電主軸滾動(dòng)軸承軸向預(yù)緊技術(shù)綜述

劉志峰 孫海明，2

1.合肥工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，合肥，230009 2.湖北汽車(chē)工業(yè)學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，十堰，442002

0 引言

電主軸是將旋轉(zhuǎn)主軸置于電機(jī)轉(zhuǎn)子內(nèi)部而形成的一體化主軸單元，多數(shù)電主軸的轉(zhuǎn)速在10 000～400 000 r/min之間，已廣泛應(yīng)用于機(jī)械、汽車(chē)、航天和電子工業(yè)等領(lǐng)域［1］。現(xiàn)代數(shù)控加工工藝對(duì)電主軸提出了既要滿足低速大扭矩切削又能適應(yīng)高速高精度切削的要求［2］，這需要在低速工況下給電主軸軸承施加較大的預(yù)緊力以獲得足夠的剛度，在高速工況下施加較小的預(yù)緊力以獲得較高的表面加工質(zhì)量。但是，限于電主軸內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜性、技術(shù)穩(wěn)定性和維護(hù)方便性等原因，目前高速加工中心電主軸大多只能按照重預(yù)緊、中預(yù)緊和輕預(yù)緊的綜合要求給軸承施加一個(gè)合適的初始預(yù)緊力［3］。合適的預(yù)緊力可以消除軸承游隙，提高軸系剛度和機(jī)床加工精度，但是隨著電主軸溫度的升高，熱膨脹導(dǎo)致軸承的實(shí)際預(yù)緊力超過(guò)初始預(yù)緊力，從而引起軸承溫升加劇，能量消耗增加［4］，軸承壽命縮短，這使得滾動(dòng)軸承8 000 h的精度壽命［5］成為加工中心電主軸精度壽命的瓶頸。軸承預(yù)緊技術(shù)是電主軸最為關(guān)鍵的技術(shù)之一，與電主軸的精度、轉(zhuǎn)速、剛度和溫升等多個(gè)技術(shù)指標(biāo)相關(guān)，因此有必要對(duì)國(guó)內(nèi)外電主軸滾動(dòng)軸承軸向預(yù)緊技術(shù)的現(xiàn)有成果進(jìn)行系統(tǒng)的回顧和分析總結(jié)，并把握電主軸軸承預(yù)緊技術(shù)的未來(lái)發(fā)展趨勢(shì)。

1 軸承預(yù)緊力與電主軸特性的關(guān)系

1.1 電主軸的支承軸承

滾動(dòng)軸承電主軸一般包括主軸殼體、電機(jī)定子、主軸（轉(zhuǎn)子）、前端高速軸承、后端浮動(dòng)軸承、刀具接口、刀具鎖緊機(jī)構(gòu)、潤(rùn)滑系統(tǒng)和定子冷卻水套等。高速軸承加工技術(shù)是電主軸眾多關(guān)鍵技術(shù)之首，是電主軸實(shí)現(xiàn)高轉(zhuǎn)速和高精度的關(guān)鍵［6］，也決定了電主軸的壽命和負(fù)載容量。

電主軸的支承軸承有角接觸球軸承、圓錐滾子軸承、動(dòng)靜壓軸承和磁懸浮軸承等。磁懸浮軸承具有磨損小、能耗低、噪聲小、壽命長(zhǎng)和無(wú)需潤(rùn)滑等優(yōu)點(diǎn)，但其價(jià)格昂貴，控制系統(tǒng)復(fù)雜，發(fā)熱問(wèn)題不易解決，不宜在電主軸上大面積推廣。動(dòng)靜壓軸承是一種綜合了動(dòng)壓軸承和靜壓軸承優(yōu)點(diǎn)的多油楔油膜軸承，它既避免了靜壓軸承高速下嚴(yán)重發(fā)熱和供油系統(tǒng)復(fù)雜等問(wèn)題，又克服了動(dòng)壓軸承啟動(dòng)和停止時(shí)可能發(fā)生干摩擦的弱點(diǎn)，具有很好的高速性能，且調(diào)速范圍寬，既適合大功率的粗加工，又適用于超高速精加工，但動(dòng)靜壓軸承必須專(zhuān)門(mén)設(shè)計(jì)和單獨(dú)生產(chǎn)，標(biāo)準(zhǔn)化程度低，維護(hù)困難，目前在電主軸單元中應(yīng)用較少［7］。角接觸球軸承常見(jiàn) 15°、25°和 40°接觸角，接觸角越大，軸向承載能力越大，而接觸角越小，則更有利于高速旋轉(zhuǎn)。SKF公司的超高速角接觸球軸承采用12°的接觸角，轉(zhuǎn)速性能很好［8］。角接觸球軸承的“小球密珠”結(jié)構(gòu)使其轉(zhuǎn)速和剛度進(jìn)一步提高，而采用Si3N4陶瓷球替換鋼球使角接觸球軸承的轉(zhuǎn)速和壽命得以成倍提高，這得益于Si3N4陶瓷球的質(zhì)量?jī)H為鋼球質(zhì)量的1/3，硬度是鋼球硬度的2倍，彈性模量是鋼球彈性模量的1.5倍，溫升比鋼球溫升降低35%～60%［9］。陶瓷球制造技術(shù)和檢測(cè)技術(shù)的提高使得精密角接觸球軸承整體制造精度達(dá)到P2或者P4級(jí)［10］，因此角接觸陶瓷球軸承在電主軸的支承中占主導(dǎo)地位。電主軸軸承高速旋轉(zhuǎn)時(shí)產(chǎn)生的熱量較大，需要有輔助的油氣潤(rùn)滑系統(tǒng)和冷卻系統(tǒng)才能持續(xù)工作［11］。

1.2 角接觸球軸承的配置形式及運(yùn)行工況

為了平衡單列角接觸球軸承單方向的軸向載荷，一般需要成組配對(duì)使用角接觸球軸承。電主軸前軸承通常采用雙聯(lián)或三聯(lián)組配，配置形式有背對(duì)背配置（代號(hào)為DB）、面對(duì)面配置（代號(hào)為DF）、串聯(lián)配置（代號(hào)為DT）和多聯(lián)配置等。電主軸后軸承均采用浮動(dòng)支撐以便主軸末端軸向尺寸伸長(zhǎng)［12］。在切削載荷和預(yù)緊力的聯(lián)合作用下，電主軸軸承滾珠與內(nèi)外滾道產(chǎn)生滾動(dòng)摩擦、滑動(dòng)摩擦和陀螺旋摩擦，從而產(chǎn)生較大的熱量［13］。軸承高速旋轉(zhuǎn)也會(huì)產(chǎn)生攪油熱量［4，14］。軸承轉(zhuǎn)速越高、預(yù)緊力越大，則發(fā)熱量越大，電主軸的典型工況和外在特性［15］如圖1所示。

