关键词：
内圆磨削尺寸（精选六篇）
内圆磨削尺寸 篇1
关键词：磨削热,轴承内圈,内圆磨削尺寸,控制
引言
在实践工作, 对中大型号关节轴承内圈进行精磨内圆时, 由于磨削热的影响, 内径尺寸在磨加工后无法即时进行准确测量, 这就意味着质量精度无法保证, 严重影响了生产效率[1]。对此, 笔者对这一问题进行分析研究, 从中找出与磨削热的大小有关的要素, 以便得到较好的解决办法。
1 磨削热分析
磨削的过程比金属切削刀具的切削过程要复杂得多。砂轮在磨削工件时, 磨粒在砂轮表面上所分布的高度是不一致的。比较高的磨粒有较大的切削厚度, 产生切削作用, 其磨下的切屑有挤裂切屑、带状切屑和灰烬。有些磨粒的切削厚度达不到切削作用的临界值, 不能产生切屑, 而是产生划痕, 工件材料被挤向磨粒的两边形成隆起, 是为刻划作用。有些磨粒高度更低, 不能产生切削作用和刻划作用, 而是产生滑擦作用, 这时仅在工件表面上产生弹性变形, 而无塑性变形。磨削时, 切削作用、刻划作用和滑擦作用同时产生, 由于磨削速度高, 滑擦就产生高温。同时, 由于砂轮磨削速度高, 磨粒大多为负前角, 单位切削力比较大, 故切削温度很高[2]。
因此在磨削加工过程中, 磨削热是主要热源之一, 磨削时随着磨屑的形成而产生热量, 在高速磨削中, 磨削热的热量更大。磨削热的大小和磨削力的大小及磨削速度的高低有关, 近似地可用下式表示:
式中:
PZ——主切削力, (N)
v——切削速度, (m/min)
Q切——切削热。 (J/min)
根据文献资料和实验可得如下结论:
(1) 磨削的单位切削截面的磨削力远比车削, 铣削大得多;
(2) 磨削的切割线速度也较高, 约是其他切削的10倍, 因此单位切削截面的切削功率就大大高于车削、铣削;
(3) 干磨时, 由于磨削的切削功绝大部分转化为热, 这些热被带走的极少, 进入工件的热量高达80%左右, 磨削表面温度可达800~1 0 0 0 ℃ 。这些磨削热进入工件, 使工件的温度升高, 工件受热膨胀产生热变形就引起工件磨削尺寸的变化。
2 磨削热的计算
由于轴承内圈内径的尺寸精度和形位精度的要求较高, 公差与h 6 接近 ( 以E系列为例, φ80mm<内径d φ120mm的公差值为0.02m m , φ 1 2 0 m m < 内径d φ 1 8 0 m m的公差值为0 . 0 2 5 m m ) , 所以工件的热变形对加工精度影响较大。因为工件的类型多, 形状各异, 所以要从理论上进行计算比较复杂。只能采用粗略的计算进行分析。
加工过程中存在工件热变形时, 工件的尺寸就会有较大的分散。这主要决定于磨削时传给工件的磨削热, 如果磨削时, 磨削热的大小和传给工件的比例有变化, 则各个工件的热变形就不等;另一方面, 还与热的散失速度有关。
据文献[1]:在连续、均匀受热的情况下, 零件的热变形可用工件在直径方向上的热膨胀来表示:
式中:
a——工件材料的线膨胀系数, (X10-5/K)
d——工件热变形方向的直径, (m或mm)
△t——工件磨削后的温升。 (K)
温升的大小与磨削时传给工件的热量, 工件的体积, 材料的密度和比热有关。
式中:
Q传入——磨削时传给工件的热量, (J)
c——工件材料的比热容, 〔J/ (kg·K) 〕
ρ——工件材料密度, (kg/m2)
V——工件体积。 (m3)
磨削时传给工件的热量可由下式决定
式中:
P——z向的磨削分力, 即主磨削力, (N)
v——磨削速度, (m/min)
tj——磨削时间, (min)
K a ——磨削热中传给工件的比例数, 其大小与加工方式、 磨削速度有关, 一般可由实验求得。
综合以上各式可得
在上述的计算中, 是假定传入工件的切削热全部被工件吸收, 但实际上在加工时工件还有热量的散失, 一部分会被冷却液带走, 还有一部分会传到空气中。 当传入的热量等于散失的热量时, 即为热平衡, 这时的温升为△t。考虑到在加工时, 工件一般都不会达到热平衡状态, 为了计算方便, 忽略工件热量的散失, 只按传入工件的热量Q传入来计算, 因此上述的计算方法是一种粗略的计算方法。
以GE140.02为例, 由以上的公式可算得不计热散失的变形量 △d1=0.024mm;而采取了以下所介绍的减少磨削热的措施后, 通过试验实测得到有热散失的变形量△d2=0.008mm, 从而可以求得热散失比例K=△d2/△d1=0.33。
在工件磨加工余量一致、加工条件相同的情况下, 通过对每个系列、型号进行实验, 我们就可以求得各个型号的热散失比例。进而,
以所算的变形量来指导磨加工后的测量。
以GE140ES.02为例, 计算所得的△d与实测的数值基本相符, 如表1所示。
经现场验证, 证明以上控制尺寸的方法是有效的。
3 减少磨削热的措施
虽然用计算变形量从一定意义上可指导生产, 但仍存在误差, 因为在实际生产过程中, 受设备条件、操作技术水平等方面因素的影响, 轴承内圈内圆的磨削尺寸仍有较大的离散性, 所以目前通过采取措施来尽量减少磨削热的影响、减少工件的热变形就显得更为积极有效。
经过以上的分析、研究, 可以得出:精磨内圆时要尽可能地减少磨削热对套圈内径尺寸的影响, 可采取以下几个措施:
(1) 制定合适的精磨余量, 在保证精磨后内径公差、形位精度的前提下, 尽可能地减少精磨余量。以便在相同的磨削速度下通过减少磨削时间tj来减少磨削时传给工件的热量Q传入。
由文献[2]可得:
式中:
l——加工表面长度, (mm)
h——单边加工余量, (mm)
