鑲鋼導軌定位精度的研究

代春香，李三雁，田亞峰

（1.四川大學錦城學院，四川成都 611731；2.寧波海天精工有限公司，浙江寧波 315800）

0 引言

隨著市場的多樣化進程，對生產零部件的裝備機械的要求亦有所提高，例如，對加工幾何尺寸大、質量重、表面復雜零件的機械裝置的要求，即要大型化，又有重型化的趨勢要求，對數控機床的要求表現為往復行程較長、扭矩相應的增大、可加工零件種類及工藝增多等特點。即要保證市場需求，又要保證機床的精度就使得先進的技術手段與創新的工藝尤為的重要[1-2]，目前有機械降隙和雙電機電氣降隙2 種方式來消除機械傳動過程中所產生的背隙。雙電機降隙通過2 臺電機連接同一減速機構并同時驅動控制主軸的齒輪，而此齒輪同時與2 個驅動齒輪嚙合，在換向過程中始終受到某一驅動齒輪的偏置力矩作用，使傳動系統剛性連接、傳動無間隙[3-4]。

雙電機降隙在性能上有三大優勢：機械控制相對靈活，當其機械負重較大時，2 臺電機將同時啟動工作，可以提高其整體的驅動力，運動將要停止時，2 臺電機可實現反方向驅動，可以起到消除背隙的作用，因此定位準確，其重復定位精度可達到0.01 mm；機械控制成本相對較低，由2 臺伺服電機的同時作用，去代替功率特別大的單電機驅動和伺服驅動器[5-7]。

近年來，隨著數控機床組成的各單元如數控系統、總線裝置、機床本體、PLC、其他部件的快速發展，采用雙電機降隙來進行驅動成為部分機床制造廠家的優先選擇方案。在雙電機降隙的工作過程中，電氣部分的調試過程耗時較長，而且效果也不是特別的理想，調試的結果要使電氣控制實現降隙以提高精度、同步以達到實時性、快速穩定的驅動等各項功能[8-9]。機床導軌結構有線性滾動導軌、滑動導軌和靜壓導軌等多種形式[10]，不同導軌類型的數控機床對其電機的機械特性匹配有差異，并會影響到電氣控制特性的相關參數，而且很有可能會對機床的運動精度造成嚴重的影響[11]。

目前在制的設備中，有多種數控機床的傳動方式用到雙電機降隙驅動結構[12]，某動柱定梁系列龍門五面加工中心，其Y 軸驅動選用雙電機降隙結構，是較早的將此結構應用于滑動導軌的設備。因滑動導軌的滑動摩擦力比較大，滑動部件在運行的過程中易出現低速爬行現象，使得調試也達不到理想的降隙效果。通過對機床運行精度的測量發現，在其工作行程的范圍內，會隨機出現一系列的位置不連慣的點。為了解決上述存在的問題，做出以下的修正分析。

1 電機選型核算

某企業在設備調試過程中，發現其導軌靜摩擦力較大，因此在設置的電機初始降隙扭矩時選用較大值設置對電機的機械特性產生一定的影響，所表現的形式為：移動部件在工作過程中的移動加速度不夠大，可能對最大切削扭矩產生影響。因此，對機床電機及其機械的匹配性進行研究分析，嚙合傳動部件為：M6斜齒MC338034 和齒條ZST-M6-59×49×1017-G-I-6-D；其可傳遞的額定力及額定扭矩分別為FN=52 880 N 和TN=3173 N·m。機床Y 軸電機的參數見表1。

表1 機床的Y 軸電機核算參數

由于該機械結構的減速比為1∶91，可以起到非常大的加減速作用，當考慮減速箱的慣量時，其在圖表中的值遠小于電機慣量，因此，可忽略減速箱在運動過程中的慣量值。下面從推力、加速度和加速最大切削力來核驗。

1.1 推力核算

重力加速度g 取值9.8，則：

摩擦力為：F=mg×u=10 000×9.8×0.1=9800 N

克服F 所需扭矩為：T1=F×r=882 N·m

克服切削力所需扭矩為：T2=Fk×r=2700 N·m

電機額定扭矩為：T＝（T1+T2）/n/2=19.68 N·m

齒條所受力矩為：T3=（T1+T2）/2=1791 N·m

因T3＜TN，可知齒條安全。

1.2 加速度核算

加速度核算：

故單個電機需要的最大扭矩為：

1.3 以最大切削力核算

以最大切削力核算切削力矩為：

故單個電機需要最大扭矩為：Tm2=53.1/2=26.55 N·m

綜合上述計算可知，以加速最大切削力核算時Y 軸具有最大受力工況，所有理論算法以摩擦因數為0.1 計算，實際工作中滑鞍上有部分滾動卸荷結構，故有部分滑動摩擦轉換為滾動摩擦，實際上的滑動摩擦力會更小。根據導軌靜摩擦力的相關特點，選用較大功率的伺服電機會更適合現有的工作環境及相關的工部要求，故選擇西門子1FK7105 作為雙電機降隙的工作電機，其額定功率為7.75 kW，額定扭矩為37/48 N·m，轉速為2000 r/min。

