朱 瑋,吳玉國,時(shí)禮平,b,c,王 濤,b,章亦聰
(安徽工業(yè)大學(xué)a.機(jī)械工程學(xué)院;b.特殊服役環(huán)境的智能裝備制造國際科技合作基地;c.特種重載機(jī)器人安徽省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,安徽馬鞍山243032)
滑動(dòng)導(dǎo)軌作為機(jī)床重要組成部分,具承載和導(dǎo)向作用,是保證機(jī)床精度的關(guān)鍵。導(dǎo)軌磨損是機(jī)床發(fā)生故障的主要原因,解決導(dǎo)軌磨損的傳統(tǒng)方法有表面淬火和表面貼塑。表面淬火易導(dǎo)致導(dǎo)軌表面應(yīng)力集中并產(chǎn)生較大的熱變形[1],表面貼塑會(huì)降低導(dǎo)軌導(dǎo)熱性能和剛度[2],淬火和貼塑均會(huì)造成導(dǎo)軌表面磨粒持續(xù)犁切的惡性循環(huán)。近年來,隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)、激光加工技術(shù)的發(fā)展,表面織構(gòu)技術(shù)作為一種改善摩擦表面性能的方法,得到了國內(nèi)外學(xué)者的普遍關(guān)注[3]。表面織構(gòu)技術(shù)在軸承、活塞環(huán)等領(lǐng)域發(fā)揮了重要作用[4-6]。Hamilton等[7]研究發(fā)現(xiàn),微織構(gòu)可獲得流體動(dòng)壓效應(yīng),減小摩擦系數(shù),提高潤滑性能;He等[8]將不同尺寸溝槽加工在聚二甲基硅氧烷(poly dimethylsiloxane,PDMS)材料表面,結(jié)果表明,沿平行溝槽方向運(yùn)動(dòng)時(shí)的摩擦系數(shù)高于沿垂直方向運(yùn)動(dòng)時(shí)的摩擦系數(shù),且尺寸較小的溝槽能得到更低的摩擦系數(shù);章亦聰?shù)萚9]提出一種萊洛三角形表面織構(gòu),并研究圓形、三角形、萊洛三角形織構(gòu)密封端面的開啟力、泄漏量和開漏比;魏偉等[10]數(shù)值模擬研究了單一螺旋槽、單一橢圓微孔和復(fù)合槽孔織構(gòu),發(fā)現(xiàn)復(fù)合槽孔織構(gòu)具有較優(yōu)的承載力、膜剛度和較小的泄漏量。
表面織構(gòu)的摩擦性能與織構(gòu)類型[11]、橫截面形狀[12]密切相關(guān)。Gu等[13]和Pei等[14]得出表面織構(gòu)形狀、尺寸對(duì)織構(gòu)潤滑減摩性能有很大影響,且存在最優(yōu)的織構(gòu)參數(shù);Keller等[15]采用點(diǎn)接觸往復(fù)實(shí)驗(yàn)研究灰鑄鐵上相同深度和寬度而不同間距的平行溝槽,發(fā)現(xiàn)在邊界潤滑區(qū)域,光滑表面和間距較大的溝槽表面摩擦系數(shù)較低;張赟等[16]利用激光加工技術(shù)在鋼制導(dǎo)軌上制備4種微織構(gòu),發(fā)現(xiàn)所有微織構(gòu)均可改善導(dǎo)軌副接觸面的接觸應(yīng)力,且不同形狀微織構(gòu)的減摩能力不同;王國榮等[17]建立溝槽型表面織構(gòu)化柱塞動(dòng)壓潤滑理論模型,分析最小油膜厚度、織構(gòu)深度、橫截面形狀、面積比及分布角度對(duì)柱塞密封副油膜承載力和摩擦系數(shù)的影響;李茂元等[18]利用數(shù)值模擬方法分析了直線槽截面形狀和幾何參數(shù)對(duì)平均壓力的影響,得出Q型直線槽端面比普通R型直線槽端面具有更好的動(dòng)壓性能。綜上研究發(fā)現(xiàn):表面織構(gòu)可有效改善端面摩擦性能,基本參數(shù)的變化對(duì)摩擦性能有較大影響。文中建立T型微溝槽織構(gòu)化機(jī)床滑動(dòng)導(dǎo)軌理論模型,借助數(shù)值模擬的方法考察T型槽織構(gòu)長度系數(shù)比、寬度系數(shù)比、偏轉(zhuǎn)角度、織構(gòu)深度、進(jìn)口速度對(duì)T型槽摩擦配副間無量綱承載力F、摩擦系數(shù)L和承摩比K的影響,以期為機(jī)床滑動(dòng)導(dǎo)軌表面織構(gòu)的設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供參考。
如圖1 所示,導(dǎo)軌是由兩個(gè)不接觸的相對(duì)移動(dòng)表面構(gòu)成。其中:上表面為動(dòng)軌;下表面為靜軌;h0為潤滑油膜厚度;hp為織構(gòu)深度;u為動(dòng)軌移速。
