基于雙盤直槽研磨的圓柱滾子自轉運動研究

陳 洋，任成祖，鄧曉帆，陳 光，靳新民

（天津大學天津市裝備設計與制造技術重點實驗室，天津300350）

高端圓柱滾子軸承因承受徑向載荷的能力強及適用于高速、重載工況，被廣泛應用于高檔數控機床、高速鐵路機車、風力發電機組與航空發動機組等高端裝備［1‐4］。圓柱滾子軸承是諸多高端裝備的關鍵基礎件，其對高端裝備制造業的發展和國家安全有重大意義。

高精度圓柱滾子作為高端圓柱滾子軸承的滾動體，其工作面的尺寸精度、形狀精度、表面粗糙度以及批尺寸一致性等對圓柱滾子軸承的精度和使用壽命都有極大的影響［5‐6］。然而，我國目前還無法實現批直徑變動量（批直徑尺寸一致性）小于1.5 μm的G1級高精度圓柱滾子［7］的穩定量產。圓柱滾子的批直徑尺寸一致性已經成為制約我國高端軸承制造業發展的因素之一［8］。

目前，常見的圓柱滾子滾動面精加工方法主要有貫穿式無心研磨方法、貫穿式無心超精研方法等，但其加工精度嚴重依賴于工作母機的精度，導致圓柱滾子的批直徑尺寸一致性不夠理想。雙平面研磨加工工藝在一定程度上可以提升圓柱滾子的批直徑尺寸一致性［9‐11］，但其加工批量較小，難以滿足大批量生產的需求。

基于上述加工方法的局限性，針對高精度圓柱滾子批直徑尺寸一致性這一重要的精度指標，天津大學的任成祖等［12‐15］提出了一種雙盤直槽研磨方法，其原理如圖1所示。在研磨加工過程中，同批次多個直徑存在細微差異的圓柱滾子在研磨區域直接進行相互比較，以完成滾動面材料的選擇性去除，并通過自動化循環系統實現大批量生產，從而將單個圓柱滾子滾動面材料的選擇性去除擴展至整個批次。雙盤直槽研磨方法在保證圓柱滾子滾動面具有較高尺寸精度、形狀精度和較小表面粗糙度的同時，極大程度地提高了其批直徑尺寸一致性。

圖1 雙盤直槽研磨方法原理示意圖Fig.1 Schematic diagram of principle of double‐disc straight groove grinding method

在圖1所示的研磨加工過程中，單個圓柱滾子在上、下研磨盤的摩擦力作用下繞自身軸線作自轉運動的同時沿自身軸線作進給運動。由于圓柱滾子為回轉體，且雙盤直槽研磨方法以其滾動面為加工面，故圓柱滾子的自轉運動不僅是研磨的主運動，還是保證其自身滾動面圓度、圓柱度等的成形運動。因此，穩定且連續的自轉運動是基于雙盤直槽研磨方法形成圓柱滾子滾動面并保證其形狀精度的首要條件。若自轉運動無法進行，則無法使圓柱滾子滾動面成形；若自轉運動無法穩定且連續進行，則無法保證圓柱滾子的形狀精度，甚至還可能導致滾動面上被磨出若干個棱面。因此，如何確保圓柱滾子在研磨狀態下穩定且連續自轉是雙盤直槽研磨方法實施的關鍵技術問題。

為了解決雙盤直槽研磨方法實施的關鍵技術問題，筆者擬對圓柱滾子在研磨狀態下的自轉運動進行理論分析，并利用ADAMS（automatic dynamic anal‐ysis of mechanical systems，機械系統動力學自動分析）軟件對不同參數組合下圓柱滾子的自轉運動進行仿真正交試驗，研究不同參數對圓柱滾子自轉運動的影響及其規律，以獲得可實現圓柱滾子穩定且連續自轉的最優參數組合。最后，利用自主設計的圓柱滾子自轉運動試驗平臺對最優參數組合的正確性進行試驗驗證。

