工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制 张祝肖名涛沈陆明童成前 Research on the manufacturing error control of the inner cone of the threaded cartridge relief valve sleeve ZHANG Zhu,XIAO Ming-tao,SHEN Lu-ming.TONG Cheng-qian 引用本文： 张祝，肖名涛，沈陆明，童成前.螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制.工程科学学报，2021,43(7)：966-975.doi: 10.13374j.issn2095-9389.2020.05.05.002 ZHANG Zhu,XIAO Ming-tao,SHEN Lu-ming.TONG Cheng-qian.Research on the manufacturing error control of the inner cone of the threaded cartridge relief valve sleeve[J].Chinese Journal of Engineering,2021,43(7):966-975.doi:10.13374/j.issn2095- 9389.2020.05.05.002 在线阅读View online:https::/doi.org10.13374j.issn2095-9389.2020.05.05.002 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 增减材混合制造的研究进展 Research progress in additivesubtractive hybrid manufacturing 工程科学学报.2020,42(5)：540 https:1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.06.18.006 深锥浓密机底流浓度模型及动态压密机理分析 Mathematical modelling of underflow concentration in a deep cone thickener and analysis of the dynamic compaction mechanism 工程科学学报.2018.40(2：152 https:1doi.org10.13374j.issn2095-9389.2018.02.004 基于增强学习算法的插电式燃料电池电动汽车能量管理控制策略 Energy management control strategy for plug-in fuel cell electric vehicle based on reinforcement learning algorithm 工程科学学报.2019,41(10：1332 https:/doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.10.15.001 全尾砂无耙深锥稳态浓密性能分析 Analysis of thickening performance of unclassified tailings in rakeless deep cone thickener 工程科学学报.2019,41(1)：60htps:doi.org10.13374.issn2095-9389.2019.01.006 电流体动力喷射3D打印工艺参数对泰勒锥和打印图形的影响和规律 Effects and rules of E-jet 3D printing process parameters on Taylor cone and printed patterns 工程科学学报.2018,40(3：373 https:/1doi.org10.13374.issn2095-9389.2018.03.014 金属增材制造技术的关键因素及发展方向 Key factors and developmental directions with regard to metal additive manufacturing 工程科学学报.2019,41(2：159htps:/1doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2019.02.002
螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制 张祝 肖名涛 沈陆明 童成前 Research on the manufacturing error control of the inner cone of the threaded cartridge relief valve sleeve ZHANG Zhu, XIAO Ming-tao, SHEN Lu-ming, TONG Cheng-qian 引用本文: 张祝, 肖名涛, 沈陆明, 童成前. 螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制[J]. 工程科学学报, 2021, 43(7): 966-975. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2020.05.05.002 ZHANG Zhu, XIAO Ming-tao, SHEN Lu-ming, TONG Cheng-qian. Research on the manufacturing error control of the inner cone of the threaded cartridge relief valve sleeve[J]. Chinese Journal of Engineering, 2021, 43(7): 966-975. doi: 10.13374/j.issn2095- 9389.2020.05.05.002 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.05.05.002 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 增减材混合制造的研究进展 Research progress in additivesubtractive hybrid manufacturing 工程科学学报. 2020, 42(5): 540 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.18.006 深锥浓密机底流浓度模型及动态压密机理分析 Mathematical modelling of underflow concentration in a deep cone thickener and analysis of the dynamic compaction mechanism 工程科学学报. 2018, 40(2): 152 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.02.004 基于增强学习算法的插电式燃料电池电动汽车能量管理控制策略 Energy management control strategy for plug-in fuel cell electric vehicle based on reinforcement learning algorithm 工程科学学报. 2019, 41(10): 1332 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.10.15.001 全尾砂无耙深锥稳态浓密性能分析 Analysis of thickening performance of unclassified tailings in rakeless deep cone thickener 工程科学学报. 2019, 41(1): 60 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.01.006 电流体动力喷射3D打印工艺参数对泰勒锥和打印图形的影响和规律 Effects and rules of E-jet 3D printing process parameters on Taylor cone and printed patterns 工程科学学报. 2018, 40(3): 373 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.03.014 金属增材制造技术的关键因素及发展方向 Key factors and developmental directions with regard to metal additive manufacturing 工程科学学报. 2019, 41(2): 159 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.02.002
工程科学学报.第43卷.第7期：966-975.2021年7月 Chinese Journal of Engineering,Vol.43,No.7:966-975,July 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.05.05.002;http://cje.ustb.edu.cn 螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制 张祝2)，肖名涛四，沈陆明，童成前) 1)苏州萨伯工业设计有限公司，苏州2151312)南京萨伯工业设计研究院有限公司，南京2113993)湖南农业大学机电工程学院，长沙 4101284)湖南农业大学信息与智能科学技术学院.长沙4101285)北京汽车集团越野车有限公司，北京101399 ☒通信作者.E-mail:weiwozhonghua@126.com 摘要螺纹插装式溢流阀阀套精加工采用碳氨共渗后磨削的制造工艺，内锥面的形位误差会影响溢流阀的使用寿命和静 动态特性，制造过程需要精准控制内锥面的误差.通过对工艺分析建立制造误差模型并应用研究，由此获得内锥面自身角度 的合理误差范围，以及内锥角误差与磨削量之间的变化关系.根据阀套结构特点设计专用的检测装置，并对检测原理和测量 误差进行分析，通过误差校对提高检测精度.对热处理后的阀套进行轴向尺寸分组，并采用基准统一原则.保证磨削制造精 度的稳定性.根据检测原理和误差模型对试磨件进行误差计算，并据此调整磨削参数，使制造误差合格；后续制造时采用检 测装置快速测量阀套的密封圆轴向尺寸，使制造误差均落在控制范围内，保证批量生产的可控性.研究表明，基于某型溢流 阀的设计及工艺参数，内锥面自身角度的实际制造误差控制以±0.8°为宜，对应的密封圆轴向最大磨削公差为0.186mm、修正 后的最小磨削公差为0.075m:实验验证了误差模型的准确性.所述检测方法的角度测量误差为0.06°、密封圆轴向尺寸测量 误差为2，因角度测量误差带来的最大、最小磨削量范围偏差可通过内锥角实际制造误差的收缩进行补偿；所研究的理论 与方法也为其他内锥面的制造控制及逆向工程提供了系统的方法. 