CN111539076A - 螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法 - Google Patents
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Abstract
螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，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；而后利用验证后的阀套内锥面锥角偏差模型设计阀套内锥面锥角，同时采用相同检测装置对生产过程中的阀套内锥面和阀套内锥面磨削量进行检测，能够快速高效的检测内锥面磨削量，进而控制阀套内锥面角度偏差和轴向磨削量；且检具基于相同检测装置，求取的差值能够有效避免检测装置自身的***误差；且对试磨件实际值进行校正核实，直至所有尺寸合格，进而保证批量产品质量稳定性与一致性。
Description
技术领域
本发明涉及阀套内锥面锥角设计制造技术领域，尤其涉及一种螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法。
背景技术
在螺纹插装式液压阀中，压力控制阀分滑阀、球阀和锥阀，由于锥阀的通流量大、泄漏量小、静动态特性好等优点，被广泛应用于溢流阀中。锥阀又分阀芯外锥面和阀套内锥面，阀套内锥面的加工和检测均有一定的难度，尤其对于不具备数控磨床、三坐标测量仪这样高端设备的中小型企业，基于常规精加工设备及检测手段，在尽可能提升产品精度并有效控制该设计精度的前提下，设定合理的精度要求并给出具体的检测控制方法，显得尤为重要。
目前对于阀套内锥面锥角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；在阀套内锥面制造过程中，磨削阀套内锥面主要是由操作工凭自身感觉以判断进给量，不能进行准确的磨削量检测控制，图纸上技术要求一般标定内锥面磨削见光即可，但阀套内锥面的磨削无法直观可见，这对于常规内圆磨进给量控制和见光程度存在较大的随机性，进而最终影响批量产品质量的稳定性、一致性及后期的使用寿命。
发明内容
本发明所解决的技术问题在于提供一种螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，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：
螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，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，***压力未达到设定值时，密封线与阀套内锥面应力接触，当***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；
综合，对阀套内锥面锥角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.密封性及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，故对于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：
FW＝2CXD1p sinα (2)
式(1)～(2)中：QV–为通过主阀口的溢流量；
FW–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，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：
PbΔS＝P′1·ΔL1+P′2·ΔL2+Fm (3)
式(3)中：Pb–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；
Fm-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密封性对内锥面锥角精度要求
阀芯的配合外圆与阀套的配合内孔间隙配合，阀芯左端密封线与阀套内锥面接触密封，故阀套内锥面相对配合内孔需限制跳动量精度要求，尤其阀套内锥面上接触密封圆处相对配合内孔的跳动量；结合内圆磨、制造工艺，阀套内锥面相对配合内孔的跳动量设计要求选定在0.012～0.015mm，精度等级为7～8级，但考虑阀套内锥面接触密封，且需控制先导式溢流阀的泄漏量，故接触密封圆的自身形状精度为5～6级，即为0.0015～0.0025mm；
1.5使用寿命对内锥面锥角精度要求
1.5.1阀套工况及工艺
锥阀式高压溢流阀处于关闭状态时，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Di和进油通径Dp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Di、进油通径Dp、最大法向磨削量ζ1以及阀套内锥面锥角α，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)：
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[(Di-D1)/2]+[ζ1/2cos(α/2)]；
ΔC-为[(Di-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-Dp)/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，为了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)：