K——粗糙度修正系数,
S纵——工件每转砂轮的纵进量, (mm/r)
n工——工件每分钟转速, (r/min)
t——每次往复行程的磨削深度。 (mm)
很明显, tj与h成正比, 在加工条件相同的情况下减小h必将减少tj。
我公司现行工艺中精磨余量为0.08~0.12mm。而由于现有设备精度的影响, 精磨余量也不宜过小, 因为中大型号轴承内圈磨内圆工序在磨外球面工序之后, 所以内圆的形位精度直接受到外球面形位精度的影响。 内圆精磨余量过小则不利于内圆形位误差的修复。经过对GE90ES~G E 1 2 0 E S等几种型号轴承内圈的试验结果表明, 精磨余量以0.06~0.10mm为佳。现己应用于生产。表2为轴承内圈内圆精磨余量变化对精磨内圆工序废品率的影响。
(2) 选择冷却效果较好的冷却液, 尽可能大面积的对套圈进行冷却, 再加大冷却箱。如有可能, 最好采用大循环, 以保证冷却液温升越低越好, 同时还应提高冷却液压力, 使工件达到充分冷却。以此来减少传入工件的热量和加大工件的热量散失。
冷却液的作用有冷却、润滑、清洁、防锈。冷却润滑液可以渗入切削切口的裂缝中, 帮助金属被切削时的撕裂作用, 减少金属的内摩擦, 因而减小了塑性变形。冷却润滑液中的活性物质会在工件、切屑和砂轮间产生一层极薄的吸附膜而减少工件、切屑和砂轮的摩擦力。冷却润滑液还可以降低切削温度, 减少塑性变形, 降低切削力。同时冷却润滑液还冲走细小的切屑、砂粒及使工件不受周围介质的腐蚀。所以我们公司综合各方面的因素考虑一直使用乳化液。因而高压大流量冷却就成了改进冷却效果的主要途径。
因目前中大型关节轴承内圈采用M2120 (A) 机床磨削内圆, 而冷却液多为1~2管从外向内喷淋, 冷却不够充分, 故我们增加了一条φ10的水管从端面支承方向伸出, 从内向外喷淋, 尽可能直接喷向磨削区域。同时加大冷却箱容量, 由0.128m3提高到0.24m3;再加大冷却液抽水泵的功率, 由125W增至400W, 从而提高了冷却液的压力和流速, 尽可能使工件得到充分的冷却。
(3) 合理选用磨削参数。如可能尽量采用恒功率磨削。从理论上讲, 通过合理地控制磨削力P和磨削速度v的大小可达到减少磨削热Q的目的。但由设备条件的限制, 在这方面笔者还未做过试验, 有待进一步研究。
4 结论
经过对磨削热对精磨内圆工序的影响的分析研究, 从中找到了一些规律。并把计算结果应用于实践中。经过对GE90ES~GE140ES关节轴承内圈共四百多个零件进行了批量试验, 结果表明:改进后零件内径尺寸变形量比改进前分别下降了2~3μ m。此方法对实际工作是有指导意义的。
参考文献
[1]王先逵.机械制造工艺学[M].北京:机械工业出版社, 2002.
内圆磨削尺寸 篇2
作为一个精密的机械元件,滚动轴承的振动和噪声与整个机械系统的性能有直接的关系,其中轴承外圈沟道的波纹度是影响轴承振动和噪声的一个主要因素。波纹度的产生很大程度上是由磨削过程中机床所受到的振动干扰造成的[1]。在传统的轴承工业中,套圈内表面经常采用研磨和抛光工艺来满足精度要求,然而这些方法将增加设备投资且延长加工时间[2]。在线电解修整(ELID)磨削技术是近几年来金属结合剂超硬磨料修整技术的一项新成就,具有加工精度高、效率高以及适应加工材料范围广等特点,被广泛应用于各种金属和非金属材料的磨削加工中[3]。更重要的是,这项技术被成功地应用到内圆表面的超精密加工中,能够很好地解决内圆磨削中由于磨削条件差而导致的砂轮极易阻塞等问题[4,5,6]。然而,在ELID内圆磨削方式下,很少有学者研究磨削深度和砂轮进给速度这两个磨削参数对磨削质量的影响,并且也很少有人分析和比较这两个参数对磨削过程影响的程度。因此,本文在大量试验的基础上,研究了磨削深度和砂轮进给速度对材料去除率以及磨削后表面波纹度的影响,从氧化膜状态、振动功率以及材料去除机理等方面进行了理论分析,并根据试验结果提出了实际ELID内圆磨削中磨削参数的选择建议。
1 试验设备及方法
本试验建立在数控改造后进给精度为1μm的磨床上。如图1所示,连接ELID脉冲电源正极的铸铁基CBN砂轮安装在机床的水平轴上。轴承外圈安装在电磁无心夹具上,在ELID磨削过程中,轴承外圈通过碳刷与脉冲电源的负极相连。磨削过程中的振动信号由安装在电磁无心夹具绝缘支撑上的加速度传感器获取,输出范围为±5V的电压信号,修整电流由霍尔电流传感器测量得到。上述两个实时信号均通过采集卡采集,并在工控机中显示和记录。试验装置及设备见图2及表1。
工件表面波纹度产生的原因很多,其中最主要的原因是磨削过程中的振动。本文所研究的波纹度的范围为每圈50至150个波[7],并且试验过程的工件转速固定在2r/s,因此在本试验中,最有可能导致波纹度产生的振动干扰信号的频率范围为100~300Hz[8]。磨削过程采集得到的振动信号经过100~300Hz频率范围的滤波后,采用下式可计算得到平均振动功率W:
式中,N为振动信号采样点的总个数;U为代表振动信号的电压值。
2 试验结果及讨论
2.1 单因素试验条件下的磨削深度和砂轮进给速度对ELID内圆磨削的影响
