CN111539075B - 阀套内锥面锥角偏差精度模型构建方法 - Google Patents

Abstract

阀套内锥面锥角偏差精度模型构建方法，首先通过分析阀套阀芯结构装配关系及运行方式，确定影响阀套内锥面锥角精度的因素，而后以阀套内锥面的理论设计母线为中心位置建立阀套内锥面锥角偏差模型，为偏差精度设计提供理论依据，从而获得上下偏差的理论极限值，偏差角边界线以母线的中心点做旋转，且偏差角边界线的延长线与锥面大圆所在平面的交点不得超出最大法向磨削量所限定的范围、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；最后根据最终确定的上下偏差精度要求，验证阀套内锥面锥角偏差模型，进一步反馈并修正上下偏差，使进一步的约束值更符合实际制造公差需要。

Description

阀套内锥面锥角偏差精度模型构建方法

技术领域

本发明涉及阀套内锥面锥角偏差构建技术领域，尤其涉及一种阀套内锥 面锥角偏差精度模型构建方法。

背景技术

液压控制阀按照阀芯结构分为滑阀、球阀和锥阀，锥阀的阀芯或阀套密 封面为锥面，即此得名“锥阀”，而锥阀又分阀芯外锥面和阀套内锥面。目前 对于阀套锥角内锥面的精度设计要求一般由设计人员根据经验给定，有设计 人员会盲目提高精度要求，从而造成不必要的加工困难，也有设计人员对给 定的精度要求是否能够达到技术要求，不能准确判断，更缺乏与实际工艺相结合的理论依据，进而影响批量产品质量的稳定性、一致性以及后期的使用 寿命。

发明内容

本发明所解决的技术问题在于提供一种阀套内锥面锥角偏差精度模型构 建方法，以解决上述背景技术中的问题。

本发明所解决的技术问题采用以下技术方案来实现：

阀套内锥面锥角偏差精度模型构建方法，具体步骤如下：

1)确定影响阀套内锥面锥角偏差精度的因素

1.1阀套阀芯装配结构分析

阀芯设置于阀套内，且两者间隙配合，阀芯的密封外圆与其左端面形成 密封线，密封线与阀套内锥面接触形成接触密封圆，接触密封圆直径与密封 外圆直径一致，接触密封圆所在平面为密封接触截面，外锥面与阀块接触定 位密封，阀套内锥面的小圆直径为进油通径，锥面大圆直径为阀套内锥面与 阀套内槽油腔端面形成的截圆直径，与密封线上下两端分别连接的阀套内锥面母线构成阀套内锥面锥角；阀套滑动套装于先导阀座上，阀套、阀芯分别 在与先导阀座之间设置有预压弹簧，阀套复位弹簧力作用在定位基准面上， 阀芯复位弹簧力作用在阀芯内腔环形端面上，在阀芯复位弹簧力的作用下密 封线与阀套内锥面接触密封，在阀套复位弹簧力和阀芯复位弹簧力的共同作 用下阀套与阀块接触密封；

补油时压力油通过阀套的面积差作用以克服阀套复位弹簧力和阀芯复位 弹簧力的作用力，使阀套脱离与阀块接触开启补油；当高压油作用在阀芯两 端时，由于阀芯的密封外圆直径与配合外圆直径存在差值，即存在压力作用 面积差，系统压力未达到设定值时，密封线与阀套内锥面应力接触，当系统 压力达到开启压力时，密封线与阀套内锥面脱离接触开启卸荷；

综上，对阀套内锥面锥角偏差精度要求的影响因素有：1.溢流阀的静、 动态特性；2.补油开启压力；3.基于特定制造工艺的使用寿命；

1.2溢流阀的静、动态特性对内锥面锥角精度要求

因阀套内锥面锥角的设定值在溢流阀的静、动态特性中有着诸多的相互 矛盾，故对阀套内锥面锥角值的最终设定，是根据溢流阀应用工况的静、动 态特性要求权衡利弊后的最优化选定；

主阀口节流方程为：

主阀口稳态液动力方程为：

F_W＝2CXD₁psinα   (2)

式(1)～(2)中：Q_V–为通过主阀口的溢流量；

F_W–为主阀口稳态液动力轴向分力；

C–为主阀口的溢流量系数；

X–为主阀开口量；

D₁–为主阀密封直径；

α-为阀套内锥面锥角；

γ-为液流重度；

g-为重力加速度；

p-为溢流阀调定压力；

由式(1)和式(2)可知，阀套内锥面锥角值给定后的偏差对相关静动 态特性的影响较小，在选定阀套内锥面锥角基值为65°时，阀套内锥面锥角值 ±1°的正弦值相对基值的正弦值影响均在千分位，相对于两者的基数，该影响 可以忽略；而±1°的加工误差属于粗糙等级精度；