圖1 導(dǎo)軌截面示意圖Fig.1 Section diagram of guide rail
為方便研究,如圖2所示,將織構(gòu)化導(dǎo)軌表面以平面展開,并劃分為單元區(qū)域,以此作為計(jì)算單元。除特別說明,織構(gòu)延伸方向?yàn)閥方向,進(jìn)口速度方向?yàn)閤方向。文中采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)數(shù)值模擬的方法,考察T 型槽的長度系數(shù)比α、寬度系數(shù)比β、偏轉(zhuǎn)角度θ、織構(gòu)厚度hp、進(jìn)口速度u等參數(shù)對(duì)導(dǎo)軌T型槽摩擦配副間的無量綱承載力F、摩擦系數(shù)L和承摩比K等摩擦性能的影響。
圖2 靜軌表面織構(gòu)Fig.2 Surface texture of static rail
T 型槽基本結(jié)構(gòu)如圖3,為便于分析,將T 型槽長度系數(shù)比定義為ha/hb,記為α,即
T型槽寬度系數(shù)比定義為da/db,記為β,即
式中hb,db為定值。T型槽的偏轉(zhuǎn)角度θ 定義如圖4,逆時(shí)針方向?yàn)檎较?。具體參數(shù)及取值范圍如表1。
采用GAMBIT軟件對(duì)T型槽內(nèi)流體潤滑膜進(jìn)行網(wǎng)格劃分,結(jié)果如圖5。通過FLUENT軟件設(shè)置二階迎風(fēng)格式對(duì)流體計(jì)算區(qū)域的承載力和摩擦系數(shù)進(jìn)行求解。如圖6所示,設(shè)置沿x 軸方向入口面為速度進(jìn)口,y軸方向出口面為壓力出口,兩側(cè)面為壁面,與織構(gòu)接觸的面為靜壁面,與移動(dòng)導(dǎo)軌接觸的面為動(dòng)壁面。整個(gè)過程中,忽略體積力作用;密封流體與壁面沒有相對(duì)運(yùn)動(dòng);密封流體為牛頓流體且不可壓縮;不考慮溫度、壓力對(duì)黏度的影響;操作環(huán)境為恒溫,定常層流;兩端面間流體膜厚度處處相等;壓力在膜厚方向處處相等。
圖3 T型槽的基本結(jié)構(gòu)Fig.3 Basic structure of T-groove
圖4 偏轉(zhuǎn)角度的定義Fig.4 Definition of deflection angle
圖5 T型槽內(nèi)流體潤滑膜網(wǎng)格劃分Fig.5 Mesh dixision of fluid lubrication film in T-groove
表1 規(guī)格及參數(shù)Tab.1 Specifications and parameters
在流體動(dòng)壓潤滑的條件下,基于流體潤滑理論,采用只考慮流體動(dòng)壓效應(yīng)穩(wěn)態(tài)二維不可壓縮Reynolds方程,表示為
圖6 計(jì)算單元邊界條件Fig.6 Boundary conditions of the cell
式中:h 為潤滑油膜厚度;p 為導(dǎo)軌表面壓力;u 為兩摩擦表面的相對(duì)速度;η 為流體介質(zhì)的定常黏度。
織構(gòu)化表面潤滑油厚度為
周期邊界條件
環(huán)境邊界條件
式中:h0為最小油膜厚度;hp為織構(gòu)深度;i,j 分別為x,y 方向的一個(gè)單元長度。
通過FLUENT軟件對(duì)流體進(jìn)行數(shù)值模擬,求得油膜承載力F(1/2)和摩擦系數(shù)L分別為:
式中:dxdy 為單位表面織構(gòu)體微元;μ 為運(yùn)動(dòng)黏度。
無量綱承載力F定義為有織構(gòu)時(shí)承載力F1與無織構(gòu)時(shí)承載力F2的比值。
承摩比即為
進(jìn)口速度u=1 m/s、油膜厚度h0=10 μm、織構(gòu)深度hp=10 μm、偏轉(zhuǎn)角度θ=90°且在不同寬度系數(shù)比β的前提下,長度系數(shù)比α 對(duì)T 型槽織構(gòu)化端面無量綱承載力、摩擦系數(shù)、承摩比的影響如圖7。由圖7(a)可知:隨著長度系數(shù)比α 的增大,3種寬度系數(shù)比T型槽織構(gòu)的無量綱承載力均呈先減小后增大的變化規(guī)律;α=0.3~0.4 時(shí)3 種織構(gòu)的無量綱承載力較小,α=0.6 時(shí)3 種織構(gòu)的無量綱承載力較大,表明α=0.3~0.4 時(shí)3 種織構(gòu)的動(dòng)壓效應(yīng)較差,α=0.6 時(shí)3 種織構(gòu)的動(dòng)壓效應(yīng)較好。