在超精密磨削的常用加工参数范围内[3,4],工件转速和砂轮进给速度分别设定为120r/min和50mm/min保持不变,在工件上做磨削深度分别为1μm、2μm、3μm和4μm的普通内圆磨削和ELID内圆磨削试验。每组试验重复三次以减小误差。图3所示为对应于普通磨削和ELID磨削方式下,采用不同的磨削深度得到的振动功率,可以明显看出,在两种磨削方式下,振动功率均随着磨削深度的增大而增大,但是ELID内圆磨削时的振动功率较小。图4所示为两种磨削方式下采用不同磨削深度加工得到的波纹度。从试验结果可以看出,在超精密磨削参数范围内,磨削深度对ELID内圆磨削与普通内圆磨削的影响规律基本一致,只是当磨削深度小于或等于3μm 时,ELID磨削得到的波纹度明显优于普通磨削,当磨削深度为4μm时,由于砂轮表面氧化膜磨损严重,导致两种磨削方式下波纹度相差不大。上述试验结果表明,不论是ELID内圆磨削还是普通内圆磨削,随着磨削深度的增大,波纹度都不断增大,但ELID磨削得到的波纹度较小。
同样在超精密磨削的参数范围内,工件转速和磨削深度分别设定为120r/min和1μm不变,在工件上做砂轮进给速度为50mm/min、100mm/min、150mm/min和200mm/min的磨削试验,每组试验重复三次。由图5可以看出,在普通磨削和ELID磨削两种内圆磨削方式下,磨削过程中的振动功率随砂轮进给速度增大而不断增大。图6所示为采用不同砂轮进给速度得到的工件表面波纹度,可以看出,虽然两种磨削方式下波纹度均是随着砂轮进给速度增大而增大的,但相对于普通内圆磨削来说,ELID磨削得到的波纹度随着磨削深度增大而增大的幅度较小,并且最终得到的波纹度也大于普通磨削。
从试验结果可以看出,随着磨削深度或砂轮进给速度的增大,波纹度的增大趋势与振动功率的增大趋势非常相似,即磨削过程中的振动信号在一定程度上能够预测加工后工件表面波纹度的大小。图7为简化的砂轮与工件相互作用系统原理图,假设磨削时振动信号为V,则有
V=Asinωt (1)
式中,A为振动幅值;ω为振动频率。
在此振动干扰的作用下,砂轮与工件表面产生相对位移y,即工件表面形成的波纹度幅值。可以将砂轮系统简化为一个二阶系统:
MY″+2ny′+KY=Asinωt (2)
式中,M为砂轮系统质量;n为砂轮系统阻尼系数;K为砂轮系统刚度。
则可得到式(2)稳态解的波纹度幅值Y为
式中,λ为频率比,λ=ω/ωn;ξ为阻尼比,ξ=n/ωn;ωn为砂轮系统固有频率,
由式(3)可以看出,工件表面产生的波纹度幅值Y与砂轮系统的阻尼比ξ成反比,由于ELID磨削时砂轮表面形成了一层富有弹性的氧化膜,其阻尼系数远大于普通磨削时砂轮与工件直接接触的情况,因此,ELID磨削能够得到较好的表面波纹度。并且式(3)中工件表面波纹度幅值Y与振动干扰的幅值A成正比,进而从理论上解释了根据磨削过程中振动的大小能够有效预测工件表面波纹度的大小。
2.2 不同磨削参数组合下的ELID磨削表现
之前的单因素试验充分说明了在ELID内圆磨削中,随着磨削深度或砂轮进给速度的增大,表面波纹度均不断变差。但是磨削过程是建立在这两个参数共同作用的基础上的,两者对工件表面质量的影响程度也是有区别的,因此有必要研究实际ELID内圆磨削过程中这两个参数究竟是谁起到支配性作用。
试验步骤如下:在常用的超精密磨削参数范围内,砂轮转速设为30 000r/min,工件转速为120r/min,占空比为50%,电源电压为60V。在不改变其他参数的情况下,分别在轴承外圈内表面上进行三组不同磨削参数组合的试验,第一组采用1μm的磨削深度和200mm/min的砂轮进给速度;第二组采用2μm的磨削深度和100mm/min的砂轮进给速度;第三组采用4μm的磨削深度和50mm/min的砂轮进给速度。在这三组试验中,磨削深度不断增大而砂轮进给速度不断减小,并且保证三组磨削参数的理论材料去除率相同。每组试验重复三次且每次磨削前保证磨削条件和状态相同。
图8所示为不同磨削参数组合下的修整电流,可以看出三组试验中的修整电流的修整频率不断增大,并且修整电流也不断变大,其中第三组试验中的修整电流最大时已经接近0.3A,远远超过第一组和第二组的电流大小。图9所示为对应三组不同磨削参数组合得到的平均振动功率,可以看出,振动功率值不断增大。图10所示为对应于不同磨削参数组合的波纹度,可以看出,波纹度不断增大。图11显示了三组试验后轴承工件的实际材料去除量,其变化趋势与波纹度的变化趋势一致,也是逐渐增大。
根据之前单因素试验的结果,增大磨削深度或砂轮进给速度均会使波纹度增大,即减小磨削深度或砂轮进给速度均会使波纹度减小。但是,上述三组磨削参数组合的试验研究表明,波纹度及材料去除率均随着磨削深度增大而增大,并不随砂轮进给速度减小而减小。明显可以得出在常用的超精密内圆磨削的参数范围内,磨削深度对ELID内圆磨削有着更重要的影响的结论。
ELID磨削过程中的在线电解修整作用在砂轮表面形成了一层氧化膜,该氧化膜存在于金属结合剂基体与被磨削工件之间,可以容纳、承托一定数量的因电解而脱落的磨料,使氧化膜成为一种含有微细磨料并具有良好柔韧性的研磨膜,因此ELID磨削的材料去除实际上是一种磨、研、抛相结合的复合加工方式,而氧化膜的状态决定了材料的主要去除方式。当采用较大的砂轮进给速度和较小的磨削深度的参数组合时,修整电流和振动功率均保持在一个较低的水平,这也意味着砂轮表面氧化膜的磨损程度比较低,砂轮表面不断电解生成的新氧化膜能够充分修补已经磨损掉的氧化膜,并使其维持在一个比较厚的状态。并且当氧化膜的厚度达到一定程度时,使得参与磨削的磨粒大部分甚至全部处于氧化膜的包裹之中,此时ELID磨削的材料去除主要是以微细超硬的磨粒对工件表面研磨抛光的方式进行的,从而获得较高的表面质量和较低的材料去除率。当磨削试验采用较小的砂轮进给速度和较大的磨削深度时,修整电流较大,同时振动功率也显著增大,表明氧化膜磨损剧烈并变得很薄,已经不能在磨削过程中很好地起到对振动干扰的阻尼作用,并且此时参与磨削的磨粒大部分都由氧化膜下层较硬的金属结合剂把持。此时砂轮的主要材料去除方式是微细超硬磨料的微量磨削,研磨抛光作用并不占主导地位,因此最终得到较差的表面质量和较高的材料去除率。