圖1 電主軸軸承工況特性Fig.1 Working condition and characteristic of the motorized spindle bearing

在圖1中，高速軸承的結(jié)構(gòu)尺寸和自身材料在設(shè)計(jì)制造時(shí)已經(jīng)確定，由于高速、高溫、潤(rùn)滑不良和大切削力等復(fù)雜的運(yùn)行工況，在軸承內(nèi)部出現(xiàn)嚴(yán)重摩擦、熱量和應(yīng)力集中等問(wèn)題，軸承內(nèi)部構(gòu)件逐步表現(xiàn)出磨損、破損和咬黏等現(xiàn)象，并發(fā)生工作噪聲增大、振動(dòng)增大和精度壽命縮短等外在表現(xiàn)。除了軸承的自身發(fā)熱之外，電機(jī)的熱量也會(huì)部分傳遞給軸承，這些熱量主要由冷卻和潤(rùn)滑系統(tǒng)帶走，還有小部分熱量通過(guò)熱交換傳遞到空氣中，從而在50～70℃范圍內(nèi)實(shí)現(xiàn)電主軸的熱平衡。

1.3 軸承預(yù)緊力對(duì)電主軸性能的影響

軸承預(yù)緊后，滾動(dòng)體與內(nèi)外圈的接觸處產(chǎn)生彈性變形，使得接觸面積增大，參與受力的滾動(dòng)體的數(shù)量增加，從而提高軸承剛度和旋轉(zhuǎn)精度，相應(yīng)提高軸系的臨界轉(zhuǎn)速。軸承的軸向位移與載荷曲線如圖2所示，軸向載荷Fa在軸承未預(yù)緊時(shí)產(chǎn)生的位移為δa1，給軸承施加預(yù)緊力Fa0后，軸向載荷Fa在此基礎(chǔ)上引起的軸線位移δa2小于δa1，這表明預(yù)緊力可提高軸承的剛度。

圖2 軸承軸向位移與載荷的關(guān)系Fig.2 The relationship of bearing axial displacement and load

給角接觸軸承施加預(yù)緊力，使軸承處在負(fù)游隙工作狀態(tài)，可以有效地提高角接觸球軸承的剛度并降低其振動(dòng)。文獻(xiàn)［16］研究結(jié)果表明，預(yù)緊力與軸承的組合剛度成非線性關(guān)系，軸承的組合軸向剛度小于單個(gè)軸承的軸向剛度，其徑向剛度大于單個(gè)軸承的徑向剛度。文獻(xiàn)［17?18］通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了主軸剛度和系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性的關(guān)系，得到根據(jù)固有頻率能夠獲取軸承實(shí)際所承受的預(yù)緊力的結(jié)論。文獻(xiàn)［19］的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，適當(dāng)增大徑向預(yù)緊力可減小磨削主軸的振幅。5種金屬材料磨削實(shí)驗(yàn)結(jié)果［20］表明，增大軸承的初始預(yù)緊力可明顯減小磨削振幅，提高磨削表面質(zhì)量，但預(yù)緊力超過(guò)某個(gè)值后，繼續(xù)增加預(yù)緊力所帶來(lái)的效果不明顯。由此可見(jiàn)，合適的軸向預(yù)緊力可以提高電主軸的固有頻率和機(jī)床的加工精度。

預(yù)緊力也會(huì)對(duì)電主軸帶來(lái)摩擦更加劇烈和嚴(yán)重發(fā)熱等負(fù)面影響。隨著軸向預(yù)緊力的增大，軸承滾動(dòng)體在內(nèi)外圈滾道上所受到的載荷作用也增大，油膜內(nèi)部的壓應(yīng)力和剪應(yīng)力增大，導(dǎo)致軸承的摩擦力矩也隨之增大，從而引起軸承過(guò)熱。依據(jù)運(yùn)行工況，合理控制軸承的預(yù)緊力可減少發(fā)熱量，延長(zhǎng)軸承的精度壽命，提高電主軸的可靠性［21?22］。

當(dāng)軸承的工作溫度發(fā)生變化時(shí)，軸承材料也會(huì)發(fā)生相應(yīng)熱變形，從而影響最初的裝配公差，進(jìn)而影響軸承的初始預(yù)緊力［23］。FAGHS7010型高速軸承在130 N初始定位預(yù)緊力下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)［24］如圖3所示，當(dāng)軸承以2 600 r/min空轉(zhuǎn)0.5 h后，初始預(yù)緊力從130 N增大到160 N，當(dāng)轉(zhuǎn)速增大到9 000 r/min時(shí)，軸承溫度達(dá)到48.5℃，此時(shí)的預(yù)緊力為370 N，已經(jīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出初始設(shè)定值。

圖3 軸承初始預(yù)緊力與轉(zhuǎn)速關(guān)系Fig.3 The relationship of bearing initial preload and speed

2 軸承定位預(yù)緊技術(shù)

軸承定位預(yù)緊就是通過(guò)預(yù)先選定的內(nèi)（外）圈隔套或墊圈使組配軸承內(nèi)外圈之間產(chǎn)生一定的軸向位移，且在工作過(guò)程中軸承間的距離不發(fā)生改變，從而獲得合適的預(yù)緊力。

圖4所示為背靠背配置的兩個(gè)角接觸球軸承的定位預(yù)緊方式，左右軸承之間為剛性隔套，兩軸承內(nèi)圈間的距離為L(zhǎng)，外圈的距離比內(nèi)圈的距離大Δ L，當(dāng)通過(guò)螺母給左端軸承Ⅰ的內(nèi)圈施加載荷后，兩軸承都獲得了初始預(yù)緊力。

圖4 軸承背靠背定位預(yù)緊方式Fig.4 Bearing back-to-back constant offset preload

旋緊圖4中左端的螺母，左軸承Ⅰ預(yù)緊力增大，并通過(guò)內(nèi)圈隔套使右軸承Ⅱ預(yù)緊力減小，其載移曲線如圖5所示。極限情況是右端的軸承Ⅱ完全卸載，預(yù)緊力完全由軸承Ⅰ承擔(dān)。一對(duì)背靠背雙聯(lián)角接觸球軸承的最大外加載荷不得超過(guò)預(yù)緊力的2.83倍，即最小預(yù)緊力不得小于軸承外加額定軸向載荷的35%［25］。