关键词溢流阀：螺纹插装式；阀套；内锥面：内锥角：制造误差 分类号TH137.52:TH124 Research on the manufacturing error control of the inner cone of the threaded cartridge relief valve sleeve ZHANG Zhu2),XIAO Ming-tao SHEN Lu-ming",TONG Cheng-gian 1)Suzhou SABO Industrial Design Co.,Ltd.,Suzhou 215131,China 2)Nanjing SABO Industrial Design and Research Institute Co.,Ltd.,Nanjing 211399,China 3)College of Mechanical and Electrical Engineering,Hunan Agricultural University,Changsha 410128,China 4)College of Information and Intelligence,Hunan Agricultural University,Changsha 410128,China 5)BAIC Group Off-Road Vehicle Co.,Ltd.,Beijing 101399,China Corresponding author,E-mail:weiwozhonghua@126.com ABSTRACT The precision machining of the threaded cartridge relief valve sleeve is a manufacturing process of grinding after carbonitriding.The shape and position error of inner cone will affect the service life and static and dynamic characteristics of the relief valve.This requires the need of manufacturing process to accurately control the error of the inner cone.Based on the process analysis,a manufacturing error model was established and applied to obtain a reasonable error range of the inner cone angle and to determine the relationship between the inner cone angle error and the grinding amount.According to the structural characteristics of the valve sleeve,a special detection device was designed and the detection principle and measurement error were analyzed to improve the detection 收稿日期：2020-05-05 基金项目：湖南省科技厅重点研发计划资助项目(2018NK2061):长沙市科技计划资助项目(KH1907038)
螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制 张 祝1,2)，肖名涛3) 苣，沈陆明4)，童成前5) 1) 苏州萨伯工业设计有限公司，苏州 215131 2) 南京萨伯工业设计研究院有限公司，南京 211399 3) 湖南农业大学机电工程学院，长沙 410128 4) 湖南农业大学信息与智能科学技术学院，长沙 410128 5) 北京汽车集团越野车有限公司，北京 101399 苣通信作者，E-mail：weiwozhonghua@126.com 摘 要 螺纹插装式溢流阀阀套精加工采用碳氮共渗后磨削的制造工艺，内锥面的形位误差会影响溢流阀的使用寿命和静 动态特性，制造过程需要精准控制内锥面的误差. 通过对工艺分析建立制造误差模型并应用研究，由此获得内锥面自身角度 的合理误差范围，以及内锥角误差与磨削量之间的变化关系. 根据阀套结构特点设计专用的检测装置，并对检测原理和测量 误差进行分析，通过误差校对提高检测精度. 对热处理后的阀套进行轴向尺寸分组，并采用基准统一原则，保证磨削制造精 度的稳定性. 根据检测原理和误差模型对试磨件进行误差计算，并据此调整磨削参数，使制造误差合格；后续制造时采用检 测装置快速测量阀套的密封圆轴向尺寸，使制造误差均落在控制范围内，保证批量生产的可控性. 研究表明，基于某型溢流 阀的设计及工艺参数，内锥面自身角度的实际制造误差控制以±0.8°为宜，对应的密封圆轴向最大磨削公差为 0.186 mm、修正 后的最小磨削公差为 0.075 mm；实验验证了误差模型的准确性，所述检测方法的角度测量误差为 0.06°、密封圆轴向尺寸测量 误差为 2 μm，因角度测量误差带来的最大、最小磨削量范围偏差可通过内锥角实际制造误差的收缩进行补偿；所研究的理论 与方法也为其他内锥面的制造控制及逆向工程提供了系统的方法. 关键词 溢流阀；螺纹插装式；阀套；内锥面；内锥角；制造误差 分类号 TH137.52；TH124 Research on the manufacturing error control of the inner cone of the threaded cartridge relief valve sleeve ZHANG Zhu1,2) ，XIAO Ming-tao3) 苣 ，SHEN Lu-ming4) ，TONG Cheng-qian5) 1) Suzhou SABO Industrial Design Co., Ltd., Suzhou 215131, China 2) Nanjing SABO Industrial Design and Research Institute Co., Ltd., Nanjing 211399, China 3) College of Mechanical and Electrical Engineering, Hunan Agricultural University, Changsha 410128, China 4) College of Information and Intelligence, Hunan Agricultural University, Changsha 410128, China 5) BAIC Group Off-Road Vehicle Co., Ltd., Beijing 101399, China 苣 Corresponding author, E-mail: weiwozhonghua@126.com ABSTRACT The precision machining of the threaded cartridge relief valve sleeve is a manufacturing process of grinding after carbonitriding. The shape and position error of inner cone will affect the service life and static and dynamic characteristics of the relief valve. This requires the need of manufacturing process to accurately control the error of the inner cone. Based on the process analysis, a manufacturing error model was established and applied to obtain a reasonable error range of the inner cone angle and to determine the relationship between the inner cone angle error and the grinding amount. According to the structural characteristics of the valve sleeve, a special detection device was designed and the detection principle and measurement error were analyzed to improve the detection 收稿日期: 2020−05−05 基金项目: 湖南省科技厅重点研发计划资助项目（2018NK2061）；长沙市科技计划资助项目（KH1907038） 工程科学学报，第 43 卷，第 7 期：966−975，2021 年 7 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 43, No. 7: 966−975, July 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.05.05.002; http://cje.ustb.edu.cn
张祝等：螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制 967 accuracy through error proofreading.After heat treatment,the valve sleeve was divided into axial size groups and the unified principle of datum was adopted to ensure the stability of grinding accuracy.According to the detection principle and error model,the error calculation of the grinding test piece was carried out,and the grinding parameters were adjusted accordingly to make a qualified manufacturing error.In the subsequent manufacturing,the axial dimension of the detection sealing circle of the valve sleeve is quickly measured by the detection device,so that the manufacturing error falls within the control range,ensuring the controllability of the batch production.Based on the design and process parameters of a relief valve,results reveal that the control error of the inner cone's own angle should be 0.8.The corresponding maximum grinding tolerance value of the axial direction of the sealing circle is 0.186 mm, while the corrected minimum grinding tolerance is 0.075 mm.Through experiments,the accuracy of the error model is verified.The angle measurement error of the detection method is 0.06,while the measurement error of the axial dimension of the sealing circle is 2 um.The deviation of the maximum grinding amount and the minimum grinding amount range caused by the angle measurement error is compensated by the shrinkage of the actual manufacturing error of the inner cone angle.The theory and method also provide a systematic process for manufacturing control and reverse engineering of the other inner cone. KEY WORDS relief valve;thread cartridge;valve sleeve;inner cone;inner cone angle;manufacturing error 螺纹插装式溢流阀阀套内锥面自身角度误差 1阀套介绍 会影响其静、动态特性-刂，且采用碳氨共渗后磨 如图1和2所示，阀芯设置于阀套内，阀芯的 削的精加工工艺，需要控制其轴向磨削量，因碳 密封圆与其左端面形成密封线，密封线与内锥面 氨共渗层较浅，磨削量太大会造成硬度大幅度降 接触形成接触密封圆，接触圆直径与密封圆直径 低61，影响其使用寿命.