螺紋插裝式溢流閥閥套內(nèi)錐面制造的誤差控制

張 祝，肖名濤，沈陸明，童成前

1) 蘇州薩伯工業(yè)設(shè)計(jì)有限公司，蘇州 215131 2) 南京薩伯工業(yè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，南京 211399 3) 湖南農(nóng)業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，長沙 410128 4) 湖南農(nóng)業(yè)大學(xué)信息與智能科學(xué)技術(shù)學(xué)院，長沙 410128 5) 北京汽車集團(tuán)越野車有限公司，北京 101399

螺紋插裝式溢流閥閥套內(nèi)錐面自身角度誤差會影響其靜、動態(tài)特性[1-4]，且采用碳氮共滲后磨削的精加工工藝，需要控制其軸向磨削量，因碳氮共滲層較淺，磨削量太大會造成硬度大幅度降低[5-6]，影響其使用壽命.當(dāng)溢流閥處于非滿流量分布溢流時(shí)，因復(fù)雜的流場變化而產(chǎn)生沖擊振動[7]，同時(shí)伴隨氣蝕現(xiàn)象產(chǎn)生，閥套內(nèi)錐面在振動和氣蝕的共同作用下[8-9]，表面硬化層太薄會很容易脫離基體，造成永久性破壞[3].現(xiàn)行設(shè)計(jì)制造過程中，一般圖紙上對內(nèi)錐面磨削的技術(shù)要求標(biāo)定見光即可，但內(nèi)錐面的磨削無法直觀可見，對于常規(guī)內(nèi)圓磨進(jìn)給量的控制和見光的程度存在較大的隨機(jī)性，最終影響批量制造產(chǎn)品質(zhì)量的穩(wěn)定性.尤其對于不具備數(shù)控磨削的中小型企業(yè)，在制造過程中，磨削內(nèi)錐面完全由操作人員憑自身感覺來判斷進(jìn)給量，沒有進(jìn)行準(zhǔn)確的磨削量檢測控制，實(shí)際制造過程中即便有三坐標(biāo)測量儀，也不可能做到對每個(gè)零件都采用三坐標(biāo)檢測.

基于此，對閥套結(jié)構(gòu)及制造工藝進(jìn)行分析，建立內(nèi)錐面誤差模型，通過模型分析得到磨削量與偏差角之間的變化關(guān)系；對誤差模型進(jìn)行應(yīng)用分析，得到最大、最小磨削量及磨削公差隨上、下偏差角的變化特性，該變化特性可指導(dǎo)實(shí)際磨削時(shí)的偏差取向選擇，并確定適宜的上下偏差角數(shù)值.根據(jù)閥套結(jié)構(gòu)特點(diǎn)設(shè)計(jì)專用的檢測裝置，分析檢測誤差并進(jìn)行控制，以減小測量系統(tǒng)誤差對測量精度的影響；通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了內(nèi)錐面誤差模型的準(zhǔn)確性，所設(shè)計(jì)的檢測裝置能夠滿足測量精度的要求；在實(shí)際制造過程中，可應(yīng)用檢測裝置快速測量每一件閥套內(nèi)錐面的相關(guān)尺寸，實(shí)現(xiàn)制造誤差的全覆蓋精準(zhǔn)控制.

1 閥套介紹

如圖1和2所示，閥芯設(shè)置于閥套內(nèi)，閥芯的密封圓與其左端面形成密封線，密封線與內(nèi)錐面接觸形成接觸密封圓，接觸圓直徑與密封圓直徑一致，接觸圓所在平面為密封接觸截面，外錐面與閥塊接觸定位密封，內(nèi)錐面的小圓直徑為進(jìn)油通徑，錐面的大圓直徑為內(nèi)錐面與閥套內(nèi)槽油腔端面形成的截圓直徑，內(nèi)錐角為內(nèi)錐面的全角[2,4].閥套的補(bǔ)油彈簧力作用在定位基準(zhǔn)面上，閥芯的復(fù)位彈簧力作用在閥芯內(nèi)腔環(huán)形端面上，在F2的作用下密封線與內(nèi)錐面接觸密封，在F1和F2的共同作用下閥套與閥塊接觸密封，在高壓油的作用下，閥芯的密封線與內(nèi)錐面應(yīng)力接觸[10-12].