综上所述,在实际的ELID磨削过程中,可以先采用较大的磨削深度来实现较高的材料去除率,以消除上道工序中的加工痕迹和变质层,加工一段时间后再采用较小的磨削深度,最终实现对工件表面的研磨抛光并获得较好的表面质量。
3 结论
(1)ELID磨削过程中的振动功率相对于普通磨削较小。
(2)磨削过程中振动信号的大小能够有效地预测磨削后工件表面的波纹度。
(3)在ELID内圆磨削条件下,磨削深度和砂轮进给速度的增大均会引起波纹度变大,但磨削深度要比砂轮进给速度对磨削表面波纹度以及材料去除的影响更显著。
摘要：从磨削过程中振动功率的角度研究了在线电解修整(ELID)内圆磨削轴承外圈时,磨削深度和砂轮进给速度对磨削表面波纹度的影响,并通过不同的磨削参数组合,从磨削过程中氧化膜状态和材料去除机理等角度分析比较了磨削深度和砂轮进给速度对磨削过程影响的程度。试验结果表明,磨削深度的作用更重要,在实际ELID内圆磨削过程中可以先采用较大的磨削深度以实现高的材料去除率,再采用较小的磨削深度以提高表面质量,并且在ELID磨削过程中可以通过振动的大小来预测加工后工件表面的波纹度大小。
关键词：在线电解修整(ELID),内圆磨削,磨削参数,振动功率
参考文献
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内圆磨削尺寸 篇3
在设备监测技术经历了人工离线、单机在线、分布式在线监测几个阶段之后, 采用国际互联网 (Internet) 和内部网 (Intranet) 技术的远程分布式在线监测已成为设备监测诊断技术发展的趋势[1,2]。近年来, 日益完善的虚拟仪器 (Virtual Instruments, 简称VI) 技术与Internet相结合, 使得研究人员能比较容易地实现较为强大的网络监测诊断系统的开发[3,4]。
基于这种发展趋势, 我们以内圆磨床为监测对象, 开发了基于Lab VIEW的网络监测系统, 同时将数据库技术应用于系统的数据管理, 并结合Active X技术, 使系统同时具有在线、离线监测和趋势预测等功能, 这也有利于系统功能的扩充。
1 虚拟仪器与Lab VIEW
Lab VIEW是美国国家仪器公司 (National Instruments, 简称NI) 推出的一种图形化的编程语言, 利用它可以方便地建立自己的虚拟仪器。其图形化的界面、众多的函数库、高级的分析子程序和强大的硬件驱动使得编程及使用过程都更加直观、简便。利用计算机、Lab VIEW软件、数据采集卡及传感器等, 我们便可以组成一个功能完备的信号采集与分析系统, 并且Lab VIEW提供了许多功能强大的工具包, 比如信号处理工具包、结构化查询语言 (SQL) 工具包、Internet工具包等等, 这些工具包使得编程的复杂性大大降低。
设计基于Lab VIEW的监测程序实质上就是设计一个个的虚拟仪器, 即在计算机显示屏幕上利用功能库和开发工具库产生一个前面板 (Front Panel) (图1) , 在后台利用图形化编程语言 (G语言) 编制用于控制前面板的框图程序 (图2) 。程序的前面板具有与传统仪器类似的界面, 可接受用户的各种指令, 类似于其他编程语言设计的界面;而框图程序则相当于其他语言写的源代码。一般来说, 每一个VI都可以作为其他VI的调用对象, 其功能类似于其他语言的子程序。
从简单的仪器控制、数据采集到尖端的测试和工业自动化, Lab VIEW已在世界范围内的众多领域得到了广泛应用。本系统选用Lab VIEW为开发平台, 实现了较为强大的监测功能, 又避开了复杂的底层编程, 使系统的开发速度大大提高。
2 内圆磨削的特点及监测方案
在机械加工中, 磨削加工占有重要的地位。它具有较高的加工精度, 常作为最终的机加工方法。而内圆磨削由于砂轮主轴转速很高, 安装砂轮的接长轴刚性较差, 磨削力和磨削热较大, 散热条件差, 排屑困难, 因此容易出现各种加工异常, 导致加工精度的降低, 甚至会发生安全事故。所以, 监测内圆磨削状态对于控制磨削质量、优化磨削过程以及预报和诊断磨削加工中的故障具有重要意义。
本系统采取了多传感器监测的方案[5,6] (图3) 。
(1) 利用加速度传感器采集机床电主轴的振动信号。
(2) 磨削过程中磨削力变化引起电机输出转矩发生变化, 进而导致电机电流发生相应变化, 因此利用电流互感器监测主轴电流的变化可以反映磨削力的变化情况。
(3) 我们还选用了声发射传感器采集磨削过程中的声发射信号。
由此, 我们对加速度信号和电流信号进行时域、频域和时频联合分析, 以监测磨削过程中的异常;而声发射信号经过专用的信号处理装置ASCO-P处理后转为低频缓变信号, 使我们可以以较低的采样频率采集其输出的ASL (Average Signal Level, 即信号均值, 类似于有效值RMS) 信号, 以监测砂轮磨钝和工件烧伤等缓变现象。
3 网络监测系统的实现