1.3补油开启压力对内锥面锥角精度要求

采用常压补油的单向阀开启压力设计值一般小于0.3bar，带补油泵的补油 单向阀开启压力设计值一般为25±5bar，由式(3)可知影响补油开启压力： 一是单向阀弹簧的刚度偏差，二是影响弹簧压缩量的轴向尺寸制造误差，三 是单向阀补油面积差的直径制造误差；

单向阀补油方程为：

P_bΔS＝P′₁·ΔL₁+P′₂·ΔL₂+F_m   (3)

式(3)中：P_b–为单向阀补油开启压力；

P₁′-为补油弹簧1刚度；

P₂′-为补油弹簧2刚度；

ΔL₁-为补油弹簧1装配轴向压缩量；

ΔL₂-为补油弹簧2装配轴向压缩量；

F_m-为摩擦阻力；

ΔS-为单向阀补油面积差；

对于常规数控车削设备，单向阀补油面积差两端的直径制造误差能够控 制在±0.015mm，面积差的极限偏差百分比低于1％，故该因素可以忽略；补 油弹簧的压力偏差技术要求控制在10％以内，这是影响补油压力的主要因素， 其极限偏差转换后占补油开启压力设定偏差的50％，剩余50％的偏差分配给 轴向尺寸误差；先导阀座的安装定位面与弹簧支撑面的轴向尺寸、阀块插孔 轴向尺寸以及外螺套轴向定位尺寸均由机床自身精度保证，可忽略不计，外 锥面与定位基准面之间的尺寸能够相对较容易获得较高精度，假设定位基准 面至阀套与阀块接触密封线的尺寸误差为±0.2mm，该尺寸误差对阀套复位弹簧力和阀芯复位弹簧力均有影响，对补油开启压力的作用力是两者的合成， 其极限偏差转换后占补油开启压力设定偏差值小于5％，密封线定位尺寸及阀 芯轴向尺寸同样给出误差为±0.2mm，其对补油开启压力的影响同样小于5％，前后两者所占百分比小于10％，远小于整体偏差的50％；故就阀套内锥面轴 向尺寸制造误差对补油压力的影响，其密封线定位尺寸的误差设定为±0.2mm， 对常规的数控设备及内圆磨加工属于中等精度要求；

1.4使用寿命对内锥面锥角精度要求

锥阀处于关闭状态时，阀套内锥面承受阀芯的高压静态载荷，但在卸荷 后关闭瞬间产生冲击，故对阀套内锥面的要求是阀套基体部分需具备一定的 耐冲击韧性，表层一定深度部分还需具备相应的硬度，同时满足耐磨、耐压 和耐冲击的特性，以达到预设计的使用寿命，为此阀套的材料工艺采用高强 度调质料，在机加工时留有磨削余量，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磨削精加工，但碳氮共渗层较浅，一般经济要求为0.4～0.5mm，为获得表面高硬度，阀套内锥面渗层的最大法向磨削量必须控制在0.1mm以内，即下偏差角、上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；

2)构建基于工艺要求的阀套内锥面锥角偏差模型

基于步骤1)中影响阀套内锥面锥角精度的因素，阀套内锥面锥角的设计 基础参数项为阀套内锥面两端的大小圆和锥角，大圆直径即为锥面大圆直径， 小圆直径即为进油通径，锥角即为阀套内锥面锥角；以阀套内锥面的理论设 计母线为中心位置建立阀套内锥面锥角偏差模型，偏差角边界线以母线的中心点做旋转，且偏差角边界线的延长线与锥面大圆所在平面的交点不得超出 最大法向磨削量所限定的范围、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，由于阀套内锥面锥角并 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，阀套实际内锥面锥角＜90°，故上偏差角边界线的上端先达到上极限位 置、下偏差角边界线的下端先达到下极限位置；据此，上偏差角根据上极限 位置端点和中心点求取，下偏差角根据下极限位置端点和中心点求取，且该 方式所求取的上偏差角数值与下偏差角数值略小于通过拉对角线方式所得到 的上偏差值与下偏差值，故该值是对理论最大偏差值的进一步收缩，经运算后得两者的计算方程式(4)和式(5):

上偏差角β的计算方程式：

下偏差角θ的计算方程式：

式中：β-为上偏差角；

θ-为下偏差角；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ζ₁-为最大法向磨削量；

ΔA-为锥面大圆D_i和进油通径D_p的差值；

3)验证阀套内锥面锥角偏差模型

由式(4)和式(5)可知，决定上偏差角和下偏差角的因素包括锥面大 圆、进油通径、最大法向磨削量以及阀套内锥面锥角，设置计算参数，分别 代入式(4)和式(5)，算出上偏差角值与下偏差角值；结合内圆磨加工能力 及其他因素对阀套内锥面锥角的精度要求，对上下偏差作进一步约束，最终 设计精度确定为±1°；

