刮削轴承内孔，这样JI易使前、后轴承孔同轴度及所修轴承孔粗糙度超差，同时在所修轴承孔内面上留下因刮削而产生的坑洼，在设备修F运转时破坏主轴——轴承副压力区的建立。
在主轴轴颈、轴承孔修F完成后，需要对润滑油路的所有液压元件及油池进行彻底的清洗。特别是薄膜反馈节流阀应用干净煤油进行多次反复分解、清洗，在BAO证其原始间隙G0=0.07mm及润滑系统供油压力P=1MPa前提下，其四个出油口压力相等。在没有阻滞的情况下，用手轻轻地转动主轴砂轮手感比较轻松，才可启动砂轮主轴，否则B须重新对薄膜反馈系统进行分解、清洗。砂轮主轴启动后，不能急于施加负荷，B须经过到少4h的连续空运转无异常情况发生时，才可以使之投入生产。到此，该静压轴承副研死故障已经全部排除
陶瓷球轴承在高速主轴单元中的应用研究
摘要：介绍了陶瓷球轴承的特点及其在数控机床高速主轴单元中的应用现状。通过实验研究，对比分析了两种类型主轴单元的温升、振动特性，为HIPSN陶瓷球轴承的实际应用提供了一定的技术依据。
超高速切削是以优质、高效为特征的先进制造技术，它可以带动高速切削机理、高速主轴单元、高加减速直线进给电动机、高性能控制系统等一系列相关单元技术的发展。高速主轴单元的支承核心是高速主轴轴承。陶瓷轴承以其耐高速、重量轻、寿M长等优良性能，在数控机床高速主轴单元中被广泛应用。
1 高速主轴单元与主轴轴承
高速主轴单元是实现高速加工的关键技术之一，也是高速加工机床的关键部件。高速主轴单元的核心是高速精密轴承，其性能直接影响主轴单元的工作性能。随着速度的提高，轴承的温度升高，振动和噪声增大，寿M调低。因此，提高主轴转速的前提是研制开发出性能优越的高速主轴轴承。目前，在高速主轴单元中，主轴的支承主要采用磁浮轴承、液体动静压轴承、陶瓷球轴承三种形式。磁浮轴承的高速性能好、精度高，容易实现诊断和在线监控。但实践表明，这种轴承由于电磁测控系统过于复杂，到今未能得到广泛应用。液体动静压轴承综合了液体静压轴承和液体动压轴承的优点，但这种轴承B须根据具体机床专门进行设计，单独生产，标准化程度低，维护保养也困难。
目前，应用Z多的高速主轴轴承还是混合陶瓷球轴承，即滚动体使用热压或热等静压Si3N4陶瓷球，轴承套圈仍为钢圈。这种轴承标准化程度高，价格低，对机床改动小，便于维护保养，特别适合高速运行场合。它的d·n值已超过2.7×106。为了增加轴承的使用寿M，可增加滚道的耐磨性，对滚道进行涂层处理或其他表面处理。
2 试验研究
试验条件
试验测试结果分析
存在的问题与对策
本次试验所用陶瓷球轴承参数如表1所示。所用陶瓷球的材料为HIPSN(热等静压Si3N4)，精度等级是G3级，装配时球与套圈按规定值精细选配。该轴承采用“小珠密珠”结构，并使用外圈薄形保持架。试验中所用钢轴承与陶瓷球轴承具有相同的结构参数。
表1 试验用陶瓷球轴承结构参数型号外观尺寸(mm)球径(mm)球数原始接触角陶瓷球材料保持架材料套圈材料
B7007CY35×62×147.1441615HIPSN树脂GCr15
试验所用的电主轴有两种型号，分别为A型和B型。结构示意见图1，轴承安装形式为DBB。表2是两种电主轴的主要性能参数。
表2 电主轴的主要性能参数型号参考转速(r/min)主轴直径(mm)输出功率(kW)润滑方式
A型30000354.5油雾
B型24000354.5脂
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图1 高速主轴单元结构简图
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图2 A型高速电主轴的温升特性http://www.e-cuttech.com2008/jichuang200111p20-3.gif
图3 B型高速电主轴的温升特性
本试验采用热电偶测温法测量主轴前端轴承外圈的温升。又利用PDB测量高速电主轴前、后端的振动频谱。分析两种轴承对电主轴运转精度的影响。
主轴轴承的温升
图2、3是根据两种高速电主轴的实验数据绘制的温升特性曲线。由图2可见，A型主轴转速低于15000r/min时，两种轴承的温升基本相同。当转速高于15000r/min时，陶瓷球轴承的温升明显低于钢轴承。钢轴承温升增长率比陶瓷球轴承的快。
A型主轴转速由2000r/min上升到参考转速30000r/min时，钢轴承温度由4℃上升到35℃；主轴转速由35000r/min上升到40000r/min时，陶瓷球轴承温度由35℃上升到43℃，为防止温度过高损坏陶瓷球轴承，停止继续升高转速。在相同温升水平上，即温升为35℃时，装有陶瓷球轴承的电主轴转速比钢轴承电主轴提高约17%。
由图3可以看出，B型主轴轴承温升的总体变化趋势与A型电主轴相似。但主轴转速较低时，陶瓷球轴承的温升略高于钢轴承，温升增长率比钢轴承小。当转速n>17000r/min时，才能显示出陶瓷球轴承的低温升特性。脂润滑条件下陶瓷球轴承的运转速度和油雾润滑时钢轴承的运行速度相当。实验中发现，B型陶瓷球轴承达到热平衡时的温升和所需时间，与A型钢球轴承达到热平衡时的温升和所需时间相近。