圖 1 閥套閥芯裝配圖Fig.1 Assembly drawing of the valve sleeve and valve core

圖 2 閥套結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure of the valve sleeve

錐閥式高壓溢流閥處于關(guān)閉狀態(tài)時(shí)，閥套的內(nèi)錐面承受閥芯的高壓靜態(tài)載荷，但在卸荷后關(guān)閉的瞬間會產(chǎn)生沖擊，故對閥套的內(nèi)錐面要求基體部分要具備一定的耐沖擊韌性[2,12]，表層一定深度部分還要具備相應(yīng)的硬度，同時(shí)滿足耐磨、耐壓和耐沖擊的特性[5,12]，以達(dá)到預(yù)設(shè)計(jì)的使用壽命.針對該工況要求，閥套的材料工藝采用高強(qiáng)度調(diào)質(zhì)料，在機(jī)加工時(shí)留有余量，而后進(jìn)行碳氮共滲熱處理，熱處理后再對留有余量部分進(jìn)行精加工.碳氮共滲層一般都比較淺，較為經(jīng)濟(jì)的層深要求為0.4～0.5 mm[13-14]，為了獲得表面高硬度，如圖3所示，內(nèi)錐面滲層的最大法向磨削量必須控制在0.1 mm以內(nèi)，即上偏差角、下偏差角達(dá)到極限位置時(shí)兩端的最大磨削量均不得超出0.1 mm.

圖 3 角度偏差分析原理圖Fig.3 Schematic of angle deviation analysis

對于采用典型的金屬應(yīng)力接觸錐面密封的溢流閥，大約90%的泄漏是由于液壓油在微尺度上滲入內(nèi)錐表面的凹凸不平所引起的[15]；在系統(tǒng)高壓負(fù)荷時(shí)閥芯承載的靜態(tài)載荷較高，接觸密封圓處的內(nèi)錐面承受較大的壓應(yīng)力，因閥套基體為調(diào)質(zhì)料，內(nèi)錐表面硬度太低或剩余滲層太淺，都會導(dǎo)致內(nèi)錐面產(chǎn)生塑性或永久性變形，這不僅會造成泄漏，且在液壓泵的脈動、管道彈性、液壓油可壓縮性及高急流、回流、漩渦等的共同作用下[3,16]，溢流閥會產(chǎn)生嚴(yán)重的顫振和氣蝕，在損壞精密部件的同時(shí)，使系統(tǒng)壓力失穩(wěn)并伴隨出現(xiàn)系統(tǒng)振動和較大幅度的壓力漂移現(xiàn)象；雖然做了結(jié)構(gòu)改進(jìn)，在閥芯上設(shè)置了帶有阻尼的滑閥芯[17]，但依然無法消除因上述原因帶來的振動.基于對溢流閥的靜、動態(tài)特性及使用壽命要求，在精加工閥套內(nèi)錐面時(shí)必須嚴(yán)格控制其角度誤差及剩余滲層深度.

熱處理后的高硬度零件通常采用磨削或硬車削加工；雖然采用數(shù)控硬車能夠較好的控制精度，但因閥套孔徑較小、孔深較長，采用細(xì)長刀桿硬車內(nèi)錐面會產(chǎn)生振動形成紋路；加之碳氮共滲僅表層高硬基體較軟，殘余應(yīng)力的形成同時(shí)還受到切削用量的影響[18]，碳氮共滲件硬車削不但難以形成有效壓應(yīng)力還會造成相變并形成質(zhì)變層，容易引起較早的剝落失效和疲勞裂紋[19]；且硬車崩碎屑形成的表面有利于點(diǎn)蝕[20]，將加速氣蝕的永久性損壞，故不宜采用硬車削，適合采用磨削方式加工.常規(guī)磨削內(nèi)錐面的制造誤差控制主要依靠機(jī)床操作人員的自身技能來實(shí)現(xiàn)，進(jìn)給時(shí)通過聽聲判別是否接觸磨削，磨削量憑借經(jīng)驗(yàn)進(jìn)給，角度誤差則結(jié)合進(jìn)給量通過目測內(nèi)錐面是否完全光亮確定，而磨削裝夾時(shí)定位基準(zhǔn)選擇對制造誤差控制的影響沒有得到有效體現(xiàn)；如此的制造誤差控制完全是隨機(jī)的，尤其對于大批量生產(chǎn)無法做到產(chǎn)品質(zhì)量的一致性，更無法精確控制各個(gè)閥套內(nèi)錐面的剩余滲層深度.目前較為普遍采用人工方式修整砂輪，因角度修整誤差較大，為了獲得整個(gè)錐面的目測光亮，勢必會造成潛在的磨削量人為增大，從而減小了滲層深度.影響制造誤差的因素不僅是該道磨削工藝自身的操作控制方法，還包括影響磨削工藝的前道機(jī)加工誤差、定位誤差及熱處理變形帶來的磨削量隨機(jī)誤差，要準(zhǔn)確的控制內(nèi)錐面制造誤差，不僅要全面分析影響因素，還應(yīng)結(jié)合目前普遍的常規(guī)制造能力和檢測手段，細(xì)化研究內(nèi)錐面誤差控制理論，并輔以便捷、精準(zhǔn)的檢測方法，實(shí)現(xiàn)批量制造的過程精準(zhǔn)控制.