1 圓柱滾子自轉條件理論分析

1.1 研磨狀態下圓柱滾子的自轉運動

“研磨狀態”是指在研磨加工過程中，圓柱滾子在研磨液與上、下研磨盤的共同作用下因受到一定的壓力而產生研磨作用的狀態。根據圓柱滾子與下研磨盤間摩擦運動的性質，將研磨狀態下圓柱滾子的自轉運動分成2個階段。

1）當圓柱滾子由靜止狀態開始運動時，其與上、下研磨盤間的摩擦均為靜摩擦，稱這一階段為“靜摩擦階段”。定義由圓柱滾子與上、下研磨盤所構成的2個摩擦副在靜摩擦階段的靜摩擦系數分別為μs1、μs2。

2）當圓柱滾子穩定且連續自轉時，其與下研磨盤間的摩擦為滑動摩擦，與上研磨盤間的摩擦理論上為滾動摩擦。但是，由于游離磨粒與研磨液的作用，使得該滾動摩擦狀態難以維持。因此，該階段圓柱滾子與上、下研磨盤間的摩擦均為滑動摩擦，稱這一階段為“動摩擦階段”。定義由圓柱滾子與上、下研磨盤所構成的2個摩擦副在動摩擦階段的動摩擦系數分別為μd1、μd2。

綜上所述，基于雙盤直槽研磨方法，在垂直于圓柱滾子自身軸線的任意橫截面內，建立研磨狀態下圓柱滾子的自轉運動理論分析模型，如圖2所示。圖中：F為研磨過程中的豎直載荷；v為上研磨盤相對于下研磨盤的運動線速度；ω為圓柱滾子的自轉角速度；R為圓柱滾子的半徑。

圖2 任意橫截面內研磨狀態下圓柱滾子自轉運動理論分析模型Fig.2 Theoretical analysis model of cylindrical roller rotating motion under grinding state in arbitrary cross section

1.2 自轉運動理論分析的簡化模型

在實際研磨加工過程中，驅動圓柱滾子自轉的摩擦力矩為上研磨盤對圓柱滾子的摩擦驅動力矩M與下研磨盤對圓柱滾子的摩擦阻力矩Mf之和，故圓柱滾子自轉運動的實現條件可表示為：

由于圓柱滾子與上研磨盤的接觸線具有一定長度，在研磨加工過程中的任意時刻，若圓柱滾子自轉，則該接觸線上各接觸點的切向線速度vi均不相同。其中：部分接觸點的切向線速度vi大于圓柱滾子的實際自轉線速度vra，部分接觸點的切向線速度vi

圖3 圓柱滾子的差動滑動現象Fig.3 Differential sliding phenomenon of cylindrical roller

盡管差動滑動現象對圓柱滾子在研磨加工過程中的材料去除量存在一定影響，但基于以下2個原因，差動滑動的影響可以被忽略：1）若因圓柱滾子與上研磨盤接觸線上某點的切向線速度較大而導致該處的材料去除量相對較大，則由于材料選擇性去除效應的存在，下一瞬間該處的材料去除量相對較小，隨著研磨過程的持續進行，差動滑動對圓柱滾子材料去除量的影響逐漸被均一化；2）圓柱滾子的軸向尺寸（通常為5～30 mm）遠小于研磨盤的半徑（通常為400～500 mm），可忽略由圓柱滾子軸向尺寸引發的差動滑動的影響。

由于研磨介質（磨粒、研磨液）的存在，很難直接利用圓柱滾子自轉運動理論分析模型進行分析。為了便于求解實現圓柱滾子穩定自轉的條件，需對理論分析模型進行合理簡化。根據實際研磨加工情況與客觀規律，作如下假設：