由上述可知，不论用油雾润滑还是脂润滑，在高速或润滑不足时，陶瓷球轴承的温升都小于钢轴承。分析认为：(1)HIPSN的密度仅为轴承钢的40%。由于陶瓷球产生的离心力和陀螺力矩小，使陶瓷球轴承发热量少。(2)陶瓷和钢组成的摩擦副的摩擦系数比钢和钢组成的摩擦副的摩擦系数小，产生的热量少，温升也低。(3)轴承在装配时需要预紧，预紧力越大，变形和发热越多，轴承温升也越快。轴承高速运转下，轴承承受的总负荷包括初期预紧力和轴承内部负荷。内部负荷由离心力和热膨胀差引起。在轴承中轴承外圈散热较好，内圈次之，滚动体的散热条件Z差，内圈和滚动体由于温升而引起的热膨胀量大于外圈的热膨胀量，轴承工作时的预紧力大于装配时的原始预紧力，从而使摩擦发热增加，轴承温升增大。由于HIPSN陶瓷材料的热膨胀系数仅为轴承钢的25%，故当转速提高时，陶瓷球轴承的温升值比钢轴承小得多。资料表明，陶瓷球轴承的内圈材料采用热膨胀系数比轴承钢小20%的不锈钢、渗碳钢等材料，可以有效调低轴承的温升。
从上述试验结果和分析可知，陶瓷球轴承比钢轴承更适用于高速运转条件。
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图4 装有钢轴承电主轴前端振动频谱http://www.e-cuttech.com2008/jichuang200111p20-5.gif
图5 装有陶瓷球轴承电主轴前端振动频谱
主轴振动频谱分析
使用高灵敏度的压电晶体传感器，运用离散傅立叶原理进行信号变换计算，图4、5是利用PDB测得的A型电主轴振动频谱。由图4可见，电主轴前端振动加速度波动较大，导致电主轴的运转精度调低、刚度下降。由图5可见，装有陶瓷球轴承的电主轴前端振动加速度变化JI小，主轴运转的动态精度高。对比两种类型电主轴表明，使用陶瓷球轴承，可以有效地减小电主轴的振动，提高电主轴的运转精度和刚度。
试验中发现，装有陶瓷球轴承的两种类型的电主轴，在转速较低时，都存在着运转初期(低速时)刚度差、精度低的问题。
分析认为，主要由轴承间隙和工作预紧力的变化影响所致。低速时，预紧力大，轴承间隙小，刚度高；高速时，轴承内部因高速运转产生较大负荷，两者叠加，使轴承高速时实际预紧力远超过初期预紧力，导致轴承温升高，使用寿M低，易出现早期烧结损伤。因此，为延长轴承寿M，要求陶瓷球轴承的初期预紧力要小一些。但初期预紧力过小，主轴启动时，陶瓷球轴承间隙大，运转时变形大、刚度差。使电主轴振动jia大，严重影响电主轴的加工精度。
解决方法是研究开发轴承预紧力可变换机构。低速时，陶瓷球轴承预紧力大，随着转速的提高，轴承预紧力逐渐变小，使陶瓷球轴承始终处于良好的运动状态。主要的措施有两种：(1)实施定位置预紧力变换。(2)重视运转精度，低速时，实施定位置预紧；高速时，采用预紧力可变换机构。
3 结论
实验表明，将陶瓷球轴承应用于高速主轴单元的设计和制造，可以有效提升主轴的参考转速，减小高速主轴的振动，提高主轴的运转精度和刚度；可以延长电主轴的使用寿M，简化与之配套的润滑系统。并要解决低速运转条件下，陶瓷球轴承刚度差、精度低的问题。
机床用高速主轴轴承技术
1 高速主轴轴承发展情况
为了适应机床主轴的高速要求，一般多使用刚性和高速性能优良的角接触球轴承，其次使用圆柱滚子轴承(见表1)。
与此同时逐步开发出与之相适应的润滑系统。从表述主轴轴承高速性能的dmN值(dm为轴承节圆直径mm，N为转速r/min)来看，脂润滑条件下dmN值在50×104 以下。开发出油气润滑后，dmN值已达到100×104以上。此后在轴承方面又开发出了滚动体为陶瓷的角接触球轴承，实现了dmN值为200×104。到90年代开发出喷射润滑后，dmN值可达到300×104。
2 高速主轴轴承技术
高速角接触球轴承
陶瓷球角接触球轴承
新型混合角接触球轴承
内圈为陶瓷的混合角接触球轴承
从表1可以看出圆锥滚子轴承，单列、双列圆柱滚子轴承在高速性能方面均劣于角接触球轴承。角接触轴承是具有接触角的轴承，接触角越大轴向刚度越好，但因为球与滚道之间的陀螺滑动和自旋滑动也大，因此发热也会增加。为了提高速度性能，方法是减小球的大小(或质量)，改变沟道的曲率系数，以减小球的离心力，调低高速运转时产生的内部载荷，同时增加球的数量以提高刚性。
为了减少球质量以提高速度，推出了仅滚动体系用氮化硅(Si3N4)陶瓷的混合型陶瓷球轴承，其性能比较见表2。
作为高速主轴轴承材料，陶瓷(Si3N4)有以下优点：
重量轻。由于密度比轴承钢小，高速旋转时滚动体产生的离心力小，旋转力矩可以减小，因此可以调低温升，提高寿M。
良好的导热性使陶瓷材料的滚动体在高速运转时不易与金属产生粘着。在润滑条件较好的情况下耐烧伤。
热膨胀小。滚动体与内圈接触时不易发生预紧力增加而导致游隙减小，出现烧伤。
由于硬度高、刚性好，轴承的变形小，主轴的刚性也得到提高。
因此，综上所述，采用陶瓷材料(Si3N4)作为滚动体，与轴承钢滚动体相比速度可提高约25%～35%，寿M可提高约3倍。
在高速旋转时，内圈由于离心力而产生膨胀，与滚动体接触应力变大，使内部预载荷增加、游隙变小、发热增加。针对此问题，Z近开发出内圈为不锈钢的新型混合陶瓷球轴承。由于不锈钢的线膨胀系数比轴承钢小20%，因而能进一步控制轴承在高速旋转时因内圈膨胀而造成的预载荷增加。在润滑条件chong分，固定预载荷下dmN值可提高1.2倍。
近来有资料介绍，在定位预载紧的情况下，内圈也使用陶瓷材料的混合型角接触球轴承。因为内圈也使用陶瓷材料，轴承内径或滚道离心膨胀小，预紧的增加也较小，加之刚性好，球和滚道的接触面积小，所以发热和膨胀也较小，可以比仅球为陶瓷的轴承达到更高转速。但是，正是由于高速旋转时离心和膨胀小，它与金属制主轴之间的配合应力如果过大就可能产生破坏甚到碎裂。
3 高速化主轴轴承的润滑
主轴轴承的高速化发展趋势对润滑提出了更高的要求。传统dmN值在50×104 以下的脂润滑，由于使用简单、经济而得到广泛应用，而且无需特别维护，也无需后续补充，大多数为终身润滑。随转速提高，dmN值达100×104 以上时采用油气和油雾润滑，与脂润滑相比，温度上升小，能够以更高速度旋转，因而成为主要的润滑方法。而喷射润滑虽然dmN值可达到250×104，但需要大量润滑油，因搅拌阻力使动力损失较大，而且需要较复杂的附属设备，成本较高，所以一般不使用这种润滑方式。