当溢流阀处于非满流量 一致，接触圆所在平面为密封接触截面，外锥面与 分布溢流时，因复杂的流场变化而产生冲击振 阀块接触定位密封，内锥面的小圆直径为进油通 动冈，同时伴随气蚀现象产生，阀套内锥面在振动 径，锥面的大圆直径为内锥面与阀套内槽油腔端 和气蚀的共同作用下⑧刃，表面硬化层太薄会很容 面形成的截圆直径，内锥角为内锥面的全角阀 易脱离基体，造成永久性破坏仰现行设计制造过 套的补油弹簧力作用在定位基准面上，阀芯的复 程中，一般图纸上对内锥面磨削的技术要求标定 位弹簧力作用在阀芯内腔环形端面上，在F3的作 见光即可，但内锥面的磨削无法直观可见，对于常 用下密封线与内锥面接触密封，在F和F2的共同 规内圆磨进给量的控制和见光的程度存在较大的 作用下阀套与阀块接触密封，在高压油的作用下， 随机性，最终影响批量制造产品质量的稳定性.尤 阀芯的密封线与内锥面应力接触心-☒ 其对于不具备数控磨削的中小型企业，在制造过 程中，磨削内锥面完全由操作人员凭自身感觉来 判断进给量，没有进行准确的磨削量检测控制.实 际制造过程中即便有三坐标测量仪，也不可能做 到对每个零件都采用三坐标检测. 基于此，对阀套结构及制造工艺进行分析，建 立内锥面误差模型，通过模型分析得到磨削量与 偏差角之间的变化关系：对误差模型进行应用分 3 析，得到最大、最小磨削量及磨削公差随上、下偏 1-Valve sleeve;2-Valve spool;3-Valve block;N-Inner cone; 差角的变化特性，该变化特性可指导实际磨削时 W-Outer cone;K-Sealing line;do-Matching circle diameter,d-Seal circle diameter;Dp-Oil inlet diameter;F-Charge spring pressure; 的偏差取向选择，并确定适宜的上下偏差角数值 F-Return spring pressure 根据阀套结构特点设计专用的检测装置，分析检 国1阀套阀芯装配图 测误差并进行控制，以减小测量系统误差对测量 Fig.I Assembly drawing of the valve sleeve and valve core 精度的影响：通过实验验证了内锥面误差模型的 锥阀式高压溢流阀处于关闭状态时，阀套的 准确性，所设计的检测装置能够满足测量精度的 内锥面承受阀芯的高压静态载荷，但在卸荷后关 要求：在实际制造过程中，可应用检测装置快速测 闭的瞬间会产生冲击，故对阀套的内锥面要求基 量每一件阀套内锥面的相关尺寸，实现制造误差 体部分要具备一定的耐冲击韧性2,1，表层一定深 的全覆盖精准控制 度部分还要具备相应的硬度，同时满足耐磨、耐压
accuracy through error proofreading. After heat treatment, the valve sleeve was divided into axial size groups and the unified principle of datum was adopted to ensure the stability of grinding accuracy. According to the detection principle and error model, the error calculation of the grinding test piece was carried out, and the grinding parameters were adjusted accordingly to make a qualified manufacturing error. In the subsequent manufacturing, the axial dimension of the detection sealing circle of the valve sleeve is quickly measured by the detection device, so that the manufacturing error falls within the control range, ensuring the controllability of the batch production. Based on the design and process parameters of a relief valve, results reveal that the control error of the inner cone ’s own angle should be ±0.8°. The corresponding maximum grinding tolerance value of the axial direction of the sealing circle is 0.186 mm, while the corrected minimum grinding tolerance is 0.075 mm. Through experiments, the accuracy of the error model is verified. The angle measurement error of the detection method is 0.06°, while the measurement error of the axial dimension of the sealing circle is 2 μm. The deviation of the maximum grinding amount and the minimum grinding amount range caused by the angle measurement error is compensated by the shrinkage of the actual manufacturing error of the inner cone angle. The theory and method also provide a systematic process for manufacturing control and reverse engineering of the other inner cone. KEY WORDS relief valve；thread cartridge；valve sleeve；inner cone；inner cone angle；manufacturing error 螺纹插装式溢流阀阀套内锥面自身角度误差 会影响其静、动态特性[1–4] ，且采用碳氮共渗后磨 削的精加工工艺，需要控制其轴向磨削量，因碳 氮共渗层较浅，磨削量太大会造成硬度大幅度降 低[5–6] ，影响其使用寿命. 当溢流阀处于非满流量 分布溢流时，因复杂的流场变化而产生冲击振 动[7] ，同时伴随气蚀现象产生，阀套内锥面在振动 和气蚀的共同作用下[8–9] ，表面硬化层太薄会很容 易脱离基体，造成永久性破坏[3] . 现行设计制造过 程中，一般图纸上对内锥面磨削的技术要求标定 见光即可，但内锥面的磨削无法直观可见，对于常 规内圆磨进给量的控制和见光的程度存在较大的 随机性，最终影响批量制造产品质量的稳定性. 尤 其对于不具备数控磨削的中小型企业，在制造过 程中，磨削内锥面完全由操作人员凭自身感觉来 判断进给量，没有进行准确的磨削量检测控制，实 际制造过程中即便有三坐标测量仪，也不可能做 到对每个零件都采用三坐标检测. 基于此，对阀套结构及制造工艺进行分析，建 立内锥面误差模型，通过模型分析得到磨削量与 偏差角之间的变化关系；对误差模型进行应用分 析，得到最大、最小磨削量及磨削公差随上、下偏 差角的变化特性，该变化特性可指导实际磨削时 的偏差取向选择，并确定适宜的上下偏差角数值. 根据阀套结构特点设计专用的检测装置，分析检 测误差并进行控制，以减小测量系统误差对测量 精度的影响；通过实验验证了内锥面误差模型的 准确性，所设计的检测装置能够满足测量精度的 要求；在实际制造过程中，可应用检测装置快速测 量每一件阀套内锥面的相关尺寸，实现制造误差 的全覆盖精准控制. 1 阀套介绍 如图 1 和 2 所示，阀芯设置于阀套内，阀芯的 密封圆与其左端面形成密封线，密封线与内锥面 接触形成接触密封圆，接触圆直径与密封圆直径 一致，接触圆所在平面为密封接触截面，外锥面与 阀块接触定位密封，内锥面的小圆直径为进油通 径，锥面的大圆直径为内锥面与阀套内槽油腔端 面形成的截圆直径，内锥角为内锥面的全角[2,4] . 阀 套的补油弹簧力作用在定位基准面上，阀芯的复 位弹簧力作用在阀芯内腔环形端面上，在 F2 的作 用下密封线与内锥面接触密封，在 F1 和 F2 的共同 作用下阀套与阀块接触密封，在高压油的作用下， 阀芯的密封线与内锥面应力接触[10–12] . F1 F2 1 2 k 3 W N d0 Dp d1 1—Valve sleeve; 2—Valve spool; 3—Valve block; N—Inner cone; W—Outer cone; k—Sealing line; d0—Matching circle diameter; d1—Seal circle diameter; Dp—Oil inlet diameter; F1—Charge spring pressure; F2—Return spring pressure 图 1 阀套阀芯装配图 Fig.1 Assembly drawing of the valve sleeve and valve core 锥阀式高压溢流阀处于关闭状态时，阀套的 内锥面承受阀芯的高压静态载荷，但在卸荷后关 闭的瞬间会产生冲击，故对阀套的内锥面要求基 体部分要具备一定的耐冲击韧性[2,12] ，表层一定深 度部分还要具备相应的硬度，同时满足耐磨、耐压 张 祝等： 螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制 · 967 ·
968 工程科学学报，第43卷，第7期 处的内锥面承受较大的压应力，因阀套基体为调 质料，内锥表面硬度太低或剩余渗层太浅，都会导 致内锥面产生塑性或永久性变形，这不仅会造成 泄漏，且在液压泵的脉动、管道弹性、液压油可压 缩性及高急流、回流、漩涡等的共同作用下B,,溢 流阀会产生严重的颤振和气蚀，在损坏精密部件 的同时，使系统压力失稳并伴随出现系统振动和 较大幅度的压力漂移现象；虽然做了结构改进，在 a-Inner cone angle of valve sleeve;Lo-Positioning size of sealing line; 阀芯上设置了带有阻尼的滑阀芯)，但依然无法 L-Size of the datum shift.Contact seal section,e-Base level of transfer;/-Positioning reference plane;D-Contact seal diameter, 消除因上述原因带来的振动.基于对溢流阀的 D-Great circle of cone;Do-Match the diameter of the inner hole 静、动态特性及使用寿命要求，在精加工阀套内锥 图2阀套结构图 面时必须严格控制其角度误差及剩余渗层深度. Fig.2 Structure of the valve sleeve 热处理后的高硬度零件通常采用磨削或硬车 和耐冲击的特性，，以达到预设计的使用寿命 削加工：虽然采用数控硬车能够较好的控制精度， 针对该工况要求，阀套的材料工艺采用高强度调 但因阀套孔径较小、孔深较长，采用细长刀杆硬车 质料，在机加工时留有余量，而后进行碳氨共渗热 内锥面会产生振动形成纹路：加之碳氮共渗仅表 处理，热处理后再对留有余量部分进行精加工.