摘 要： 針對Ｔ２１２０型深孔鉆鏜床在加工機床臨界尺寸Ф３０孔時遇到的輸油器內部系統不穩定及頭部“發熱”問題，通過分析輸油器所受切削液的壓力及其軸承產生的熱量，并用Ｄｅｆｏｒｍ模擬其軸承在外力作用下的溫度場，得出輸油器所出現的問題是由于切削液作用力過大引起的．通過對輸油器內部結構的優化改進，降低了切削液作用面積，減小了切削液作用力，從而解決了系統不穩定及軸承摩擦引起的發熱過高問題，也方便拆卸，不影響原有輸油器的加工能力，增大了輸油器的加工孔范圍．
關鍵詞： 深孔鉆鏜床；輸油器；發熱；優化設計；軸承
在深孔鉆削技術中，由于內排屑深孔加工處于封閉狀態下進行，加之惡劣的切削條件，獨特的加工工藝，形成了其加工過程中排屑難、冷卻難、潤滑難、工具系統剛度低等經典難題［１］．為此需要配置專用的輔具———輸油器，將高壓的切削液導入切削區來保證冷卻、排屑．同時要求輸油器主軸與機床主軸同心，旋轉精度高；密封性好，保證冷卻液不外溢；對不同直徑的刀具，要求更換方便，具有一定的通用性．隨著鉆孔深度的增加，因供油通道或排屑通道過長而產生油壓降低，鉆頭直徑的大小，對油壓和流量的要求不相同．對于一定的鉆頭直徑和切削液，油壓的合理值和合理的變動范圍成為順暢排屑的必要條件［２］，更加突出了輸油器的重要性．
１、輸油器的作用
輸油器是深孔加工系統中輔具的關鍵要素之一，同時輸油器也是個薄弱環節［３］．其主要作用為：輸油器上的導向套與工件的尾端內錐面緊密頂緊形成密封并定心，輸油器由液壓系統及牙輪包、齒輪齒條被夾緊在導軌上；切削液通過輸油器從鉆桿外壁與已加工表面之間的環形空間進入，到達刀具頭部進行潤滑，并將切屑經鉆桿內部強迫推出，帶走大量的切削熱；導向套與工件嚴格同心，以正確引導刀具進入工件；支撐鉆桿，增加其剛性，防止振動．
２ 、輸油器問題分析
在實際加工中，所加工工件為空心車軸（如圖１所示），其材料為ＥＡ４Ｔ，長度為２?。玻矗埃恚恚庸た讖綖?Phi;３０（＋１－０）ｍｍ，長徑比達到７４∶１，粗糙度Ｒａ０．８，尺寸精度ＩＴ５．所用設備是Ｔ２１２０深孔鉆鏜床，山東德州巨泰機床廠生產，主要技術規格為：鉆孔直徑Ф３０ ～ Ф８０ ｍｍ；中心高度３５０ｍｍ；主軸轉速范圍６１～１ ０００ｒ／ｍｉｎ，１２級；進給速度５～２５０ｍｍ／ｍｉｎ（無級）；工件夾持直徑Ф６０ ～ Ф３００ ｍｍ；主電機Ｎ ＝３０ ｋＷ，ｎ ＝１４６０ｒ／ｍｉｎ．由于加工設備的限制及嚴格的加工要求，使得加工處于該機床加工范圍的臨界尺寸，這對深孔機床是個嚴峻挑戰，而輸油器又兼顧多重的重要作用，在加工中便出現了問題．
圖１ 空心車軸
２．１ 鉆削加工缺陷
１）當工件夾緊后，啟動輸油器液壓裝置，輸油器內部結構即刻向前推進２～３ｍｍ，導致加工系統不穩定．
２）輸油器的前端如圖２所示，加工０．５ｈ后溫度驟然升高，用手接觸有明顯的燙手感覺．
圖２ 輸油器頭部
３）軸承潤滑脂不斷泄漏，導致要不斷地加潤滑脂，以防止軸承干摩擦．
４）加工Ф６０孔時，加工質量良好；而同樣的材料、參數，在加工Ф３０孔時，軸線偏斜嚴重，容易出現不合格品．實際加工后經測量壁厚值為：內孔Ф３０．３６ｍｍ，壁厚（如圖１右）（５６．２６ｍｍ，５５．７０ｍｍ），（５４．６２ｍｍ，５７．３８ｍｍ）．