从第18届东京(1996年)和第19届大阪(1998年)GUOJI机床博览会展出的机床看，采用陶瓷滚动体、油气和油雾润滑方式大功率电主轴的数控机床和加工中 心已占整个参展机床的85%左右。
4 结束语
对于高效加工机床，提高主轴轴承的速度是实现高速实用主轴的关键。随着高速化的发展，滚动体采用陶瓷材料，dmN值在200×104 左右，脂润滑条件下dmN值100×104 左右的数控加工中 心正在日益增加，已成为一种发展趋势，采用油气和油雾润滑方式也将成为今后高速机床主轴轴承润滑的发展
轴承装配倒角成形车刀的手工磨制
根据轴承的安装特点及加工的可行性，车工工艺上设计带15°引导的装配倒角，以BAO证轴承和配合面的引导，使轴承顺利装入(见图1)。
轴承装配倒角的尺寸、形状及角度直接影响轴承的装配质量，影响轴承及相配合零件的寿M。车制轴承装配倒角的方法很多，如采用数控车床车削或用非标准成形车刀车制，质量好，但成本高。现把普通液压半自动车床(C7620)采用切入方式车削装配倒角，手工磨制成形车刀的方法介绍如下。
要想实现切入方式车削倒角，与倒角形状相吻合的成形刀的磨制是关键。由于磨刀用的砂轮轮廓是操作者手工修型，使得磨制成形刀的形状控制成为一个难点，为了解决这个问题，根据产品装配倒角特点，设计了倒角磨刀样板(见图2)。此样板的工作部位形状与刀具刃口形状互补，在磨刀时用光隙法检查刀具刃口形状，只要刀具刃口和样板刃口靠紧并光隙一致，就说明刀具形状已合格，稍有经验的操作者很容易就能把车刀准确磨制成形。
刀具的安装角度是影响倒角坐标尺寸及角度的另一关键因素，由于普通焊接刀在机床上重复安装无法BAO证刀具重复定位精度，导致加工出的倒角角度很难与工艺要求相符，经过实践，设计两个测量倒角角度的专用样板(见图3)，这样重复磨刀安装后，经过首件试车检验，操作者很快就能正确调整好刀具加工角度。只要刀具安装高度与主轴中 心高一致，加工出的倒角可完全满足工艺要求。在倒角坐标尺寸检测上，利用0～150mm三用游标卡尺，经过对卡尺前端测角改制成专用卡尺，使倒角测量精度达到0.02mm。
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图2 倒角磨刀样板
车削特大型深沟球轴承沟道用转刀
成形车刀是主要加工回转体零件内、外成形面的专用工具。其切削刃形状根据所加工零件的轮廓形状设计，并由它将零件的轮廓形状一次加工成形。
特大型深沟球轴承沟道一般采用普通的沟成形车刀加工，沟道曲率半径R在25mm以下时较易满足套圈对车加工工序质量的要求，而对于R>25mm的沟道，由于加工中成形车刀工作刀刃加宽，切削阻力大而使成形车刀产生自激振动，切削力大也易使刀架、轴承及其他结合件之间产生间隙，调低机床工艺系统的刚度，引起切削状态的波动，显然成形车刀已无法完成正常的切削运动。为了解决这一生产中的难题，经过反复试验和设计，研制出特大型深沟球轴承沟道用转刀，如图1所示，为了既能加工外圈沟道又能加工内圈沟道，设计出了对称分布的可装夹两个方向车刀的刀夹齿轮。
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1.螺钉M12 2.刀夹齿轴 3.盖子 4.齿轮 5.刀体 6.下挡块 7.上挡块 8.销子 9.手柄 10.端盖 11.螺钉M6 12.双面齿条 13.压盖 14.螺钉M8 15.螺杆 16.联接螺钉
图1 特大型深沟球轴承沟道用转刀示意图
加工时，将车刀放在刀夹齿轴的方孔内，用螺钉1压紧。根据沟道曲率半径确定车刀刀尖距刀夹齿轴轴线的距离，然后将刀夹齿轴的轴线对准套圈宽度的1/2处，转动手柄，通过螺杆驱动双面齿条移动，双面齿条的移动带动与之啮合的齿轮和刀夹齿轴转动，从而带动装夹在刀夹齿轴上的车刀进行切削运动，可通过机床刀架的不断进给来加工出合格的沟道
C620车床主轴前端轴承的改进
过去老式、低速的C620车床主轴前端安装的是滑动轴承，虽然滑动轴承具有结构简单、制造方便、成本低、运转平稳、对冲击和振动不敏感等优点，但它已远远不能满足现代切削机床高转速、高精度、高效率的要求，而且磨损后很难修F，加工的零件表面粗糙度和精度差，生产率也很低。为此，对C620车床主轴前端滑动轴承进行了改造，具体步骤如下(参见附图)：
床头箱1前端轴承孔的改造 将床头箱1前端轴承孔加工成?150K6。为便于轴承的装卸，在轴承孔左端加工出?151mm，长55mm的孔。另外钻?16mm的孔，便于操作紧固螺钉5。 http://www.e-cuttech.com/jichuang200102p48.gif
1.床头箱 2.调整螺母 3.主轴 4.螺母止动垫 5.紧固螺钉
6.3182120轴承 7.轴承盖压环 8.轴承盖
改进后的C620车床主轴前端轴承示意图
主轴3的改造 ①按图所示的尺寸和位置在主轴3上加工出M100×1.5mm的螺纹，并且配置调整螺母2、螺母止动垫4以及紧固螺钉5。②按图所示的位置及尺寸在主轴3上加工出1:12的锥度与轴承6的内锥孔相配。
轴承盖8、轴承盖压环7的加工 ①将原装滑动轴承调整螺母内螺纹车去，加工成如图所示的轴承盖8的尺寸(未标注的尺寸是原零件已有的)。②将原装轴承盖压环加工成如图所示的轴承盖压环7的尺寸。
主轴3轴向窜动、径向间隙的调整 ①主轴轴向窜动量用主轴后端的调整螺母调整，实测主轴轴肩支撑面的窜动量应为0.015mm。②主轴定心轴颈的径向跳动，通过调整螺母2调整，使轴承6获得微量的径向间隙，主轴定心轴头的径向跳动应为0.02mm。