碳 层高硬基体较软，残余应力的形成同时还受到切 氨共渗层一般都比较浅，较为经济的层深要求为 削用量的影响]，碳氨共渗件硬车削不但难以形 0.4~0.5mm3-1,为了获得表面高硬度，如图3所 成有效压应力还会造成相变并形成质变层，容易 示，内锥面渗层的最大法向磨削量必须控制在0.1mm 引起较早的剥落失效和疲劳裂纹：且硬车崩碎 屑形成的表面有利于点蚀20，将加速气蚀的永久 以内，即上偏差角、下偏差角达到极限位置时两端 的最大磨削量均不得超出0.1mm 性损坏，故不宜采用硬车削，适合采用磨削方式加 工.常规磨削内锥面的制造误差控制主要依靠机 床操作人员的自身技能来实现，进给时通过听声 判别是否接触磨削，磨削量凭借经验进给，角度误 差则结合进给量通过目测内锥面是否完全光亮确 定，而磨削装夹时定位基准选择对制造误差控制 的影响没有得到有效体现；如此的制造误差控制 完全是随机的，尤其对于大批量生产无法做到产 品质量的一致性，更无法精确控制各个阀套内锥 面的剩余渗层深度.目前较为普遍采用人工方式 修整砂轮，因角度修整误差较大，为了获得整个锥 面的目测光亮，势必会造成潜在的磨削量人为增 大，从而减小了渗层深度.影响制造误差的因素不 0-Lower deviation angle;B-Upper deviation angle;D-Center circle 仅是该道磨削工艺自身的操作控制方法，还包括 diameter;a/2-Half angle of inner cone;-Maximum grind amount in 影响磨削工艺的前道机加工误差、定位误差及热 normal direction;A-Axial dimension corresponding to the maximum normal grinding amount;-Sealing circle normal grinding amount; 处理变形带来的磨削量随机误差，要准确的控制 -Axial grinding amount of seal circle;L,-Axial position of seal 内锥面制造误差，不仅要全面分析影响因素，还应 circle before grinding;L-Axial position of seal circle after grinding 结合目前普遍的常规制造能力和检测手段，细化 图3角度偏差分析原理图 研究内锥面误差控制理论，并辅以便捷、精准的检 Fig.3 Schematic of angle deviation analysis 测方法，实现批量制造的过程精准控制 对于采用典型的金属应力接触锥面密封的溢 2内锥角误差分析 流阀，大约90%的泄漏是由于液压油在微尺度上 渗入内锥表面的凹凸不平所引起的，在系统高 2.1误差模型建立 压负荷时阀芯承载的静态载荷较高，接触密封圆 如图3所示，获得制造误差上下偏差的直接方
和耐冲击的特性[5,12] ，以达到预设计的使用寿命. 针对该工况要求，阀套的材料工艺采用高强度调 质料，在机加工时留有余量，而后进行碳氮共渗热 处理，热处理后再对留有余量部分进行精加工. 碳 氮共渗层一般都比较浅，较为经济的层深要求为 0.4～0.5 mm[13–14] ，为了获得表面高硬度，如图 3 所 示，内锥面渗层的最大法向磨削量必须控制在 0.1 mm 以内，即上偏差角、下偏差角达到极限位置时两端 的最大磨削量均不得超出 0.1 mm. La Lb λ1 λ2 β Dc D1 θ ζ1 ζ2 α/2 Di Dp θ—Lower deviation angle; β—Upper deviation angle; Dc—Center circle diameter; α/2—Half angle of inner cone; ζ1—Maximum grind amount in normal direction; λ1—Axial dimension corresponding to the maximum normal grinding amount; ζ2—Sealing circle normal grinding amount; λ2—Axial grinding amount of seal circle; La—Axial position of seal circle before grinding; Lb—Axial position of seal circle after grinding 图 3 角度偏差分析原理图 Fig.3 Schematic of angle deviation analysis 对于采用典型的金属应力接触锥面密封的溢 流阀，大约 90% 的泄漏是由于液压油在微尺度上 渗入内锥表面的凹凸不平所引起的[15] ；在系统高 压负荷时阀芯承载的静态载荷较高，接触密封圆 处的内锥面承受较大的压应力，因阀套基体为调 质料，内锥表面硬度太低或剩余渗层太浅，都会导 致内锥面产生塑性或永久性变形，这不仅会造成 泄漏，且在液压泵的脉动、管道弹性、液压油可压 缩性及高急流、回流、漩涡等的共同作用下[3,16] ，溢 流阀会产生严重的颤振和气蚀，在损坏精密部件 的同时，使系统压力失稳并伴随出现系统振动和 较大幅度的压力漂移现象；虽然做了结构改进，在 阀芯上设置了带有阻尼的滑阀芯[17] ，但依然无法 消除因上述原因带来的振动. 基于对溢流阀的 静、动态特性及使用寿命要求，在精加工阀套内锥 面时必须严格控制其角度误差及剩余渗层深度. 热处理后的高硬度零件通常采用磨削或硬车 削加工；虽然采用数控硬车能够较好的控制精度， 但因阀套孔径较小、孔深较长，采用细长刀杆硬车 内锥面会产生振动形成纹路；加之碳氮共渗仅表 层高硬基体较软，残余应力的形成同时还受到切 削用量的影响[18] ，碳氮共渗件硬车削不但难以形 成有效压应力还会造成相变并形成质变层，容易 引起较早的剥落失效和疲劳裂纹[19] ；且硬车崩碎 屑形成的表面有利于点蚀[20] ，将加速气蚀的永久 性损坏，故不宜采用硬车削，适合采用磨削方式加 工. 常规磨削内锥面的制造误差控制主要依靠机 床操作人员的自身技能来实现，进给时通过听声 判别是否接触磨削，磨削量凭借经验进给，角度误 差则结合进给量通过目测内锥面是否完全光亮确 定，而磨削装夹时定位基准选择对制造误差控制 的影响没有得到有效体现；如此的制造误差控制 完全是随机的，尤其对于大批量生产无法做到产 品质量的一致性，更无法精确控制各个阀套内锥 面的剩余渗层深度. 目前较为普遍采用人工方式 修整砂轮，因角度修整误差较大，为了获得整个锥 面的目测光亮，势必会造成潜在的磨削量人为增 大，从而减小了渗层深度. 影响制造误差的因素不 仅是该道磨削工艺自身的操作控制方法，还包括 影响磨削工艺的前道机加工误差、定位误差及热 处理变形带来的磨削量随机误差，要准确的控制 内锥面制造误差，不仅要全面分析影响因素，还应 结合目前普遍的常规制造能力和检测手段，细化 研究内锥面误差控制理论，并辅以便捷、精准的检 测方法，实现批量制造的过程精准控制. 2 内锥角误差分析 2.1 误差模型建立 如图 3 所示，获得制造误差上下偏差的直接方 D1 α L0 D0 L1 e h y Di α—Inner cone angle of valve sleeve; L0—Positioning size of sealing line; L1—Size of the datum shift; y—Contact seal section; e—Base level of transfer; h—Positioning reference plane; D1—Contact seal diameter; Di—Great circle of cone; D0—Match the diameter of the inner hole 图 2 阀套结构图 Fig.2 Structure of the valve sleeve · 968 · 工程科学学报，第 43 卷，第 7 期
张祝等：螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制 969· 式是在内锥面法向0.1mm厚度所形成的梯形内拉 表1溢流阀计算参数 对角线，两条对角线分别与理想内锥面形成的小 Table 1 Overflow valve calculation parameters 夹角即为上下偏差的理论最大值，但按此获得的 Parameter Value 偏差值所依赖的梯形四个顶点并非该内锥面的设 Great circle of cone,D/mm 10.43 计基础参数项.内锥面的设计基础参数项为两端 Oil inlet diameter,D/mm 6 的大圆、小圆和锥角，大圆直径即为D,小圆直径 Contact seal diameter,D/mm 9.25 即为进油通径，锥角即为内锥角α.以内锥面的理 Inner cone angle of valve sleeve,a) 65 论设计母线为中心建立误差模型，偏差角边界线 Maximum grind amount in normal direction,/mm 0.1 以母线的中点做旋转，且偏差角边界线的延长线 与内锥面大圆所在平面的交点不得超出最大法向 根据换算的上下偏差要求分析，密封圆轴向 磨削量限定的范围、偏差角边界线的延长线与进 磨削量随着上下偏差角的变化而改变，经运算得 油通径所在圆柱面的交点亦不得超出最大法向磨 内锥角处于上偏差状态时的最大磨削量计算方 削量所限定的范围. 程式： 鉴于内锥角并非90°，且基于梯形特性，延长 △B △C 线两端交点只有一端先达到极限位置，且当该端 a (3) tan吃+p 、a 达到极限位置时，偏差角边界线与母线在同一平 经运算得内锥角处于下偏差状态时的最大磨 面内形成的小夹角即为偏差值.实际内锥角小于 削量计算方程式： 90°，故上偏差角边界线的上端先达到极限位置、 下偏差角边界线的下端先达到极限位置：据此，上 (4) 偏差角根据上极限端点和中心点求取，下偏差角 4D+5 根据下极限端点和中心点求取.采用该方式所求 tan(2- sin 取的上下偏差角数值略小于通过拉对角线方式所 当内锥角为理想值时，密封圆轴向磨削量可 得到的上下偏差值，故该值是对理论最大偏差值 向零趋近，但实际内锥角存在偏差，而阀套内锥面 的进一步收缩.经运算后可得两者的计算方程式 几何形状的完整性直接影响到溢流阀的动态特 上偏差角B的计算方程式： 性四和噪音生成四，为了保证整个内锥面的磨削 完整性，对应内锥角的实际偏差状态，须对应限定 21 tan (1) 2 该偏差值的密封圆轴向磨削量最小值.经运算 △Acos 2 得内锥角处于上偏差状态时的最小磨削量计算方 下偏差角0的计算方程式： 程式： △D 5) (2) 2 tan+B AAcos2 经运算得内锥角处于下偏差状态时的最小磨 式(1)、(2)中：△4为D-Dp,mm 削量计算方程式： 2.2误差模型应用分析 由式(1)和(2)可知，决定上偏差角和下偏差 (6) 角的因素包括：大圆直径、进油通径、最大法向磨 am号-）am2 削量以及内锥角.以某型先导式溢流阀的设计为 根据式(3)和(5)运算得上偏差时磨削公差计 例，相关参数如表1所示.将既定的设计基础参数 算方程式： 值分别代入式(1)和(2)，换算出上偏差角为 1.368°、下偏差角为1.339°；而基于表1中参数采 T'= AB+△D △C+△D (7) a 用拉对角的方式获得的上偏差角为1.405°、下偏 tan(+8 差角为1.374°，该应用所得值可进一步反应偏差模 根据式(4)和(6)运算得下偏差时磨削公差计 型是对上下偏差理论最大值的进一步约束 算方程式：