根据最终确定的上下偏差精度要求，密封圆轴向磨削量随着上偏差角、 下偏差角的变化而改变，经运算后得阀套内锥面锥角处于上偏差状态时的最 大磨削量计算方程式(6)与阀套内锥面锥角处于下偏差状态时的最大磨削量 计算方程式(7)，由式(6)和式(7)可知，当阀套内锥面锥角为理想状态设计值时，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一致，此时亦是密封圆轴向磨削量的最大值， 由式(6)可知，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(7)可知，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；

上偏差时最大磨削量λ′_2max的计算方程式：

式中：λ′_2max-为内锥面锥角上偏差密封圆轴向最大磨削量；

β′-为上偏差角实际值；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ΔB-为[(D_i-D₁)/2]+[ζ₁/2cos(α/2)]；

ΔC-为[(D_i-D₁)/2]-[ζ₁/2cos(α/2)]；

下偏差时最大磨削量λ″_2max的计算方程式：

式中：λ″_2max-为内锥面锥角下偏差密封圆轴向最大磨削量；

θ′-为下偏差角实际值；

ζ₁-为最大法向磨削量；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ΔD-为(D₁-D_p)/2；

当阀套内锥面锥角为理想设计值时，密封圆轴向最小磨削量能够向零趋 近，但实际阀套内锥面锥角存在偏差，为保证整个阀套内锥面的磨削完整性， 对应阀套内锥面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 削量的最小值；经运算后可得阀套内锥面锥角处于上偏差状态时的最小磨削 量计算方程式(8)及阀套内锥面锥角处于下偏差状态时的最小磨削量计算方 程式(9)，由式(8)和式(9)可知，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；

上偏差时最小磨削量λ′_2min的计算方程式：

式中：λ′_2min-为内锥面锥角上偏差密封圆轴向最小磨削量；

β′-为上偏差角实际值；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ΔD-为(D₁-D_p)/2；

下偏差时最小磨削量λ″_2min的计算方程式：

式中：λ″_2min-为内锥面锥角下偏差密封圆轴向最小磨削量；

θ′-为下偏差角实际值；

ζ₁-为最大法向磨削量；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ΔC-为[(D_i-D₁)/2]-[ζ₁/2cos(α/2)]；

以设置的数据作为定量分析基础，将数据分别代入式(6)、式(7)、式 (8)、式(9)，得到密封圆轴向磨削量偏差与公差变化趋势特性图；因数值 差的变化较小，各曲线在整体上呈近似直线变化；

当阀套内锥面锥角处于上偏差时的密封圆轴向最大磨削量变化率＜阀套 内锥面锥角处于下偏差时的变化率；当阀套内锥面锥角处于下偏差时的密封圆轴向最小磨削量变化率＞阀套内锥面锥角处于下偏差时的变化率；而上下 偏差状态的公差变化率整体近似一致，即在对应相同的上下偏差角值时所得 到的密封圆轴向磨削量公差值一致；从密封圆轴向磨削量偏差与公差变化趋 势特性图得到，相同的上偏差角与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， 设定阀套内锥面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 来阀套内锥面变形，需要较大的轴向磨削量拟补变形缺陷时，在靠近理想设 计值的同时，设置阀套内锥面锥角处于上偏差状态较为有利。

有益效果：本发明通过构建阀套内锥面锥角偏差模型为偏差精度设计提 供理论依据，从而获得上下偏差的理论极限值；并对阀套内锥面锥角偏差模 型进行验证应用分析，进一步反馈并修正上下偏差，使进一步的约束值更符 合实际制造公差的需要；最后通过对变化趋势特性图分析可知，上下偏差状 态直接影响轴向磨削量及轴向磨削位置，在实际生产过程中，可根据实际需要调整加工偏差状态，这对制造过程控制具有较强的指导意义，进而保证批 量产品质量的稳定性与一致性以及使用寿命。

附图说明

图1为本发明的较佳实施例的阀套与阀芯装配示意图。

图2为本发明的较佳实施例的阀套结构示意图。

图3为本发明的较佳实施例的角度偏差原理示意图。

图4为本发明的较佳实施例中的密封圆轴向磨削量偏差与公差变化趋势 特性示意图。

附图标注：

图1：B为阀块，V为阀套，N为内锥面，W为外锥面，S为阀芯，k为 密封线，d₀为配合外圆直径，d₁为密封外圆直径，D_p为进油通径，F₁为阀套 复位弹簧力，F₂为阀芯复位弹簧力；