整个监测系统采用客户机/服务器 (C/S) 与浏览器/服务器 (B/S) 相结合的方式。在Intranet上采用C/S模式, 可以利用Intranet传输较大流量的数据流, 并充分发挥Lab VIEW强大的分析计算功能, 进行分布式计算, 不同的客户端可采用不同的分析方式, 监测不同的特征量;同时应用Lab VIEW的SQL工具包实现数据库的建立、查询、插入、删除、备份等功能, 实现对监测信号的有效管理。在Internet上则采用B/S模式, 应用Lab VIEW提供的Data Socket、UI等控件, 在VB或VC中创建所需要的Active X控件, 将其嵌入到Web页面中进行发布, 客户通过浏览Web页面便可进行远程的在线监测及报警;结合JSP技术、JDBC编程, 可实现通过Web页面对历史数据及处理结果的浏览分析 (图4) 。
4 试验分析
试验设备为某机床厂生产的数控内圆磨床, 应用该系统对一个完整的磨削过程进行了监测。图5是在Intranet上通过C/S模式进行网络监测的客户端。该客户端监测的是电主轴的电流变化, 系统根据主轴振动强度和频率成分进行了自动诊断报警。
图6为C/S模式的离线时频分析客户端。此客户端通过远程查询服务器上数据库的历史数据对其进行联合时频分析。该图中分析的历史数据是砂轮启动时电主轴的电流信号, 通过时频分析可以直观地观察、分析砂轮从静止逐渐加速直至规定转速的过程。
图7为通过浏览器在Internet上对磨削过程进行远程监测的客户端。客户通过浏览器调用服务器端的Web页面, 该Web页面的Active X控件与现场端通过Data Socket协议实时传输数据。利用该Web页面, 用户可以远程监测磨削时的加速度信号及其幅频谱和倒谱的变化情况, 若出现异常, 系统会立刻向现场端或服务器端报警。利用该系统, 专家或技术人员可以远程 (包括Intranet/Internet的客户端) 同时对数台设备进行监测, 这大大提高了工作效率。
5 结语
设备的网络监测是机械领域的研究热点和发展趋势。本文提出的基于Lab VIEW的网络监测系统实现了在Intranet、Internet上对磨削状态的在线监测, 具有较为强大的分析、查询功能, 在试验过程中效果良好。Lab VIEW图形化编程大大缩短了开发周期, 并节约了大量的硬件成本, 具有广阔的应用前景。
摘要：介绍了虚拟仪器及LabVIEW软件的原理和特点, 提出通过网络监测内圆磨削状态的方案, 利用Intranet、Internet、ActiveX等技术建立基于LabVIEW的监测系统。
关键词：LabVIEW,内圆磨削,状态监测
参考文献
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内圆磨削尺寸 篇4
内圆磨削工序在整个制造工业中占有较大的比重,但它存在磨削线速度低、磨削力大且不易散热、砂轮轴刚度低等局限性[1],因而很难直接获得精密的加工表面,终加工时仍然需要对重要表面进行研磨和抛光处理,这将增加设备投资且延长加工时间。因此,引入一种高效精密的内圆磨削方法显得尤为重要。
在线电解修整(electrolytic in-process dressing,ELID)磨削技术是一种精密的加工技术,具有高效稳定、磨削力较小等特点,广泛应用于现代加工领域[2,3],并且被成功应 用到内圆 磨削加工 中[3,4]。ELID磨削能够实现 较高表面 质量的关 键在于砂轮表面形成的氧化膜,这层低刚度且富有弹性的氧化膜将超细磨料颗粒包裹其中,以一种研磨与抛光相结合的复合方式进行材料去除。 磨削过程中理想的氧化膜状态应该是既能使磨粒始终保持一定的出刃高度进行材料去除,同时又能够在一定程度上对磨削过程中的振动干扰进行衰减[5,6,7,8]。Lim等[9]通过改变峰值电流、电压等对氧化膜进行控制。Yang等[6]通过对修整电流进行控制并使氧化膜维持在设定的状态,取得了较好的磨削效果。但上述研究都忽略了实际精密磨削过程中,砂轮在径向的振动是直接影响磨削质量和效率的关键因素[10,11],需要对其进行一定的控制。因此,本文充分研究了砂轮径向振动的控制规律,并据此规律设计了砂轮径向振动的控制器,采用此控制器进行了基于砂轮径向振动主动控制的ELID内圆磨削。
1砂轮径向振动的控制规律
1.1砂轮径向振动的控制方法
本文采用的砂轮是粒度为W10的铸铁基砂轮,ELID磨削过程中砂轮表面形成的 氧化膜厚度为几十至一百微米[12,13],其弹性模量约在30~ 50GPa之间,均远远小于砂轮基体材料的弹性模量[12]。当砂轮表面受到交变应力作用时,这层主要由金属氧化物、微细磨粒以及材料缺陷组成的氧化膜会产生强烈的内摩擦,从而消耗振动干扰能量。氧化膜整体较厚、致密性较高时,这种对砂轮径向振动能量的消耗作用就较强;当氧化膜厚度较小、致密性较差时,这种对振动能量的消耗作用就较弱[6,7]。因此可以通过调节氧化膜的状态来对砂轮径向振动进行控制。
ELID磨削过程中氧化膜的状态直接由机械加工参数与电解参数决定,可以通过改变这些磨削参数来对氧化膜进行调整,进而控制砂轮径向振动。在实际的磨削过程中一般尽量避免改变直接决定磨削效率和质量的机械加工参数,同时在本文的试验中也不能直接改变电解参数,因为这样会改变磨削过程中电解电流的大小,而电解电流在本文中用来表征氧化膜状态[6,14]。这样就会出现不确定情况:电解电流的减小(增大)究竟是由于氧化膜变厚致密性变好(变薄变差)造成的, 还是因为电解参数减小(增大)造成的。因此本文采用下述方法对电解参数进行调整。
利用2个脉冲卡生成2个脉冲信号,其中一个脉冲的占空比不变,其周期设为微秒级,此脉冲即为实际电解修整脉冲,本文称其为小脉冲;另一个脉冲信号的占空比可变,其周期设为毫秒级,此脉冲为电解电源的控制信号,本文称其为大脉冲。 将两路脉冲进 行叠加即 产生控制 脉冲,如图1所示。