式是在内锥面法向 0.1 mm 厚度所形成的梯形内拉 对角线，两条对角线分别与理想内锥面形成的小 夹角即为上下偏差的理论最大值，但按此获得的 偏差值所依赖的梯形四个顶点并非该内锥面的设 计基础参数项. 内锥面的设计基础参数项为两端 的大圆、小圆和锥角，大圆直径即为 Di，小圆直径 即为进油通径，锥角即为内锥角 α. 以内锥面的理 论设计母线为中心建立误差模型，偏差角边界线 以母线的中点做旋转，且偏差角边界线的延长线 与内锥面大圆所在平面的交点不得超出最大法向 磨削量限定的范围、偏差角边界线的延长线与进 油通径所在圆柱面的交点亦不得超出最大法向磨 削量所限定的范围. 鉴于内锥角并非 90°，且基于梯形特性，延长 线两端交点只有一端先达到极限位置，且当该端 达到极限位置时，偏差角边界线与母线在同一平 面内形成的小夹角即为偏差值. 实际内锥角小于 90°，故上偏差角边界线的上端先达到极限位置、 下偏差角边界线的下端先达到极限位置；据此，上 偏差角根据上极限端点和中心点求取，下偏差角 根据下极限端点和中心点求取. 采用该方式所求 取的上下偏差角数值略小于通过拉对角线方式所 得到的上下偏差值，故该值是对理论最大偏差值 的进一步收缩. 经运算后可得两者的计算方程式. 上偏差角 β 的计算方程式： tan( α 2 +β ) = 1+ 2ζ1 ∆Acos α 2 tan α 2 （1） 下偏差角 θ 的计算方程式： tan( α 2 −θ ) = 1 1+ 2ζ1 ∆Acos α 2 tan α 2 （2） 式（1）、（2）中：ΔA 为 Di–Dp，mm. 2.2 误差模型应用分析 由式（1）和（2）可知，决定上偏差角和下偏差 角的因素包括：大圆直径、进油通径、最大法向磨 削量以及内锥角. 以某型先导式溢流阀的设计为 例，相关参数如表 1 所示. 将既定的设计基础参数 值分别代入式 （ 1）和 （ 2） ，换算出上偏差角 为 1.368°、下偏差角为 1.339°；而基于表 1 中参数采 用拉对角的方式获得的上偏差角为 1.405°、下偏 差角为 1.374°，该应用所得值可进一步反应偏差模 型是对上下偏差理论最大值的进一步约束. 根据换算的上下偏差要求分析，密封圆轴向 磨削量随着上下偏差角的变化而改变，经运算得 内锥角处于上偏差状态时的最大磨削量计算方 程式： λ ′ 2max = ∆B tan( α 2 +β ′ ) − ∆C tan α 2 （3） 经运算得内锥角处于下偏差状态时的最大磨 削量计算方程式： λ ′′ 2max = 1 tan α 2 − 1 tan( α 2 −θ ′ ) ∆D+ ζ1 sinα 2 （4） 当内锥角为理想值时，密封圆轴向磨削量可 向零趋近，但实际内锥角存在偏差，而阀套内锥面 几何形状的完整性直接影响到溢流阀的动态特 性[21] 和噪音生成[22] ，为了保证整个内锥面的磨削 完整性，对应内锥角的实际偏差状态，须对应限定 该偏差值的密封圆轴向磨削量最小值. 经运算 得内锥角处于上偏差状态时的最小磨削量计算方 程式： λ ′ 2min = 1 tan α 2 − 1 tan( α 2 +β ′ ) ∆D （5） 经运算得内锥角处于下偏差状态时的最小磨 削量计算方程式： λ ′′ 2min = 1 tan( α 2 −θ ′ )− 1 tan α 2 ∆C （6） 根据式（3）和（5）运算得上偏差时磨削公差计 算方程式： T ′ = ∆B+ ∆D tan( α 2 +β ′ ) − ∆C + ∆D tan α 2 （7） 根据式（4）和（6）运算得下偏差时磨削公差计 算方程式： 表 1 溢流阀计算参数 Table 1 Overflow valve calculation parameters Parameter Value Great circle of cone, Di /mm 10.43 Oil inlet diameter, Dp /mm 6 Contact seal diameter, D1 /mm 9.25 Inner cone angle of valve sleeve, α/(°) 65 Maximum grind amount in normal direction, ζ1 /mm 0.1 张 祝等： 螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制 · 969 ·
970 工程科学学报，第43卷，第7期 0.20 △C+△D △C+AD tan 2 a 目0.15 +- (8) 总0.10 sin- 式(3)~(8)中：mx为内锥角上偏差密封圆轴向 ---Trend -Actual 最大磨削量，mm;ax为内锥角下偏差密封圆轴 05 1.0 -0.5 0 0.51.0 1.5 向最大磨削量，mm:花mm为内锥角上偏差密封圆 θ7) ) 轴向最小磨削量，mm;min为内锥角下偏差密封 图5实际最小磨削量变化趋势 圆轴向最小磨削量，mm:T'为内锥角上偏差实际磨 Fig.5 Change trend of the actual minimum grinding amount 削公差，mm;T"为内锥角下偏差实际磨削公差， 略微小趋势变化，磨削公差变化曲线关于上下偏 mm;B'为上偏差角实际值，()：0'为下偏差角实际 差近似对称，即相同的上下偏差角度对应的磨削 值，()：△B为[(D-D1)/2+[G/2cos(a/2)小，mm;△C为 公差值近似相等，上下偏差的磨削公差变化率近 [(D-Di)/2]-[61/2cos(a/2)].mm;AD (D-D)/2,mm 似一致 由式(3)和(4)可得，当内锥角为理想状态值 时，密封圆法向磨削量与最大法向磨削量一致，密 0.20 封圆轴向磨削量与最大法向磨削量对应轴向尺寸 0.15 也一致，此时亦是密封圆轴向磨削量的最大值.由 式(3)可得，随着上偏差角实际值的增大，上偏差 时的密封圆轴向最大磨削量逐渐减小；由式(4)可 得，随着下偏差角实际值的增大，下偏差时的密封 ---Trend 圆轴向最大磨削量亦呈逐渐减小趋势；而上偏差 -Actual 磨削量变化率小于下偏差磨削量的变化率，两者 0X5 1.0 -0.5 0 0.5 1.0 1.5 的变化趋势特性如图4所示 07) 图6实际磨削公差变化趋势 0.20 Fig.6 Variation trend of the actual grinding tolerance 目0.15 因数值差的变化较小，图4~6中各曲线整体 如粗实线所示呈近似线性变化，实际变化趋势如 三0.10 各图中虚线所示. 通过模型应用分析，相同的上下偏差角对应 0.05 5 ---Trend 的最小磨削量和最大磨削量有明显差异，处于上 Actua 偏差时的最小磨削量较处于下偏差时的最小磨削 1.0 -0.5 0 0.5 1.0 1.5 量大，处于上偏差时的最大磨削量较处于下偏差 8K) BI) 时的最大磨削量亦偏大.故在实际制造过程中，在 图4实际最大磨削量变化趋势 获得相同的实际密封圆轴向磨削量公差值时，如 Fig.4 Change trend of the actual maximum grinding amount 为了提高生产效率，减少砂轮的磨损，调整砂轮修 由式(5)和(6)可得，随着上偏差角实际值的 整角度时，在靠近理想设计值的同时，取内锥角处 增大，上偏差时的密封圆轴向最小磨削量逐渐增 于下偏差状态较为有利：但若因热处理或其他因 大；随着下偏差角实际值的增大，下偏差时的密封 素带来内锥面变形，需要较大的轴向磨削量来拟 圆轴向最小磨削量亦呈逐渐增大趋势：上偏差磨 补变形缺陷时，在靠近理想设计值的同时，取内锥 削量变化率大于下偏差磨削量的变化率，两者的 角α处于上偏差状态较为有利 变化趋势特性如图5所示. 当上偏差角实际值达到1时，密封圆轴向磨 由式(7)和(8)可得，理论最大磨削公差值为 削量公差值为0.0523mm,而当上偏差角实际值达 0.186mm,磨削公差变化特性曲线如图6所示：忽 到1.3时，密封圆轴向磨削量公差值只有0.0135mm;
T ′′ = ∆C + ∆D tan α 2 − ∆C + ∆D tan( α 2 −θ ′ ) + ζ1 sin α 2 （8） λ ′ 2max λ ′′ 2max λ ′ 2min λ ′′ 2min 式（3）～（8）中： 为内锥角上偏差密封圆轴向 最大磨削量，mm； 为内锥角下偏差密封圆轴 向最大磨削量，mm； 为内锥角上偏差密封圆 轴向最小磨削量，mm； 为内锥角下偏差密封 圆轴向最小磨削量，mm；T′为内锥角上偏差实际磨 削公差，mm；T ″为内锥角下偏差实际磨削公差， mm；β′为上偏差角实际值，(°)；θ′为下偏差角实际 值 ，(°)；ΔB 为 [(Di–D1 )/2]+[ζ1 /2cos(α/2)]，mm；ΔC 为 [(Di–D1 )/2]–[ζ1 /2cos(α/2)]，mm；ΔD 为 (D1–Dp )/2，mm. 由式（3）和（4）可得，当内锥角为理想状态值 时，密封圆法向磨削量与最大法向磨削量一致，密 封圆轴向磨削量与最大法向磨削量对应轴向尺寸 也一致，此时亦是密封圆轴向磨削量的最大值. 由 式（3）可得，随着上偏差角实际值的增大，上偏差 时的密封圆轴向最大磨削量逐渐减小；由式（4）可 得，随着下偏差角实际值的增大，下偏差时的密封 圆轴向最大磨削量亦呈逐渐减小趋势；而上偏差 磨削量变化率小于下偏差磨削量的变化率，两者 的变化趋势特性如图 4 所示. Actual Trend 0.20 0.10 0.05 0 0.15 −1.5 1.0 −0.5 0 0.5 1.0 1.5 θ′/(°) β′/(°) Grinding quantity/mm 图 4 实际最大磨削量变化趋势 Fig.4 Change trend of the actual maximum grinding amount 由式（5）和（6）可得，随着上偏差角实际值的 增大，上偏差时的密封圆轴向最小磨削量逐渐增 大；随着下偏差角实际值的增大，下偏差时的密封 圆轴向最小磨削量亦呈逐渐增大趋势；上偏差磨 削量变化率大于下偏差磨削量的变化率，两者的 变化趋势特性如图 5 所示. 由式（7）和（8）可得，理论最大磨削公差值为 0.186 mm，磨削公差变化特性曲线如图 6 所示；忽 略微小趋势变化，磨削公差变化曲线关于上下偏 差近似对称，即相同的上下偏差角度对应的磨削 公差值近似相等，上下偏差的磨削公差变化率近 似一致. Actual Trend 0.20 0.10 0.05 0 0.15 −1.5 1.0 −0.5 0 0.5 1.0 1.5 θ′/(°) β′/(°) Grinding tolerance/mm 图 6 实际磨削公差变化趋势 Fig.6 Variation trend of the actual grinding tolerance 因数值差的变化较小，图 4～6 中各曲线整体 如粗实线所示呈近似线性变化，实际变化趋势如 各图中虚线所示. 通过模型应用分析，相同的上下偏差角对应 的最小磨削量和最大磨削量有明显差异，处于上 偏差时的最小磨削量较处于下偏差时的最小磨削 量大，处于上偏差时的最大磨削量较处于下偏差 时的最大磨削量亦偏大. 故在实际制造过程中，在 获得相同的实际密封圆轴向磨削量公差值时，如 为了提高生产效率，减少砂轮的磨损，调整砂轮修 整角度时，在靠近理想设计值的同时，取内锥角处 于下偏差状态较为有利；但若因热处理或其他因 素带来内锥面变形，需要较大的轴向磨削量来拟 补变形缺陷时，在靠近理想设计值的同时，取内锥 角 α 处于上偏差状态较为有利. 当上偏差角实际值达到 1°时，密封圆轴向磨 削量公差值为 0.0523 mm，而当上偏差角实际值达 到 1.3°时，密封圆轴向磨削量公差值只有 0.0135 mm； Actual Trend 0.20 0.10 0.05 0 0.15 −1.5 1.0 −0.5 0 0.5 1.0 1.5 θ′/(°) β′/(°) Grinding quantity/mm 图 5 实际最小磨削量变化趋势 Fig.5 Change trend of the actual minimum grinding amount · 970 · 工程科学学报，第 43 卷，第 7 期