2 影響機床精度的因素及其解決方法

2.1 油路潤滑過程檢查及其分析

機床在理想狀態下工作時，其導軌的潤滑是充分的，這樣機床的運行才可能連續而且平穩，而在實際的工作過程中當滑動導軌潤滑不良時，會直接導致機床滑鞍移動時的摩擦阻力增大，并且加劇低速爬行現象，嚴重影響機床的運行精度，將會對機床的切削、定位等一系列工作產生不利影響。根據多次實驗的觀察，發現應該充滿潤滑油的潤滑管路中有局部位置存在氣泡，部分潤滑點的計量件也沒有出油，尤其是隨著行程的增長，其出油的可能性降低；調試過程中再進一步檢查發現，外潤滑泵的打油持續時間相對較短，開啟打油后，在管路還沒有完全建立壓力之前，就已經使油泵停止打油，從而管路的壓力無法打開潤滑管路末端的定量式計量件，使得部分潤滑點位不出油，導致導軌潤滑不充分。

為了解決打油時間不夠長導致的潤滑不充分問題，采用以下的解決方案：在機床的滑鞍移動前，用手動點動潤滑泵進行打油，此處需要注意的是潤滑泵持續打油時間不能過長，最多不超過2 min；這樣的操作過程使得管路里面充滿潤滑油，同時也將管路的空氣排出，保證機床初始運行時導軌就能上油。由于滑鞍導軌潤滑點與潤滑泵的距離相對較遠，要使整個潤滑管路可以有效工作，打開計量件所需要的最小壓力為1.2 MP，油泵打油時間需求也比較長。要達到潤滑油從計量件排出的要求，綜合考慮后，潤滑泵持續打油時間通過計算得出機床管路從潤滑泵打油開始到建立壓力達到2.0 MP 所需的時間。

2.2 滑鞍貼塑面刮研研究與分析

通過對潤滑油路系統改進后，潤滑系統各點出油比較充足，但是滑鞍在導軌移動時的低速爬行現象未能得到完全的改善，依然存在運動的不連貫。存在問題的表現形式為：由于行程的長短及出油壓力的變化，遠行程處無油，且導軌面上起潤滑作用的油膜分布不均勻；在近行程的附近，潤滑油在立面的導軌上成股流下；當用塞尺檢查貼塑面與導軌的間隙時，發現在整個貼塑面長度上的點間隙不均，且相差較多。實驗觀察發現主要可能是因為滑鞍貼塑面和鑲鋼導軌接觸不均勻所造成，因此決定檢查刮研點，提高重新刮研的研點要求，每25 m2×25 m2平均研點從原來的8 點提高到細研要求的12 點。重新刮研后的調試發現，由于刮研要求的提高，滑鞍的貼塑面與鑲鋼導軌的接觸點增多，從而使得滑鞍的貼塑面平面度更好，這樣的方法可增加接觸面積、改善潤滑狀況和減小摩擦阻力，低速爬行現象得到很好的改善。

3 結束語

鑲鋼導軌形式相比別的導軌形式，其摩擦力要更大，因此容易產生低速爬行現象，從而使得雙電機降隙方案電氣調試難度增大，為了解決這樣的問題，通過調試試驗得出以下3 點結論：

（1）因導軌靜摩擦較大使得伺服電機實際設置的降隙扭矩要求也變大，因此，在伺服電機選型時，應在計算結果的前提下，適當增大一檔規格來選擇。

（2）機床通過加壓式集中潤滑系統，不同系列的機床潤滑時間是不一樣的，機床運行前，通過計算調試測驗等方式確定打油的壓力和打油持續時間，先把潤滑管路內的潤滑油充滿。

（3）刮研要求的提高，滑鞍的貼塑面與鑲鋼導軌的接觸點更多，從而使得滑鞍的貼塑面平面度更好，這樣的方法可增加接觸面積、改善潤滑狀況和減小摩擦阻力，低速爬行現象得到很好地改善。