改装后机床有关精度实测如下：
主轴定心轴头的径向跳动为0.01～0.03mm：
主轴轴向窜动量为0.015mm：
主轴轴线与滑板移动的平行度在300mm长度上为0.02mm(在垂直于水平面内)：
横刀架横向移动对主轴轴心线的垂直度在3000mm上为0.02mm(凹面)：
床头和尾座两D尖的高度偏差为0.03mm：
在300mm长的轴上精车外圆测得：圆度为0.02mm，圆柱度为0.03mm：
在300mm直径上精车端面的平面度为0.02mm(凹面)：
加工表面粗糙度为Ra6.3～3.2mm。
以上数据符合JB2670—82《金属切削机床精度检验通则》。产品的质量比没有改造主轴轴承的机床有了明显的提高
高速精密主轴轴承热特性的计算及分析
高速电主轴是高速机床的核心部件，电主轴单元各零件的精度通常为μm级，如跳动一般为1～3μm，主轴刚度一般为100-300N/μm，因此，电主轴各零件自身的精度误差和变形量很小。然而，高速运转时，轴承发热量很大，导致轴承温升很高，并引起热变形。热变形引起的误差远大于精度误差和变形量。而且，热变形直接改变了轴承的预紧状况，影响轴承的刚度特性和电主轴的加工精度，严重时，甚到导致轴承的热咬合，使电主轴毁坏。电主轴的发热问题调低了其在实际生产应用中的可靠性。故对轴承进行热分析并掌握轴承的热态特性对提高电主轴加工中的稳定性和可靠性都是JI其重要的。高速精密角接触球轴承是机床主轴单元中应用Z广泛的一类轴承，本文就以此类轴承为研究对象，对高速精密主轴轴承系统作了较有意义的热特性分析与计算。
1 高速精密轴承的摩擦力矩及摩擦热
轴承的发热主要跟摩擦力矩有关，力矩越大，生成的摩擦热也越多。根据Palmgren推导的公式，轴承的摩擦力矩主要有两部分:润滑剂粘性产生的摩擦力矩和与速度无关的载荷作用产生的摩擦力矩。计算公式如下:
M0=10-7f0(vn)2/3dm3 (1)
M1=f1P1dm (2)
式中:f0为与轴承类型和润滑方式有关的系数;v为工作温度下润滑剂的运动粘度，mm2/r;n为主轴转速，r/min;dm为轴承节圆，mm;f1为与轴承类型和所受负荷有关的系数;P1为确定轴承摩擦力矩的计算负荷,N;M0,M1为摩擦力矩，N·mm。
轴承接触区热生成还跟滚动体与轴承套圈的自旋运动有关，高速下根据轴承套圈沟道理论，滚动体和内套圈存在自旋运动，自旋摩擦力矩为
Msi= 3μsiQiaiei
8
(3)
式中:μ为滚动体与沟道的摩擦系数;Q为滚动体与沟道的法向接触载荷,N;a为赫兹接触椭圆长半轴，m;e为第二类椭圆积分。
因此， 轴承的摩擦热可按如下计算得到
Hlot= 2p n(M0+M1)+Msiwsi
60
(4)
式中：n为主轴的转速，r/min。wsi为滚动体内圈自旋运动角速度，rad/s。
由式(1)～式(4)可知，要求得摩擦热须计算滚动体的自旋角速度，该角速度计算公式如下：
wsi=-wbsin(tgb-ai)+(w-wc)sinai (5)
wb=w[( cosae+tgbsinae + cosai+tgbsinai )g'cosb]-1
1+g'cosee 1-g'cosei
(6)
wc= w(1-g'cosei)
1+cos(ai-ae)
(7)
式中：w为主轴的角速度，rad/s；ai，ae为轴承内外圈接触角，rad；wb为自转角速度，rad/s；wc为滚动体公转角速度，rad/s
g'=Db/dm
式中：Db为滚动体直径，mm。
tgb= sinae
cosae+g'
(8)
2 “主轴一套圈一滚球一轴承座”系统的热分析
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图1 轴承系统温度节点分布图
将轴承、主轴和轴承座作为一个系统考虑，该系统的摩擦热生成和热传递是复杂的三维热问题，为简化计算，假定系统周向的热特性是一致的，则可以轴向截取一个平面为研究对象作系统的热分析。根据Burton 和steph提出的观点，将摩擦热在轴承滚动体和套圈之间作1:1的分布，即摩擦热有一半进入滚动体，另一半则进入套圈。采用节点网络法求解该系统各关键点的温度，得到整个系统的温度分布状况。这里，一共设立了9个温度节点，满足了一般计算的精度要求。各关键温度节点的分布如图1所示。轴承润滑方式为油气润滑方式，强迫对流系数比较难确定，这里根据经验公式计算强迫对流系数。
h=0.332Kl·Pr1/3·( u )0.5
ux
(9)
式中：Kl为润滑油的导热系数，W/(m2? ℃)；Pr为普朗特数冰为对流的速度，m/s；v为润滑油的运动粘度，mm2/s; x为特征长度，m。
对滚动体，对流速度取轴承保持架的表面速度，特征长度取轴承的中径；对内外套圈，对流速度各取保持架表面速度的三分之一，特征长度则取各自的沟道直径。
系统处于热平衡时，各节点的温度不再发生变化。此时，各节点的净热流为零。根据这一点，可以得到9个热流方程，并组成一个包含9个节点温度的方程组。该方程组是个非线性方程组，采用牛顿—拉费逊法求诸计算机可解。
下面给出轴承套圈、主轴径向的导热方程。
q= 2pKC Te-Ti
ln(de/di)
(10)
式中：K为导热系数，w/(mK)；C为轴承宽度，m；de、di为各套圈的外径、内径，m。
主轴径向导热方程为
q=KpW(T0-T∞) (11)
式中：W为选定的主轴宽度，m。
3 影响轴承温升的因素分析
本实例的轴承型号为7013C ，轴承及计算模型参数为：