2 內(nèi)錐角誤差分析

2.1 誤差模型建立

如圖3所示，獲得制造誤差上下偏差的直接方式是在內(nèi)錐面法向0.1 mm厚度所形成的梯形內(nèi)拉對角線，兩條對角線分別與理想內(nèi)錐面形成的小夾角即為上下偏差的理論最大值，但按此獲得的偏差值所依賴的梯形四個(gè)頂點(diǎn)并非該內(nèi)錐面的設(shè)計(jì)基礎(chǔ)參數(shù)項(xiàng).內(nèi)錐面的設(shè)計(jì)基礎(chǔ)參數(shù)項(xiàng)為兩端的大圓、小圓和錐角，大圓直徑即為Di，小圓直徑即為進(jìn)油通徑，錐角即為內(nèi)錐角α.以內(nèi)錐面的理論設(shè)計(jì)母線為中心建立誤差模型，偏差角邊界線以母線的中點(diǎn)做旋轉(zhuǎn)，且偏差角邊界線的延長線與內(nèi)錐面大圓所在平面的交點(diǎn)不得超出最大法向磨削量限定的范圍、偏差角邊界線的延長線與進(jìn)油通徑所在圓柱面的交點(diǎn)亦不得超出最大法向磨削量所限定的范圍.

鑒于內(nèi)錐角并非90°，且基于梯形特性，延長線兩端交點(diǎn)只有一端先達(dá)到極限位置，且當(dāng)該端達(dá)到極限位置時(shí)，偏差角邊界線與母線在同一平面內(nèi)形成的小夾角即為偏差值.實(shí)際內(nèi)錐角小于90°，故上偏差角邊界線的上端先達(dá)到極限位置、下偏差角邊界線的下端先達(dá)到極限位置；據(jù)此，上偏差角根據(jù)上極限端點(diǎn)和中心點(diǎn)求取，下偏差角根據(jù)下極限端點(diǎn)和中心點(diǎn)求取.采用該方式所求取的上下偏差角數(shù)值略小于通過拉對角線方式所得到的上下偏差值，故該值是對理論最大偏差值的進(jìn)一步收縮.經(jīng)運(yùn)算后可得兩者的計(jì)算方程式.

上偏差角β的計(jì)算方程式：

下偏差角θ的計(jì)算方程式：

式（1）、（2）中：ΔA為Di-Dp，mm.

2.2 誤差模型應(yīng)用分析

由式（1）和（2）可知，決定上偏差角和下偏差角的因素包括：大圓直徑、進(jìn)油通徑、最大法向磨削量以及內(nèi)錐角.以某型先導(dǎo)式溢流閥的設(shè)計(jì)為例，相關(guān)參數(shù)如表1所示.將既定的設(shè)計(jì)基礎(chǔ)參數(shù)值分別代入式（1）和（2），換算出上偏差角為1.368°、下偏差角為1.339°；而基于表1中參數(shù)采用拉對角的方式獲得的上偏差角為1.405°、下偏差角為1.374°，該應(yīng)用所得值可進(jìn)一步反應(yīng)偏差模型是對上下偏差理論最大值的進(jìn)一步約束.