1）忽略圓柱滾子的差動滑動現象，將上、下研磨盤及其相對轉動驅動形式等效為上、下研磨板及其相對平動驅動形式；

2）僅考慮研磨加工初期的接觸狀態，即下研磨盤V形槽工作面與圓柱滾子滾動面之間為線接觸；

3）由于研磨所需工作壓力不大，圓柱滾子與研磨盤的形變較小，不考慮圓柱滾子與上、下研磨盤的形變，即將其視為剛體；

4）相較于研磨壓力，圓柱滾子自身的重力（?14mm×20mm圓柱滾子的重力約為0.2N）可忽略；

5）將上研磨盤的重力與研磨壓力整合在一起，定義為綜合豎直研磨載荷Q；

6）采用經典的庫倫摩擦模型對圓柱滾子自轉運動進行理論分析［16］，圓柱滾子與上、下研磨盤間的摩擦系數μ1和μ2根據所處的摩擦階段進行選?。红o摩擦階段取μs1和μs2，動摩擦階段取μd1和μd2。

簡化后的圓柱滾子自轉運動理論分析模型如圖4所示。

圖4 簡化的圓柱滾子自轉運動理論分析模型Fig.4 Simplified theoretical analysis model of cylindrical roller rotating motion

1.3 圓柱滾子自轉條件求解

根據圖4所示的簡化模型，當圓柱滾子在研磨狀態下自轉時，將圓柱滾子的受力等效至單一橫截面上，其受力分析如圖5所示［17］。圖中：θ為下研磨盤V形槽半角；F1為圓柱滾子與下研磨盤左側接觸點的支反力；F2為圓柱滾子與下研磨盤右側接觸點的支反力；Ff0為圓柱滾子所受的摩擦驅動力；Ff1為圓柱滾子左側所受的摩擦阻力；Ff2為圓柱滾子右側所受的摩擦阻力。

由圖5可知，當圓柱滾子自轉時，其在水平、豎直方向上的受力平衡方程分別為：

圖5 研磨狀態下圓柱滾子自轉時的受力分析Fig.5 Force analysis of cylindrical roller under grinding state

無論是在靜摩擦階段還是在動摩擦階段，圓柱滾子自轉時必然滿足：

圓柱滾子所受的摩擦驅動力和摩擦阻力可表示為：

將式（5）代入式（2）至式（4），可得：

綜上所述，若要實現圓柱滾子在研磨狀態下穩定自轉，則必須滿足式（9）。

1.4 圓柱滾子自轉條件分析

由式（9）可知，圓柱滾子穩定自轉的實現取決于μ1、μ2與θ三個參數。在雙盤直槽研磨方法的實際實施過程中，θ一般取30°～70°?；谑剑?），使用數學分析軟件Maple對θ=30°，40°，50°，60°和70°時圓柱滾子與上、下研磨盤間的摩擦系數μ1、μ2的可行域進行分析，結果如圖6所示。

由圖6可知：

圖6 不同條件下圓柱滾子自轉時μ1、μ2的可行域Fig.6 Feasible region ofμ1and μ2with cylindrical roller rota‐tion under different conditions

1）在不同條件下，圓柱滾子與上研磨盤間的摩擦系數μ1始終大于圓柱滾子與下研磨盤間的摩擦系數μ2，即無論圓柱滾子處于靜摩擦階段還是動摩擦階段，μ1均大于μ2。

2）當θ=30°～70°時，隨著θ的增大，圓柱滾子自轉時摩擦系數μ1、μ2的可行域逐漸縮小。

2 基于ADAMS的圓柱滾子自轉運動的動力學仿真模型

2.1 動力學仿真模型構建

僅通過理論分析無法判斷各因素對圓柱滾子自轉運動的影響，也無法得到μ1、μ2和θ等參數的最優值。因此，利用ADAMS軟件，借助其強大的動力學微分方程求解器、豐富的數據采集功能及實用的數據后處理功能，建立圓柱滾子自轉運動的動力學仿真模型，對其自轉運動進行仿真分析。

為了降低動力學仿真求解難度和提高仿真效率，基于圖4所示的簡化模型，在圓柱滾子自轉運動的動力學仿真模型中，設置1對尺寸相同的圓柱滾子，其尺寸為?14mm×20mm；設上研磨板尺寸為200 mm×20 mm×15 mm；在下研磨板上設置2個尺寸相同的V形槽，如圖7所示。