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-Dp)/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[(Di-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；因数值差的变化较小，各曲线在整体上呈近似直线变化；
4)利用步骤3)中验证后的阀套内锥面锥角偏差模型设计阀套内锥面锥角，并采用角度检测检具对生产过程中的阀套内锥面进行检测
角度检测检具包括检具主体、与配合内孔间隙配合的检具外圆、用于浮动支撑的环形槽及用于测量阀套内锥面的检测大圆与检测小圆，且检测大圆位于检具主体一端，检测小圆位于检具主体另一端，环形槽设置在位于检测大圆一侧的检具主体上，整个环形槽处于配合内孔的轴向位置内，同时位于环形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；检测大圆、检测小圆分别与检具主体端面形成有接触锐角，并在检具主体两端沿回转中心设置有工艺孔；此外，检具主体、检具外圆、环形槽、检测大圆及检测小圆为同轴结构；检具外圆直径小于配合内孔直径的下偏差值，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，以保证精加工外圆的同轴度及两端端面相对于检测大圆与检测小圆的垂直度，精加工后保持接触锐角的成型锐边，采用手工软抛去除飞边毛刺，根据理论误差分析，检测小圆直径接近进油通径，检测大圆直径接近锥面大圆直径，并保持直径差0.3～0.4mm，以降低检测误差；在检测小圆端置入阀套内锥面时，限定检具长度使其检测大圆端超出阀套端面5～6mm；
检测原理：将阀套内锥面母线作为斜边置于直角三角形中，在获知对应的两个直角边后即换算出实际阀套内锥面锥角的半角，半角对边长度为检测大圆直径和小检测大圆直径差值的一半，半角邻边长度为检测大圆检测轴向长度和检测小圆检测轴向长度的差值，其中，检测大圆检测轴向长度与检测小圆检测轴向长度的长度检测是将检具主体两端分别置入阀套内，在检测大圆端与阀套内锥面接触时测得的检具检测小圆端面与转移基准面的长度为检测大圆检测轴向长度，在检测小圆端与阀套内锥面接触时测得的检具检测大圆端面与转移基准面的长度为检测小圆检测轴向长度；
实际加工阀套内锥面锥角的计算方程式：
式中：α′-为实际加工内锥面锥角；
δ1-为半角对边长度；
δ2-为半角邻边长度；
d3-为检测小圆直径实测值；
d4-为检测大圆直径实测值；
L4-为检测大圆检测轴向长度实测值；
L5-为检测小圆检测轴向长度实测值；
实际加工阀套内锥面锥角α′为通过测量值间接获取，可将其表示为实测值的多元函数，根据误差理论，实际加工内锥面锥角测量误差Δα′的方程式：
式中：d3 *-为检测小圆直径真实值；
d4 *-为检测大圆直径真实值；
L4 *-为检测大圆检测轴向长度真实值；
L5 *-为检测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)：
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：
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，内锥面锥角测量误差就越小；
5)采用磨削量检测装置对生产过程中的阀套内锥面磨削量进行检测
磨削量检测装置基本结构和技术要求与角度检测检具相同，仅检测圆直径不同，检测密封圆直径与密封外圆直径、接触密封圆直径一致，鉴于阀套的配合内孔与检具外圆之间存在间隙，为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，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，浮动支撑过盈量值0.1～0.2mm；挡圈为开口式，套装后挡圈***距检具外圆保持间隙，挡圈间隙量值0.2～0.3mm；
密封圆轴向磨削量的检测，将检具置入阀套内，先测得磨削前转移基准面与检具外端面之间的尺寸，待阀套内锥面磨削后，再检测出转移基准面与检具外端面之间的尺寸，两个尺寸差值即为实际密封圆轴向磨削量；
阀套在机加工过程中，阀套内锥面锥角精度由机床自身保证，但阀套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，将受到诸多因素的影响，因此在阀套热处理后，首先对检测磨削前转移基准面与检具外端面之间的尺寸进行分档，磨削加工时以转移基准面作为轴向定位基准，按档分批次调整磨削，如此可避免因阀套内锥面相对转移基准面的轴向尺寸差异较大，造成因磨削量偏差大带来的砂轮撞击，最终影响加工质量及生产效率；
6)校正试磨件
阀套试磨后检测磨削后转移基准面与检具外端面之间的尺寸并计算出轴向磨削量的实际值；并对该试磨件阀套内锥面锥角按上述方法进行相关参数检测，根据式(10)换算出实际加工的阀套内锥面锥角并确认该值处于理论设计的公差范围内，同时计算出对应的实际偏差角，根据实际阀套内锥面锥角是处于上偏差或下偏差，将实际偏差角对应代入式(6)或式(7)、式(8)或式(9)，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轴向磨削量最大值和最小值范围内，试磨件为合格品；若该试磨件的轴向磨削量实际值未落在范围内，而实际阀套内锥面锥角在精度设计范围内并趋近理想值，此时只需计算出差值重新调整进给量即可，无须再次修整砂轮角度；若实际阀套内锥面锥角趋近上下偏差值或超出偏差，再次调整砂轮修整角度，在试磨后重复上述检测过程，直至所有尺寸合格；
因角度检测检具与磨削量检测装置基于相同的检测装置，求取的差值能够有效避免检测装置自身的***误差。
有益效果：