２．２ 理論分析
２．２．１ 輸油器力學分析
在加工Ф６０的通孔時，加工質量、機床運轉等都比較良好，當加工孔徑減?。保矔r，使得鉆桿外壁與已加工表面的環形空間減小，切削液流通量減小，切削液壓力升高，使斷屑、排屑困難．輸油器由液壓裝置及牙輪包由齒輪嚙合夾緊，啟動機床輸油器內部結構向前推進２～３ｍｍ，說明輸油器內部油壓過高，這就需要降低切削液的壓力以平衡工件夾緊力．
輸油器的系統結構，如圖３所示，計算液壓系統的夾緊力Ｆ夾緊，及切削液對輸油器的推力Ｆ推．
已知在實際加工中的夾緊壓力為２ＭＰａ，切削液壓力為１．５ＭＰａ，１ＭＰａ＝１０．２ｋｇ／平方厘米．查閱機械設計手冊［４］，
式中：Ｓ１為支撐軸的右端外截面面積；Ｓ２為支撐軸的右端內截面面積；Ｓ３為空心軸內截面面積；Ｓ４為ＢＴＡ鉆頭外圓面積；ｐ 為油壓壓強，ＭＰａ
圖３ 輸油器系統結構
由于軸承部分未定位，易發生錯位，向前推移３ｍｍ，由力學關系可以得出
夾緊力Ｆ夾緊與工件對輸油器的推力為作用力與反作用力，Ｆ夾緊遠小于Ｆ推，而深溝球軸承的內圈由空心軸２定位，導套座又與空心軸連接，工件與導套夾緊使得導套座、空心軸都得到定位，在切削液的作用下，軸承無法承受切削液的壓力，軸承的外圈與內圈發生錯位，這就使得輸油器內部結構向前推進２～３ｍｍ，滾珠與內外圈之間發生摩擦，導致輸油器頭部溫度急劇升高．
２．２．２ 深溝球軸承摩擦熱量的計算
軸承運行產生的熱源主要是由接觸區的摩擦損失和滾動阻力共同作用的結果．運用Ａ．Ｐａｌｍｇｒｅｎ［５］通過實驗獲得的計算軸承摩擦力矩的經驗公式，摩擦力矩主要由空載時潤滑油粘性產生的摩擦力矩Ｍｏ和與速度無關的載荷作用產生的摩擦力矩Ｍｉ兩部分組成，摩擦力矩分配在內外溝道接觸區的局部分量為［６］
式中：Ｄｉ為內圈溝道直徑，ｍ；Ｄｏ為外圈溝道直徑；Ｄｂ為滾子直徑；Ｄｍ為滾子節圓直徑；ｐｒ為當量動載荷（有插值法計算其參數），Ｎ；Ｚ 為滾子數；ｆｏ
為決定于設計和潤滑的系數；ｆ１為決定于設計與載荷的系數；ｖｎ為潤滑脂的運動粘度；ｎ 為轉子的轉動頻率，ｒ／ｍｉｎ．摩擦熱等于摩擦力矩與轉速的乘積，對于內、
外圈溝道接觸區產生的摩擦熱分別為［７］
２．３ 實驗驗證
軸承的發熱量與軸承的結構、載荷、潤滑和運動等因素有關．通過分析可知引起軸承溫升的主要原因是軸承的摩擦力矩．軸承中的摩擦力矩主要由三部分組成：外載荷引起的摩擦力矩，粘性摩擦力矩，自旋摩擦力矩［８］．實例中，由于軸承受力過大，潤滑脂不斷泄漏，其摩擦熱量的產生主要由外載荷作用引起．軸承內、外圈與滾動體接觸間隔很短，可以假設軸承內、外圈各個部位同時與滾動體接觸，將滾動體簡化為一個圓環處理，根據６１８５２Ｍ 型深溝球軸承參數（外徑Ｄｏ為３２０ｍｍ，內徑Ｄｉ為２６０ｍｍ，寬度為２８ｍｍ，滾動體直徑Ｄｂ為３０ｍｍ，滾動體個數２８，額定靜載荷為１２８ｋＮ，軸承平均直徑Ｄｍ為２９０ｍｍ，額定動載荷為９５ｋＮ），在Ｐｒｏ／Ｅ 中建立模型，導入Ｄｅｆｏｒｍ軟件進行模擬分析．實驗主要驗證其在外載荷作用下軸承運轉２０ｍｉｎ后的溫度場分布．