圖5 定位預(yù)緊載移曲線Fig.5 Constant offset preload displacement curve

電主軸軸承內(nèi)外圈分別與主軸和軸承座采取過(guò)盈配合，內(nèi)圈隔套的定位預(yù)緊方式使軸承隔套無(wú)法軸向移動(dòng)，導(dǎo)致軸承內(nèi)圈隨主軸一起膨脹，同時(shí)外圈被軸承座擠壓而略微收縮。當(dāng)軸承內(nèi)圈隨軸一起高速旋轉(zhuǎn)時(shí)，在離心力作用下內(nèi)圈產(chǎn)生徑向膨脹，使內(nèi)圈與軸之間的過(guò)盈量改變。上述溫度和轉(zhuǎn)速因素均會(huì)影響軸承的實(shí)際預(yù)緊力，它與出廠時(shí)裝配的初始預(yù)緊力已截然不同［26］。雖然內(nèi)圈隔套的定位預(yù)緊方式結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，軸系剛度較強(qiáng)，但工作溫度升高會(huì)引起軸及軸承座的尺寸增大，從而使預(yù)緊力增大，溫度和預(yù)緊力進(jìn)一步增大會(huì)縮短軸承的精度壽命，一般用于低速重切削工況。

3 軸承定壓預(yù)緊技術(shù)

3.1 彈簧定壓預(yù)緊技術(shù)

定壓預(yù)緊利用螺旋彈簧裝置或碟形彈簧裝置使軸承得到合適的預(yù)緊。如圖6所示，兩軸承外圈之間的彈簧提供了定壓預(yù)緊力，由于彈簧的剛度比軸承的剛度小很多，軸承外圈的相對(duì)位置會(huì)隨轉(zhuǎn)速和外載荷的變化而改變，但內(nèi)圈位置無(wú)法改變，因此，外圈接觸載荷隨載荷增大，內(nèi)圈接觸載荷基本不變，并且也不受工作溫度的影響。定位預(yù)緊方式的軸向剛度和徑向剛度比定壓預(yù)緊的值都大，軸向剛度和徑向剛度都隨速度的提高而增大；定壓預(yù)緊下軸向剛度隨轉(zhuǎn)速的提高而減小，徑向剛度隨轉(zhuǎn)速的提高而增大，如圖7［3］和圖8［3］所示。

圖6 軸承背靠背定壓預(yù)緊方式Fig.6 Bearing back-to-back constant pressure preload

圖7 軸向剛度與轉(zhuǎn)速關(guān)系Fig.7 The relationship of axial stiffness and speed

圖8 徑向剛度與轉(zhuǎn)速關(guān)系Fig.8 The relationship of radial stiffness and speed

定壓預(yù)緊方式始終用彈簧頂住不旋轉(zhuǎn)的外圈，預(yù)緊力的大小由彈簧的壓縮量來(lái)控制，操作簡(jiǎn)單可靠，并且可以得到穩(wěn)定的預(yù)緊力。但采用該方法，軸承在預(yù)緊裝置上的拆卸時(shí)間長(zhǎng)，工人的勞動(dòng)強(qiáng)度大，預(yù)緊不同規(guī)格的軸承都必須設(shè)計(jì)制造相應(yīng)的一整套預(yù)緊用的心軸和彈簧等零件，給生產(chǎn)的技術(shù)準(zhǔn)備工作帶來(lái)麻煩［27］。

電主軸常在1～5 s內(nèi)完成急速啟動(dòng)或制動(dòng)，頻繁啟停導(dǎo)致螺母松動(dòng)，大進(jìn)給量切削時(shí)也引起主軸振顫，因此用螺母對(duì)軸承實(shí)施的緊固方式并不可靠，采用過(guò)盈配合的鎖緊套預(yù)緊與緊固的方式能獲得較好的效果。

3.2 彈性隔套預(yù)緊補(bǔ)償技術(shù)

用開(kāi)槽彈性隔套取代定位預(yù)緊方式中的剛性隔套稱之為開(kāi)槽彈性預(yù)緊補(bǔ)償技術(shù)，其結(jié)構(gòu)如圖9［28］所示。開(kāi)槽之后的外圈彈性隔套剛性變小，軸承外圈的軸向位移只引起彈力（也就是預(yù)緊力）少量的變化，因此開(kāi)槽彈性隔套能對(duì)預(yù)緊力的偏離起到一定的補(bǔ)償作用。

圖9 彈性隔套預(yù)緊Fig.9 The bearing preload by elastic spacer bush

開(kāi)槽彈性隔套對(duì)軸承預(yù)緊力的補(bǔ)償作用是由軸承的剛度與彈性環(huán)剛度之比決定的，當(dāng)軸承尺寸確定后，合理設(shè)計(jì)開(kāi)槽的寬度和深度可以改變彈性隔套的剛度。實(shí)際應(yīng)用中，一般取軸承剛度為彈性環(huán)剛度的2～5倍。文獻(xiàn)［28］表明開(kāi)槽彈性隔套預(yù)緊方式能夠減小預(yù)緊力偏離初始值，具有一定的預(yù)緊補(bǔ)償作用，可以滿足中等預(yù)緊力的控制要求。

軸承定位預(yù)緊和定壓預(yù)緊各有優(yōu)勢(shì)，應(yīng)用場(chǎng)合也不同。高速電主軸在初加工階段一般為低速大扭矩和重切削，需要軸承提供較大的預(yù)緊力，此時(shí)采用定位預(yù)緊方式比較合適；而電主軸在精加工階段需要高速高精度切削，僅需要給軸承提供較小的預(yù)緊力，避免軸承過(guò)熱，此時(shí)采用定壓預(yù)緊方式比較合適。開(kāi)槽彈性中間環(huán)預(yù)緊補(bǔ)償技術(shù)改善了定位預(yù)緊和定壓預(yù)緊，但也繼承了二者的缺點(diǎn)，既不能達(dá)到定位預(yù)緊的高剛度，也實(shí)現(xiàn)不了定壓預(yù)緊的恒定剛度要求，其應(yīng)用范圍較小。由此可見(jiàn)，電主軸軸承預(yù)緊力的大小需要兼顧低速大扭矩和高速大功率兩種工況，傳統(tǒng)的定位預(yù)緊和定壓預(yù)緊無(wú)法同時(shí)在一只電主軸上實(shí)現(xiàn)，單獨(dú)使用一種預(yù)緊方式已經(jīng)不能滿足現(xiàn)代高速加工中心電主軸的雙重預(yù)緊需求，所以需要研究電主軸可調(diào)預(yù)緊裝置。

4 軸承調(diào)壓預(yù)緊技術(shù)

4.1 預(yù)緊力自動(dòng)調(diào)節(jié)的特種軸承

早期軸承預(yù)緊力的控制多采用特殊軸承。1977年，PRUVOT等［29］試制了一種特殊的角接觸球軸承，軸承的外圈是中空的，熱容量和熱導(dǎo)率都比實(shí)心外圈小，并且有較大的柔性。這種軸承在工作時(shí)，各元件間的溫差較小。當(dāng)預(yù)緊力有偏離時(shí)，外圈發(fā)生彈性變形，外圈滾道直徑加大，預(yù)緊力的偏離得以補(bǔ)償，這種軸承因其發(fā)熱較少，特別適合于高速運(yùn)轉(zhuǎn)場(chǎng)合。內(nèi)徑為80 mm的此種空心外圈軸承在6 000 r/min轉(zhuǎn)速時(shí)的摩擦損耗功率為150 W，約為同樣尺寸的角接觸球軸承的1/3［29］。