表 1 溢流閥計(jì)算參數(shù)Table 1 Overflow valve calculation parameters

根據(jù)換算的上下偏差要求分析，密封圓軸向磨削量隨著上下偏差角的變化而改變，經(jīng)運(yùn)算得內(nèi)錐角處于上偏差狀態(tài)時(shí)的最大磨削量計(jì)算方程式：

經(jīng)運(yùn)算得內(nèi)錐角處于下偏差狀態(tài)時(shí)的最大磨削量計(jì)算方程式：

當(dāng)內(nèi)錐角為理想值時(shí)，密封圓軸向磨削量可向零趨近，但實(shí)際內(nèi)錐角存在偏差，而閥套內(nèi)錐面幾何形狀的完整性直接影響到溢流閥的動態(tài)特性[21]和噪音生成[22]，為了保證整個(gè)內(nèi)錐面的磨削完整性，對應(yīng)內(nèi)錐角的實(shí)際偏差狀態(tài)，須對應(yīng)限定該偏差值的密封圓軸向磨削量最小值.經(jīng)運(yùn)算得內(nèi)錐角處于上偏差狀態(tài)時(shí)的最小磨削量計(jì)算方程式：

經(jīng)運(yùn)算得內(nèi)錐角處于下偏差狀態(tài)時(shí)的最小磨削量計(jì)算方程式：

根據(jù)式（3）和（5）運(yùn)算得上偏差時(shí)磨削公差計(jì)算方程式：

根據(jù)式（4）和（6）運(yùn)算得下偏差時(shí)磨削公差計(jì)算方程式：

由式（3）和（4）可得，當(dāng)內(nèi)錐角為理想狀態(tài)值時(shí)，密封圓法向磨削量與最大法向磨削量一致，密封圓軸向磨削量與最大法向磨削量對應(yīng)軸向尺寸也一致，此時(shí)亦是密封圓軸向磨削量的最大值.由式（3）可得，隨著上偏差角實(shí)際值的增大，上偏差時(shí)的密封圓軸向最大磨削量逐漸減??；由式（4）可得，隨著下偏差角實(shí)際值的增大，下偏差時(shí)的密封圓軸向最大磨削量亦呈逐漸減小趨勢；而上偏差磨削量變化率小于下偏差磨削量的變化率，兩者的變化趨勢特性如圖4所示.

圖 4 實(shí)際最大磨削量變化趨勢Fig.4 Change trend of the actual maximum grinding amount

由式（5）和（6）可得，隨著上偏差角實(shí)際值的增大，上偏差時(shí)的密封圓軸向最小磨削量逐漸增大；隨著下偏差角實(shí)際值的增大，下偏差時(shí)的密封圓軸向最小磨削量亦呈逐漸增大趨勢；上偏差磨削量變化率大于下偏差磨削量的變化率，兩者的變化趨勢特性如圖5所示.

圖 5 實(shí)際最小磨削量變化趨勢Fig.5 Change trend of the actual minimum grinding amount

由式（7）和（8）可得，理論最大磨削公差值為0.186 mm，磨削公差變化特性曲線如圖6所示；忽略微小趨勢變化，磨削公差變化曲線關(guān)于上下偏差近似對稱，即相同的上下偏差角度對應(yīng)的磨削公差值近似相等，上下偏差的磨削公差變化率近似一致.

圖 6 實(shí)際磨削公差變化趨勢Fig.6 Variation trend of the actual grinding tolerance

因數(shù)值差的變化較小，圖4～6中各曲線整體如粗實(shí)線所示呈近似線性變化，實(shí)際變化趨勢如各圖中虛線所示.

通過模型應(yīng)用分析，相同的上下偏差角對應(yīng)的最小磨削量和最大磨削量有明顯差異，處于上偏差時(shí)的最小磨削量較處于下偏差時(shí)的最小磨削量大，處于上偏差時(shí)的最大磨削量較處于下偏差時(shí)的最大磨削量亦偏大.故在實(shí)際制造過程中，在獲得相同的實(shí)際密封圓軸向磨削量公差值時(shí)，如為了提高生產(chǎn)效率，減少砂輪的磨損，調(diào)整砂輪修整角度時(shí)，在靠近理想設(shè)計(jì)值的同時(shí)，取內(nèi)錐角處于下偏差狀態(tài)較為有利；但若因熱處理或其他因素帶來內(nèi)錐面變形，需要較大的軸向磨削量來擬補(bǔ)變形缺陷時(shí)，在靠近理想設(shè)計(jì)值的同時(shí)，取內(nèi)錐角α處于上偏差狀態(tài)較為有利.