张祝等：螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制 971· 当下偏差角实际值达到1时，密封圆轴向磨削量 公差值为0.0521mm,而当下偏差角实际值达到 1.3时，密封圆轴向磨削量公差值只有0.0104mm. 由此可见，结合后续的实际制造工艺，通过式(1) 和(2)获得的上下偏差角并不适合直接作为制造 误差的极限值，结合内圆磨加工能力及其他因素 对内锥角α的要求，可对制造误差初步约束为±1°. 3内锥面制造误差控制 L-Length of grinding gauge:d-Sealing circle diameter of detection 3.1误差检测装置 图8磨削量检测装置结构图 Fig.8 Structure of the grinding quantity detection device 在阀套的实际生产过程中，不可能做到用三 坐标测量仪对每个零件都进行内锥角及密封圆轴 鉴于阀套的配合内孔与检具外圆之间存在间 向磨削量的全检，故需要设计专用的快速量具，以 隙，为了消除间隙影响以提高检测精度，采用软过 适用于实际制造的误差检测控制P-2刈 盈的浮动支撑方式.如图9所示，用于浮动支撑的 角度检测装置如图7所示，主要结构包括由一 橡胶圈张紧套装于支撑圆上，橡胶圈设置数量≥2， 组同轴的几何要素组成：①与配合内孔间隙配合 套装后的橡胶圈与阀套的配合内孔处于过盈状 的检具外圆：②用于浮动支撑的环形槽：③用于对 态，浮动支撑过盈量为0.1~0.2mm;挡圈为开口 内锥面测量的大小检测外圆；④检测外圆和端面 式，套装后挡圈外围距检具外圆保持径向间隙，挡 形成的接触锐角.检测大小圆分别位于检具主体 圈间隙量为02~0.3mm 两端，且在主体两端沿回转中心设置有工艺孔.检 具主体机加工完成后进行高硬度处理，热处理后 对工艺孔先行研磨，研磨后精磨检具外圆、环形槽 支撑圆、检测大圆、检测小圆以及两端端面，保证 精加工外圆的同轴度及两端端面相对于检测大小 圆的垂直度，精加工后保持接触锐角的成型锐边， 可采用手工软抛方式去除飞边毛刺 u-Floating support interference;-Amount of clearance of the retaining ring 图9浮动支撑结构图 Fig.9 Floating support structure drawing 检具外圆直径小于配合内孔直径的下偏差 值，以该下偏差值为基础尺寸，公差为0~-0.01mm. 环形槽支撑圆直径根据选型的浮动支撑组件选定 具体尺寸及公差，浮动支撑槽的槽宽及轴向位置， r-Acute angle of contact;Lz-Length of the tool to measure the angle; 根据阀套的配合内孔相对内锥面的轴向位置确 d-Diameter of support circle;d-Diameter of the outer circle of the inspection tool;d-Small circle diameter of detection;d-Large circle 定，让整个槽处于配合内孔的轴向位置内，且位于 diameter of detection 槽两侧的检具外圆保持一段轴向量与配合内孔相 图7角度检测装置结构图 对应配合 Fig.7 Structure of the angle detection device 根据下述的理论误差分析，检测小圆直径逼 磨削量检测装置基本结构和技术要求与角度 近进油通径，检测大圆直径逼近锥面大圆直径.保 检测装置相同，如图8所示，仅检测圆直径不同， 持直径差0.3~0.4mm,以降低检测误差：检测大小 且磨削量检测装置可设置为单头或双头，图示为 圆端、密封圆端置入阀套内接触内锥面时，需限定 单头，设置双头时，两端的检测密封圆直径一致， 检具长度，使其非检测端超出阀套端面3~5mm. 检测密封圆直径与密封外圆直径、接触密封圆直 32误差检测原理 径一致. 将内锥面母线作为斜边置于直角三角形中
当下偏差角实际值达到 1°时，密封圆轴向磨削量 公差值为 0.0521 mm，而当下偏差角实际值达到 1.3°时，密封圆轴向磨削量公差值只有 0.0104 mm. 由此可见，结合后续的实际制造工艺，通过式（1） 和（2）获得的上下偏差角并不适合直接作为制造 误差的极限值，结合内圆磨加工能力及其他因素 对内锥角 α 的要求，可对制造误差初步约束为±1°. 3 内锥面制造误差控制 3.1 误差检测装置 在阀套的实际生产过程中，不可能做到用三 坐标测量仪对每个零件都进行内锥角及密封圆轴 向磨削量的全检，故需要设计专用的快速量具，以 适用于实际制造的误差检测控制[23–24] . 角度检测装置如图 7 所示，主要结构包括由一 组同轴的几何要素组成：①与配合内孔间隙配合 的检具外圆；②用于浮动支撑的环形槽；③用于对 内锥面测量的大小检测外圆；④检测外圆和端面 形成的接触锐角. 检测大小圆分别位于检具主体 两端，且在主体两端沿回转中心设置有工艺孔. 检 具主体机加工完成后进行高硬度处理，热处理后 对工艺孔先行研磨，研磨后精磨检具外圆、环形槽 支撑圆、检测大圆、检测小圆以及两端端面，保证 精加工外圆的同轴度及两端端面相对于检测大小 圆的垂直度，精加工后保持接触锐角的成型锐边， 可采用手工软抛方式去除飞边毛刺. d2 d3 d4 L2 r dt dt r r—Acute angle of contact; L2—Length of the tool to measure the angle; dt—Diameter of support circle; d2—Diameter of the outer circle of the inspection tool; d3—Small circle diameter of detection; d4—Large circle diameter of detection 图 7 角度检测装置结构图 Fig.7 Structure of the angle detection device 磨削量检测装置基本结构和技术要求与角度 检测装置相同，如图 8 所示，仅检测圆直径不同， 且磨削量检测装置可设置为单头或双头，图示为 单头，设置双头时，两端的检测密封圆直径一致， 检测密封圆直径与密封外圆直径、接触密封圆直 径一致. d2 d5 L3 dt r L3—Length of grinding gauge; d5—Sealing circle diameter of detection 图 8 磨削量检测装置结构图 Fig.8 Structure of the grinding quantity detection device 鉴于阀套的配合内孔与检具外圆之间存在间 隙，为了消除间隙影响以提高检测精度，采用软过 盈的浮动支撑方式. 如图 9 所示，用于浮动支撑的 橡胶圈张紧套装于支撑圆上，橡胶圈设置数量≥2， 套装后的橡胶圈与阀套的配合内孔处于过盈状 态，浮动支撑过盈量为 0.1～0.2 mm；挡圈为开口 式，套装后挡圈外围距检具外圆保持径向间隙，挡 圈间隙量为 0.2～0.3 mm. μ ε D0 d2 μ—Floating support interference; ε—Amount of clearance of the retaining ring 图 9 浮动支撑结构图 Fig.9 Floating support structure drawing 检具外圆直径小于配合内孔直径的下偏差 值，以该下偏差值为基础尺寸，公差为 0～–0.01 mm. 环形槽支撑圆直径根据选型的浮动支撑组件选定 具体尺寸及公差，浮动支撑槽的槽宽及轴向位置， 根据阀套的配合内孔相对内锥面的轴向位置确 定，让整个槽处于配合内孔的轴向位置内，且位于 槽两侧的检具外圆保持一段轴向量与配合内孔相 对应配合. 根据下述的理论误差分析，检测小圆直径逼 近进油通径，检测大圆直径逼近锥面大圆直径，保 持直径差 0.3～0.4 mm，以降低检测误差；检测大小 圆端、密封圆端置入阀套内接触内锥面时，需限定 检具长度，使其非检测端超出阀套端面 3～5 mm. 3.2 误差检测原理 将内锥面母线作为斜边置于直角三角形中， 张 祝等： 螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制 · 971 ·
972 工程科学学报，第43卷，第7期 在获知对应的两个直角边后即可换算出实际内锥 8g 4(L4-L5) (13) 角的半角.如图10所示，半角对边长度为检测大 0d4 4(L5-L4)2+(d4-d山)2 圆直径和检测小圆直径差值的一半，半角邻边长 08 4(d-d4) (14) 度为大圆检测轴向长度和小圆检测轴向长度的差 8L44L4-L5)2+(d4-d)2 值，其中L4和L的长度检测是将检具两头分别置 0g 4(d4-d3) (15) 入阀套内，在大圆端与内锥面接触时测得的检具 aL54L4-L5)2+(d4-d)2 小圆端面与转移基准面的长度为L4,在小圆端与 由以上各误差传递系数可得检测大圆直径和 内锥面接触时测得的检具大圆端面与转移基准面 检测小圆直径的差值越大，内锥角测量误差就越 的长度为Ls 小.半角的对边和邻边长度都是检测的差值，各项 检测值不可避免会有检测误差，但基于相同的检 测装置，求取的差值可有效降低检测装置自身的 系统误差带来的影响. 3.3误差检测与控制 如图11所示，将工件置于工作台上，千分表安 装于高度尺上，根据L4、L5、La、Lb的初步测得值 校对千分表.检测内锥角时，将检具小圆端置入阀 套内，测得转移基准面与检具大圆端面之间的尺 寸L:调头后将检具大圆端置入阀套内，测得转移 基准面与检具小圆端面之间的尺寸L4:将测得值 6-Length of the opposite side of the half angle,6-Adjacent side length of half-angle,a'/2-Actual half angle;L-Large circle detection 代入式(9)可得实际内锥角a.检测密封圆轴向磨 axial length;Ls-Small circle detection axial length 削量时，将检具测头端置入阀套内，先测得磨削前 图10角度检测原理图 的转移基准面与检具外端面之间的尺寸L,待内 Fig.10 Schematic of angle detection 锥面磨削后，再检测出转移基准面e与检具外端 实际加工内锥角的计算方程式： 面之间的尺寸Lb,La与Lb的差值即为实际密封圆 01 a'=2arctan d4-d3 =2arctan2(L4-L5) (9) 轴向磨削量. 02 式中：为实际加工内锥角，() 实际加工内锥角为通过测量值间接获取的， 可将其表示为实测值的多元函数，根据误差理 论，实际加工内锥角测量误差的方程式： △a=g(d3,d4,L4,L5)-g(d,d,L4,L5) (10) 式中：为检测小圆直径真实值；d为检测大圆直 径真实值：：为大圆检测轴向长度真实值；L:为小 圆检测轴向长度真实值 其线性化的误差传递公式（去高阶项）： Ad=器d+品 0d3 0g Ad4+ 1-Workbench;2-Height ruler,3-Dial indicator 8gL4+ 08ALs (11) 图11检测示意图 0L4 Fig.11 Measurement diagram 式中：△d3为d的测量误差；△d4为d4的测量误差； 阀套在前道机加工过程中，内锥角精度由机 △L4为L4的测量误差；△L5为L5的测量误差.以上 床自身保证，但内锥面上接触密封圆相对转移基 各项误差的传递系数为： 准面的轴向尺寸属于间接获取，会受到诸多因素 08 4(L-L4) (12) 的影响，因此在阀套热处理后，首先通过检测接触 ad4L5-L4)2+(d4-d3)2 圆初始轴向位置尺寸进行分挡，磨削加工时以转
在获知对应的两个直角边后即可换算出实际内锥 角的半角. 如图 10 所示，半角对边长度为检测大 圆直径和检测小圆直径差值的一半，半角邻边长 度为大圆检测轴向长度和小圆检测轴向长度的差 值，其中 L4 和 L5 的长度检测是将检具两头分别置 入阀套内，在大圆端与内锥面接触时测得的检具 小圆端面与转移基准面的长度为 L4，在小圆端与 内锥面接触时测得的检具大圆端面与转移基准面 的长度为 L5 . α′/2 δ1 δ2 d3 d4 L5 L4 δ1—Length of the opposite side of the half angle; δ2—Adjacent side length of half-angle; α′/2—Actual half angle; L4—Large circle detection axial length; L5—Small circle detection axial length 图 10 角度检测原理图 Fig.10 Schematic of angle detection 实际加工内锥角 α′的计算方程式： α ′ = 2arctan δ1 δ2 = 2arctan d4−d3 2(L4−L5) （9） 式中：α′为实际加工内锥角，(°). 实际加工内锥角为通过测量值间接获取的， 可将其表示为实测值的多元函数[25] ，根据误差理 论，实际加工内锥角测量误差的方程式： ∆α ′ = g(d3,d4,L4,L5)−g(d ∗ 3 ,d ∗ 4 ,L ∗ 4 ,L ∗ 5 ) （10） d ∗ 3 d ∗ 4 L ∗ 4 L ∗ 5 式中： 为检测小圆直径真实值； 为检测大圆直 径真实值； 为大圆检测轴向长度真实值； 为小 圆检测轴向长度真实值. 