圖7 圓柱滾子自轉運動的動力學仿真模型Fig.7 Dynamics simulation model of rotating motion of cy‐lindrical roller

由理論分析得到的圓柱滾子自轉條件可知，影響其自轉運動的主要因素為μ1、μ2和θ。同時，在實際研磨加工過程中，隨著圓柱滾子沿自身軸線不斷進給，其在下研磨盤中的徑向位置實時發生變化，其自轉線速度也隨之變化。此外，在不同的精度要求下，相關研磨工藝參數（研磨載荷F以及上、下研磨盤的相對運動線速度v等）有所不同。綜上，本文選取μ1、μ2、θ、F與v等5個參數作為影響圓柱滾子自轉運動的主要因素。

在圖7所示的動力學仿真模型中，下研磨板1，2分別固定于某個位置，圓柱滾子1，2分別放置在下研磨板的2個V形槽中并與其工作面接觸。通過相應的IMPACT函數設置圓柱滾子與上、下研磨板的接觸關系。在上研磨板中間處（即2個圓柱滾子質心連線中點對應位置處）施加豎直方向的載荷，同時，使用STEP函數定義上研磨板的驅動形式，使上研磨板沿X軸作直線運動。

2.2 參數設置

在ADAMS軟件中定義計及摩擦的接觸關系時，需分別設置摩擦副的靜、動摩擦系數。為了使所建立的仿真模型更加真實、準確，選用在雙盤直槽研磨方法相關研究中通過試驗測得的滑動摩擦系數進行接觸關系設置。鄧曉帆等［17］測定了在載荷為10～50 N的研磨條件下，鑄鐵、45鋼、有機玻璃、黃銅和聚四氟乙烯等材料分別與單個AISI 52100軸承鋼圓柱滾子所組成的摩擦副的滑動摩擦系數。其中：試驗設備為銷盤式萬能磨損試驗機，環境溫度為23℃，研磨液主要組分（用質量分數表示）為10%的白剛玉磨粒（平均粒度為40μm）、20%的丙三醇和70%的純水。根據文獻［17］的試驗結果可知，在常見的載荷范圍內，上述幾種材料與AISI 52100軸承鋼圓柱滾子所組成的摩擦副的滑動摩擦系數受載荷變化的影響不大，且無明顯變化規律。因此，取文獻［17］中通過試驗測得的平均滑動摩擦系數作為各材料與AISI 52100軸承鋼圓柱滾子配對時的滑動摩擦系數。此外，根據相關文獻資料［18‐19］查得5種材料與AISI 52100軸承鋼圓柱滾子所組成的摩擦副的最大靜摩擦系數μs，如表1所示。

表1 不同材料與AISI 52100軸承鋼圓柱滾子配對時的滑動摩擦系數和最大靜摩擦系數Table 1 Sliding friction coefficients and maximum static fricting coefficients of different materials paired with AISI 52100 bearing steel cylindrical roller

在計及摩擦的動力學仿真模型中，積分求解器的主要參數設置對仿真結果的影響極大［20］。因此，本文綜合考慮仿真模型求解的精度與速度，在設置圓柱滾子與研磨盤的接觸關系時選用Parasolids幾何形狀庫，采用更加精確的SI2積分格式與WSTIFF積分求解器對圓柱滾子的速度和加速度進行求解。

3 圓柱滾子自轉運動仿真正交試驗

3.1 仿真正交試驗評價指標確定

最能直接表征圓柱滾子自轉運動情況的指標為圓柱滾子的實測平均轉速（自轉線速度），但圓柱滾子的轉速會隨上、下研磨盤的相對運動線速度v的變化而變化。為了更準確地分析圓柱滾子的自轉運動，本文將圓柱滾子實際轉速vra與其理論轉速vrt（純滾動狀態下）的相對誤差定義為相對滑動率δ，用于表征圓柱滾子自轉運動的穩定性。以δ作為正交試驗評價指標，其計算式如下：