由圖7(b)可知:隨著長度系數(shù)比α 的增大,3 種寬度系數(shù)比織構(gòu)的摩擦系數(shù)均呈先減小后增大的變化規(guī)律;α=0.3~0.4 時(shí)3 種織構(gòu)的摩擦系數(shù)較小,α=0.6 時(shí)3種織構(gòu)的摩擦系數(shù)較大,表明α=0.3~0.4 時(shí)3種織構(gòu)的摩擦性能較好,α=0.6 時(shí)3種織構(gòu)的摩擦性能較差。由圖7(c)可知:隨著長度系數(shù)比α 的增大,3種寬度系數(shù)比織構(gòu)的承摩比呈先增大后減小的變化規(guī)律;α=0.3~0.4 時(shí)3種織構(gòu)的承摩比較大,α=0.6 時(shí)承摩比較小,表明在不同寬度系數(shù)比下,α=0.3~0.4 時(shí)3種織構(gòu)的動(dòng)壓效應(yīng)與摩擦性能較好,α=0.6 時(shí)3種織構(gòu)的動(dòng)壓效應(yīng)與摩擦性能較差。
圖7 長度系數(shù)比對(duì)T型槽織構(gòu)化端面摩擦性能的影響Fig.7 Effect of length coefficient ratio on friction performance of the textured end face of T-groove
進(jìn)口速度u=1 m/s、油膜厚度h0=10 μm、織構(gòu)深度hp=10 μm、偏轉(zhuǎn)角度θ=90°且在不同長度系數(shù)比α的前提下,寬度系數(shù)比β 對(duì)T 型槽織構(gòu)化端面無量綱承載力、摩擦系數(shù)、承摩比的影響如圖8。由圖8(a)可知,隨著寬度系數(shù)比β 的增大,3種長度系數(shù)比T型槽織構(gòu)的無量綱承載力均呈增大規(guī)律,表明隨著寬度系數(shù)比β 的增大,3種織構(gòu)均能取得較好的動(dòng)壓效應(yīng)。由圖8(b)可知:隨著寬度系數(shù)比β 的增大,3種長度系數(shù)比織構(gòu)的摩擦系數(shù)均呈先減小后增大的變化規(guī)律;β=0.5 時(shí)3種織構(gòu)均具較好的摩擦性能。由圖8(c)可知,隨著寬度系數(shù)比β 的增大,3種長度系數(shù)比織構(gòu)的承摩比均呈先增大后減小的變化規(guī)律;β=0.5 時(shí)3種織構(gòu)承摩比均較大,表明β=0.5 時(shí)3種織構(gòu)均具較好的動(dòng)壓效應(yīng)和摩擦性能。
圖8 寬度系數(shù)比對(duì)T型槽織構(gòu)化端面摩擦性能的影響Fig.8 Effect of width coefficient ratio on friction performance of the textured end face of T-groove
進(jìn)口速度u=1 m/s、油膜厚度h0=10 μm、織構(gòu)深度hp=10 μm、寬度系數(shù)比β=0.4 且在不同長度系數(shù)比α 的前提下,偏轉(zhuǎn)角度θ 對(duì)T型槽織構(gòu)化端面無量綱承載力、摩擦系數(shù)、承摩比的影響如圖9。由圖9(a)可知:隨著偏轉(zhuǎn)角度θ 的增大,3 種長度系數(shù)比T 型槽織構(gòu)的無量綱承載力均呈先增大后減小再增大的規(guī)律;θ=43°左右時(shí)3 種織構(gòu)無量綱承載力較大,θ=90°時(shí)3 種織構(gòu)無量綱承載力均最大;θ=0°~90°,α=0.6 的T型槽織構(gòu)無量綱承載力均較大,表明α=0.6 的織構(gòu)具有較好的動(dòng)壓效應(yīng)。由圖9(b)可知:隨著偏轉(zhuǎn)角度θ的增大,3種長度系數(shù)比織構(gòu)的摩擦系數(shù)均呈先減小后增大再減小的變化規(guī)律;θ=45°左右均較小,θ=90°時(shí)均最小。由圖9(c)可知:隨著偏轉(zhuǎn)角度θ 的增大,3種長度系數(shù)比織構(gòu)的承摩比呈波浪式變化規(guī)律;θ=45°和θ=90°時(shí)較大,表明θ=45°和θ=90°時(shí)3種織構(gòu)的端面均具較大的動(dòng)壓效應(yīng)和良好的摩擦性能。
圖9 偏轉(zhuǎn)角度對(duì)T型槽織構(gòu)化端面摩擦性能的影響Fig.9 Effect of deflection angle on friction performance of the textured end face of T-groove