图2：α为阀套内锥面锥角，L₀为密封线定位长度尺寸，L₁为基准转移长 度尺寸，y为密封接触截面，e为转移基准面，h为定位基准面，D₀为配合内 孔直径，D₁为接触密封圆直径，D_i为锥面大圆直径；

图3：θ为下偏差角，β为上偏差角，D_c为中心圆，D₁为接触密封圆，α/2 为阀套内锥面半角，D_i为锥面大圆，D_p为进油通径，ζ₁为最大法向磨削量，λ₁为最大法向磨削量对应轴向尺寸，ζ₂为密封圆法向磨削量，λ₂为密封圆轴向磨 削量。

具体实施方式

为了使本发明实现的技术手段、创作特征、达成目的与功效易于明白了 解，下面结合具体图示，进一步阐述本发明。

阀套内锥面锥角偏差精度模型构建方法，具体步骤如下：

1)确定影响阀套内锥面锥角精度的因素

1.1阀套阀芯结构装配结构分析

如图1、图2所示，阀芯S设置于阀套V内，且两者间隙配合，阀芯S 的密封外圆与其左端面形成密封线k，密封线k与阀套内锥面N接触形成接触 密封圆，接触密封圆直径D₁与密封外圆直径d₁一致，接触密封圆所在平面为 密封接触截面y，外锥面W与阀块B接触定位密封，阀套内锥面N的小圆直 径为进油通径D_p，锥面大圆直径D_i为阀套内锥面N与阀套内槽油腔端面形成 的截圆直径，阀套内锥面锥角α为阀套内锥面N的全角；阀套V滑动套装于 先导阀座上，阀套V、阀芯S分别在与先导阀座之间设置有预压弹簧，阀套复 位弹簧力F₁作用在定位基准面h上，阀芯复位弹簧力F₂作用在阀芯内腔环形 端面上，在阀芯复位弹簧力F₂的作用下密封线k与阀套内锥面N接触密封， 在F₁和F₂的共同作用下阀套V与阀块B接触密封；

补油时压力油通过阀套V的面积差作用以克服F₁和F₂的作用力，使阀套 V脱离与阀块B接触开启补油；当高压油作用在阀芯S两端时，由于阀芯S 的密封外圆直径d₁与配合外圆直径d₀存在差值，即存在压力作用面积差，系 统压力未达到设定值时，密封线k与阀套内锥面N应力接触，当系统压力达 到开启压力时，密封线k与阀套内锥面N脱离接触开启卸荷；

表1 角度偏差正弦值差异表

综上，对阀套内锥面锥角偏差精度要求的影响因素有：1.溢流阀的静、 动态特性；2.补油开启压力；3.基于特定制造工艺的使用寿命；

1.2溢流阀的静、动态特性对内锥面锥角精度要求

阀套内锥面锥角α的设定值在溢流阀的静、动态特性中有着诸多的相互 矛盾，例如：对于溢流量而言，阀套内锥面锥角α趋于其正弦值最大有益， 但为了获得较小的液动力影响，阀套内锥面锥角α趋于其正弦值最小较为有 利；故对阀套内锥面锥角α值的最终设定，是根据溢流阀应用工况的静、动 态特性要求权衡利弊后的最优化选定；

主阀口节流方程为：

主阀口稳态液动力方程为：

F_W＝2CXD₁psinα   (2)

式中：Q_V–为通过主阀口的溢流量；

F_W–为主阀口稳态液动力轴向分力；

C–为主阀口的溢流量系数；

X–为主阀开口量；

D₁–为主阀密封直径；

α-为阀套内锥面锥角；

γ-为液流重度；

g-为重力加速度；

p-为溢流阀调定压力；

由式(1)和式(2)可知，阀套内锥面锥角α值给定后的偏差对相关静 动态特性的影响较小，如表1所示，在选定阀套内锥面锥角α基值为65°时， 阀套内锥面锥角α值±1°的正弦值相对基值的正弦值影响均在千分位，相对于 两者的基数，该影响可以忽略；而±1°的加工误差属于粗糙等级精度；

1.3补油开启压力对内锥面锥角精度要求

采用常压补油的单向阀开启压力设计值一般小于0.3bar，带补油泵的补油 单向阀开启压力设计值一般为25±5bar，由式(3)可知影响补油开启压力： 一是单向阀弹簧的刚度偏差，二是影响弹簧压缩量的轴向尺寸制造误差，三是单向阀补油面积差的直径制造误差；

单向阀补油方程为：

P_bΔS＝P′₁·ΔL₁+P′₂·ΔL₂+F_m   (3)