當(dāng)上偏差角實(shí)際值達(dá)到1°時(shí)，密封圓軸向磨削量公差值為0.0523 mm，而當(dāng)上偏差角實(shí)際值達(dá)到1.3°時(shí)，密封圓軸向磨削量公差值只有0.0135 mm；當(dāng)下偏差角實(shí)際值達(dá)到1°時(shí)，密封圓軸向磨削量公差值為0.0521 mm，而當(dāng)下偏差角實(shí)際值達(dá)到1.3°時(shí)，密封圓軸向磨削量公差值只有0.0104 mm.由此可見，結(jié)合后續(xù)的實(shí)際制造工藝，通過式（1）和（2）獲得的上下偏差角并不適合直接作為制造誤差的極限值，結(jié)合內(nèi)圓磨加工能力及其他因素對內(nèi)錐角α的要求，可對制造誤差初步約束為±1°.

3 內(nèi)錐面制造誤差控制

3.1 誤差檢測裝置

在閥套的實(shí)際生產(chǎn)過程中，不可能做到用三坐標(biāo)測量儀對每個(gè)零件都進(jìn)行內(nèi)錐角及密封圓軸向磨削量的全檢，故需要設(shè)計(jì)專用的快速量具，以適用于實(shí)際制造的誤差檢測控制[23-24].

角度檢測裝置如圖7所示，主要結(jié)構(gòu)包括由一組同軸的幾何要素組成：①與配合內(nèi)孔間隙配合的檢具外圓；②用于浮動支撐的環(huán)形槽；③用于對內(nèi)錐面測量的大小檢測外圓；④檢測外圓和端面形成的接觸銳角.檢測大小圓分別位于檢具主體兩端，且在主體兩端沿回轉(zhuǎn)中心設(shè)置有工藝孔.檢具主體機(jī)加工完成后進(jìn)行高硬度處理，熱處理后對工藝孔先行研磨，研磨后精磨檢具外圓、環(huán)形槽支撐圓、檢測大圓、檢測小圓以及兩端端面，保證精加工外圓的同軸度及兩端端面相對于檢測大小圓的垂直度，精加工后保持接觸銳角的成型銳邊，可采用手工軟拋方式去除飛邊毛刺.

圖 7 角度檢測裝置結(jié)構(gòu)圖Fig.7 Structure of the angle detection device

磨削量檢測裝置基本結(jié)構(gòu)和技術(shù)要求與角度檢測裝置相同，如圖8所示，僅檢測圓直徑不同，且磨削量檢測裝置可設(shè)置為單頭或雙頭，圖示為單頭，設(shè)置雙頭時(shí)，兩端的檢測密封圓直徑一致，檢測密封圓直徑與密封外圓直徑、接觸密封圓直徑一致.

圖 8 磨削量檢測裝置結(jié)構(gòu)圖Fig.8 Structure of the grinding quantity detection device

鑒于閥套的配合內(nèi)孔與檢具外圓之間存在間隙，為了消除間隙影響以提高檢測精度，采用軟過盈的浮動支撐方式.如圖9所示，用于浮動支撐的橡膠圈張緊套裝于支撐圓上，橡膠圈設(shè)置數(shù)量≥2，套裝后的橡膠圈與閥套的配合內(nèi)孔處于過盈狀態(tài)，浮動支撐過盈量為0.1～0.2 mm；擋圈為開口式，套裝后擋圈外圍距檢具外圓保持徑向間隙，擋圈間隙量為0.2～0.3 mm.

圖 9 浮動支撐結(jié)構(gòu)圖Fig.9 Floating support structure drawing

檢具外圓直徑小于配合內(nèi)孔直徑的下偏差值，以該下偏差值為基礎(chǔ)尺寸，公差為0～-0.01 mm.環(huán)形槽支撐圓直徑根據(jù)選型的浮動支撐組件選定具體尺寸及公差，浮動支撐槽的槽寬及軸向位置，根據(jù)閥套的配合內(nèi)孔相對內(nèi)錐面的軸向位置確定，讓整個(gè)槽處于配合內(nèi)孔的軸向位置內(nèi)，且位于槽兩側(cè)的檢具外圓保持一段軸向量與配合內(nèi)孔相對應(yīng)配合.

根據(jù)下述的理論誤差分析，檢測小圓直徑逼近進(jìn)油通徑，檢測大圓直徑逼近錐面大圓直徑，保持直徑差0.3～0.4 mm，以降低檢測誤差；檢測大小圓端、密封圓端置入閥套內(nèi)接觸內(nèi)錐面時(shí)，需限定檢具長度，使其非檢測端超出閥套端面3～5 mm.