当控制信号的大脉冲为零时,此时无电解修整作用;当控制信号的大脉冲不为零时,电解电源输出波形的占空比与控制脉冲中的小脉冲一致, 此时处于在线电解修整状态。增大大脉冲的占空比,则电解强度提高,导致氧化膜的厚度变厚、致密性变好,进而抑制振动的能力增强;减小大脉冲的占空比,则电解强度降低,导致氧化膜厚度变薄、致密性降低,进而抑制振动的能力减弱。在整个电解修整过程中,脉冲电源输出的电压幅值以及控制脉冲中的小脉冲是保持不变的,同时磨削过程中仅当大脉冲处于高电平时(电解作用开启时)才进行电解电流的采集,从而保证了在调整电解参数(大脉冲占空比)时不直接改变电解电流, 这样就解决了上述不确定性问题。因此,在实际ELID磨削过程中,可以通过调整大脉 冲占空比来控制砂轮的径向振动。
1.2砂轮径向振动控制规律的研究
在ELID磨削过程中可以通过改变大脉冲占空比来对砂轮径向振动进行控制,因此,有必要研究调节大脉冲占空比对磨削过程中砂轮径向振动的影响规律。但是,不同状态(电解电流)下的氧化膜由于其阻尼、厚度等不同,导致相同的脉冲调节量也可能对砂轮径向振动产生不同的影响,因此,本文为了获得不同氧化膜状态下对砂轮径向振动的主动控制策略,进行以下试验研究。
本试验建立在数控改造后进给精度为1μm的磨床上,系统原理如图2所示。连接ELID脉冲电源正极的铸铁基CBN砂轮安装在机床的水平轴上。工件由电磁无心夹具吸紧,依靠端面支撑及两个径向的绝缘支撑定位,其中工件通过端面支撑与脉冲电源的负极相连。磨削过程中的振动信号由固定在绝缘支撑上的振动传感器拾取, 输出范围为±5V的电压信号,修整电流由霍尔电流传感器测量得到。上述两个实时信号均通过采集卡采集并实时地在工控机中显示和记录。详细试验设备及试验条件见表1。
根据氧化膜的主动控制法[6]将ELID磨削过程中的氧化膜状态(电解电流)分别维持在0.2A、 0.4A、0.6A、0.8A、1.0A、1.2A以及1.4A附近, 待其稳定在设定值后停止主动控制器,对大脉冲占空比分别 进行调节 量为10%、8%、6%、4%、 2%、-2%、-4%、-6%、-8%、-10%的调节, 并记录调节后的振动信号峰峰值A。为了保证试验精度,相同的占空比调节量试验重复三次,取平均值,并且每一次占空比调节试验后都必须启动控制器使氧化膜重新达到设定状态(电解电流)才能进行下次试验。
图3所示为不同氧化膜状态(电解电流)下, 对大脉冲占空比进行不同调节量所得到的砂轮径向振动峰峰值A。由试验结果可以看出,不论氧化膜处于哪种状态,砂轮径向振动总体上均随着占空比调节量的减小而不断增大,并且,氧化膜越薄、致密性越差(电解电流越大)时,振动的增大趋势越来越大。上述规律意味着:ELID磨削是一个氧化膜生成与损耗的动态平衡过程,当氧化膜处于较薄、致密性较差的状态(电解电流较大)时, 改变大脉冲占空比很可能会在较大程度上打破这个动态平衡,从而造成磨削过程中的振动产生较大幅度的改变;当氧化膜处于较厚、致密性较好的状态(电解电流较小)时,改变大脉冲占空比是不会对振动产生太大的影响的。
1.3砂轮径向振动的主动控制策略
ELID磨削过程中氧化膜的阻尼以及砂轮径向振动均是复杂的、非线性的控制对象,很难通过精确的数学模型进行建模。因此,本文根据前文试验得到的不同氧化膜状态(电解电流)下砂轮径向振动随占空比变化的规律,采用模糊控制算法设计出相应的控制器,其输入参数包括砂轮径向振动峰峰值的设定值与实际值的误差e以及误差的变化率ec,输出参数 为大脉冲 占空比的 调节量。因此,在磨削过程中需要根据氧化膜所处的状态(电解电流),实时选择对应不同控制规律的控制器。图4所示为砂轮径向振动的主动控制策略原理。同时,为了加快控制器的响应时间,根据误差e和误差变化率ec的大小实时调整控制器输出整定参数K,e和ec均不断增大时模糊控制器采用一个较大的K值使得误差尽快减小,反之则减小K值使磨削过程处于稳定状态。
2砂轮径向振动的主动控制试验
为了验证主动控制方案的可行性,本文在无心内圆磨床上进行了有主动控制与无主动控制的ELID内圆磨削试验。试验系统如图2所示,详细试验设备和条件如表1所示。本试验进行了无主动控制和两种有主动控制的ELID内圆磨削, 并且有主动控制的ELID内圆磨削的砂轮径向振动峰峰值A分别设为2.6 g和2.4 g。上述三组ELID磨削均持续10min。
图5所示分别为无主动控制以及两种有主动控制下砂轮径向振动峰峰值A的变化曲线,可以看出,无主动控制下砂轮径向振动略微有所增大但不明显,总体稳定在一定的范围内;而在有主动控制下设定值为2.6 g的ELID磨削中,砂轮径向振动在刚开始磨削的2min内有所增大,随后稳定在设定值附 近;有主动控 制下设定 值为2.4 g的ELID磨削中,砂轮径向振动逐渐减小并最终稳定在设定值附近。表2显示了三种不同磨削方式下得到的粗糙度、波纹度以及材料去除量,可以看出, 试验1和试验3的粗糙度接近且均优于试验2;试验3的波纹度最小,试验2的波纹度最大;试验2的材料去除量最大,试验3的材料去除量最小。