Timken公司研制了一種特殊圓錐滾子軸承［28?30］用作高速精密機(jī)床的主軸軸承，如圖 10 所示，這種軸承的預(yù)緊力可作較大范圍的調(diào)節(jié)。與一般的圓錐滾子軸承不同，此種軸承的內(nèi)圈滾道較寬，滾道槽壁與滾子端面不發(fā)生接觸。軸承的預(yù)緊力靠附加的活塞借助油室壓力頂緊滾動(dòng)體來(lái)實(shí)現(xiàn)。調(diào)節(jié)油室壓力，即可在運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中改變軸承的預(yù)緊力。根據(jù)類(lèi)似的原理，德國(guó)UKF公司與Burekhardt&Weber KG公司也研制了各自的特種新型軸承，并登記了相關(guān)專(zhuān)利［31］。

圖10 預(yù)緊力可調(diào)的圓錐滾軸承Fig.10 Variable preload tapered roller bearing

SKF公司的特種雙聯(lián)球軸承［32］如圖11所示，軸承內(nèi)圈分體制造，由螺母提供軸向預(yù)緊力，軸承外圈則由外部的油壓施加徑向預(yù)緊力，能夠獲得較大的剛度，且預(yù)緊力調(diào)整機(jī)構(gòu)簡(jiǎn)單高效。

圖11 徑向預(yù)緊力可調(diào)的特種軸承Fig.11 Variable radial preload special bearing

上述三種特種軸承都具有預(yù)緊力自動(dòng)調(diào)節(jié)功能，但軸承既是主軸的回轉(zhuǎn)支承部件，又是預(yù)緊力控制系統(tǒng)中的執(zhí)行部件，而軸承的磨損和疲勞是難以避免的，一旦需要更換軸承或者油泵，則整個(gè)控制系統(tǒng)必須重新調(diào)整，增加了維修成本，且特種軸承價(jià)格昂貴，因此，具有預(yù)緊力自動(dòng)調(diào)節(jié)的特種軸承難以被推廣使用。

4.2 基于液壓力的可調(diào)預(yù)緊技術(shù)

4.2.1 液壓驅(qū)動(dòng)軸承外圈的可調(diào)預(yù)緊技術(shù)

機(jī)床都配有液壓系統(tǒng)，用液壓力驅(qū)動(dòng)軸承外圈實(shí)現(xiàn)可調(diào)預(yù)緊的研究較早。圖12所示為德國(guó)GMN公司研制的軸承預(yù)緊補(bǔ)償裝置［32］，串聯(lián)軸承的內(nèi)圈由螺母固定，外圈由可移動(dòng)的軸套施加預(yù)緊力，軸套的移動(dòng)距離則由油腔的位移控制，合理控制油腔壓力即可調(diào)整軸承的預(yù)緊力。由可調(diào)液壓力提供預(yù)緊力的裝置簡(jiǎn)單可靠，基于該原理的軸承預(yù)緊技術(shù)應(yīng)用較為廣泛，沿用至今。

圖12 液壓驅(qū)動(dòng)的可調(diào)預(yù)緊Fig.12 The variable preload of hydraulic drive

4.2.2 液壓缸和彈簧聯(lián)合預(yù)緊技術(shù)

在油腔調(diào)節(jié)軸承外圈位移實(shí)現(xiàn)可調(diào)預(yù)緊的基礎(chǔ)上，將主軸轉(zhuǎn)速引入閉環(huán)控制，可實(shí)現(xiàn)電主軸預(yù)緊力的在線監(jiān)測(cè)和調(diào)整，如圖13所示［33］。該電主軸的軸承采用彈簧和微型液壓缸聯(lián)合預(yù)緊，并由編碼器采集電主軸轉(zhuǎn)速，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速低于某一閾值時(shí)，程序控制液壓缸和彈簧共同施加預(yù)緊力來(lái)獲得較大的剛度；當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速高于某一閾值時(shí)，液壓缸卸載，此時(shí)僅由彈簧施加較小的預(yù)緊力，從而降低高速段的軸承溫升。徐小平等［34］也發(fā)明了類(lèi)似的預(yù)緊裝置，不同之處是將液壓缸換成了環(huán)形小液壓缸直接與軸承接觸，從而省去了圖13中的直線軸承。

圖13 液壓缸和彈簧聯(lián)合預(yù)緊Fig.13 The hydraulic and spring unite preload

4.2.3 轉(zhuǎn)速分段可變預(yù)緊技術(shù)

基于液壓預(yù)緊調(diào)節(jié)技術(shù)，并結(jié)合現(xiàn)代檢測(cè)技術(shù)，電主軸轉(zhuǎn)速分段可調(diào)預(yù)緊技術(shù)得以應(yīng)用。高速段增大油腔壓力以施加較大的預(yù)緊力，低速段施加較小的預(yù)緊力，從而實(shí)現(xiàn)分段自動(dòng)預(yù)緊。基于該技術(shù)的電主軸軸承溫升試驗(yàn)結(jié)果表明［35］：在4 000 r/min以上的中高速區(qū)間段采用分段可調(diào)預(yù)緊方式比定位預(yù)緊方式的軸承溫升低5～10℃，并在全速范圍內(nèi)獲得相對(duì)穩(wěn)定的軸承剛度。

4.3 基于材料特性的可變預(yù)緊技術(shù)

4.3.1 密封液性塑料預(yù)緊技術(shù)

將軸承定壓預(yù)緊裝置中的彈簧換成一個(gè)密封液體調(diào)節(jié)環(huán)就形成了密封液性塑料預(yù)緊力調(diào)節(jié)裝置，如圖 14 所示［30，32］，該裝置主要包括中空?qǐng)A柱銷(xiāo)、活塞、彈簧、液性塑料和金屬薄膜等零件。密封環(huán)內(nèi)填充液性塑料，通過(guò)加壓柱改變液性塑料的壓力即可調(diào)節(jié)軸承的預(yù)緊力。

圖14 液性塑料預(yù)緊力調(diào)節(jié)裝置Fig.14 The liquid plastic preload adjusting device

調(diào)壓環(huán)安裝在軸承1和軸承2的外圈之間，承擔(dān)著軸承外圈隔套的作用。當(dāng)施加外力推動(dòng)活塞向下運(yùn)動(dòng)時(shí)，活塞通過(guò)液性塑料推動(dòng)金屬薄膜向外擴(kuò)張，推動(dòng)軸承1的外圈產(chǎn)生向右微小位移，同時(shí)軸承2的外圈產(chǎn)生向左的微小位移，從而對(duì)軸承施加合適的預(yù)緊力。