進(jìn)口速度u=1 m/s、油膜厚度h0=10 μm、寬度系數(shù)比β=0.4、偏轉(zhuǎn)角度θ=90°且在不同長度系數(shù)比α的前提下,織構(gòu)深度hp對(duì)T 型槽織構(gòu)化端面無量綱承載力、摩擦系數(shù)、承摩比的影響如圖10。由圖10(a)可知:隨著織構(gòu)深度hp的增大,3種長度系數(shù)比T型槽織構(gòu)的無量綱承載力呈先略微增大后迅速減小的變化規(guī)律;hp=8 μm 時(shí)無量綱承載力均較大。由圖10(b)可知:隨著織構(gòu)深度hp增大,3種長度系數(shù)比織構(gòu)的摩擦系數(shù)變化規(guī)律與無量綱承載力相反;hp=6 μm 時(shí)達(dá)到較小值后迅速上升;α=0.2 的織構(gòu)在整個(gè)過程中均具較小的摩擦系數(shù),表明α=0.2 的織構(gòu)具更好的摩擦性能。由圖10(c)可知:隨著織構(gòu)深度hp增大,3種長度系數(shù)比織構(gòu)的承摩比相互接近;hp=6 μm 時(shí)均較大,表明3種織構(gòu)在hp=6 μm 時(shí)具良好的動(dòng)壓效應(yīng)及摩擦性能。
圖10 織構(gòu)深度對(duì)T型槽織構(gòu)化端面摩擦性能的影響Fig.10 Effect of texture depth on friction performance of the textured end face of T-groove
油膜厚度h0=10 μm、織構(gòu)深度hp=10 μm、寬度系數(shù)比β=0.4、偏轉(zhuǎn)角度θ=90°且在不同長度系數(shù)比α的前提下,進(jìn)口速度u對(duì)T型槽織構(gòu)化端面無量綱承載力、摩擦系數(shù)、承摩比的影響如圖11。由圖11(a)可知:隨著進(jìn)口速度u的增大,3種長度系數(shù)比T型槽織構(gòu)的無量綱承載力均呈線性增大的變化規(guī)律;進(jìn)口速度u相同時(shí),α=0.6 的織構(gòu)具較大的承載力及動(dòng)壓效應(yīng)。由圖11(b)可知:進(jìn)口速度u對(duì)摩擦系數(shù)的影響與其對(duì)無量綱承載力的影響規(guī)律相似;隨著進(jìn)口速度u的增大,3種長度系數(shù)比T型槽織構(gòu)的摩擦系數(shù)均呈不斷增大的趨勢(shì);α=0.2 的織構(gòu)具較小的摩擦系數(shù)和優(yōu)異的摩擦性能。由圖11(c)可知:隨著進(jìn)口速度u的增大,3種長度系數(shù)比T型槽織構(gòu)的承摩比均呈不斷增大的趨勢(shì);α=0.2 的織構(gòu)具較大承摩比,表明較低進(jìn)口速度與較小長度系數(shù)比的織構(gòu)具更好的動(dòng)壓效應(yīng)與摩擦性能。
圖11 進(jìn)口速度對(duì)T型槽織構(gòu)化端面摩擦性能的影響Fig.11 Effect of inlet velocity on friction performance of the textured end face of T-groove
建立T型槽表面織構(gòu)化導(dǎo)軌端面的理論模型,研究T型槽織構(gòu)的長度系數(shù)比α、寬度系數(shù)比β、偏轉(zhuǎn)角度θ、織構(gòu)深度hp、進(jìn)口速度u對(duì)T型槽摩擦配副間摩擦特性的影響,得出以下結(jié)論:
1)隨著長度系數(shù)比增大,不同寬度系數(shù)比T型槽表面織構(gòu)化導(dǎo)軌端面的摩擦性能呈先增大后減小變化規(guī)律,文中條件參數(shù)下最優(yōu)長度系數(shù)比α=0.3~0.4;最優(yōu)寬度系數(shù)比與長度系數(shù)比呈相似規(guī)律,最優(yōu)值出現(xiàn)在β=0.5 處;
2)偏轉(zhuǎn)角度θ=45°和90°時(shí),T型槽表面織構(gòu)化導(dǎo)軌端面具更好的摩擦特性;
3)隨著織構(gòu)深度增大,T型槽表面織構(gòu)化導(dǎo)軌端面的摩擦性能先增大后迅速減小,文中最優(yōu)深度出現(xiàn)在hp=6 μm 左右;
4)增大T型槽織構(gòu)進(jìn)口速度會(huì)同時(shí)增大T型槽表面織構(gòu)化導(dǎo)軌端面的無量綱承載力和摩擦系數(shù),較小的進(jìn)口速度會(huì)使T型槽表面織構(gòu)化導(dǎo)軌端面的摩擦性能更好。