1)本发明中通过对阀套内锥面锥角精度要求影响因素的综合分析，确定主要影响因素为密封性和基于特定工艺的使用寿命，基于主要影响因素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；
2)本发明中利用验证后的阀套内锥面锥角偏差模型设计阀套内锥面锥角，采用角度检测检具对生产过程中的阀套内锥面进行检测，同时采用磨削量检测装置对生产过程中的阀套内锥面磨削量进行检测，能够快速高效的检测内锥面磨削量，进而控制阀套内锥面角度偏差和轴向磨削量；且角度检测检具与磨削量检测装置基于相同的检测装置，求取的差值能够有效避免检测装置自身的***误差；
3)本发明中采用软过盈的浮动支撑方案，进一步提高检测精度；
4)本发明中将检测的试磨件实际值代入偏差方程，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，并对实际测量数值进行校正核实，直至所有尺寸合格，进而保证批量产品质量的稳定性与一致性。
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。
图5为本发明的较佳实施例中的角度检测检具结构示意图。
图6为本发明的较佳实施例中的磨削量检测装置结构示意图。
图7为本发明的较佳实施例中的浮动支撑结构示意图。
图8为本发明的较佳实施例中的角度检测原理示意图。
图9为本发明的较佳实施例中的磨削量检测原理示意图。
附图标注：
图1中：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，Dp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中：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，Di为锥面大圆直径；
图3中：θ为下偏差角，β为上偏差角，Dc为中心圆，D1为接触密封圆，α/2为阀套内锥面半角，Di为锥面大圆，Dp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；
图5中：r为接触锐角，L2为角度检具长度，dt为支撑圆直径，d2为检具外圆直径，d3为检测小圆直径，d4为检测大圆直径；
图6中：r为接触锐角，L3为磨削量检测装置检具长度，dt为支撑圆直径，d2为检具外圆直径，d5为检测密封圆直径；
图7中：μ为浮动支撑过盈量，ε为挡圈间隙量，D0为配合内孔直径，d2为检具外圆直径；
图8中：δ1为半角对边长度，δ2为半角邻边长度，α′/2为实际半角，L4为检测大圆检测轴向长度，L5为检测小圆检测轴向长度；
图9中：La为磨削前密封圆轴向位置尺寸，Lb为磨削后密封圆轴向位置尺寸。
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。
螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，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
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Dp，锥面大圆直径Di为阀套内锥面N与阀套内槽油腔端面形成的截圆直径，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，***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***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
综合，对阀套内锥面锥角要求的影响因素有：1.溢流阀的静、动态特性；2.补油开启压力；3.密封性及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；故对于阀套内锥面锥角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：
FW＝2CXD1p sinα (2)
式中：QV–为通过主阀口的溢流量；
FW–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：
PbΔS＝P′1·ΔL1+P′2·ΔL2+Fm (3)
式中：Pb–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；
Fm-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密封性对内锥面锥角精度要求
阀芯S的配合外圆与阀套V的配合内孔间隙配合，阀芯S左端密封线k与阀套内锥面N接触密封，故阀套内锥面N相对配合内孔需限制跳动量精度要求，尤其阀套内锥面N上接触密封圆处相对配合内孔的跳动量；以先导式溢流阀结构为例，阀芯S和阀套V配合采用密封件防泄漏，故两者需设计较大的配合间隙，其配合间隙大于0.06mm，接触密封圆直径D1的设计值为9.25mm，结合内圆磨、制造工艺，阀套内锥面N相对配合内孔的跳动量设计要求选定在0.012～0.015mm，精度等级为7～8级，但考虑阀套内锥面N接触密封，且需控制螺纹插装式溢流阀的泄漏量，故接触密封圆的自身形状精度为5～6级，即为0.0015～0.0025mm；
1.5使用寿命对内锥面锥角精度要求
1.5.1阀套工况及工艺