3.2 誤差檢測原理

將內(nèi)錐面母線作為斜邊置于直角三角形中，在獲知對應(yīng)的兩個(gè)直角邊后即可換算出實(shí)際內(nèi)錐角的半角.如圖10所示，半角對邊長度為檢測大圓直徑和檢測小圓直徑差值的一半，半角鄰邊長度為大圓檢測軸向長度和小圓檢測軸向長度的差值，其中L4和L5的長度檢測是將檢具兩頭分別置入閥套內(nèi)，在大圓端與內(nèi)錐面接觸時(shí)測得的檢具小圓端面與轉(zhuǎn)移基準(zhǔn)面的長度為L4，在小圓端與內(nèi)錐面接觸時(shí)測得的檢具大圓端面與轉(zhuǎn)移基準(zhǔn)面的長度為L5.

圖 10 角度檢測原理圖Fig.10 Schematic of angle detection

實(shí)際加工內(nèi)錐角α′的計(jì)算方程式：

式中：α′為實(shí)際加工內(nèi)錐角，(°).

實(shí)際加工內(nèi)錐角為通過測量值間接獲取的，可將其表示為實(shí)測值的多元函數(shù)[25]，根據(jù)誤差理論，實(shí)際加工內(nèi)錐角測量誤差的方程式：

其線性化的誤差傳遞公式（去高階項(xiàng)）：

式中：Δd3為d3的測量誤差；Δd4為d4的測量誤差；ΔL4為L4的測量誤差；ΔL5為L5的測量誤差.以上各項(xiàng)誤差的傳遞系數(shù)為：

由以上各誤差傳遞系數(shù)可得檢測大圓直徑和檢測小圓直徑的差值越大，內(nèi)錐角測量誤差就越小.半角的對邊和鄰邊長度都是檢測的差值，各項(xiàng)檢測值不可避免會有檢測誤差，但基于相同的檢測裝置，求取的差值可有效降低檢測裝置自身的系統(tǒng)誤差帶來的影響.

3.3 誤差檢測與控制

如圖11所示，將工件置于工作臺上，千分表安裝于高度尺上，根據(jù)L4、L5、La、Lb的初步測得值校對千分表.檢測內(nèi)錐角時(shí)，將檢具小圓端置入閥套內(nèi)，測得轉(zhuǎn)移基準(zhǔn)面與檢具大圓端面之間的尺寸L5；調(diào)頭后將檢具大圓端置入閥套內(nèi)，測得轉(zhuǎn)移基準(zhǔn)面與檢具小圓端面之間的尺寸L4；將測得值代入式（9）可得實(shí)際內(nèi)錐角α′.檢測密封圓軸向磨削量時(shí)，將檢具測頭端置入閥套內(nèi)，先測得磨削前的轉(zhuǎn)移基準(zhǔn)面與檢具外端面之間的尺寸La，待內(nèi)錐面磨削后，再檢測出轉(zhuǎn)移基準(zhǔn)面e與檢具外端面之間的尺寸Lb，La與Lb的差值即為實(shí)際密封圓軸向磨削量.

圖 11 檢測示意圖Fig.11 Measurement diagram

閥套在前道機(jī)加工過程中，內(nèi)錐角精度由機(jī)床自身保證，但內(nèi)錐面上接觸密封圓相對轉(zhuǎn)移基準(zhǔn)面的軸向尺寸屬于間接獲取，會受到諸多因素的影響，因此在閥套熱處理后，首先通過檢測接觸圓初始軸向位置尺寸進(jìn)行分擋，磨削加工時(shí)以轉(zhuǎn)移基準(zhǔn)面作為軸向定位基準(zhǔn)，按擋分批次調(diào)整磨削，如此可避免因內(nèi)錐面相對轉(zhuǎn)移基準(zhǔn)面的軸向尺寸差異較大，造成的因磨削量偏差大帶來的砂輪撞擊或內(nèi)錐面磨削不完整，最終影響生產(chǎn)效率及加工質(zhì)量.