式中：P_b–为单向阀补油开启压力；

P₁′-为补油弹簧1刚度；

P₂′-为补油弹簧2刚度；

ΔL₁-为补油弹簧1装配轴向压缩量；

ΔL₂-为补油弹簧2装配轴向压缩量；

F_m-为摩擦阻力；

ΔS-为单向阀补油面积差；

对于常规数控车削设备，单向阀补油面积差两端的直径制造误差能够控 制在±0.015mm，面积差的极限偏差百分比低于1％，故该因素可以忽略；补 油弹簧的压力偏差技术要求控制在10％以内，这是影响补油压力的主要因素， 其极限偏差转换后占补油开启压力设定偏差的50％，剩余50％的偏差分配给 轴向尺寸误差；先导阀座的安装定位面与弹簧支撑面的轴向尺寸、阀块插孔 轴向尺寸以及外螺套轴向定位尺寸均由机床自身精度保证，可忽略不计，外 锥面W与定位基准面h之间的尺寸能够相对较容易获得较高精度，假设定位基准面h至阀套V与阀块B接触密封线的尺寸误差为±0.2mm，该尺寸误差对 F₁和F₂均有影响，对补油开启压力的作用力是两者的合成，其极限偏差转换 后占补油开启压力设定偏差值小于5％，密封线定位尺寸L₀及阀芯S轴向尺寸 同样给出误差为±0.2mm，其对补油开启压力的影响同样小于5％，前后两者 所占百分比小于10％，远小于整体偏差的50％；故就阀套内锥面N轴向尺寸 制造误差对补油压力的影响，其密封线定位尺寸L₀的误差设定为±0.2mm，对 常规的数控设备及内圆磨加工属于中等精度要求；

1.4使用寿命对内锥面锥角精度要求

1.4.1阀套工况及工艺

锥阀处于关闭状态时，阀套内锥面N承受阀芯S的高压静态载荷，但在卸 荷后关闭瞬间产生冲击，故对阀套内锥面N要求是阀套V基体部分需具备一 定的耐冲击韧性，表层一定深度部分还需具备相应的硬度，同时满足耐磨、 耐压和耐冲击的特性，以达到预设计的使用寿命，为此阀套V的材料工艺采 用高强度调质料，在机加工时留有磨削余量，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磨削精加工，但碳氮共渗层较浅，一般经济要 求为0.4～0.5mm，为获得表面高硬度，如图3所示，阀套内锥面N渗层的最 大法向磨削量ζ₁必须控制在0.1mm以内，即下偏差角θ、上偏差角β达到极 限位置时两端的最大磨削量均不得超出0.1mm；

2)构建基于工艺要求的阀套内锥面锥角偏差模型

如图3所示，获得上下偏差角度的最直接方式是在阀套内锥面N法向0.1mm厚度所形成的梯形内拉对角线，两条对角线分别与理想阀套内锥面N 形成的小夹角即为上下偏差的理论最大值，但这样得到的偏差值所依赖的梯 形四个顶点并非该阀套内锥面N的设计基础参数项；基于步骤1)中影响阀 套内锥面锥角精度的因素，阀套内锥面N锥角的设计基础参数项为阀套内锥 面两端的大小圆和锥角，大圆直径即为锥面大圆直径D_i，小圆直径即为进油 通径D_p，锥角即为阀套内锥面锥角α；以阀套内锥面N的理论设计母线为中 心位置建立阀套内锥面锥角偏差模型，偏差角边界线以母线的中心点做旋转， 且偏差角边界线的延长线与锥面大圆所在平面的交点不得超出最大法向磨削 量ζ₁所限定的范围、偏差角边界线的延长线与进油通径D_p所在圆柱面的交点 亦不得超出最大法向磨削量ζ₁所限定的范围，鉴于阀套内锥面锥角α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， 阀套实际内锥面锥角α＜90°，故上偏差角β边界线的上端先达到上极限位置、 下偏差角θ边界线的下端先达到下极限位置；据此，上偏差角β根据上极限位置端点和中心点求取，下偏差角θ根据下极限位置端点和中心点求取，且 该方式所求取的上偏差角数值与下偏差角数值略小于通过拉对角线方式所得 到的上偏差值与下偏差值，故该值是对理论最大偏差值的进一步收缩，经运 算后得两者的计算方程式(4)和式(5):

上偏差角β的计算方程式：

下偏差角θ的计算方程式：

式中：β-为上偏差角；

θ-为下偏差角；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ζ₁-为最大法向磨削量；

ΔA-为锥面大圆D_i和进油通径D_p的差值；

3)验证阀套内锥面锥角偏差模型

由式(4)和式(5)可知，决定上偏差角β和下偏差角θ的因素包括锥 面大圆D_i、进油通径D_p、最大法向磨削量ζ₁以及阀套内锥面锥角α，以先导 式溢流阀设计为例，溢流阀计算参数如表2所示，分别代入式(4)和式(5)， 算出上偏差角β值为1.368°、下偏差角θ值为1.339°；而基于表2中参数采用 拉对角的方式获得的上偏差角β值为1.405°、下偏差角θ值为1.374°，结合内 圆磨加工能力及其他因素对阀套内锥面锥角α的精度要求，对上下偏差作进一步约束，最终设计精度可确定为±1°，约束值更符合实际制造公差的需要；