螺纹插装式溢流阀处于关闭状态时，阀套V的阀套内锥面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V的阀套内锥面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Di，小圆直径即为进油通径Dp，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Dp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Di和进油通径Dp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Di、进油通径Dp、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°；
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[(Di-D1)/2]+[ζ1/2cos(α/2)]；
ΔC-为[(Di-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-Dp)/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-Dp)/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[(Di-D1)/2]-[ζ1/2cos(α/2)]；
以上述螺纹插装式溢流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；
当上偏差角实际值达到1°时，密封圆轴向磨削量公差值为0.0523mm，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0.0135mm；另，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(4)和式(5)获得的上偏差角与下偏差角并不适合直接作为精度设计值，上述将偏差角精度设计为±1°属于合理约束；
4)利用步骤3)中验证后的阀套内锥面锥角偏差模型设计阀套内锥面锥角，并采用角度检测检具对生产过程中的阀套内锥面进行检测
在阀套的实际生产过程中，即使采用三坐标测量仪也不可能做到对每个零件都进行阀套内锥面锥角α及密封圆轴向磨削量λ2的全检，故需设计快速角度检测检具，以适用于实际制造的检测控制；
如图5所示，角度检测检具包括检具主体、与配合内孔间隙配合的检具外圆、用于浮动支撑的环形槽及用于测量阀套内锥面的检测大圆与检测小圆，且检测大圆位于检具主体一端，检测小圆位于检具主体另一端，环形槽设置在位于检测大圆一侧的检具主体上，整个环形槽处于配合内孔的轴向位置内，同时位于环形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；检测大圆、检测小圆分别与检具主体端面形成有接触锐角，并在检具主体两端沿回转中心设置有工艺孔；此外，检具主体、检具外圆、环形槽、检测大圆及检测小圆为同轴结构；检具外圆直径d2小于配合内孔直径D0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dt根据选型的浮动支撑组件选定具体尺寸及公差；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，以保证精加工外圆的同轴度及两端端面相对于检测大圆与检测小圆的垂直度，精加工后保持接触锐角r的成型锐边，采用手工软抛去除飞边毛刺，根据理论误差分析，检测小圆直径d3接近进油通径Dp，检测大圆直径d4接近锥面大圆直径Di，并保持直径差0.3～0.4mm，以降低检测误差；在检测小圆端置入阀套V的阀套内锥面N时，限定检具长度L2使其检测大圆端超出阀套V端面5～6mm；
检测原理：将阀套内锥面N母线作为斜边置于直角三角形中，在获知对应的两个直角边后即可换算出实际阀套内锥面锥角α′的半角，如图8所示，半角对边长度δ1为检测大圆直径d4和小检测大圆直径d3差值的一半，半角邻边长度δ2为检测大圆检测轴向长度L4和检测小圆检测轴向长度L5的差值，其中，L4和L5的长度检测是将检具两端分别置入阀套V内，在检测大圆端与阀套内锥面N接触时测得的检具检测小圆端面与转移基准面e的长度为L4，在检测小圆端与阀套内锥面N接触时测得的检具检测大圆端面与转移基准面e的长度为L5；
实际加工阀套内锥面锥角α′的计算方程式：
式中：α′-为实际加工内锥面锥角；
δ1-为半角对边长度；
δ2-为半角邻边长度；
d3-为检测小圆直径实测值；
d4-为检测大圆直径实测值；
L4-为检测大圆检测轴向长度实测值；
L5-为检测小圆检测轴向长度实测值；
实际加工阀套内锥面锥角α′为通过测量值间接获取，可将其表示为实测值的多元函数，根据误差理论，实际加工内锥面锥角测量误差Δα′的方程式：
式中：d3 *-为检测小圆直径真实值；
d4 *-为检测大圆直径真实值；
L4 *-为检测大圆检测轴向长度真实值；
L5 *-为检测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)：
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：
由以上各误差传递系数可得检测大圆直径d4和检测小圆直径d3的差值越大，内锥面锥角测量误差Δα′就越小；
5)采用磨削量检测装置对生产过程中的阀套内锥面磨削量进行检测
如图6所示，磨削量检测装置基本结构和技术要求与角度检测检具相同，仅检测圆直径不同，且磨削量检测装置能够设置为单头或双头，检测密封圆直径d5与密封外圆直径d1、接触密封圆直径D1一致，鉴于阀套V的配合内孔与检具外圆之间存在间隙，为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7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N的配合内孔处于过盈状态，浮动支撑过盈量μ值0.1～0.2mm；挡圈为开口式，套装后挡圈***距检具外圆保持间隙，挡圈间隙量ε值0.2～0.3mm；