在ELID磨削过程中通过对砂轮径向振动进行主动控制将其维持在设定值附近,可以保证磨削的稳定进行。当砂轮径向振动设定值较高时, 氧化膜较薄、阻尼较小,此时砂轮的主要材料去除方式是以超硬磨料的微量磨削进行的,因此最终得到较差的表面质量和较高的材料去除率;当砂轮径向振动设定值较低时,氧化膜较厚、阻尼较大,参与磨削的磨粒大部分甚至完全处于氧化膜的包裹之中,此时ELID磨削的材料去除主要是以微细超硬的磨粒对工件表面研磨抛光的方式进行的, 从而获得较高的表面质量和较低的材料去除率。 因此,在实际的ELID磨削过程中可以先将砂轮径向振动维持在较高值,实现较大的材料去除率,以消除上道工序中的加工痕迹和变质层,再将砂轮径向振动维持在较低值,以提高工件的表面质量。
3结论
(1)砂轮径向振动可以通过调节氧化膜状态来进行控制。
(2)在相同的氧化膜状态下,增加大脉冲的占空比可以减小磨削过程中的砂轮径向振动;在相同的大脉冲占空比调节量下,氧化膜越薄致密性越差 (电解电流越大),则砂轮径向振动的改变量越大。
特种陶瓷在压缩机内圆磨削中的运用 篇5
此专用内圆夹具 (滑履) 是硬质合金与磨削后的活塞外圆相接触, 以支持活塞的旋转加工。
这样会存在以下问题:
1) 旋转的活塞外圆被硬质合金拉伤。
2) 活塞外圆不同则需不同的滑履。
3) 硬质合金更换的难度大。
针对上述问题采用Si C特种陶瓷则可进行避免, 以下探讨不同安装结构的Si C特种陶瓷对加工的影响。
1) 采用专用调整夹具夹持圆形陶瓷棒横放方式, 如下图2。陶瓷棒安装调整夹具上, 通过螺栓将其进行紧固, 调整夹具通过螺栓可以上下, 左右移动来对应不同外圆尺寸的活塞, 不需要通过专用磨床进行修磨。活塞与陶瓷棒起初接触面积为直线对活塞, 随着磨损量增加, 接触方式变为圆弧面与活塞接触。
这种接触方式可防止加工中活塞拉伤的情况产生, 同时当陶瓷棒磨损量过大, 可方便的进行旋转换面及更换陶瓷棒。
2) 采用专用调整夹具夹持圆形陶瓷棒竖放方式, 如下图3。陶瓷棒竖直安装于调整夹具里, 使用2个螺栓进行紧固, 调整夹具通过螺栓可以上下, 左右移动来对应不同外圆尺寸的活塞, 同样不需要经过专用磨床进行修磨。活塞与陶瓷棒起初接触方式为直线与面接触, 随着接触面积逐步加大, 接触方式变为陶瓷圆弧面与活塞接触。这种接触方式可防止加工中活塞拉伤的情况产生。同时当陶瓷棒磨损量过大, 可方便的进行垂直换面及更换陶瓷棒。
3) 采用类似硬质合金形式的专用调整夹具夹持圆形陶瓷棒方式, 如下图4。方形的陶瓷安装于调整夹具里, 通过螺栓将其进行紧固。调整夹具通过螺栓可以上下, 左右移动来对应不同外圆尺寸的活塞, 但此种方式需要调整4个陶瓷块与活塞相接触, 调整的难度较大。活塞与陶瓷棒起初接触方式为直线与活塞接触, 随着陶瓷块的磨损, 接触面积较上面两种方式有所增大。也可防止加工中拉伤的产生, 同时当陶瓷棒磨损量过大, 可方便的进行陶瓷块换面及更换陶瓷块。
4) 尝试采用不同的调整夹具对应活塞内圆的加工, 如下图5。更换不同的调整夹具, 使调整夹具安装的方式有所变动, 2个调整夹具角度大于90°。同样陶瓷的使用形式可以参照以上三种不同的形式, 陶瓷的接触方式也和以上三种类似。
5) 总结
以上4种不同结构方式的滑履在加工试验中第一种的使用效果最好, 滑履的稳定性最高且当陶瓷磨损到一定程度时它的寿命比其它三种的寿命高。更换及调整也比其它三种更为方便。后续还可尝试不同大小的陶瓷棒, 不同材质的陶瓷进行试验。为提高陶瓷的使用寿命, 减少陶瓷更换次数, 提升压缩机中活塞内圆磨削的效率。
参考文献
[1]李爱君等.用于圆柱滚子轴承加工的支承装置.专利.专利号:CN201333623Y.
内圆磨削尺寸 篇6
关键词：内圆磨削,CBN砂轮,工艺优化,压缩机活塞
1 前言
近30年的高速磨削实践使得CBN砂轮在高速磨削中的应用成为了现实,并且这种方法被认为是对精密铁系金属进行高效率加工的最有效办法[1]。然而,相对于普通磨料磨削,CBN磨料磨削要求机床具有足够的刚性,砂轮保持稳定的状态,并且需要对磨削过程进行有效监测[2]。在空调压缩机行业精密零部件的大批量生产中,日本TOYO、瑞典UVA等机床厂已将CBN砂轮高速磨削技术应用于工件的内圆加工,机床多采用DN值大于150万的砂轮轴,利用恒温水浴控制机床整体刚性,并利用功率检测手段进行控制力磨削[3,4],砂轮线速度一般在45~60m/s,加工节拍10~40s,加工形位精度1~3μm。相对于国外CBN砂轮磨削技术的普遍应用,国内研究人员尚未完全掌握CBN砂轮的磨削机理,数控内圆磨床仍以普通砂轮磨削为主,砂轮线速度最高只能达到35m/s,加工节拍>40s,无法实现CBN砂轮高效内圆磨削[5]。为了适应压缩机行业发展的需要,在调研国内外相关技术的基础上,基于所研发的CBN砂轮数控内圆磨床,开展了空调压缩机活塞内孔高效磨削技术的研究。本文即是对该项研究工作的部分总结。
2 CBN内圆磨削特点及问题
CBN磨料具有较高的硬度和耐磨性,CBN砂轮磨削时的比材料去除率大大高于普通磨料砂轮,利用CBN磨料的特点可将CBN砂轮应用于高效内圆磨削,并且可以延长砂轮的修整周期,从而使得磨削生产效率大大提高。然而内圆磨削的砂轮轴刚性低、砂轮磨损快、工件排屑困难,工作环境相对恶劣[6],CBN砂轮高效内圆磨削面临许多难点。
2.1 工件容易产生表面波纹度
表面波纹度是介于宏观几何形状误差和微观表面粗糙度之间的一种表面形貌误差。磨削表面波纹度是磨削加工过程中由于机床-工件-砂轮系统的振动而在零件表面上形成的具有一定周期的高低起伏。表面波纹度是噪音的主要来源之一[7]。表面波纹度主要由振动引起,对于砂轮线速度超过45m/s且刚性较低的高速内圆磨削而言尤其容易产生振动。目前表面波纹度是CBN砂轮高效内圆磨削面临的主要问题。图1是工件表面波纹度检测图。