在雙盤直槽研磨方法中，當圓柱滾子穩定自轉時，相對滑動率δ趨近于0；當圓柱滾子不自轉時，相對滑動率δ趨近于1。由此說明，相對滑動率δ越小表明圓柱滾子的轉速與上、下研磨盤相對運動線速度越接近，即圓柱滾子的自轉運動越穩定。

3.2 仿真正交試驗設計

在正交試驗中，圓柱滾子與上、下研磨盤間的摩擦系數μ1、μ2取滑動摩擦系數μd1與μd2。為了更準確地分析各因素（μd1、μd2、θ、F和v）對圓柱滾子自轉運動的影響并找出可實現圓柱滾子穩定且連續自轉的最優參數組合，基于上文的理論分析結果及動力學仿真模型，對5個因素分別設3個水平，并考慮μd1、μd2與θ之間的一級交互作用，進行正交試驗設計。根據理論分析結果與動力學仿真模型構建過程，對于μd1、μd2與θ，分別取3個水平；對于F和v，分別取在實際研磨加工中的3個常用值，如表2所示。

表2 圓柱滾子自轉運動仿真正交試驗因素水平表Table 2 Factor and level table of cylindrical roller rotat‐ing motion simulation orthogonal experiment

根據正交試驗設計方法，本文選用L27（313）正交表（其中預留的2個空列作為隨機誤差列）［21‐22］?；趫A柱滾子自轉運動的動力學仿真模型，根據L27（313）正交表進行仿真正交試驗，結果如表3所示。由相對滑動率δ越小越好可知，第9組試驗參數為正交試驗最優解，即實現圓柱滾子穩定且連續自轉的最優參數組合為μd13μd21θ3F2v2。

表3 圓柱滾子自轉運動仿真正交試驗結果Table 3 Results of cylindrical roller rotating motion simulation orthogonal experiment

3.3 響應均值分析

為了研究各因素對圓柱滾子自轉運動的影響規律，根據表3的試驗結果對各因素取不同水平時圓柱滾子的相對滑動率均值進行分析，結果如圖8所示。

由圖8（a）和圖8（b）可知，圓柱滾子相對滑動率δ的均值隨μd1的增大而減小，隨μd2的增大而增大。這是因為圓柱滾子與上、下研磨盤間的摩擦系數直接影響圓柱滾子所受摩擦力矩的大小。上研磨盤與圓柱滾子所構成的摩擦副的滑動摩擦系數μd1越大，圓柱滾子所受的摩擦驅動力矩越大，則自轉越容易實現；下研磨盤與圓柱滾子所構成的摩擦副的滑動摩擦系數μd2越小，圓柱滾子所受的摩擦阻力矩越小，則自轉越容易實現。從圖8（c）、圖8（d）和圖8（e）可以看出，θ、F和v對圓柱滾子相對滑動率δ的影響均十分有限。

圖8 各因素對圓柱滾子相對滑動率的影響規律Fig.8 Influence law of various factors on relative sliding rate of cylindrical roller

考慮到μd1、μd2與θ之間可能存在交互作用，繪制上述3個因素兩兩之間交互作用對圓柱滾子相對滑動率δ的影響規律，如圖9所示。由圖9可知，μd1與μd2的交互作用較明顯，而其余2組參數無交互作用。結合各因素及其交互作用對圓柱滾子相對滑動率δ的影響，可初步判斷可實現圓柱滾子穩定且連續自轉的理論最優參數組合為μd13μd21θ3F2v2。

圖9 μd1、μd2與θ間交互作用對圓柱滾子相對滑動率的影響規律Fig.9 Influence law of interaction between μd1，μd2and θ on relative sliding rate of cylindrical roller

