卸荷式滾珠絲杠預拉伸結構設計*

陳維范 薛 丹

(①遼寧裝備制造職業(yè)技術學院，遼寧 沈陽110161；②沈陽機床股份有限公司，遼寧 沈陽 110142)

滾珠絲杠副在工作時難免要發(fā)熱，其溫度將高于床身。滾珠絲杠的熱膨脹將使導程增大，影響機床定位精度[1-2]。研究表明，熱變形引起的誤差通常會占到工件加工總誤差的40%～70%[3-5]。在實際生產中，一般都采用快速升溫，待機床熱平衡后再進行加工，這需要機床先熱機，造成生產效率降低。

目前，減小機床熱誤差主要有誤差預防和誤差補償兩種基本方法[6-7]。采用軟件補償消除誤差，需要對機床進行大量的試驗后建立誤差預測模型，對數控系統(tǒng)要求較高，有時還需要進行二次開發(fā)[8-9]。滾珠絲杠預拉伸就是在機床裝配時對滾珠絲杠軸向施加預拉伸力，使?jié)L珠絲杠被拉長，而被拉伸后的滾珠絲杠在溫度再有變化時，只是內應力起變化，而螺距精度保持不變[10-11]。常見的滾珠絲杠預拉伸結構存在支承軸承因承受較大軸向力而導致使用壽命降低的問題。

在對某型數控車床原有X軸滾珠絲杠結構進行分析的基礎上，設計了卸荷式滾珠絲杠預拉伸結構。新設計的結構在滾珠絲杠兩端支承的軸承座內設置推力球軸承，滾珠絲杠預拉伸產生的軸向力由推力軸承承擔，用于支承滾珠絲杠的推力角接觸球軸承達到了卸荷的目的。

1 數控車床X軸滾珠絲杠結構

本文所研究的數控車床X軸滾珠絲杠原有結構采用一端固定、一端簡支的形式，如圖1所示。滾珠絲杠兩端分別采用2個20TAC47B推力角接觸球軸承4和9。在固定端軸承座5內，滾珠絲杠6的左端軸向固定；在電機端軸承座8內，滾珠絲杠6的右端與推力角接觸球軸承9之間留有軸向間隙，滾珠絲杠熱伸長向右端(電機端)延伸。

2 常見滾珠絲杠預拉伸方式存在的問題

2.1 滾珠絲杠預拉伸的理論分析與計算

滾珠絲杠運行時發(fā)熱，致使?jié)L珠絲杠熱伸長，其熱伸長量為

ΔL=αL0ΔT

(1)

式中：ΔL為滾珠絲杠熱伸長量，mm;L0為滾珠絲杠的預拉伸的有效長度，mm;ΔT為滾珠絲杠的溫升，℃;α為滾珠絲杠材料的線膨脹系數。

為了減小滾珠絲杠熱伸長對機床定位精度的影響，可對滾珠絲杠進行預拉伸，由胡克定律可得到滾珠絲杠的預拉伸力為

(2)

式中：Fa為對滾珠絲杠施加的預拉伸力，N；ΔL為滾珠絲杠熱伸長量，mm；E為滾珠絲杠材料的彈性模量，N/mm2；L0滾珠絲杠拉伸長度，mm；A為滾珠絲杠底徑面積，mm2。

由文獻[12]知，螺紋預拉伸力矩為

T≈0.2Fad0

(3)

式中：T為鎖緊螺母鎖緊所施加的力矩，N·m；d0為鎖緊螺母螺紋公稱直徑，mm。

2.2 常見滾珠絲杠預拉伸結構存在的問題

如圖1所示，常見滾珠絲杠預拉伸結構一般將滾珠絲杠的一端固定，對另一端圓螺母12施加力矩，使?jié)L珠絲杠得到伸長，從而實現預拉伸。

如圖2所示，為常見滾珠絲杠預拉伸結構受力分析圖。當對圓螺母12(如圖1所示)施加力矩時，使?jié)L珠絲杠產生預拉伸力Fa常，兩圓螺母間AB段的滾珠絲杠被拉伸。預拉伸力Fa常由圓螺母通過軸套反作用給推力角接觸球軸承，因此推力角接觸球軸承承受了與預拉伸力大小相等、方向相反的軸向力Fz常，即Fa常=-Fz常。