密封圆轴向磨削量的检测，如图9所示，将检具置入阀套V内，先测得磨削前的转移基准面e与检具外端面之间的尺寸La，即为磨削前密封圆轴向位置尺寸，待阀套内锥面N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，即为磨削后密封圆轴向位置尺寸，La与Lb的差值即为实际密封圆轴向磨削量；
阀套V在机加工过程中，阀套内锥面锥角α精度由机床自身保证，但阀套内锥面N上接触密封圆相对转移基准面e的轴向尺寸属于间接获取，将受到诸多因素的影响，因此在阀套热处理后，首先对检测磨削前密封圆轴向位置尺寸La进行分档，磨削加工时以转移基准面e作为轴向定位基准，按档分批次调整磨削，如此可避免因阀套内锥面N相对转移基准面e的轴向尺寸差异较大，造成因磨削量偏差大带来的砂轮撞击，最终影响加工质量及生产效率；
6)校正试磨件
阀套试磨后检测磨削后密封圆轴向位置尺寸Lb并计算出轴向磨削量的实际值，并对该试磨件阀套内锥面锥角按上述方法进行相关参数检测，根据式(10)换算出实际加工的阀套内锥面锥角α′并确认该值处于理论设计的公差范围内，同时计算出对应的实际偏差角，根据实际阀套内锥面锥角α′是处于上偏差或下偏差，将实际偏差角对应代入式(6)或式(7)、式(8)或式(9)，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，试磨件为合格品；若该试磨件的轴向磨削量实际值未落在范围内，而实际阀套内锥面锥角在精度设计范围内并趋近理想值，此时只需计算出差值重新调整进给量即可，无须再次修整砂轮角度；若实际阀套内锥面锥角趋近上下偏差值或超出偏差，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；
因角度检测检具与磨削量检测装置基于相同的检测装置，求取的差值能够有效避免检测装置自身的***误差。
在后续的加工过程中，在不需要提高阀套内锥面锥角α自身精度时，砂轮修整角度一经确定无需再调整修改，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要求；为进一步提高阀套内锥面锥角的检测精度，在条件允许情况下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本装置检测方法的测得值进行对比，标定本检测方法的测量误差；也可制作标准角度的内锥面锥角样件，对本检测方法进行校对。
Claims (10)
1.螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，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
因阀芯的配合外圆与阀套的配合内孔间隙配合，阀芯左端密封线与阀套内锥面接触密封，故阀套内锥面相对配合内孔需限制跳动量精度要求，尤其阀套内锥面上接触密封圆处相对配合内孔的跳动量；同时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，综合分析后，确定影响阀套内锥面锥角精度的主要影响因素为密封性和基于特定工艺的使用寿命；
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，鉴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α＜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，对上下偏差作进一步约束，最终确定设计精度；
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)：
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[(Di-D1)/2]+[ζ1/2cos(α/2)]；
ΔC-为[(Di-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-Dp)/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)：
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-Dp)/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[(Di-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；因数值差的变化较小，各曲线在整体上呈近似直线变化；
4)利用步骤3)中验证后的阀套内锥面锥角偏差模型设计阀套内锥面锥角，并采用角度检测检具对生产过程中的阀套内锥面进行检测
角度检测检具包括检具主体、与配合内孔间隙配合的检具外圆、用于浮动支撑的环形槽及用于测量阀套内锥面的检测大圆与检测小圆，且检测大圆位于检具主体一端，检测小圆位于检具主体另一端，环形槽设置在位于检测大圆一侧的检具主体上，整个环形槽处于配合内孔的轴向位置内，同时位于环形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；检测大圆、检测小圆分别与检具主体端面形成有接触锐角；
将阀套内锥面母线作为斜边置于直角三角形中，在获知对应的两个直角边后即换算出实际阀套内锥面锥角的半角，半角对边长度为检测大圆直径和小检测大圆直径差值的一半，半角邻边长度为检测大圆检测轴向长度和检测小圆检测轴向长度的差值，其中，检测大圆检测轴向长度与检测小圆检测轴向长度的长度检测是将检具主体两端分别置入阀套内，在检测大圆端与阀套内锥面接触时测得的检具检测小圆端面与转移基准面的长度为检测大圆检测轴向长度，在检测小圆端与阀套内锥面接触时测得的检具检测大圆端面与转移基准面的长度为检测小圆检测轴向长度；