其分布特點如圖４和圖５所示．圖４中，外圈與滾珠接觸處溫度最高，可達１９８℃，由于外圈不動，吸收的熱量只能靠外表面于箱體的熱傳導及滾動體帶走熱量的方法散熱，此處受到大量的摩擦熱量來不及散出，從而使外圈的溫度很高；最低溫度分布在內圈，為１２４℃．外圈的溫度變化范圍在１６０～１９８℃之間，滾珠的溫度變化范圍在１４３～１９８℃之間；圖５ 中，內圈溫度變化在１２７～１６７℃ 之間．所用潤滑脂的工作溫度范圍在－２０～１２０℃，在外載荷的作用下軸承的最低溫度明顯高于其正常工作溫度．
圖４ 外載荷作用下溫度分布
圖５ 內圈溫度分布
３ 、優化設計
經過對問題的解析，得出了影響輸油器的最主要原因，即：切削液作用到輸油器的壓力過大，流量減?。槍栴}，在不更換輸油器，不改變液壓系統及輸油器外部結構的基礎上，對輸油器內部系統加以優化設計改進［９－１２］．為解決問題的根本（減小力Ｆ），而Ｆ＝Ｓ×ｐ，ｐ 由液壓系統所決定，在不改變液壓系統的前提下，只有減小切削液作用面積Ｓ．在原有輸油器的基礎上，拆除６１８５２Ｍ 型軸承組，嵌入如圖６所示輸油器結構（包括軸承座、軸承組、輸油器連接軸）取代原先的導套座、空心軸等組件，以用較小型號的６０２０型軸承組及軸承座，并加入輸油器連接軸代替，將輸油口安裝在輸油連接軸上，使得切削液只是進入輸油連接軸的內部，作用面積也只是輸油連接軸的內部腔面積．這樣既減小了切削液的作用面積，減小了切削液作用力，也保證了斷屑排屑所需油壓［１３］．同時，為拆卸簡便，連接軸用螺栓與軸承座連接．當加工較大直徑孔時可以將此結構拆除換用原先的結構，使得此深孔機床得以充分利用，擴大了其加工范圍．
圖６ 改進后輸油器
改進后的輸油器受力
式中：Ｓ５為導套座的外截面面積．切削液作用到輸油器的壓力遠小于軸承的額定負荷，從而使軸承能夠正常運轉，產熱量控制在允許范圍內．同時，由于深孔加工技術和不同加工方法、不同刀具直徑，其油壓和流量是不同的，一般根據實際操作中的經驗值選取，油壓、流量的配合，以能實現正常的排屑為限．在ＢＴＡ鉆頭［１４－１５］上增加凹馳（如圖７和圖８所示），以增大通油量，使其配合油壓保障正常排屑．
圖７ 正常鉆頭
經改進后的輸油器，根據相應的參數，用上述同樣的實驗方法驗證輸油器軸承在運轉５ｈ后的溫度場，結果如圖９所示．溫度最高為１０３℃，分布在軸承的外圈；最低溫度為５０．９℃，分布在內圈上．其溫度處于潤滑脂的正常工作溫度范圍內．
４、 結 論
通過實驗分析，軸承在切削液的作用力下，溫度明顯升高，運轉２０ｍｉｎ后其最低溫度也達到１２４℃，明顯高于潤滑脂的工作溫度范圍．針對遇到的問題，在不換輸油器，不改變液壓系統、油壓范圍及輸油器外部結構的基礎上，通過對輸油器內部結構的優化設計改進，減小了切削液作用面積，降低了切削液對輸油器的作用力；在鉆頭上加凹槽，增大了通流量，保障了正常排屑，使得切削液帶走更多的熱量，從而解決了輸油器發熱及系統不穩定的問題，確保了加工質量．
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