采用常見預拉伸方式時，滾珠絲杠拉伸長度為L0常=600 mm，滾珠絲杠底徑按d=25 mm，圓螺母12螺紋公稱直徑d12=20 mm，溫升ΔT=4 ℃。由式(1)～(3)可以得到滾珠絲杠熱伸長量為ΔL常=29 μm，預拉伸力Fa常=4 840 N，圓螺母施加力矩T常=19.3 N·m。

為了提高軸承的剛度和旋轉精度，經常對推力角接觸球軸承施加預負荷(即軸向力)。根據NSK精密滾動軸承樣本，查得兩個推力角接觸球軸承20TAC47B組合時預負荷為1 000 N，預負荷過大會帶來疲勞壽命降低，發(fā)熱增加，甚至在極端的場合發(fā)生軸承的磨損或燒結。因此，常見滾珠絲杠預拉伸結構會影響推力角接觸球軸承的使用壽命。

3 卸荷式滾珠絲杠預拉伸結構設計

3.1 固定端滾珠絲杠支承結構設計

固定端滾珠絲杠支承結構，如圖3所示。在固定端軸承座1中安裝推力球軸承4，推力球軸承4兩側分別用端蓋6和半圓環(huán)擋圈2(如圖4所示)在滾珠絲杠上軸向固定；兩個半圓環(huán)擋圈2用圈套3固定在滾珠絲杠的空刀槽上，端蓋6與絲杠之間設置密封圈5，端蓋6用螺釘7固定在軸承座1上。

3.2 預拉伸端滾珠絲杠支承結構設計

預拉伸端滾珠絲杠支承結構，如圖5所示。在電機端軸承座9內設置推力球軸承6；推力球軸承6由半圓環(huán)擋圈8、隔墊3、鎖緊螺母1在滾珠絲杠上軸向固定；兩個半圓環(huán)擋圈8由套圈7固定在滾珠絲杠的空刀槽上，隔墊3與滾珠絲杠之間設置密封圈5，鎖緊螺母1與電機端軸承座9采用螺紋連接；鎖緊螺母1與電機端軸承座9之間設有調整墊4，對鎖緊螺母1施加力矩，完成滾珠絲杠11的預拉伸，然后用頂絲2防松。在滾珠絲杠預拉伸前，先松開頂絲2，旋松鎖緊螺母1，取下調整墊4(如圖6所示)，根據理論計算并經試驗測試確定預拉伸扭矩和調整墊4的磨削量。

3.3 卸荷式滾珠絲杠預拉伸結構受力分析

如圖7所示，為卸荷式滾珠絲杠預拉伸結構受力分析圖。當對鎖緊螺母1(如圖5所示)施加力矩時，產生的預拉伸力Fa卸由鎖緊螺母→隔墊→推力球軸承→半圓環(huán)擋圈傳遞給滾珠絲杠，兩對半圓環(huán)擋圈間CD段(不再是AB段)的滾珠絲杠被拉伸。預拉伸力Fa卸由半圓環(huán)擋圈反作用給推力球軸承，即推力球軸承承受軸向力Fz卸。推力角接觸球軸承就不再承受由預拉伸引起的軸向力，從而實現卸荷的目的。

采用卸荷式滾珠絲杠預拉伸結構時，滾珠絲杠拉伸長度L0卸=450 mm，滾珠絲杠底徑按d=25 mm，鎖緊螺母1(如圖5所示)螺紋公稱直徑d1=54 mm，溫升ΔT=4 ℃，由式(1)～(3)可以得到滾珠絲杠熱伸長量ΔL卸=22 μm，預拉伸力Fa卸=4 900 N，鎖緊螺母施加力矩T卸=53 N·m。