d=65mm D=100mm , D0=160mm，B=18mm，Ls=30mm，Lh=20mm。
已知轴承预紧方式为定压预紧，预紧力为300N 。主轴转速即轴承内圈转速为20,000r/min 。计算得：高速下，轴承内外圈接触角分别为24.3°和7.2°，内外圈法向受力各为729.26N和2391.5N。轴承润滑方式为油气润滑，轴承保持架表面速度为18.9m/s 。计算结果在表1中给出。
表1 节点温度节点 T1 T3 T4 T5 T6 T7 T8
温度 50.2 56.1 57.2 49.3 37.1 34.9 31.3
转速的影响
切削力的影响
润滑方式的影响
轴承的转速对轴承温升影响显著，轴承转速越高，摩擦发热越严重，大量的摩擦热导致轴承的温升也越明显。图2是轴承在不同转速下的温升情况。可以看出，转速越高，温升也越高。 http://www.e-cuttech.com/jx200306p14-2.gif图2 转速对轴承节点温度的影响
http://www.e-cuttech.com/jx200306p14-3.gif图3 润滑方式对轴承温度的影响
刀具切削工件过程中产生的切削力使轴承承受额外的附加载荷，这些载荷对轴承的摩擦热也有影响，间接影响了轴承的温升。切削力主要影响轴承由外载荷作用产生的摩擦力矩，但是计算表明，该影响值很小，因此，切削前后，轴承的温升变化并不明显。
油脂润滑适合转速较低的情况，其dn值Z高一般不超过60万，相比之下，油气润滑能适应更高的转速，其dn值Z高可达200万，是一种可靠的高速润滑方式。图3反映了油气润滑和油脂润滑方式对轴承温度的影响情况，从该图可以看出，油脂润滑在转速升高时，轴承温度攀升很快，说明不适宜高速润滑；油气润滑时，随转速的提高，轴承温度升高比较平缓，润滑冷却X果很好。
4 结论
通过以上分析计算，可以得出如下结论：
转速越高，轴承的摩擦力矩越大，生成的摩擦热也越多，轴承的温升也就越高；
在正常工作范围内，切削力对轴承温升造成的影响很小，考虑更多的因素对轴承摩擦力矩的影响，会使计算结果更符合实际。
对于高速轴承(dn值在200万的范围内)，采用油气润滑可以很好的抑制轴承的温升
滚动轴承在机床上的应用
滚动轴承在机床上的使用主要用于下列三个部位：主轴、滚珠丝杠和一般传动轴。
主轴轴承作为机床的基础配套件，其性能直接影响到机床的转速、回转精度、刚性、抗颤振动切削性能、噪声、温升及热变形等，进而影响到加工零件的精度、表面质量等。因此，高性能的机床B须配用高性能的轴承。
滚动轴承的精度一般分为P0、P6、P5、P4和P2五个等级，用于精密机床主轴上的轴承精度应为P5及其以上级，而对于数控机床、加工中 心等高速、高精密机床的主轴支承，则需选用P4及其以上级超精密轴承。
机床用主轴轴承通常包括深沟球轴承、角接触球轴承、圆柱滚子轴承、双向推力角接触球轴承、圆锥滚子轴承和推力轴承等六种结构类型。
随着数控技术的快速发展，“复合、高速、智能、精密、环保”已成为当今机床工业技术发展的主要趋势。其中，高速加工可以有效地提高机床的加工效率、缩短工件的加工周期。这就要求机床主轴及其相关部件要适应高速加工的需求。目前，数控机床主轴轴承基本上限定在角接触球轴承、圆柱滚子轴承、双向推力角接触球轴承和圆锥滚子轴承等四种结构类型。
伴随着数控机床主轴向高速化发展，陶瓷材料(主要指Si3N4工程陶瓷)因具有密度小、弹性模量高、热膨胀系数小、耐磨、耐高温、耐腐蚀等优良性能，从而成为制造高速精密轴承的理想材料。陶瓷轴承得到越来越广泛的应用，鉴于陶瓷材料的难加工性，精密陶瓷轴承多为滚动体是陶瓷、内外套圈仍由铬钢制造的混合陶瓷球轴承。
滚珠丝杠副作为精密、高效、灵敏的传动元件，除了应采用高精度的丝杠、螺母和滚珠外，还应注意选用轴向刚度高、摩擦力矩小、运转精度高的轴承。滚珠丝杠支承过去常用双向推力角接触球轴承、圆锥滚子轴承、滚针和推力滚子组合轴承、深沟球轴承和推力球轴承等。目前，滚珠丝杠支承采用Z多的是60°接触角的单列推力角接触球轴承，而且，精度等级也是以P4及其以上级为主。
机床用装于一般传动轴上的滚动轴承，其要求和选用与普通机械传动轴承相同，只需满足强度和寿M要求，转速不超过所规定的轴承参考转速即可。
在通常情况下，我们所提到的机床轴承是指机床主轴轴承以及滚珠丝杠轴承，精密机床轴承则是指精度为P5及其P5以上级的主轴轴承和丝杠轴承。
PCBN刀具干切削淬硬轴承钢时磨损机理的研究
高速主轴轴承的油-气集中润滑系统
1 前言
近几年来，随着刀具材料和自动化技术的发展，在许多工程领域，以滚动轴承为支承的主轴和轴的旋转速度不断提高，甚到超过了滚动轴承样本给定的参考值。目前，中型数控机床和加工中 心的主轴Z高转速已达到10000r/min左右，而FIDIA仿形加工系统的主轴转速已达到100000r/min。内圆磨床为达到足够的磨削速度，磨削小孔的砂轮已高达240000r/min。不仅对轴承的设计和制造提出了更高的要求，并且对润滑系统的研制提出了特殊要求。
图1 双列圆柱滚子轴承的摩擦力矩、温升与供油量之间的关系
滚动轴承润滑目的是减少轴承内部摩擦及磨损，防止烧粘，延长疲劳寿M，排出摩擦热，冷却。传统的滚动轴承润滑方法，如：油浴润滑法、油杯润滑法、飞溅润滑法、循环润滑法和油雾润滑法等均已不能满足高速主轴轴承对润滑的要求。这是因为高速主轴轴承不仅对油的粘度有严格要求，而且对供油量也有着严格要求。FAG公司通过大量实验数据建立了双列圆柱滚子轴承的摩擦力矩、温升与供油量之间的关系曲线(图1)。该曲线很好地表达了Z小摩擦力矩、Z低温升与Z少供油量之间的关系，即为了取得Z佳润滑X果，供油量过多或过少都是有害的。而前5种润滑方法均无法准确地控制供油量多少，仅适用于中、低速滚动轴承润滑，而油雾润滑系统也很难可靠地向各个轴承供应油量几乎恒定不变的润滑油，使各个摩擦点的油量多少始终处于一种波动状态，时多时少，不利于主轴轴承转速的提高和寿M的提高。而新近发展起来的油-气集中润滑系统则可以精确地控制各个摩擦点的润滑油量，可靠性JI高，因而可在高速主轴轴承领域应用。