液性塑料預(yù)緊力調(diào)整裝置雖然能夠方便地調(diào)節(jié)軸承的預(yù)緊力，但存在三點(diǎn)不足：第一，需要定期重新標(biāo)定控制器的預(yù)緊力壓力曲線；第二，該裝置中未安裝傳感器，需要通過(guò)其他條件感知主軸溫度和轉(zhuǎn)速變化；第三，驅(qū)動(dòng)活塞的方式不宜實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化，外部體積較大。

4.3.2 形狀記憶合金彈簧預(yù)緊力調(diào)節(jié)技術(shù)

形狀記憶合金（shape memory alloys，SMA）是一種在加熱升溫后能完全消除其在低溫下發(fā)生的變形，恢復(fù)到變形前原始形狀的特殊合金材料［36］。用SMA制作的彈簧能夠隨溫度變化改變自身特性和剛度［37］，從而實(shí)現(xiàn)壓力調(diào)節(jié)?；赟MA彈簧的軸承預(yù)緊裝置與定壓預(yù)緊原理相同，只是用特殊的SMA彈簧替代了普通彈簧，從而實(shí)現(xiàn)了軸承的預(yù)緊力隨電主軸工作溫度變化而自動(dòng)調(diào)節(jié)。

1992年，KOICHIRO等［38］發(fā)明了基于記憶合金彈簧的軸承預(yù)緊力分段調(diào)節(jié)裝置，如圖15和圖16所示。該裝置的核心是激發(fā)溫度不同的3個(gè)記憶合金彈簧和1個(gè)常規(guī)彈簧。該組合彈簧能夠分成4段以調(diào)節(jié)軸承的預(yù)緊力。在圖15中，主軸12由軸承17支承，軸承內(nèi)圈被軸套28和螺母29固定，壓縮彈簧26通過(guò)壓板24、螺釘27和襯套25對(duì)軸承17的外圈施加預(yù)緊力。由圖16所示的Ⅱ-Ⅱ斷面圖可知，彈簧26共有16只，分成4組，分別編號(hào)為26a、26b、26c和26d，且交叉順次均勻分布在壓板24的外圍，其中26a、26b和26c由SMA材料制成，熱激發(fā)溫度分別為25℃、30℃和40℃，初始?jí)毫Ψ謩e為480 N、360 N和280 N，常規(guī)彈簧2d的初始?jí)毫?00 N。

圖15 記憶合金彈簧預(yù)緊力調(diào)節(jié)裝置Fig.15 The SMA spring preload adjusting device

圖16 調(diào)節(jié)裝置Ⅱ-Ⅱ斷面圖Fig.16 TheⅡ-Ⅱcross-section diagram

如表1所示，初始狀態(tài)下4組彈簧共同提供1 320 N的預(yù)緊力，當(dāng)溫度逐漸升高，3組SMA彈簧先后達(dá)到激發(fā)溫度而失去彈性，從而分4段調(diào)節(jié)軸承的預(yù)緊力?；赟MA彈簧的軸承分段預(yù)緊裝置結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，對(duì)溫度反應(yīng)較快，但只能按照預(yù)定的溫度分段調(diào)節(jié)軸承預(yù)緊力，不能實(shí)現(xiàn)連續(xù)調(diào)節(jié)，且彈簧彈力的一致性問(wèn)題也無(wú)法得到精確的控制，目前未見(jiàn)推廣使用。

表1 溫度分段的預(yù)緊力調(diào)節(jié)表Tab.1 Temperature classification preload adjustable table

4.3.3 雙金屬隔套預(yù)緊力調(diào)節(jié)技術(shù)

楊慶東等［39］將軸承定壓預(yù)緊裝置中的內(nèi)圈隔套替換為雙金屬材料隔套，實(shí)現(xiàn)了一定范圍內(nèi)軸承預(yù)緊力的連續(xù)自動(dòng)調(diào)節(jié)。用鋁合金和鋼兩種材料制作的雙金屬內(nèi)圈隔套預(yù)緊裝置如圖17所示。

圖17 雙金屬套筒可變預(yù)緊裝置Fig.17 The thermometal sleeve variable preload device

低溫時(shí)，鋼套筒1比鋁合金套筒2的尺寸稍大，由套筒1頂住軸承內(nèi)圈而施加軸向預(yù)緊。隨著電主軸轉(zhuǎn)速的增大和溫度的升高，熱膨脹系數(shù)較大的鋁合金套筒2的伸長(zhǎng)量比鋼套筒1的伸長(zhǎng)量稍大，并超出套筒1的長(zhǎng)度，推動(dòng)兩軸承的內(nèi)圈產(chǎn)生向右的微小位移，滾動(dòng)體與內(nèi)圈的接觸面減小，從而實(shí)現(xiàn)在高溫時(shí)減小軸承的預(yù)緊力。針對(duì)軸承中度預(yù)緊力所設(shè)計(jì)的雙層隔套的尺寸如表2所示［39］。

表2 軸承雙金屬隔套設(shè)計(jì)尺寸Tab.2 Design dimension of bearing thermometal sleeve

文獻(xiàn)［39］試驗(yàn)結(jié)果表明，中預(yù)緊力在（1.0～2.8）×103r/min的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)，軸承工作溫度從100℃降低到50～60℃，電主軸溫度分布也明顯改善，施加重預(yù)緊力時(shí)，在1.3×103r/min以下預(yù)緊力自動(dòng)調(diào)節(jié)效果較好。

雙金屬隔套雖然能夠在一定范圍內(nèi)實(shí)現(xiàn)預(yù)緊力自動(dòng)調(diào)節(jié)，但位移變化量?jī)H有31μm，軸承預(yù)緊力調(diào)節(jié)范圍僅450 N，無(wú)法滿足10 000 r/mim以上的調(diào)節(jié)需求，需要進(jìn)一步研究熱膨脹系數(shù)差距更大的雙金屬隔套，滿足高速電主軸軸承預(yù)緊力自動(dòng)調(diào)節(jié)的需求。

4.3.4 壓電陶瓷預(yù)緊力調(diào)節(jié)技術(shù)