4 卸荷式滾珠絲杠預拉伸結構試驗

4.1 滾珠絲杠預拉伸量的測試

為驗證滾珠絲杠預拉伸量與鎖緊螺母施加力矩之間的關系，并確定調整墊的磨削量，需要對數控車床X軸滾珠絲杠進行預拉伸試驗。

首先，在滾珠絲杠預拉伸端拆下調整墊。將兩個千分表表座固定在床身上，測頭分別與滾珠絲杠端部垂直，如圖8所示。

滾珠絲杠拉伸后右端向右變形δ2，由于另一端滾珠絲杠整體也要向右移動δ1，因此，測點2與測點1的差值為滾珠絲杠的實測預拉伸量，即

δ實測=δ2-δ1

(4)

實際測得δ2=24 μm、δ1=1 μm，由式(4)得到δ實測=23 μm，實測值與計算值ΔL卸=22 μm基本相符。由此可以確定調整墊的磨削量為24 μm，鎖緊螺母施加力矩T卸=53 N·m。

4.2 滾珠絲杠預拉伸效果試驗

按滾珠絲杠未預拉伸、常見滾珠絲杠預拉伸和卸荷式滾珠絲杠預拉伸3種結構分別在同一臺數控車床上進行溫升和定位誤差測試。

在進行滾珠絲杠未預拉伸和常見滾珠絲杠預拉伸兩種結構試驗時，可在兩軸承座內(如圖3、圖5所示)不安裝推力球軸承、套圈、半圓環(huán)擋圈等零件。常見滾珠絲杠預拉伸結構對圓螺母10(如圖5所示)施加力矩T常=19.3 N·m。

3種滾珠絲杠結構裝配完成的數控車床在測試前均需停機24 h以上。數控車床X軸以8 m/min的快移速度進行全程熱機，每次熱機10 min，直到熱平衡狀態(tài)，之后停機讓機床自然冷卻。每運行一次熱機程序，用溫度測試儀分別測出滾珠絲杠電機端軸承座、固定端軸承座及滾珠絲杠螺母副的溫度T1、T2和T3，測試結果如圖9所示。同時用激光干涉儀測量X軸定位誤差，如圖10所示。

測試時環(huán)境溫度為18.5 ℃，3種不同滾珠絲杠結構的數控車床運行70 min左右時達到熱平衡狀態(tài)，測試得到各測試點最大溫升見表1。

表1 3種不同結構各測試點最大溫升 ℃

通過試驗可以看出，常見滾珠絲杠預拉伸結構較滾珠絲杠未預拉伸和卸荷式預拉伸兩種結構各測試點的溫升均有不同程度升高，兩軸承座溫升提高2 ℃左右。卸荷式滾珠絲杠預拉伸結構與滾珠絲杠未預拉伸結構相比，各測試點溫升未超過0.3 ℃。因此，采用卸荷式滾珠絲杠預拉伸結構可以使支承軸承的溫升得到控制。

由圖10可以看出，滾珠絲杠未預拉伸、常見預拉伸和卸荷式預拉伸3種結構形式測得的X軸定位誤差分別是14.3 μm、4.9 μm和3.6 μm。可見，滾珠絲杠預拉伸可以提高數控車床的定位精度，卸荷式滾珠絲杠預拉伸結構較常見滾珠絲杠預拉伸結構的數控車床定位精度高。

5 結語

本文在對某型數控車床一端固定、一端簡支的X軸滾珠絲杠結構進行分析的基礎上，設計了卸荷式滾珠絲杠預拉伸結構。按照理論計算值對數控車床X軸滾珠絲杠進行預拉伸試驗，確定了預拉伸力矩和調整墊的磨削量。通過運行試驗表明，卸荷式滾珠絲杠預拉伸結構可以提升數控車床X軸的定位精度，同時也減小了推力角接觸球軸承的溫升，實現了滾珠絲杠支承軸承卸荷的目的。