閥套試磨后檢測接觸圓磨削后軸向位置尺寸并計(jì)算出軸向磨削量的實(shí)際值.另對該試磨件內(nèi)錐角按上述方法進(jìn)行相關(guān)參數(shù)檢測，根據(jù)式（9）換算出加工的實(shí)際內(nèi)錐角并確認(rèn)該值處于初步約束的公差范圍內(nèi)，同時(shí)計(jì)算出對應(yīng)的實(shí)際偏差角，根據(jù)實(shí)際內(nèi)錐角是處于上偏差或下偏差，將實(shí)際偏差角對應(yīng)代入式（3）或式（4）、式（5）或式（6），換算出密封圓處對應(yīng)該實(shí)際偏差角的軸向磨削量最大值和最小值，上述檢測計(jì)算出的軸向磨削量實(shí)際值需落在該最大值和最小值范圍內(nèi)，試磨件方為合格品；若該試磨件的軸向磨削量實(shí)際值沒有落在范圍內(nèi)，而實(shí)際內(nèi)錐角落在初步約束范圍內(nèi)并趨近理想值，此時(shí)只需要計(jì)算出差值重新調(diào)整進(jìn)給量即可，無須再次修整砂輪角度；若實(shí)際內(nèi)錐角趨近上下偏差值或超出偏差值范圍，可再次調(diào)整砂輪修整角度，再次試磨后重復(fù)上述檢測過程，直至所有尺寸合格.

后續(xù)加工過程中，在無需提高內(nèi)錐面角度誤差精度時(shí)，砂輪修整角度一經(jīng)確定不再調(diào)整修改，只需適時(shí)檢測實(shí)際密封圓軸向磨削量即可控制整個(gè)內(nèi)錐面磨削加工過程的精度.為了進(jìn)一步提高內(nèi)錐角的檢測精度，可將試磨件用三坐標(biāo)測量儀進(jìn)行檢測，將三坐標(biāo)測量儀的檢測值與所述檢測方法的測得值進(jìn)行對比，標(biāo)定檢測方法的測量誤差，也可以制作標(biāo)準(zhǔn)角度的內(nèi)錐角樣件，對檢測方法進(jìn)行校對.

基于表1的參數(shù)樣件，采用所述檢測方法的相關(guān)測得數(shù)據(jù)如表2所示，經(jīng)計(jì)算得密封圓軸向磨削量的實(shí)際值為0.039 mm、實(shí)際加工內(nèi)錐角為65.42°.根據(jù)誤差模型得到的密封圓軸向磨削量為0.041 mm，與測得值的差值僅為0.002 mm，相對于對應(yīng)該角度的最大軸向磨削量，該測量誤差可忽略.實(shí)際加工的內(nèi)錐角處于上偏差，將上偏差角實(shí)際值 0.42°分別代入式（3）和（5）計(jì)算得最大磨削量為0.1698 mm，最小磨削量為0.0408 mm，實(shí)際加工內(nèi)錐角度落在了初步約束的±1°公差范圍內(nèi)，但對應(yīng)該內(nèi)錐角的密封圓軸向磨削量未能達(dá)到最小磨削量的要求，需根據(jù)計(jì)算差值重新調(diào)整進(jìn)給量.對樣件內(nèi)錐角采用三坐標(biāo)測量得內(nèi)錐角度為65.36°，將三坐標(biāo)測得值偏差角實(shí)際值0.36°再次分別代入式（3）和（5）計(jì)算得最大磨削量為 0.1721 mm，最小磨削量為0.0350 mm.實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，所述檢測方法的測量誤差為0.06°，且由檢測方法所得磨削量范圍落在三坐標(biāo)校對范圍內(nèi)，兩者的最大磨削量差值為0.0023 mm、最小磨削量差值為0.0058 mm.

表 2 檢測數(shù)據(jù)Table 2 Test data

通過上述實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了誤差模型的準(zhǔn)確性，但所述檢測方法存在檢測誤差，如圖12所示，經(jīng)分析得影響檢測誤差的主要因素包括：因接觸銳角圓度誤差造成與錐面虛接觸而產(chǎn)生的軸向尺寸測量誤差、檢具軸線與閥套軸線因間隙配合產(chǎn)生傾斜偏移造成的軸向尺寸測量誤差、兩端接觸銳角圓所在平面的平行度誤差造成的軸向尺寸測量誤差.通過誤差影響因素分析可得，降低誤差方式主要體現(xiàn)在兩個(gè)方面，一是提高檢具自身的制造精度，包括接觸銳角線的自身圓度、兩端面之間的平行度、兩端面與軸線的垂直度以及支撐圓與外圓之間的同軸度，二是盡可能降低檢具與閥套之間配合間隙的影響，即上述采用軟過盈配合方式所達(dá)到的效果.