壓電陶瓷是一種能夠?qū)C(jī)械能和電能互相轉(zhuǎn)換的功能陶瓷材料。單個(gè)壓電陶瓷片只能實(shí)現(xiàn)微米級(jí)位移伸長(zhǎng)，多塊壓電陶瓷片疊加所產(chǎn)生的累積效應(yīng)才能制作壓電陶瓷微位移驅(qū)動(dòng)器［40］。將壓電陶瓷疊片置于雙聯(lián)軸承內(nèi)部則可形成自預(yù)緊特種軸承［41］。初始預(yù)緊力由螺母提供，可調(diào)預(yù)緊力由內(nèi)置的環(huán)狀壓電陶瓷片提供，增大電壓后，壓電裝置在軸承內(nèi)部產(chǎn)生壓力，并推動(dòng)左右端外圈分別給左右兩端的滾動(dòng)體加壓，從而改變軸承預(yù)緊力和剛度。

PZT（鋯鈦酸鉛）壓電陶瓷棒集成在專(zhuān)用殼體內(nèi)形成壓電陶瓷微位移驅(qū)動(dòng)器，用該驅(qū)動(dòng)器替換定位預(yù)緊中的外圈隔套就形成了壓電陶瓷預(yù)緊裝置，改變電壓即可實(shí)現(xiàn)預(yù)緊力的連續(xù)調(diào)節(jié)。壓電陶瓷棒在400 V直流電壓下能產(chǎn)生700 N推力和35～40μm位移。文獻(xiàn)［42］實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，調(diào)整電壓可使軸承在2 000～6 000 r/min的范圍內(nèi)的應(yīng)變維持在15.5×10-6，但轉(zhuǎn)速超過(guò)8 000 r/min時(shí)，預(yù)緊力無(wú)法恒定，原因是壓電裝置與殼體的摩擦力太大。

較早將軸承壓電陶瓷預(yù)緊原理進(jìn)行工程應(yīng)用的是美國(guó)TRW航天科技集團(tuán)的工程師TED［43］。依靠Ted設(shè)計(jì)的兩個(gè)對(duì)頂壓電裝置的壓力控制，在14～58℃范圍內(nèi)獲得了相對(duì)恒定的軸承預(yù)緊力和摩擦力矩，從而減小了航空軸承對(duì)溫度的敏感性。

壓電陶瓷單獨(dú)產(chǎn)生的位移和預(yù)緊力較小，常將其與彈簧聯(lián)合作為電主軸軸承的預(yù)緊裝置，可以產(chǎn)生100 μm的位移和1000 N的預(yù)緊力［1，44］，也可將壓電陶瓷與微型液壓機(jī)構(gòu)聯(lián)合構(gòu)成預(yù)緊單元，如圖18［1，45］所示。將壓電陶瓷產(chǎn)生的位移和驅(qū)動(dòng)力經(jīng)柔性杠桿放大也能滿足軸承的預(yù)緊要求［46］。

圖18 壓電陶瓷和液壓聯(lián)合預(yù)緊裝置Fig.18 The preload device of piezoelectric ceramic and spring tegother

若將壓電陶瓷與測(cè)力傳感器集成則可實(shí)現(xiàn)軸承預(yù)緊力連續(xù)可調(diào)［47］。圖 19a［24］所示為集成式壓電驅(qū)動(dòng)器針對(duì)FAG HS7010軸承預(yù)緊力的試驗(yàn)裝置，左端是堆疊形PZT壓電陶瓷片，長(zhǎng)度為15 mm，直徑為10 mm，最大位移為20μm，最大推力為800 N。右端是測(cè)力傳感器，并由渦流位移傳感器測(cè)量軸承位移。由圖19b［24］可見(jiàn)，三個(gè)集成式壓電執(zhí)行器呈120°均布。基于該集成預(yù)緊裝置的電主軸功率為14 kW，最高轉(zhuǎn)速為24 000 r/min，在轉(zhuǎn)速增大和軸承溫度升高的情況下，軸承預(yù)緊力基本維持在初始狀態(tài)130 N不變。

圖19 集成式壓電預(yù)緊裝置Fig.19 The integration piezoelectric preload device

圖20 電磁鐵調(diào)壓預(yù)緊原理圖Fig.20 The schematic diagram of preloadby electromagn

基于該電磁調(diào)壓原理，采用NSK公司的7207 CTYN P4型軸承、測(cè)力傳感器和電磁力控制等制作樣機(jī)。試驗(yàn)結(jié)果表明，軸承預(yù)緊力隨電流非線性變化。如圖21［49］所示，當(dāng)電磁鐵吸合距離較近時(shí)，預(yù)緊力較為敏感，A區(qū)域控制效果比B區(qū)域好。該樣機(jī)獲得預(yù)緊力的試驗(yàn)值與軸承廠家給定的需求值相差4.2%，表明預(yù)緊力電磁調(diào)節(jié)方法有效。但是受制于電磁鐵的大體積和主軸系統(tǒng)的有限空間，使用電磁力調(diào)節(jié)技術(shù)難以獲得更大的軸承預(yù)緊力。

圖21 電磁鐵預(yù)緊力隨電流變化關(guān)系Fig.21 The preload of electromagnet changes with current

5 軸承自動(dòng)預(yù)緊技術(shù)

電主軸軸承可調(diào)預(yù)緊技術(shù)能依據(jù)軸承的轉(zhuǎn)速、溫度和軸系剛度等參數(shù)通過(guò)液壓技術(shù)、壓電技術(shù)和電磁技術(shù)等實(shí)現(xiàn)軸承預(yù)緊力的分段調(diào)節(jié)或連續(xù)調(diào)節(jié)，但都存在執(zhí)行機(jī)構(gòu)龐大、信號(hào)反饋與響應(yīng)不及時(shí)等問(wèn)題，需要研究對(duì)工況參數(shù)反饋及時(shí)、調(diào)節(jié)快速和機(jī)構(gòu)簡(jiǎn)單的動(dòng)態(tài)自動(dòng)預(yù)緊技術(shù)，并考慮轉(zhuǎn)速、溫度和剛度三個(gè)因素的相互影響。

5.1 離心塊預(yù)緊力自動(dòng)預(yù)緊技術(shù)

電主軸轉(zhuǎn)速越高，軸系零件的離心力就越大。直徑為7.144 mm鋼制滾珠在50 000 r/min時(shí)的離心力達(dá)到200 N以上時(shí)，同樣直徑的陶瓷球的離心力也達(dá)到了70 N［6］。因此可通過(guò)軸系離心質(zhì)量塊的離心力來(lái)反饋電主軸的轉(zhuǎn)速，若進(jìn)一步將徑向的離心力轉(zhuǎn)化為軸向力施加給軸承則可實(shí)現(xiàn)軸承預(yù)緊力的動(dòng)態(tài)自動(dòng)調(diào)節(jié)，基于該思想設(shè)計(jì)的離心力V形簧片轉(zhuǎn)換裝置如圖22［50］所示。