表2 溢流阀计算参数表

根据最终确定的上下偏差精度要求，密封圆轴向磨削量λ₂随着上偏差角、 下偏差角的变化而改变，经运算后得阀套内锥面锥角α处于上偏差状态时的 最大磨削量计算方程式(6)与阀套内锥面锥角α处于下偏差状态时的最大磨 削量计算方程式(7)，由式(6)和式(7)可知，当阀套内锥面锥角α为理 想状态设计值时，密封圆法向磨削量ζ₂与最大法向磨削量ζ₁一致，密封圆轴 向磨削量λ₂与最大法向磨削量对应轴向尺寸λ₁一致，此时亦是密封圆轴向磨 削量λ₂的最大值，由式(6)可知，随着上偏差角实际值β′的增大，上偏差时 的密封圆轴向最大磨削量λ′_2max逐渐减小；由式(7)可知，随着下偏差角实际值θ′的增大，下偏差时的密封圆轴向最大磨削量λ″_2max亦呈逐渐减小趋势；

上偏差时最大磨削量λ′_2max的计算方程式：

式中：λ′_2max-为内锥面锥角上偏差密封圆轴向最大磨削量；

β′-为上偏差角实际值；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ΔB-为[(D_i-D₁)/2]+[ζ₁/2cos(α/2)]；

ΔC-为[(D_i-D₁)/2]-[ζ₁/2cos(α/2)]；

下偏差时最大磨削量λ″_2max的计算方程式：

式中：λ″_2max-为内锥面锥角下偏差密封圆轴向最大磨削量；

θ′-为下偏差角实际值；

ζ₁-为最大法向磨削量；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ΔD-为(D₁-D_p)/2；

当阀套内锥面锥角α为理想设计值时，密封圆轴向最小磨削量λ₂能够向 零趋近，但实际阀套内锥面锥角α存在偏差，为了保证整个阀套内锥面N的 磨削完整性，对应阀套内锥面锥角α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λ₂的最小值；经运算后可得阀套内锥面锥角α处于上偏差 状态时的最小磨削量计算方程式(8)及阀套内锥面锥角α处于下偏差状态时 的最小磨削量计算方程式(9)，由式(8)和式(9)可知，随着上偏差角实际值β′的增大，上偏差时的密封圆轴向最小磨削量λ′_2max逐渐增大；随着下偏差 角实际值θ′的增大，下偏差时的密封圆轴向最小磨削量λ″_2max亦呈逐渐增大趋势；

上偏差时最小磨削量λ′_2min的计算方程式：

式中：λ′_2min-为内锥面锥角上偏差密封圆轴向最小磨削量；

β′-为上偏差角实际值；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ΔD-为(D₁-D_p)/2；

下偏差时最小磨削量λ″_2min的计算方程式：

式中：λ″_2min-为内锥面锥角下偏差密封圆轴向最小磨削量；

θ′-为下偏差角实际值；

ζ₁-为最大法向磨削量；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ΔC-为[(D_i-D₁)/2]-[ζ₁/2cos(α/2)]；

以上述锥阀数据作为定量分析基础，将数据分别代入式(6)、式(7)、 式(8)、式(9)，得到如图4所示，密封圆轴向磨削量λ₂随上偏差角与下偏 差角变化的上下偏差极限值及对应公差值变化趋势特性图；图4中，右部实 线条为阀套内锥面锥角α处于上偏差时的密封圆轴向最大磨削量的变化曲线， 右部虚线条为阀套内锥面锥角α处于上偏差时的密封圆轴向最小磨削量的变 化曲线；左部实线条为阀套内锥面锥角α处于下偏差时的密封圆轴向最大磨削量的变化曲线，左部虚线条为阀套内锥面锥角α处于下偏差时的密封圆轴 向最小磨削量的变化曲线；右部点划线条为阀套内锥面锥角α处于上偏差时 的密封圆轴向磨削量公差值的变化曲线，左部点划线条为阀套内锥面锥角α 处于下偏差时的密封圆轴向磨削量公差值的变化曲线；因数值差的变化较小， 各曲线在整体上呈近似直线变化。