圖 12 測量誤差因素.（a）兩軸傾斜偏移；（b）兩端面不平行Fig.12 Factors of measurement error: (a) two-axis tilt offset; (b) two ends are not parallel

綜合考慮檢測誤差、制造精度及誤差控制要求，在實(shí)際制造過程中內(nèi)錐角的最終誤差應(yīng)控制在±0.8°以內(nèi)，在此范圍內(nèi)，因內(nèi)錐角檢測誤差造成的最大、最小磨削量范圍偏差可得到補(bǔ)償，對應(yīng)該角度偏差的上偏差狀態(tài)時(shí)密封圓軸向最小磨削公差為0.078 mm、下偏差狀態(tài)時(shí)密封圓軸向最小磨削公差為0.08 mm.為了保障內(nèi)錐面的磨削完整性，需對最小磨削量進(jìn)行修正，需在對應(yīng)實(shí)際加工內(nèi)錐角計(jì)算值的基礎(chǔ)上增加5 μm，實(shí)際磨削量向增加后的數(shù)值逼近，修正后的上偏差狀態(tài)最小磨削公差為0.073 mm、下偏差狀態(tài)最小磨削公差為0.075 mm，兩者可統(tǒng)一為0.075 mm.

4 結(jié)論

通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，內(nèi)錐角誤差模型準(zhǔn)確可靠，檢測方法所獲得精度滿足誤差控制要求，在實(shí)際工程應(yīng)用中能夠全面、精準(zhǔn)、高效的控制內(nèi)錐面的制造誤差.

（1）基于制造工藝要求建立了對應(yīng)的內(nèi)錐角偏差模型，并由此獲得內(nèi)錐角制造誤差的理論極限值為-1.339°～+1.368°；通過偏差模型應(yīng)用分析，將內(nèi)錐角誤差極限值收縮為±1°，對應(yīng)該內(nèi)錐角初步約束值的密封圓軸向磨削量最小公差值為0.052 mm；對各變化趨勢圖中曲線分析，得知上下偏差狀態(tài)直接影響最大、最小軸向磨削量，可根據(jù)實(shí)際磨削量的需要調(diào)整制造偏差狀態(tài)，這對制造過程控制具有顯著的指導(dǎo)意義.

（2）結(jié)合制造工藝設(shè)計(jì)的檢測裝置，能夠快速、精準(zhǔn)的檢測實(shí)際制造的內(nèi)錐角度及密封圓軸向磨削量，并有效的控制該角度偏差和對應(yīng)的軸向磨削量超差；軟過盈的浮動支撐方案提高了檢測精度，通過標(biāo)準(zhǔn)件或三坐標(biāo)測量儀校對，可進(jìn)一步降低測量誤差；通過誤差檢測原理分析，增大檢測大、小圓直徑可有效降低測量誤差，且內(nèi)錐角度計(jì)算采用測量后的差值，對相同的測量系統(tǒng)，采用差值可進(jìn)一步降低系統(tǒng)自身誤差對最終結(jié)果的影響；通過實(shí)驗(yàn)，內(nèi)錐角測量誤差為0.06°，密封圓軸向磨削量的測量誤差為2 μm.

（3）熱處理后對內(nèi)錐面軸向尺寸進(jìn)行分組，分組尺寸測量基準(zhǔn)、磨削加工定位基準(zhǔn)、軸向磨削量檢測基準(zhǔn)三者的基準(zhǔn)統(tǒng)一，從而保證了內(nèi)錐面批量制造精度的一致性；根據(jù)試磨件檢測結(jié)果修正磨削參數(shù)，進(jìn)一步降低制造誤差，確定內(nèi)錐角自身誤差合格后，通過誤差模型計(jì)算出對應(yīng)的密封圓軸向磨削量的范圍，后續(xù)加工只需檢測該軸向磨削量是否落在計(jì)算所得值范圍內(nèi)，即可控制內(nèi)錐面軸向位置的制造誤差.

（4）根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果調(diào)整內(nèi)錐角的最終實(shí)際制造誤差控制范圍為±0.8°，密封圓軸向最小磨削公差在該內(nèi)錐角范圍對應(yīng)的數(shù)值基礎(chǔ)上做進(jìn)一步修正，修正后的最小磨削公差為0.075 mm，調(diào)整修正后的偏差范圍可補(bǔ)償檢測誤差帶來的潛在超差，使實(shí)際誤差落在控制范圍內(nèi).

（5）根據(jù)上述得到的內(nèi)錐角偏差及軸向磨削量公差精度要求，中小型企業(yè)的常規(guī)設(shè)備制造能力及檢測裝置能夠滿足其要求，無需更換數(shù)控磨床及三坐標(biāo)等高精加工和檢測設(shè)備.