3.4 方差分析

為了更準確地判斷各因素及其交互作用對圓柱滾子相對滑動率δ影響的顯著性與權重，并得到更準確的最優參數組合，基于正交試驗結果進行方差分析，結果如表4所示。表中：S為離差平方和；df為自由度；m為平均離差平方和；F、P、Fα為顯著性檢驗的相關參數；e為誤差；Δe為合并后誤差；SA為各參數的離差平方和占總離差平方和的百分比，用于表征各參數對相對滑動率影響的權重。其中，由于θ、μd1×θ、μd2×θ、F及v的平均離差平方和m均小于隨機誤差列的平均離差平方式和me，因此將它們計入誤差項，與e合并為誤差Δe。此外，根據各因素對圓柱滾子相對滑動率δ的影響權重SA，繪制各因素對圓柱滾子相對滑動率的影響權重餅圖，如圖10所示。

由表4可知，μd1、μd2與μd1×μd2對圓柱滾子相對滑動率δ的影響程度均為“高度顯著”，而θ、μd1×θ、μd2×θ、F及v對圓柱滾子相對滑動率δ的影響程度均為“無影響”。由圖10可知，各影響高度顯著的因素按對圓柱滾子相對滑動率δ的影響權重從大到小排序，依次為μd1（57.04%）、μd1×μd2（28.41%）、μd2（14.54%）。

圖10 各因素對圓柱滾子相對滑動率的影響權重Fig.10 Influence weight of various factors on relative sliding rate of cylindrical roller

表4 圓柱滾子自轉運動仿真正交試驗方差分析結果Table 4 Variance analysis results of cylindrical roller rotating motion simulation orthogonal experiment

3.5 仿真正交試驗結果分析

在對圓柱滾子自轉運動影響因素進行取值時，應綜合考慮據各因素及其交互作用對相對滑動率δ影響的規律、顯著性及權重。根據上述響應均值分析與方差分析結果，對于具有高度顯著影響的圓柱滾子與上、下研磨盤間的滑動摩擦系數μd1與μd2，應分別取μd1=0.24（鑄鐵）和μd2=0.03（聚四氟乙烯）；而θ、F和v對圓柱滾子相對滑動率δ無顯著影響，結合雙盤直槽研磨方法工藝，本文取θ=60°，F=15 N，v=44 mm/s，即最優參數組合為μd13μd21θ3F2v2。

根據正交試驗結果可知，在最優參數組合μd13μd21θ3F2v2下，通過仿真分析得到圓柱滾子的相對滑動率δ=0.02%，表明在該條件下圓柱滾子可實現穩定且連續的自轉。

4 圓柱滾子自轉運動驗證試驗

4.1 圓柱滾子自轉運動試驗平臺

理論分析與仿真正交試驗分析忽略了實際研磨加工中一些因素的影響，其結果具有一定的不確定性。因此，本文搭建了相應的圓柱滾子自轉運動試驗平臺，對最優參數組合下圓柱滾子的自轉運動進行試驗驗證。該試驗平臺由機械運動模塊、運動控制與數據采集模塊和數據處理模塊組成，如圖11所示。其中，機械運動模塊的三維模型如圖12所示。試驗平臺實物圖如圖13所示。圓柱滾子自轉運動試驗平臺的主要技術特征如下：

圖11 圓柱滾子自轉運動試驗平臺系統組成Fig.11 System composition of cylindrical roller rotating mo‐tion test platform

圖12 圓柱滾子自轉運動試驗平臺機械運動模塊三維模型Fig.12 Three‐dimensional model of mechanical motion module of cylindrical roller rotating motion test platform

圖13 圓柱滾子自轉運動試驗平臺實物圖Fig.13 Physical map of cylindrical roller rotating motion test platform

1）能夠完整地再現研磨狀態下圓柱滾子的自轉運動。試驗時，在直線運動模組的驅動下，上研磨盤作直線往復運動，使得圓柱滾子能夠作轉動方向周期性變化的自轉運動，其運動形式與動力學仿真模型中的運動形式一致。