其线性化的误差传递公式（去高阶项）： ∆α ′ = ∂g ∂d3 ∆d3 + ∂g ∂d4 ∆d4+ ∂g ∂L4 ∆L4 + ∂g ∂L5 ∆L5 （11） 式中：Δd3 为 d3 的测量误差；Δd4 为 d4 的测量误差； ΔL4 为 L4 的测量误差；ΔL5 为 L5 的测量误差. 以上 各项误差的传递系数为： ∂g ∂d3 = 4(L5 − L4) 4(L5 − L4) 2 +(d4 −d3) 2 （12） ∂g ∂d4 = 4(L4 − L5) 4(L5 − L4) 2 +(d4 −d3) 2 （13） ∂g ∂L4 = 4(d3 −d4) 4(L4 − L5) 2 +(d4 −d3) 2 （14） ∂g ∂L5 = 4(d4 −d3) 4(L4 − L5) 2 +(d4 −d3) 2 （15） 由以上各误差传递系数可得检测大圆直径和 检测小圆直径的差值越大，内锥角测量误差就越 小. 半角的对边和邻边长度都是检测的差值，各项 检测值不可避免会有检测误差，但基于相同的检 测装置，求取的差值可有效降低检测装置自身的 系统误差带来的影响. 3.3 误差检测与控制 如图 11 所示，将工件置于工作台上，千分表安 装于高度尺上，根据 L4、L5、La、Lb 的初步测得值 校对千分表. 检测内锥角时，将检具小圆端置入阀 套内，测得转移基准面与检具大圆端面之间的尺 寸 L5；调头后将检具大圆端置入阀套内，测得转移 基准面与检具小圆端面之间的尺寸 L4；将测得值 代入式（9）可得实际内锥角 α′. 检测密封圆轴向磨 削量时，将检具测头端置入阀套内，先测得磨削前 的转移基准面与检具外端面之间的尺寸 La，待内 锥面磨削后，再检测出转移基准面 e 与检具外端 面之间的尺寸 Lb，La 与 Lb 的差值即为实际密封圆 轴向磨削量. La/Lb L4 /L5 1 2 3 1—Workbench; 2—Height ruler; 3—Dial indicator 图 11 检测示意图 Fig.11 Measurement diagram 阀套在前道机加工过程中，内锥角精度由机 床自身保证，但内锥面上接触密封圆相对转移基 准面的轴向尺寸属于间接获取，会受到诸多因素 的影响，因此在阀套热处理后，首先通过检测接触 圆初始轴向位置尺寸进行分挡，磨削加工时以转 · 972 · 工程科学学报，第 43 卷，第 7 期
张祝等：螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制 973· 移基准面作为轴向定位基准，按挡分批次调整磨 式(3)和(5)计算得最大磨削量为0.1721mm,最小 削，如此可避免因内锥面相对转移基准面的轴向 磨削量为0.0350mm.实验结果显示，所述检测方 尺寸差异较大，造成的因磨削量偏差大带来的砂 法的测量误差为0.06°，且由检测方法所得磨削量 轮撞击或内锥面磨削不完整，最终影响生产效率 范围落在三坐标校对范围内，两者的最大磨削量 及加工质量 差值为0.0023mm、最小磨削量差值为0.0058mm. 阀套试磨后检测接触圆磨削后轴向位置尺寸 表2检测数据 并计算出轴向磨削量的实际值.另对该试磨件内 Table 2 Test data 锥角按上述方法进行相关参数检测，根据式(9)换 Parameter/mm Value 算出加工的实际内锥角并确认该值处于初步约束 Small circle diameter of detection,d 6.573 的公差范围内，同时计算出对应的实际偏差角，根 Large circle diameter of detection,da 9.919 据实际内锥角是处于上偏差或下偏差，将实际偏 Sealing circle diameter of detection,ds 9.252 差角对应代入式(3)或式(4)、式(5)或式(6)，换算 Angle fixture length,L2 46.813 出密封圆处对应该实际偏差角的轴向磨削量最大 Length of grinding gauge,L3 45.233 值和最小值，上述检测计算出的轴向磨削量实际 Large circle detection axial length,La 48.145 值需落在该最大值和最小值范围内，试磨件方为 Small circle detection axial length,Ls 50.750 合格品：若该试磨件的轴向磨削量实际值没有落 Axial position of seal circle before grinding. 48.692 在范围内，而实际内锥角落在初步约束范围内并 Axial position of seal circle after grinding,L 48.653 趋近理想值，此时只需要计算出差值重新调整进 给量即可，无须再次修整砂轮角度：若实际内锥角 通过上述实验验证了误差模型的准确性，但 趋近上下偏差值或超出偏差值范围，可再次调整 所述检测方法存在检测误差，如图12所示，经分 砂轮修整角度，再次试磨后重复上述检测过程，直 析得影响检测误差的主要因素包括：因接触锐角 至所有尺寸合格 圆度误差造成与锥面虚接触而产生的轴向尺寸测 后续加工过程中，在无需提高内锥面角度误 量误差、检具轴线与阀套轴线因间隙配合产生倾 差精度时，砂轮修整角度一经确定不再调整修改， 斜偏移造成的轴向尺寸测量误差、两端接触锐角 只需适时检测实际密封圆轴向磨削量即可控制整 圆所在平面的平行度误差造成的轴向尺寸测量误 个内锥面磨削加工过程的精度.为了进一步提高 差.通过误差影响因素分析可得，降低误差方式主 内锥角的检测精度，可将试磨件用三坐标测量仪 要体现在两个方面，一是提高检具自身的制造精 进行检测，将三坐标测量仪的检测值与所述检测 度，包括接触锐角线的自身圆度、两端面之间的平 方法的测得值进行对比，标定检测方法的测量误 行度、两端面与轴线的垂直度以及支撑圆与外圆 差，也可以制作标准角度的内锥角样件，对检测方 之间的同轴度，二是尽可能降低检具与阀套之间 法进行校对 配合间隙的影响，即上述采用软过盈配合方式所 基于表1的参数样件，采用所述检测方法的相 达到的效果 关测得数据如表2所示，经计算得密封圆轴向磨 (a) b 削量的实际值为0.039mm、实际加工内锥角为 65.42°.根据误差模型得到的密封圆轴向磨削量 为0.041mm,与测得值的差值仅为0.002mm,相对 于对应该角度的最大轴向磨削量，该测量误差可 忽略.实际加工的内锥角处于上偏差，将上偏差角 实际值0.42°分别代入式(3)和(5)计算得最大磨削 量为0.1698mm,最小磨削量为0.0408mm,实际加 工内锥角度落在了初步约束的士1°公差范围内，但 国12测量误差因素.(a)两轴倾斜偏移：(b)两端面不平行 对应该内锥角的密封圆轴向磨削量未能达到最小 Fig.12 Factors of measurement error:(a)two-axis tilt offset;(b)two 磨削量的要求，需根据计算差值重新调整进给量 ends are not parallel 对样件内锥角采用三坐标测量得内锥角度为65.36°， 综合考虑检测误差、制造精度及误差控制要 将三坐标测得值偏差角实际值0.36°再次分别代入 求，在实际制造过程中内锥角的最终误差应控制
移基准面作为轴向定位基准，按挡分批次调整磨 削，如此可避免因内锥面相对转移基准面的轴向 尺寸差异较大，造成的因磨削量偏差大带来的砂 轮撞击或内锥面磨削不完整，最终影响生产效率 及加工质量. 阀套试磨后检测接触圆磨削后轴向位置尺寸 并计算出轴向磨削量的实际值. 另对该试磨件内 锥角按上述方法进行相关参数检测，根据式（9）换 算出加工的实际内锥角并确认该值处于初步约束 的公差范围内，同时计算出对应的实际偏差角，根 据实际内锥角是处于上偏差或下偏差，将实际偏 差角对应代入式（3）或式（4）、式（5）或式（6），换算 出密封圆处对应该实际偏差角的轴向磨削量最大 值和最小值，上述检测计算出的轴向磨削量实际 值需落在该最大值和最小值范围内，试磨件方为 合格品；若该试磨件的轴向磨削量实际值没有落 在范围内，而实际内锥角落在初步约束范围内并 趋近理想值，此时只需要计算出差值重新调整进 给量即可，无须再次修整砂轮角度；若实际内锥角 趋近上下偏差值或超出偏差值范围，可再次调整 砂轮修整角度，再次试磨后重复上述检测过程，直 至所有尺寸合格. 后续加工过程中，在无需提高内锥面角度误 差精度时，砂轮修整角度一经确定不再调整修改， 只需适时检测实际密封圆轴向磨削量即可控制整 个内锥面磨削加工过程的精度. 为了进一步提高 内锥角的检测精度，可将试磨件用三坐标测量仪 进行检测，将三坐标测量仪的检测值与所述检测 方法的测得值进行对比，标定检测方法的测量误 差，也可以制作标准角度的内锥角样件，对检测方 法进行校对. 基于表 1 的参数样件，采用所述检测方法的相 关测得数据如表 2 所示，经计算得密封圆轴向磨 削量的实际值为 0.039 mm、实际加工内锥角为 65.42°. 根据误差模型得到的密封圆轴向磨削量 为 0.041 mm，与测得值的差值仅为 0.002 mm，相对 于对应该角度的最大轴向磨削量，该测量误差可 忽略. 实际加工的内锥角处于上偏差，将上偏差角 实际值 0.42°分别代入式（3）和（5）计算得最大磨削 量为 0.1698 mm，最小磨削量为 0.0408 mm，实际加 工内锥角度落在了初步约束的±1°公差范围内，但 对应该内锥角的密封圆轴向磨削量未能达到最小 磨削量的要求，需根据计算差值重新调整进给量. 对样件内锥角采用三坐标测量得内锥角度为 65.36°， 将三坐标测得值偏差角实际值 0.36°再次分别代入 式（3）和（5）计算得最大磨削量为 0.1721 mm，最小 磨削量为 0.0350 mm. 实验结果显示，所述检测方 法的测量误差为 0.06°，且由检测方法所得磨削量 范围落在三坐标校对范围内，两者的最大磨削量 差值为 0.0023 mm、最小磨削量差值为 0.0058 mm. 表 2 检测数据 Table 2 Test data Parameter/mm Value Small circle diameter of detection, d3 6.573 Large circle diameter of detection, d4 9.919 Sealing circle diameter of detection, d5 9.252 Angle fixture length, L2 46.813 Length of grinding gauge, L3 45.233 Large circle detection axial length, L4 48.145 Small circle detection axial length, L5 50.750 Axial position of seal circle before grinding, La 48.692 Axial position of seal circle after grinding, Lb 48.653 通过上述实验验证了误差模型的准确性，但 所述检测方法存在检测误差，如图 12 所示，经分 析得影响检测误差的主要因素包括：因接触锐角 圆度误差造成与锥面虚接触而产生的轴向尺寸测 量误差、检具轴线与阀套轴线因间隙配合产生倾 斜偏移造成的轴向尺寸测量误差、两端接触锐角 圆所在平面的平行度误差造成的轴向尺寸测量误 差. 通过误差影响因素分析可得，降低误差方式主 要体现在两个方面，一是提高检具自身的制造精 度，包括接触锐角线的自身圆度、两端面之间的平 行度、两端面与轴线的垂直度以及支撑圆与外圆 之间的同轴度，二是尽可能降低检具与阀套之间 配合间隙的影响，即上述采用软过盈配合方式所 达到的效果. (a) (b) 图 12 测量误差因素. （a）两轴倾斜偏移；（b）两端面不平行 Fig.12 Factors of measurement error: (a) two-axis tilt offset; (b) two ends are not parallel 综合考虑检测误差、制造精度及误差控制要 求，在实际制造过程中内锥角的最终误差应控制 张 祝等： 螺纹插装式溢流阀阀套内锥面制造的误差控制 · 973 ·