2.2 工件尺寸及锥度不稳定
采用普通砂轮进行内圆磨削时每磨一件便修整一次,工件的精度一致性容易保证;而采用CBN砂轮磨削有一定的修整周期,CBN砂轮在每个循环中磨削力的变化较大,若控制不好此变化规律极易产生精度超差。用相同工艺连续加工一个修整周期(50件),工件两侧尺寸变化如图2。由图可计算出尺寸变化量为0.07,锥度变化量为0.015。对于尺寸和圆柱度要求均在μm级的精密磨削来说显然不能满足要求。
2.3 砂轮修整后状态不一致
CBN砂轮在每个修整周期后的磨损量都不一致,表面状态也不相同,传统CBN砂轮的修整均采用固定行程次数的方式修整,这种方式必然会造成欠修或多修的情况。若修整不到位,砂轮表层不均匀,工件不能获得良好的表面质量,粗糙度也不容易保持;若修整过量,必然增加砂轮成本,损失加工效率。可见,不合适的修整量会造成砂轮状态的不一致,引起工件精度的变化。
3 CBN砂轮高效内圆磨削保证技术
3.1 表面波纹度的消除
表面波纹度主要是由于机床振动引起的,具有一定频率的周期性的振动,反映在工件表面便成为有规律起伏的波度。波度的大小由振动的幅值决定,再进一步分析,此振动可能是由于砂轮高速旋转引起的机床共振(强迫振动),也可能是由于磨削力的变化引起的颤振(自激振动),甚至是两者的综合。
两种振动均与机床本身的静动刚度有关。设计时需对床身及主要铸件的固有频率进行分析,使其避开砂轮及工件主轴的共振区域,另外机床装配过程中的接触及连接刚度尤其是传动部分的刚性会直接影响到机床的动态性能,装配过程需采取有效措施予以保证。另外要选择高刚性及平衡良好的砂轮轴,以消除振源。
消除振源后若仍有波纹度就能排除强迫振动的因素,实际磨削加工中大部分的波纹度均与颤振有关。颤振是由于砂轮与工件之间交互作用造成的。砂轮不均匀的磨损和堵塞将在工件表面形成波纹,而工件表面的波纹反过来会促使砂轮的磨损和堵塞加重[7]。选择合适硬度的砂轮及滚轮,并采取适合的修整及磨削参数是解决问题的关键。本研究经过大量的试验后建立最佳的工艺系统,保证了砂轮对工件的稳态磨削,图3为改善后的表面质量。
3.2 基于AE的磨削工艺优化
通过图2可以看出工件尺寸开始呈逐渐增大趋势,20件后趋于稳定,锥度也随尺寸变化由负变正最后稳定下来,这主要是由于磨削力的变化引起砂轮杆的弹性变形造成的。CBN砂轮修整后由于整形作用造成磨粒的钝化,使得砂轮修整后最初的磨削力和比磨削能都很高,随着磨削进行,磨粒的脱落和自锐效应使得砂轮变得锋利,后期磨削力变小至稳态值使得砂轮杆变形趋于稳定。虽然弹性变形可以靠延长无火花时间得到一定程度的恢复,但一味延长光磨必然影响加工效率,在前面的粗精磨阶段就应改变工艺以适应磨削力的变化[8]。
为此,采用了目前国际上最先进的声发射(AE)传感器检测磨削力,这种传感器相对于传统的功率传感器响应快,灵敏度高[9],将其快速检测的声音信号反馈给机床PLC,PLC控制机床执行元件做出相应反应。本研究利用AE信号开发了自适应控制磨削工艺的功能,可以实时优化磨削工艺。图4为理想的最优的磨削曲线[10],将传感器每次反馈的曲线与该曲线比较,程序可相应做出实时反应,当程序得到磨削力信号偏离曲线规定范围时,发出指令变化机床进给速度以稳定磨削力,这样就可以消除因力的变化而引起的系统弹性变形的变化,得到稳定的尺寸和锥度,同时该方法还能有效防止磨削烧伤及砂轮非正常磨损,延长砂轮使用寿命。利用该方法后工件精度的改善情况如图5。
3.3 砂轮修整工艺优化
修整后砂轮表面状态不一致的根本原因是由于无法监控砂轮的表面状况,为解决此问题,本研究利用声音传感器监测砂轮修整后的状态。修整前砂轮可能如图6前两条曲线所示的状态,理想的表面状态如最后一条曲线[10],
μm
砂轮每次修整所反映的AE曲线均与理想曲线作比较,随着修整的进行,反馈的修整力曲线逐渐接近理想曲线,在达到理想曲线允许偏离值内即停止修整。显而易见,此方法不仅保证了砂轮状态的一致性,而且比以往机床的固定修整进给量及固定进给次数节省了砂轮消耗量,也加快了修整的节拍,从而达到了节省砂轮、加快效率的目的。
4 CBN砂轮磨削性能试验
为了检验CBN砂轮高效磨削的精度及稳定性,在生产现场进行了10万件的对比磨削试验,所磨工件为某空调压缩机厂某条生产线上的活塞,加工设备为海默生产的CBN砂轮数控内圆磨床,磨削效果与该线另一台日本生产的碳化硅砂轮内圆磨床作比较,表1为两台磨床的磨削试验参数。
检验工件的加工精度,取某个工作日连续200个工件的检测结果进行比较(如表2);完成10万件加工后,记录砂轮的平均加工节拍、砂轮使用寿命及废品率进行比较(如表3)。
从对比试验结果可以看出,采用CBN砂轮的内圆磨削不仅加工精度优于普通砂轮磨削,加工效率也较普通砂轮有较大幅度提高,同时砂轮寿命大大高于普通砂轮,自适应控制磨削的引入也降低了废品率。
5 结论
针对工件材料选择合适的砂轮及滚轮以建立相互适应的工艺系统,采用合理的修整及磨削工艺参数,可以消除工件表面波纹度,提高了工件表面质量。
利用自适应控制方法解决了CBN砂轮磨削工件尺寸及锥度不稳定的问题,同时通过对修整过程的监控保证了砂轮状态的一致性,提高了修整效率并延长了砂轮的使用寿命。
大量的生产性磨削试验结果表明,基于所研制CBN砂轮数控内圆磨床开发的高效内圆磨削加工技术稳定可靠,生产效率大大优于普通砂轮磨削加工,完全适合应用于空调压缩机活塞内孔的高效磨削。
参考文献
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