圖22 V形彈簧片離心力轉(zhuǎn)換裝置Fig.22 The V shape spring centrifugal force converter

圖22中，離心力轉(zhuǎn)換裝置由三種零件構(gòu)成，零件1為中空的開(kāi)槽圓筒，稱之為離心殼體。零件2是扇形塊，3個(gè)扇形塊共同形成一個(gè)圓環(huán)，高速旋轉(zhuǎn)時(shí)可在離心殼體內(nèi)沿徑向的導(dǎo)向槽移動(dòng)，并對(duì)零件3產(chǎn)生壓力。零件3是V形彈簧片，通過(guò)自身變形將零件2的離心力轉(zhuǎn)化為軸向力。本裝置中，扇形離心塊是轉(zhuǎn)速反饋和預(yù)緊驅(qū)動(dòng)元件，V形彈簧片是軸向力執(zhí)行元件，主軸的轉(zhuǎn)速越大，V形彈簧片變形越大，產(chǎn)生的軸向力也越大。將該離心力轉(zhuǎn)換裝置安裝在電主軸前端，如圖23所示，該裝置與螺母共同施加電主軸軸承預(yù)緊力，并實(shí)現(xiàn)預(yù)緊力隨主軸轉(zhuǎn)速自動(dòng)調(diào)節(jié)。

電主軸在高速精加工運(yùn)行階段，需要逐步減小軸承的預(yù)緊力，從而減少軸承發(fā)熱量。為了實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)速對(duì)軸承預(yù)緊力的負(fù)反饋效果，圖23中，經(jīng)離心塊和V形彈簧片產(chǎn)生的軸向力不是直接施加給電主軸的主軸承，而是通過(guò)輔助軸承來(lái)完成的。當(dāng)主軸高速旋轉(zhuǎn)時(shí)，軸向力施加到輔助軸承內(nèi)圈，并依次經(jīng)由輔助軸承的滾動(dòng)體、外圈和外圈套筒，最終將壓力傳遞給主軸承的外圈，并對(duì)主軸承的滾動(dòng)體減壓，從而實(shí)現(xiàn)主軸轉(zhuǎn)速增大而軸承預(yù)緊力相應(yīng)減小的自動(dòng)調(diào)節(jié)過(guò)程。針對(duì)離心力軸承預(yù)緊力自動(dòng)調(diào)節(jié)裝置的樣機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖24所示。

圖23 離心塊預(yù)緊力自動(dòng)調(diào)節(jié)原理圖Fig.23 The automatic adjustment schematic diagram of bearing preload by centrifugal quality

圖24 軸向載荷與轉(zhuǎn)速關(guān)系圖Fig.24 Axial load related to rotational speed

試驗(yàn)設(shè)定彈簧初始?jí)毫?00 N，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速達(dá)到2 000 r/min時(shí)開(kāi)始產(chǎn)生離心力和軸向位移，當(dāng)轉(zhuǎn)速為5 000 r/min時(shí)，離心力導(dǎo)致的軸向位移為773μm，對(duì)軸承外圈產(chǎn)生的壓力為150 N。試驗(yàn)表明，主軸轉(zhuǎn)速n增大，離心力增大，施加給主軸承外圈載荷F也增大，主軸承預(yù)緊力減小，且滿足：

試驗(yàn)驗(yàn)證了V形彈簧片離心力自動(dòng)預(yù)緊裝置的可行性，但是，該自動(dòng)預(yù)緊裝置在以下三個(gè)方面需要進(jìn)一步驗(yàn)證：①驗(yàn)證主軸剛度是否滿足要求，尤其是轉(zhuǎn)速達(dá)到20 000 r/min以上時(shí)能否滿足高速切削的實(shí)際需要；②驗(yàn)證扇形離心塊的結(jié)構(gòu)和質(zhì)量、V形彈簧片的彈性等因素對(duì)預(yù)緊力調(diào)節(jié)的影響問(wèn)題；③需要通過(guò)精密制造減小運(yùn)行噪聲，并提高可靠性。

5.2 離心式密封液體自動(dòng)預(yù)緊技術(shù)

基于密封液體的離心力軸承預(yù)緊力自動(dòng)調(diào)節(jié)裝置如圖 25［51］所示，主要由腔體、離心塊、密封液體、活塞、法蘭盤(pán)和密封圈等構(gòu)成。當(dāng)主軸轉(zhuǎn)速增大時(shí)，離心塊擠壓液體，施加給右端軸承的預(yù)緊力也增大，通過(guò)套筒傳遞到左端軸承外圈的壓力相應(yīng)增大，該壓力使得軸承滾動(dòng)體壓力減小，從而達(dá)到轉(zhuǎn)速增大而預(yù)緊力自動(dòng)減小的動(dòng)態(tài)預(yù)緊目標(biāo)。離心塊的質(zhì)量、密封液體彈性模量、泊松比、離心塊質(zhì)心到軸心的距離等參數(shù)是決定預(yù)緊力調(diào)節(jié)的關(guān)鍵，表4［51］列舉了一組仿真參數(shù)。

圖25 離心式密封液體預(yù)緊裝置Fig.25 The preload device by centrifugal seal liquid

表4 密封液體參數(shù)表Tab.4 Sealed liquid parameter table

針對(duì)表4參數(shù)的仿真結(jié)果表明，液體的軸向位移和壓力隨主軸轉(zhuǎn)速增大而增大，也隨離心塊質(zhì)量增大而增大，仿真結(jié)果從理論上闡明了基于特定離心塊和密封液體能夠?qū)崿F(xiàn)軸承的自動(dòng)預(yù)緊。由于缺乏針對(duì)該裝置的樣機(jī)試驗(yàn)，故在以下三個(gè)方面需要進(jìn)一步驗(yàn)證：驗(yàn)證主軸剛度是否滿足要求，驗(yàn)證溫度變化所引起的密封液體位移量，驗(yàn)證密封液體的高速旋轉(zhuǎn)密封可靠性。

5.3 均布式彈力環(huán)自動(dòng)預(yù)緊技術(shù)

基于開(kāi)槽彈力環(huán)的離心力軸承動(dòng)態(tài)預(yù)緊裝置如圖26［52］所示，該裝置主要包括開(kāi)槽彈力環(huán)、支撐環(huán)和鎖緊螺母三部分。彈力環(huán)起到反饋主軸轉(zhuǎn)速的作用，支撐環(huán)和螺母是施加初始預(yù)緊力的主要部件。

圖26 彈力環(huán)離心力自動(dòng)預(yù)緊裝置Fig.26 The automatic preload device by centrifugal force of elastic ring