实际加工阀套内锥面锥角的计算方程式：
式中：α′-为实际加工内锥面锥角；
δ1-为半角对边长度；
δ2-为半角邻边长度；
d3-为检测小圆直径实测值；
d4-为检测大圆直径实测值；
L4-为检测大圆检测轴向长度实测值；
L5-为检测小圆检测轴向长度实测值；
实际加工阀套内锥面锥角α′为通过测量值间接获取，可将其表示为实测值的多元函数，根据误差理论，实际加工内锥面锥角测量误差Δα′的方程式：
式中：d3 *-为检测小圆直径真实值；
d4 *-为检测大圆直径真实值；
L4 *-为检测大圆检测轴向长度真实值；
L5 *-为检测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)：
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：
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，内锥面锥角测量误差就越小；
5)采用磨削量检测装置对生产过程中的阀套内锥面磨削量进行检测
磨削量检测装置基本结构和技术要求与角度检测检具相同，仅检测圆直径不同；密封圆轴向磨削量的检测，将检具置入阀套内，先测得磨削前转移基准面与检具外端面之间的尺寸，待阀套内锥面磨削后，再检测出转移基准面与检具外端面之间的尺寸，两个尺寸差值即为实际密封圆轴向磨削量；
6)校正试磨件
阀套试磨后检测磨削后的密封圆轴向位置尺寸并计算出轴向磨削量的实际值，并对该试磨件阀套内锥面锥角按上述方法进行相关参数检测，根据式(10)换算出实际加工的阀套内锥面锥角并确认该值处于理论设计的公差范围内，同时计算出对应的实际偏差角，根据实际阀套内锥面锥角是处于上偏差或下偏差，将实际偏差角对应代入式(6)或式(7)、式(8)或式(9)，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，计算出的轴向磨削量实际值落在该最大值和最小值范围内，试磨件为合格品；若该试磨件的轴向磨削量实际值未落在范围内，而实际阀套内锥面锥角在精度设计范围内并趋近理想值，此时只需计算出差值重新调整进给量即可，无须再次修整砂轮角度；若实际阀套内锥面锥角趋近上下偏差值或超出偏差，再次调整砂轮修整角度，在试磨后重复上述检测过程，直至所有尺寸合格；
因角度检测检具与磨削量检测装置基于相同的检测装置，求取的差值能够有效避免检测装置自身的***误差。
2.根据权利要求1所述的螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，其特征在于，步骤1)中，接触密封圆的自身形状精度为5～6级。
3.根据权利要求1所述的螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，其特征在于，步骤1)中，阀套采用高强度调质料制成。
4.根据权利要求3所述的螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，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。
5.根据权利要求1所述的螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，其特征在于，步骤3)中，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Di和进油通径Dp的差值；
通过上述计算，能够最终确定设计精度为±1°。
6.根据权利要求1所述的螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，其特征在于，步骤4)中，在检具主体两端沿回转中心设置有工艺孔；同时检具主体、检具外圆、环形槽、检测大圆及检测小圆为同轴结构。
7.根据权利要求6所述的螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，其特征在于，角度检测检具加工流程为：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，以保证精加工外圆的同轴度及两端端面相对于检测大圆与检测小圆的垂直度，精加工后保持接触锐角的成型锐边，在检测小圆端置入阀套内锥面时，限定检具长度使其检测大圆端超出阀套端面5～6mm。
8.根据权利要求7所述的螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，其特征在于，阀套热处理后，首先对检测磨削前转移基准面与检具外端面之间的尺寸进行分档，磨削加工时以转移基准面作为轴向定位基准，按档分批次调整磨削。
9.根据权利要求1所述的螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，其特征在于，鉴于阀套的配合内孔与检具外圆之间存在间隙，为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，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。
10.根据权利要求9所述的螺纹插装式溢流阀阀套内锥面锥角的制造控制方法，其特征在于，套装后的橡胶圈与阀套的配合内孔处于过盈状态，浮动支撑过盈量值0.1～0.2mm；挡圈为开口式结构，且套装后挡圈***距检具外圆保持间隙，挡圈间隙量值0.2～0.3mm。
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