2 油-气集中润滑系统的工作原理
图2 油-气集中润滑系统原理图
1.浮动开关 2.油箱 3.变量柱塞泵+分配器 4.混合阀 5.喷嘴 6.压力开关(空气) 7.压力控制阀 8.压缩空气入口 9.方向阀
油-气集中润滑系统是Z近发展起来的一种所需油量Z少的新技术，被称为理性润滑方法，确保润滑的高效性及调低磨损，尤其适用于高速旋转的滚动轴承，可应用于机床制造业、纺织机械制造业等行业。油-气集中润滑系统工作原理如图2所示，每隔一定时间(1～60min)由定量柱塞泵分配器定量输出的微量润滑油(0.01～0.06mL)与压缩空气管道中的压缩空气(压力为0.3～0.5MPa，流量为20～50L/min)混和后，经内径2～4mm的尼龙管以及安装在轴承近处的喷嘴进入轴承内，停留在摩擦点处。
3 油-气集中润滑系统的技术要求
油-气集中润滑系统是将具有一定压力的压缩空气和润滑油混合后，形成条纹状油液微滴，进入轴承内部摩擦点处，因而对润滑油和压缩空气均有一定技术要求。
3.1 润滑油的技术要求
选择润滑油时，要确保油膜不能太厚。其原因在于：当油膜很薄时，油的粘度增大未必会相应地增大摩擦力矩。所以，在相同使用条件下，要选择比样本提供的参考粘度值大5～10倍的润滑油，以确保有良好的粘度和润滑性能。ISOVG32～ISOVG100导轨油是很适合的；在重载条件下还可选用耐高压含有添加剂的油。应避免使用粘度在ISOVG22以下的润滑油。
禁止使用含有二硫化钼添加剂的润滑油，因为这种润滑油中的二硫化钼会停留在喷嘴内孔处，从而阻塞喷嘴；此外，二硫化钼的喷镀作用也会增大轴承粗糙度，加剧磨损。
3.2 压缩空气的技术要求
实验条件：轴承类型NNU4926；转速n=2000r/min；
力F=2000N；润滑油粘度v=32mm/s(t=40℃)
压缩空气B须干燥，且过滤精度不大于3μm，如果条件许可的话，可以配置一个具有自动排水功能的常规水分干燥器将水分分离出来。
为了准确无误地传送润滑油，内径为f2～4mm的管子里空气总流量大致为20～50L/min。空气压力B须与流量、管路长度、管路内径、轴承的内压力损失相匹配。
对于技术参数一定的油-气集中润滑系统而言，改变润滑周期和空气是允许的。为了克服轴承内部的背压，进入轴承内部的压缩空气B须具备一定压力(0.3～0.5MPa)。一般而言，轴承入口处压力不应低于0.15～0.2MPa。
4 轴承润滑油量计算及供油方式设计
4.1 轴承润滑油量计算
滚动轴承润滑所需的油量在很大程度上取决于轴承类型、供油系统设计、润滑油类型等因素。很难给出一个适合REN何情况，具有广泛适用性的简单明了的公式。具有油液自动传输功能的轴承(如角接触球轴承)所需油量大于不具有油液自动传输功能的轴承(如双列圆柱滚子轴承)所需油量。尤其当速度性系数(n.dm)值较大时，其差异更明显(图3)。通过大量实验，供油量Q的粗略计算公式如下:
图4 供油方式
Q=WdB
式中 Q——供油量，mm3/h
W——系数，0.01mm/h
d——轴承内径，mm
B——轴承宽度，mm
然而，实际供油量还要在此数值基础上扩大4～20倍。为了获得Z佳润滑X果，还需通过实验来修正供油量多少。
4.2 供油方式设计
对于高速旋转的轴承，为了可靠地将润滑油送入轴承内部，应SHI分重视供油方式(如喷嘴形式、安装位置等)的设计。轴承润滑方式完全取决于轴承类型和配置方式(图4a)。对单列轴承而言，Z佳润滑方式为从一边进入轴承内部。喷嘴孔应与内环齐平，不能指向保持架。尤其当轴承自身吸排油方向不易确定时(如角接触球轴承)，润滑油B须按上述方向进入轴承内部。若条件许可，润滑油Z好经过一个特制喷管后再进入轴承内部。喷管长度取决于轴承大小，直径为0.5～1.0mm。也允许把润滑油送到轴承外圈处(图4b)。在这种情况下，要注意察看润滑油是否进入了钢球与外圈之间形成的压力区域。对双列轴承而言，润滑油B须从与外圈滚道边齐平的地方喷入轴承内部，以对轴承chong分润滑。
当轴承外径介于150～280mm时，需要再增加一个喷嘴。
此外，为了防止在轴承底部形成油渣沉淀，需要安装一个泄油管，其长度大于5mm。
为了满足现代机床高速主轴对润滑系统的要求，对油-气集中润滑系统的各个参数还要作进一步详细而精确的研究。这是因为：润滑油类型、润滑方法、润滑量以及轴承类型、轴承配置等因素均对轴承转速提高有着决定作用。
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聚晶立方氮化硼(PCBN)是利用人工方法合成的硬度仅次于金刚石的新型刀具材料，在近二十多年中得到了很快的发展，并广泛应用于航天航空、汽车、电子、液压元件等精密工业领域。由于聚晶立方氮化硼具备了许多优良的机械性能，因此不仅常用于加工一些高硬度难加工材料，而且可以应用于精加工淬硬钢以代替磨削工艺。但到目前为止，PCBN刀具切削淬硬钢的加工技术尚未被相关企业广泛采用，其主要原因是企业对用PCBN刀具切削淬硬钢的加工机理、刀具性能及使用技术等方面还没有完全理解和掌握，此外切削过程中的一些不稳定因素以及昂贵的刀具成本也制约了PCBN刀具的使用和推广。近几年来，GUO内外加强了对PCBN刀具磨损的研究，但研究内容主要集中在一般磨损机理以及在具体加工条件下切削难加工材料等方面，而很少报导采用PCBN刀片加工淬硬钢的磨损问题。