2）試驗環境溫度為23℃，試驗所用研磨液的主要組分為10%的白剛玉磨粒（平均粒度為40μm）、20%的丙三醇和70%的純水；試驗條件與文獻［17］中的滑動摩擦系數測定條件一致。

3）能夠控制μd1、μd2、θ、F與v等5個因素的變化。

4）能夠通過雷尼紹RM08I非接觸式磁旋轉編碼器（角位移測量精度為±0.3°）精確在線測量圓柱滾子的實際轉速，滿足分析需求。

4.2 試驗結果及分析

通過驗證試驗可知，最優參數組合下圓柱滾子可實現穩定且連續自轉。在試驗過程中，上研磨盤往復運動10次。圓柱滾子實測轉速隨時間的變化曲線如圖14所示。

根據圖14所示的10次自轉運動，分別求得圓柱滾子實測平均轉速及其相對滑動率，結果如表5所示。由表5可知，圓柱滾子在由仿真正交試驗所求得的最優參數組合下可實現穩定且連續的自轉，其平均相對滑動率為0.30%。

表5 圓柱滾子自轉運動驗證試驗結果Table 5 Results of cylindrical roller rotating motion veri‐fication test

圖14 圓柱滾子實測轉速隨時間的變化曲線Fig.14 Change curve of measured rotating speed of cylindri‐cal roller with time

結合仿真正交試驗結果和驗證試驗結果可知，驗證試驗測得的圓柱滾子平均相對滑動率與仿真正交試驗所得結果之間存在一些差距。這主要是因為動力學仿真模型忽略了諸如研磨液的作用，圓柱滾子與上、下研磨盤的變形等因素，而在驗證試驗中，這些因素無法忽略，比如由于磨粒的作用，圓柱滾子與上研磨盤間的接觸狀態在一定范圍內發生細微波動。因此，在實際研磨條件下，圓柱滾子的相對滑動率達不到仿真時的較低水平是合理的。

驗證試驗結果表明，圓柱滾子在最優參數組合μd13μd21θ3F2v2下可以實現穩定且連續的自轉，這充分驗證了理論分析與仿真分析結果的正確性。

5 結論

本文將理論分析、仿真正交試驗與驗證試驗等研究手段相結合，對基于雙盤直槽研磨的圓柱滾子自轉運動進行了研究。研究結果對雙盤直槽研磨方法的工程實踐具有指導意義，為提高圓柱滾子的批直徑尺寸一致性奠定了技術基礎。主要結論如下。

1）理論分析表明，基于雙盤直槽研磨的圓柱滾子自轉運動具有合理的可行域，并得到了圓柱滾子穩定自轉的條件：無論是在靜摩擦階段還是在動摩擦階段，圓柱滾子與上研磨盤間的摩擦系數μ1均應大于圓柱滾子與下研磨盤間的摩擦系數μ2；當下研磨盤V形槽半角θ=30°～70°，隨著θ的增大，圓柱滾子與上、下研磨盤間摩擦系數的可行域逐漸縮小。

2）仿真正交試驗表明，圓柱滾子與上、下研磨盤間滑動摩擦系數μd1、μd2對圓柱滾子相對滑動率的影響高度顯著，而下研磨盤V形槽半角θ、研磨載荷F及上、下研磨盤間相對運動線速度v對圓柱滾子相對滑動率均無影響；可實現圓柱滾子穩定且連續自轉的最優參數組合為μd13μd21θ3F2v2（μd1=0.24，μd2=0.03，θ=60°，F=15 N及v=44 mm/s）。

3）驗證試驗結果表明在最優參數組合下圓柱滾子實現了穩定且連續的自轉，其平均相對滑動率僅為0.30%，充分驗證了理論分析與仿真分析結果的正確性。

此外，由于本文的圓柱滾子自轉運動理論分析模型與試驗平臺均對差動滑動現象等實際工況要素進行了合理簡化，因此在后續研究中，可考慮基于本文研究成果搭建相應的雙盤直槽研磨試驗平臺，從而對雙盤直槽研磨方法進行更深入的研究。