由图4中各曲线的变化趋势可知，当阀套内锥面锥角α处于上偏差时的 密封圆轴向最大磨削量变化率＜阀套内锥面锥角α处于下偏差时的变化率； 当阀套内锥面锥角α处于下偏差时的密封圆轴向最小磨削量变化率＞内锥面 锥角α处于下偏差时的变化率；而上下偏差状态的公差变化率整体近似一致，即在对应相同的上下偏差角值时所得到的密封圆轴向磨削量公差值一致；但 从图4可直观得到，相同的上偏差角与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，设定阀套内锥面锥角α处于下偏差状态较为有利；但若因热处理或其他 因素带来阀套内锥面N变形，需要较大的轴向磨削量拟补变形缺陷时，在靠 近理想设计值的同时，设置阀套内锥面锥角α处于上偏差状态较为有利。

Claims (8)

1.阀套内锥面锥角偏差精度模型构建方法，其特征在于，具体步骤如下：

1)确定影响阀套内锥面锥角精度的因素

通过分析阀套阀芯结构装配关系及运行方式，确定影响阀套内锥面锥角精度的因素；

阀套阀芯结构装配关系，即阀芯设置于阀套内，且两者间隙配合，阀芯的密封外圆与其左端面形成密封线，密封线与阀套内锥面接触形成接触密封圆，接触密封圆直径与密封外圆直径一致，接触密封圆所在平面为密封接触截面，外锥面与阀块接触定位密封，阀套内锥面的小圆直径为进油通径，锥面大圆直径为阀套内锥面与阀套内槽油腔端面形成的截圆直径，与密封线上下两端分别连接的阀套内锥面母线构成阀套内锥面锥角；阀套滑动套装于先导阀座上，并在阀套、阀芯与先导阀座之间分别设置有预压弹簧，阀套复位弹簧力作用在定位基准面上，阀芯复位弹簧力作用在阀芯内腔环形端面上，在阀芯复位弹簧力的作用下密封线与阀套内锥面接触密封，在阀套复位弹簧力和阀芯复位弹簧力的共同作用下阀套与阀块接触密封；

运行方式，即补油时压力油通过阀套的面积差作用以克服阀套复位弹簧力和阀芯复位弹簧力的作用力，使阀套脱离与阀块接触开启补油；当高压油作用在阀芯两端时，由于阀芯的密封外圆直径与配合外圆直径存在差值，即存在压力作用面积差，系统压力未达到设定值时，密封线与阀套内锥面应力接触，当系统压力达到开启压力时，密封线与阀套内锥面脱离接触开启卸荷；

确定影响阀套内锥面锥角精度因素为：1.溢流阀的静、动态特性；2.补油开启压力；3.基于制造工艺的使用寿命；

2)构建基于工艺要求的阀套内锥面锥角偏差模型

基于步骤1)中影响阀套内锥面锥角精度的因素，阀套内锥面锥角的设计基础参数项为阀套内锥面两端的大小圆和锥角，大圆直径即为锥面大圆直径，小圆直径即为进油通径，锥角即为阀套内锥面锥角；以阀套内锥面的理论设计母线为中心位置建立阀套内锥面锥角偏差模型，偏差角边界线以母线的中心点做旋转，且偏差角边界线的延长线与锥面大圆所在平面的交点不得超出最大法向磨削量所限定的范围、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，由于阀套内锥面锥角并非90°，且基于梯形特性，偏差角边界线的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，阀套实际内锥面锥角＜90°，故上偏差角边界线的上端先达到上极限位置、下偏差角边界线的下端先达到下极限位置；据此，上偏差角根据上极限位置端点和中心点求取，下偏差角根据下极限位置端点和中心点求取；

3)验证阀套内锥面锥角偏差模型

由步骤2)可知，决定上偏差角和下偏差角的因素包括锥面大圆、进油通径、最大法向磨削量以及阀套内锥面锥角，通过设置计算参数，算出上偏差角值与下偏差角值；结合内圆磨加工能力及其他因素对阀套内锥面锥角的精度要求，对上偏差、下偏差作进一步约束，最终确定设计精度；

而后根据最终确定的上下偏差精度要求，验证阀套内锥面锥角偏差模型。

2.根据权利要求1所述的阀套内锥面锥角偏差精度模型构建方法，其特征在于，步骤1)中，因阀套内锥面锥角的设定值在溢流阀的静、动态特性中有着诸多的相互矛盾，故对阀套内锥面锥角值的最终设定，是根据溢流阀应用工况的静、动态特性要求权衡利弊后的最优化选定；

主阀口节流方程为：

主阀口稳态液动力方程为：

F_W＝2CXD₁p sinα        (2)

式(1)～(2)中：Q_V–为通过主阀口的溢流量；

F_W–为主阀口稳态液动力轴向分力；

C–为主阀口的溢流量系数；

X–为主阀开口量；

D₁–为主阀密封直径；

α-为阀套内锥面锥角；

γ-为液流重度；

g-为重力加速度；

p-为溢流阀调定压力；

由式(1)和式(2)可知，阀套内锥面锥角值给定后的偏差对相关静动态特性的影响较小，在选定阀套内锥面锥角基值为65°时，阀套内锥面锥角值±1°的正弦值相对基值的正弦值影响均在千分位，相对于两者的基数，该因素能够忽略。