本文以瑞典Sandvik公司CB20牌号PCBN刀具干式切削淬硬GCr15轴承钢为研究对象，通过切削试验系统分析了PCBN刀具的磨损问题，同时探讨了在切削过程中切屑形态与刀具磨损之间的关系，为拓宽PCBN刀具的应用范围，将其运用于硬材料的精加工提供了试验依据。
1 试验条件
试验用机床：C6132；
工件：工件材料：淬硬GCr15轴承钢(淬火后硬度61～63)，工件规格：f40×280mm；
刀片：采用瑞典sandvik公司生产的SNMA120408 S01020E CB20刀片(这种刀片是在硬质合金的载体上焊接了添加氮化钛的立方氮化硼刀尖)，刀片几何形状见图#。装夹后刀具的几何参数：go=-6°，ao=6°，ls=-4°，kr=75°，kr'=15°，刀尖圆弧半径re=0.8mm，负倒棱为26°×0.1mm(刀片的扫描电镜图片见图3a)。
切削参数：切削速度vc=140m/min，背吃刀量ap=0.2mm，进给速率f=0.1mm/r，采用干式切削。
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图1 CB20刀片形状
测量与观察：在切削试验中，每间隔3min，在40倍工具显微镜下测量刀具主后刀面磨损量并观察前后刀面的磨损形态；在切削行程达到7800m时，用HITACHI S-570型扫描电镜(SEM)观察刀具表面磨损带形貌，用热电偶法测量切削温度，用YCL型表面轮廓仪测量表面粗糙度。
2 试验结果与分析
在用PCBN刀具干车削淬硬GCr15轴承钢的试验中观察到：切屑呈暗红色，沿副切削刃方向流出。用热电偶法测量的切削温度达1000℃以上。
PCBN刀具磨损特征
CB20刀片车削淬硬GCr15轴承钢时，在刀具前后刀面都会产生磨损(如图3b、图5a和图5b所示)。切削过程中，刀尖部位Z先发生磨损，紧接着发生前刀面磨损，其主要特征是在靠近倒棱面处Z先形成月牙洼。随着切削的进行，月牙洼向前刀面深处、主刀刃和副刀刃延伸。切削行程达到7800m时形成的月牙洼扫描电镜图片如图3b所示，月牙洼宽度和深度比较均匀，但在靠近刀尖部分的金相照片和延伸到两边的金相照片有明显不同，在刀尖部位有颗粒剥落和微崩刃现象。
在切削初期很难观察到后刀面磨损，但靠近刀尖部位的磨损相对明显。在切削进行6～7分钟后，主后刀面靠近刀尖圆弧处出现了磨损现象。切削行程达到7800m时形成的后刀面磨损带扫描电镜图片见图5b，后刀面磨损带和传统的后刀面磨损带有明显的不同，由图5a可见，副后刀面的磨损远远低于主后刀面的磨损，前、后刀面磨损区域较小。
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图2 CB20刀片主后刀面磨损曲线
刀具磨损曲线
图2是主后刀面磨损曲线。从图+ 可见，随着切削时间的增加，CB20刀片的磨损逐渐均匀增加，初期磨损阶段和正常磨损阶段有明显区别，而正常磨损阶段与剧烈磨损阶段没有明显的区分界限。
分析认为，在切削试验初期，由于新刀具的前后刀面在微观上仍存在着一些粗糙不平的地方，在切削加工中与工件表面的接触应力很大，故刀具的磨损较快；随着切削时间的增加，新刀具经磨合后，刀具与工件的接触面积增大，压强减小，磨损曲线变化趋于稳定。由图2可见，到试验结束、切削行程达到7800m时，主后刀面磨损量达0.35mm时，切削过程仍然比较平稳，表面粗糙度Ra为1.6。
磨损机理的研究及探讨
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(a)刀具磨损前的形貌 http://www.e-cuttech.com/gjjs200406p28-3b.gif
(b)刀具磨损后的形貌
图3 前刀面扫描电镜图片(100×)
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(a)新刀具微观组织 http://www.e-cuttech.com/gjjs200406p28-4b.gif
(b)刀具磨损后的微观组织
图4 PCBN刀具前刀面扫描电镜图片(3000×)
前刀面磨损
前刀面磨损现象在切削试验开始阶段即会发生，主要表现为机械磨损造成的轻微划痕和擦伤；随着切削时间的推移，靠近刀尖附近的前刀面磨损呈月牙洼形状，这是由于切削区的高温作用使刀具表面发生了相变磨损，从而表现为“月牙洼”的出现。如果在切削过程中对PCBN刀具进行适当的冷却，比如用惰性气体(以N2为佳)加以保护，则可以大大减缓刀具前刀面的磨损，从而提高刀具的使用寿M。
利用扫描电镜对靠近微崩刃区域的月牙洼部分进一步观察分析，并与磨损前的刀具表面金相图片进行对比(见图4a、图4b)。从图4可以清楚地看到未切削的CB20刀具前刀面晶粒分布均匀一致，而磨损后的刀具则呈现坑坑洼洼无规律性的表面结构。对此现象的产生，笔者认为是由于切削加工的温度高达1000℃以上，PCBN刀具必然会发生氧化和放氮反应，其反应方程式为：
4BN(CBN)+3O2→2N2↑+2B2O3
上式表明PCBN刀具表面经氧化作用后会在其表面形成一层氧化膜，但由于切屑的强烈摩擦与热冲击作用，这层氧化膜会很快被切屑带走，造成进一步的氧化磨损。对于相变磨损，图4b中表现得并不明显。
后刀面磨损
在切削加工初期，后刀面的磨损现象很难观察到，但刀尖部分磨损却比较明显，这是由于刀片的刀尖圆弧re=0.8mm，背吃刀量ap=0.2mm，切削加工刚开始时刀具的后刀面与工件并不接触，而后刀面的磨损也就只反映在刀尖与后刀面的圆弧连接处，直到切削进行了6～7分钟左右，在主后面靠近刀尖圆弧处出现了磨损现象。