如圖26所示，彈力環(huán)的截面類(lèi)似短錘子形，由質(zhì)量較大的錘部和較薄的法蘭構(gòu)成，并由徑向狹縫將環(huán)體分割成若干相等的質(zhì)量塊，主軸高速旋轉(zhuǎn)時(shí)，分散的錘頭質(zhì)量塊會(huì)產(chǎn)生較大離心力，實(shí)現(xiàn)對(duì)主軸轉(zhuǎn)速的反饋。彈力環(huán)的法蘭與螺母接觸，并由螺母給軸承施加初始預(yù)緊力。轉(zhuǎn)速增大時(shí)彈力環(huán)錘頭部分的離心力相應(yīng)增大，并沿徑向產(chǎn)生向外的微小位移，使得支撐環(huán)對(duì)軸承內(nèi)圈的壓力減小，軸承預(yù)緊力則相應(yīng)地減小，從而實(shí)現(xiàn)隨主軸速度增大，軸承預(yù)緊力自動(dòng)減小。基于該裝置樣機(jī)針對(duì)同一軸承三種預(yù)緊方式的對(duì)比實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖27所示。圖27數(shù)據(jù)表明，基于彈力環(huán)離心力的動(dòng)態(tài)預(yù)緊裝置能夠在高速時(shí)顯著減小軸承的預(yù)緊力，且預(yù)緊力與轉(zhuǎn)速的平方成負(fù)相關(guān)關(guān)系。

圖27 彈力環(huán)動(dòng)態(tài)預(yù)緊效果對(duì)比圖Fig.27 The automatic preload effect contrast of elastic ring

彈力環(huán)離心力動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)裝置的關(guān)鍵在于彈力環(huán)的尺寸、質(zhì)量和薄壁法蘭的厚度，轉(zhuǎn)速越高離心力越大，應(yīng)減小彈力環(huán)離心塊的質(zhì)量和增加薄壁法蘭的厚度，實(shí)際應(yīng)用中還要考慮潤(rùn)滑和彈力環(huán)自身摩擦和發(fā)熱的問(wèn)題，尤其還需要針對(duì)電主軸20 000 r/min以上的轉(zhuǎn)速工況進(jìn)一步優(yōu)化彈力環(huán)動(dòng)態(tài)預(yù)緊裝置的結(jié)構(gòu)。

5.4 權(quán)重系數(shù)法確定最優(yōu)預(yù)緊力

軸承最佳預(yù)緊力要綜合考慮軸承壽命、剛度、溫升和陀螺運(yùn)動(dòng)等因素的影響，并以軸承的設(shè)計(jì)壽命最大、溫升最小和陀螺運(yùn)動(dòng)最小等三個(gè)條件尋求最優(yōu)的軸承預(yù)緊力，在軸承設(shè)計(jì)壽命最大的區(qū)域?qū)㈩A(yù)緊力分成A、B、C三個(gè)區(qū)間，見(jiàn)圖 28［53］。

A區(qū)間，軸承轉(zhuǎn)速較低，滾動(dòng)體不產(chǎn)生陀螺運(yùn)動(dòng)，是獲得高剛度的最大預(yù)緊力區(qū)域。C區(qū)間，軸承轉(zhuǎn)速較高，但是預(yù)緊力不足，從而導(dǎo)致滾動(dòng)體產(chǎn)生一定的陀螺運(yùn)動(dòng)。B區(qū)間介于二者之間，是兼顧四個(gè)要素的最優(yōu)區(qū)間。為了滿足在三個(gè)區(qū)間都能獲得最佳預(yù)緊力，給出了由最大預(yù)緊力Pmax、最小預(yù)緊力Pmin和各自對(duì)應(yīng)的權(quán)重系數(shù)w1和w2所構(gòu)成的最佳預(yù)緊力計(jì)算方法（權(quán)重系數(shù)見(jiàn)表5）：

Poptimal=Pmaxw1+Pminw2（3）

圖28 軸承預(yù)緊力最優(yōu)區(qū)間Fig.28 The optimal section of bearing preload

表5 最優(yōu)預(yù)緊力權(quán)重系數(shù)表Tab.5 The optimum weight factor table

最優(yōu)預(yù)緊力的權(quán)重系數(shù)是基于經(jīng)驗(yàn)值確定的，電主軸軸承運(yùn)行在不同工況是否都滿足比例系數(shù)還需要進(jìn)一步研究，該方法僅給出了算法，且還需研究用何種裝置實(shí)現(xiàn)比例調(diào)節(jié)。

6 結(jié)論

綜上所述，電主軸軸承未來(lái)預(yù)緊技術(shù)可在以下五個(gè)方面深入研究。

（1）進(jìn)一步研究基于液壓和壓電原理的預(yù)緊力調(diào)節(jié)技術(shù)，探求結(jié)構(gòu)更小、產(chǎn)生位移更大的微型壓電執(zhí)行機(jī)構(gòu)，形成基于轉(zhuǎn)速反饋和溫度反饋的預(yù)緊力自動(dòng)調(diào)節(jié)系統(tǒng)，提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性和響應(yīng)快速性。

（2）進(jìn)一步研究基于雙金屬隔套不同熱膨脹特性的定位預(yù)緊裝置，探求如金屬鎘、鋅和鉛等熱膨脹系數(shù)更大的金屬或合金，滿足隨電主軸溫度升高而軸承預(yù)緊力自動(dòng)減小的線性關(guān)系，且套筒剛度和熱穩(wěn)定性要更好。

（3）進(jìn)一步研究基于軸系離心質(zhì)量的預(yù)緊力自動(dòng)調(diào)節(jié)裝置，探求密度更大、體積更小、結(jié)構(gòu)更簡(jiǎn)單的離心質(zhì)量塊，對(duì)于軸系密封液體離心質(zhì)量塊則需要研究其密封問(wèn)題和型腔的結(jié)構(gòu)問(wèn)題，探求將離心力轉(zhuǎn)化為軸向力更為簡(jiǎn)單可靠的裝置，并保證離心力預(yù)緊裝置的剛度要求，提高離心塊的制造和安裝精度，避免給主軸引入不平衡質(zhì)量，滿足該裝置在更高轉(zhuǎn)速主軸上的應(yīng)用要求。

（4）開(kāi)發(fā)不依靠傳感器，能反饋電主軸轉(zhuǎn)速和溫度變化，并具有較大位移的自動(dòng)執(zhí)行機(jī)構(gòu)。例如將密封的金屬汞作為離心質(zhì)量塊，利用其良好的熱膨脹特性反饋溫度變化，還能利用較大的位移作為驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)，研究溫度、位移和推力之間的關(guān)系，并合理解決液態(tài)汞的儲(chǔ)存、密封、膨脹空間和推力機(jī)構(gòu)之間的矛盾。

（5）結(jié)合現(xiàn)代傳感、檢測(cè)和控制技術(shù)，開(kāi)發(fā)軸承預(yù)緊力在線測(cè)量和動(dòng)態(tài)調(diào)整的小型或微型機(jī)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)高度集成，滿足更高轉(zhuǎn)速和更大剛度的電主軸軸承預(yù)緊需求。