3.根据权利要求1所述的阀套内锥面锥角偏差精度模型构建方法，其特征在于，步骤1)中，采用单向阀补油，由单向阀补油方程式(3)可知影响补油开启压力：一是单向阀弹簧的刚度偏差，二是影响弹簧压缩量的轴向尺寸制造误差，三是单向阀补油面积差的直径制造误差；

单向阀补油方程为：

P_bΔS＝P₁′·ΔL₁+P₂′·ΔL₂+F_m    (3)

式(3)中：P_b–为单向阀补油开启压力；

P′₁-为补油弹簧1刚度；

P′₂-为补油弹簧2刚度；

ΔL₁-为补油弹簧1装配轴向压缩量；

ΔL₂-为补油弹簧2装配轴向压缩量；

F_m-为摩擦阻力；

ΔS-为单向阀补油面积差；

通过综合分析计算可知，单向阀补油面积差的直径制造误差极限偏差百分比低于1％，单向阀弹簧的刚度偏差与影响弹簧压缩量的轴向尺寸制造误差对常规的数控设备及内圆磨加工属于中等精度要求，故该因素忽略。

4.根据权利要求1所述的阀套内锥面锥角偏差精度模型构建方法，其特征在于，步骤1)中，因锥阀处于关闭状态时，阀套内锥面承受阀芯的高压静态载荷，但在卸荷后关闭瞬间产生冲击，故对阀套内锥面的要求是同时满足耐磨、耐压和耐冲击的特性，以达到预设计的使用寿命，为此阀套采用高强度调质料制成，进而确定使用寿命为影响阀套内锥面锥角精度的主要因素。

5.根据权利要求4所述的阀套内锥面锥角偏差精度模型构建方法，其特征在于，阀套在机加工时留有磨削余量，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磨削精加工，但碳氮共渗层较浅，为获得表面高硬度，阀套内锥面渗层的最大法向磨削量必须控制在0.1mm以内，即下偏差角、上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。

6.根据权利要求1所述的阀套内锥面锥角偏差精度模型构建方法，其特征在于，步骤3)中，上偏差角的计算方程式：

下偏差角的计算方程式：

式中：β-为上偏差角；

θ-为下偏差角；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ζ₁-为最大法向磨削量；

ΔA-为锥面大圆D_i和进油通径D_p的差值；

通过上述计算，能够最终确定设计精度。

7.根据权利要求6所述的阀套内锥面锥角偏差精度模型构建方法，其特征在于，最终确定设计精度为±1°。

8.根据权利要求1所述的阀套内锥面锥角偏差精度模型构建方法，其特征在于，步骤3)中，阀套内锥面锥角处于上偏差状态时的最大磨削量计算方程式(6)、阀套内锥面锥角处于下偏差状态时的最大磨削量计算方程式(7)、阀套内锥面锥角处于上偏差状态时的最小磨削量计算方程式(8)及阀套内锥面锥角处于下偏差状态时的最小磨削量计算方程式(9)：

上偏差时最大磨削量λ′_2max的计算方程式：

式中：λ′_2max-为内锥面锥角上偏差密封圆轴向最大磨削量；

β′-为上偏差角实际值；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ΔB-为[(D_i-D₁)/2]+[ζ₁/2cos(α/2)]；

ΔC-为[(D_i-D₁)/2]-[ζ₁/2cos(α/2)]；

下偏差时最大磨削量λ″_2max的计算方程式：

式中：λ″_2max-为内锥面锥角下偏差密封圆轴向最大磨削量；

θ′-为下偏差角实际值；

ζ₁-为最大法向磨削量；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ΔD-为(D₁-D_p)/2；

上偏差时最小磨削量λ′_2min的计算方程式：

式中：λ′_2min-为内锥面锥角上偏差密封圆轴向最小磨削量；

β′-为上偏差角实际值；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ΔD-为(D₁-D_p)/2；

下偏差时最小磨削量λ″_2min的计算方程式：

式中：λ″_2min-为内锥面锥角下偏差密封圆轴向最小磨削量；

θ′-为下偏差角实际值；

ζ₁-为最大法向磨削量；

α-为阀套理论设计的内锥面锥角；

ΔC-为[(D_i-D₁)/2]-[ζ₁/2cos(α/2)]；

以设定的数据作为定量分析基础，将数据分别代入式(6)、式(7)、式(8)、式(9)，得到密封圆轴向磨削量偏差与公差变化趋势特性图，以验证阀套内锥面偏差精度模型。

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