如图5所示，后刀面磨损部分呈麻点状，刀具表面有颗粒脱落。这是由于在一定压力和高温条件下，CBN活性增强，与加工材料的亲和倾向不断增加，从而导致了粘结磨损的发生。通过图5a与图5b的对比还可以进一步发现副后刀面的粘结情况比主后刀面要好。由于切削加工中，主后刀面的温度来自于刀具与工件的剧烈摩擦和切屑对刀具表面的热冲击，而副后刀面的温度主要是高温切屑流过而引起的，显然比主后刀面的切削温度要低，因此证明了粘结磨损受温度的影响，温度越高，粘结情况越严重。
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(a)副后刀面表面形貌(100×) http://www.e-cuttech.com/gjjs200406p28-5b.gif
(b)主后刀面表面形貌(100×) http://www.e-cuttech.com/gjjs200406p28-5c.gif
(c)主后刀面微观组织(3000×)
图5 CB20后刀面磨损表面扫描电镜图片
图5c说明了CB20刀具另一磨损机制的存在，即a节中所提到的相变磨损。由CB20主后刀面的金相组织可以观察到乳突状麻斑，CBN晶粒突出在表面，周围的粘结剂已经被磨去。这正是发生相变磨损的典型特征，即CBN颗粒发生了CBN→HBN的转化。由于HBN硬度很低，从而丧失了切削能力。由于通常认为前刀面的切削温度要比后刀面高，后刀面有相变磨损产生，则前刀面也必然发生了相变磨损。
颗粒剥落和微崩刃现象
颗粒剥落和微崩刃现象是超硬聚晶金刚石刀具材料所特有的磨损类型。在本试验中，当切削了25分钟左右时，CB20刀具切削刃与加工工件表面接触区域(即负倒棱靠近刀尖圆弧部分)发生了微崩刃现象，用扫描电镜观察产生微崩的CB20刀尖部分，看到刀尖部分已有缺损(见图6)。由于PCBN刀具是由无数细小的CBN颗粒构成的，晶界处富集的“杂质组元”相当于一种“精细裂纹”，而且存在着不均匀的内应力，因而大大调低了晶界强度。因此当高温切屑流过刀具刀尖时，被加工材料材质不均匀或存在硬质点而导致的微冲击以及机床主轴的跳动等造成了CBN颗粒剥落和微崩刃。
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图6 刀尖微崩的扫描电镜图片(100×)
研究认为，微崩刃会使切削刃丧失了应有的完整性，有可能导致更大范围的破损。但在本次试验中切削刃并没有出现更进一步的较大破损，切削加工仍然保持着较好状态，加工表面粗糙度并没有发生明显变化。
切屑形态变化分析
阎秋生教授的研究认为：在切削速度较高、加工材料仍处于较低温度的情况下，刀尖位置已经满足了被切除材料产生脆性剪断的条件，因而在满足切削区材料塑性剪切滑移应力条件之前形成了产生锯齿形切屑的裂纹而生成锯齿形切屑。试验中发现在相同切削用量下，切屑在不同时期也会有一些变化。在切削初期阶段(见图7a)，可以清楚地看见切屑是由层状薄片挤压堆积形成的。结合图8来加以说明：切削初期，刀具与工件的接触面小，挤压作用比较大，切屑排出困难；切削进行了一段时间之后，随着刀具钝圆rn的出现，切削接触面积增大，并且刀具前刀面月牙洼的产生也使得刀具实际前角增大，同时刀具表面经过切屑的滑擦作用也变得光滑，从而适宜切屑的流出，切屑的剪切变形和排出阻力都有所减小，因而切屑表面较为光滑(见图7b、7c)。 http://www.e-cuttech.com/gjjs200406p28-7a.gif
(a)新刀具切削初期时的切屑形态(100×) http://www.e-cuttech.com/gjjs200406p28-7b.gif
(b)刀具磨损后较低温度下的切屑形(100×) http://www.e-cuttech.com/gjjs200406p28-7c.gif
(c)刀具磨损后连续切削、高温下的切屑形态(80×)
图7 相同切削条件下不同时期的切屑形态比较
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图8 刀具不同磨损状态下的切削示意图
比较图7b和7c：图7b是刀片进行磨损测量后再次进行切削(工件温度较低)产生的Z初切屑形态，切屑平直呈长条形；随着切削时间的延长，切削温度升高后，切屑就变为图7c的螺旋锯齿状形态。由于在此过程中只有切削温度发生了变化，切削参数并没有改变，因此笔者认为温度的变化对切屑形态也有着一定的影响：随着切削温度的升高，切屑的剪切变形增大，锯齿状切屑的齿距和齿高都会有所变化。有关温度因素对切屑的具体影响还有待深入研究。
3 结论
用CB20刀具精车淬硬钢(HRC>60)，切削过程比较平稳且刀具使用寿M长，是精加工淬硬钢等硬脆材料的理想刀具。建议采用如下的切削用量：切削速度Vc≥140m/min，背吃刀量ap=0.2mm，进给速率f=0.1mm/r。
CB20刀具前后刀面磨损区域较小且主要集中在刀尖和副倒棱附近，磨损原因主要是机械磨损、氧化磨损、相变磨损和粘结磨损，它们的共同作用造成了刀具的磨损。
CB20刀具在磨损区域有颗粒剥落和微崩刃发生，因此在加工中B须合理选择切削用量，提高工件材料的材质，选用刚性好的机床，注意机床—工件—刀具工艺系统的振动。
切削加工是一个动态的过程，在相同的切削参数下，切屑形态随着刀具的磨损会发生变化，有关影响切屑形态变化的原因和机理有待于进一步深入研究
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