974 工程科学学报，第43卷，第7期 在0.8以内，在此范围内，因内锥角检测误差造成 (4)根据实验结果调整内锥角的最终实际制 的最大、最小磨削量范围偏差可得到补偿，对应该 造误差控制范围为0.8°，密封圆轴向最小磨削公 角度偏差的上偏差状态时密封圆轴向最小磨削公 差在该内锥角范围对应的数值基础上做进一步修 差为0.078mm、下偏差状态时密封圆轴向最小磨 正，修正后的最小磨削公差为0.075mm,调整修正 削公差为0.08mm.为了保障内锥面的磨削完整 后的偏差范围可补偿检测误差带来的潜在超差， 性，需对最小磨削量进行修正，需在对应实际加工 使实际误差落在控制范围内 内锥角计算值的基础上增加5m,实际磨削量向 (5)根据上述得到的内锥角偏差及轴向磨削 增加后的数值逼近，修正后的上偏差状态最小磨 量公差精度要求，中小型企业的常规设备制造能 削公差为0.073mm、下偏差状态最小磨削公差为 力及检测装置能够满足其要求，无需更换数控磨 0.075mm,两者可统一为0.075mm 床及三坐标等高精加工和检测设备 4 结论 参考文献 通过实验验证，内锥角误差模型准确可靠，检 [1]Zhang Z Z,Li J N,Chen YY.Steady-state fluid force direction of 测方法所获得精度满足误差控制要求，在实际工 comparative analysis about slip valve and cone valve.Chin 程应用中能够全面、精准、高效的控制内锥面的 Hydraul Pneumatics,2009(3):68 制造误差 (张作状，李建楠，陈媛媛.关于滑阀与锥阀中稳态液动力方向 的比较分析.液压与气动，2009(3)：68) (1)基于制造工艺要求建立了对应的内锥角偏 [2]Liu G.Reseach of the Structural Parameters and Working 差模型，并由此获得内锥角制造误差的理论极限 Performance of Cartridge Relief Valve[Dissertation].Chengdu: 值为-1.339°~+1.368°：通过偏差模型应用分析.将 Southwest Jiaotong University,2014 内锥角误差极限值收缩为士1°，对应该内锥角初步 (刘刚.螺纹插装谧流阀结构参数与工作性能研究[学位论文]. 约束值的密封圆轴向磨削量最小公差值为0.052mm: 成都：西南交通大学，2014) 对各变化趋势图中曲线分析，得知上下偏差状态 [3]Wang X J,Shen Z Q,Man G J.Simulation and experiment of 直接影响最大、最小轴向磨削量，可根据实际磨削 cavitation phenomenon two-phase of hydraulic cone valve.J 量的需要调整制造偏差状态，这对制造过程控制 Harbin Inst Technol,2019,51(7):144 (王晓晶，沈志琦，满国佳.液压锥阀气穴现象两相流仿真及实 具有显著的指导意义 验.哈尔滨工业大学学报，2019,51(7)：144) (2)结合制造工艺设计的检测装置，能够快 [4]Yang G L,Zhao M X,Su H S,et al.Static performance of a new 速、精准的检测实际制造的内锥角度及密封圆轴 type of cartridge relief valve.Chin Hydraul Pneumatics,2015(3): 向磨削量，并有效的控制该角度偏差和对应的轴 94 向磨削量超差：软过盈的浮动支撑方案提高了检 (杨国来，赵梅香，苏华山，等.一种新型插装式溢流阀的稳态性 测精度，通过标准件或三坐标测量仪校对，可进一 能研究.液压与气动，2015(3)：94) 步降低测量误差；通过误差检测原理分析，增大检 [5]Liu J W.Discussion on heat treatment before nitrocarburizing 测大、小圆直径可有效降低测量误差，且内锥角度 from deformation of a valve sleeve nitrocarburizing.Heat Treat 计算采用测量后的差值，对相同的测量系统，采用 Foreign Met,1997(Suppl):80 (刘建文，从一种阀套氮碳共渗变形谈氨碳共渗前的热处理.国 差值可进一步降低系统自身误差对最终结果的影 外金属热处理，1997（增刊）：80) 响；通过实验，内锥角测量误差为0.06°，密封圆轴 [6]Fu HT,Zhang J,Wu S,et al.Effect of low-temperature salt bath 向磨削量的测量误差为2m nitriding on the corrosion and wear resistance of Custom 465.Chin (3)热处理后对内锥面轴向尺寸进行分组，分 JEmg,2016,38(2:235 组尺寸测量基准、磨削加工定位基准、轴向磨削 (付航涛，张津，吴帅，等.低温盐浴渗氮对Custom465钢耐蚀及 量检测基准三者的基准统一，从而保证了内锥面 耐磨性的影响.工程科学学报，2016,38(2)：235) 批量制造精度的一致性：根据试磨件检测结果修 [7]Do-hoon Jin.A study on the numerical analysis of internal flow in a cone type valve.J Korean Soc Ind Comvergence,2020,23(2): 正磨削参数，进一步降低制造误差，确定内锥角自 199 身误差合格后，通过误差模型计算出对应的密封 (忍三产.Cone Typ爬盟旦明早异舌个刘湖4母赴生子.型 圆轴向磨削量的范围，后续加工只需检测该轴向 云处日各}科封七是召，2020,23(2)：199) 磨削量是否落在计算所得值范围内，即可控制内 [8]Washio S,Kikui S,Takahashi S.Nucleation and subsequent 锥面轴向位置的制造误差 cavitation in a hydraulic oil poppet valve.Proc Inst Mech Eng Part
在±0.8°以内，在此范围内，因内锥角检测误差造成 的最大、最小磨削量范围偏差可得到补偿，对应该 角度偏差的上偏差状态时密封圆轴向最小磨削公 差为 0.078 mm、下偏差状态时密封圆轴向最小磨 削公差为 0.08 mm. 为了保障内锥面的磨削完整 性，需对最小磨削量进行修正，需在对应实际加工 内锥角计算值的基础上增加 5 μm，实际磨削量向 增加后的数值逼近，修正后的上偏差状态最小磨 削公差为 0.073 mm、下偏差状态最小磨削公差为 0.075 mm，两者可统一为 0.075 mm. 4 结论 通过实验验证，内锥角误差模型准确可靠，检 测方法所获得精度满足误差控制要求，在实际工 程应用中能够全面、精准、高效的控制内锥面的 制造误差. （1）基于制造工艺要求建立了对应的内锥角偏 差模型，并由此获得内锥角制造误差的理论极限 值为−1.339°～+1.368°；通过偏差模型应用分析，将 内锥角误差极限值收缩为±1°，对应该内锥角初步 约束值的密封圆轴向磨削量最小公差值为 0.052 mm； 对各变化趋势图中曲线分析，得知上下偏差状态 直接影响最大、最小轴向磨削量，可根据实际磨削 量的需要调整制造偏差状态，这对制造过程控制 具有显著的指导意义. （ 2）结合制造工艺设计的检测装置，能够快 速、精准的检测实际制造的内锥角度及密封圆轴 向磨削量，并有效的控制该角度偏差和对应的轴 向磨削量超差；软过盈的浮动支撑方案提高了检 测精度，通过标准件或三坐标测量仪校对，可进一 步降低测量误差；通过误差检测原理分析，增大检 测大、小圆直径可有效降低测量误差，且内锥角度 计算采用测量后的差值，对相同的测量系统，采用 差值可进一步降低系统自身误差对最终结果的影 响；通过实验，内锥角测量误差为 0.06°，密封圆轴 向磨削量的测量误差为 2 μm. （3）热处理后对内锥面轴向尺寸进行分组，分 组尺寸测量基准、磨削加工定位基准、轴向磨削 量检测基准三者的基准统一，从而保证了内锥面 批量制造精度的一致性；根据试磨件检测结果修 正磨削参数，进一步降低制造误差，确定内锥角自 身误差合格后，通过误差模型计算出对应的密封 圆轴向磨削量的范围，后续加工只需检测该轴向 磨削量是否落在计算所得值范围内，即可控制内 锥面轴向位置的制造误差. （4）根据实验结果调整内锥角的最终实际制 造误差控制范围为±0.8°，密封圆轴向最小磨削公 差在该内锥角范围对应的数值基础上做进一步修 正，修正后的最小磨削公差为 0.075 mm，调整修正 后的偏差范围可补偿检测误差带来的潜在超差， 使实际误差落在控制范围内. （5）根据上述得到的内锥角偏差及轴向磨削 量公差精度要求，中小型企业的常规设备制造能 力及检测装置能够满足其要求，无需更换数控磨 床及三坐标等高精加工和检测设备. 参 考 文 献 Zhang Z Z, Li J N, Chen Y Y. Steady-state fluid force direction of comparative analysis about slip valve and cone valve. Chin Hydraul Pneumatics, 2009（3）: 68 （张作状, 李建楠, 陈媛媛. 关于滑阀与锥阀中稳态液动力方向 的比较分析. 液压与气动, 2009（3）：68） [1] Liu G. Reseach of the Structural Parameters and Working Performance of Cartridge Relief Valve[Dissertation]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2014 （ 刘刚. 螺纹插装溢流阀结构参数与工作性能研究[学位论文]. 成都: 西南交通大学, 2014） [2] Wang X J, Shen Z Q, Man G J. Simulation and experiment of cavitation phenomenon two-phase of hydraulic cone valve. J Harbin Inst Technol, 2019, 51（7）: 144 （王晓晶, 沈志琦, 满国佳. 液压锥阀气穴现象两相流仿真及实 验. 哈尔滨工业大学学报, 2019, 51（7）：144） [3] Yang G L, Zhao M X, Su H S, et al. Static performance of a new type of cartridge relief valve. Chin Hydraul Pneumatics, 2015（3）: 94 （杨国来, 赵梅香, 苏华山, 等. 一种新型插装式溢流阀的稳态性 能研究. 液压与气动, 2015（3）：94） [4] Liu J W. Discussion on heat treatment before nitrocarburizing from deformation of a valve sleeve nitrocarburizing. Heat Treat Foreign Met, 1997(Suppl): 80 （ 刘建文. 从一种阀套氮碳共渗变形谈氮碳共渗前的热处理. 国 外金属热处理, 1997(增刊): 80） [5] Fu H T, Zhang J, Wu S, et al. Effect of low-temperature salt bath nitriding on the corrosion and wear resistance of Custom 465. Chin J Eng, 2016, 38（2）: 235 （付航涛, 张津, 吴帅, 等. 低温盐浴渗氮对Custom 465钢耐蚀及 耐磨性的影响. 工程科学学报, 2016, 38（2）：235） [6] Do-hoon Jin. A study on the numerical analysis of internal flow in a cone type valve. J Korean Soc Ind Convergence, 2020, 23（2）: 199 （진도훈. Cone Type 밸브 내부유동 수치해석에 관한 연구. 한 국산업융합학회 논문집, 2020, 23（2）：199） [7] Washio S, Kikui S, Takahashi S. Nucleation and subsequent cavitation in a hydraulic oil poppet valve. Proc Inst Mech Eng Part [8] · 974 · 工程科学学报，第 43 卷，第 7 期
