李典倫，黃 華，鄧文強(qiáng)

（蘭州理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，甘肅蘭州730000）

機(jī)床導(dǎo)軌的性能會(huì)直接影響機(jī)床的加工精度［1］。與普通導(dǎo)軌相比，液體靜壓導(dǎo)軌具有摩擦阻力小、精度高等特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于精密機(jī)床［2］。為提升導(dǎo)軌的性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其材料、制造工藝及結(jié)構(gòu)等進(jìn)行了大量研究。例如：Lai等［3］采用K9玻璃光學(xué)材料制造導(dǎo)軌，該導(dǎo)軌的工作表面誤差和氣膜厚度均小于傳統(tǒng)的空氣靜壓導(dǎo)軌，精度、剛度和承載能力均大于傳統(tǒng)的鑄鐵導(dǎo)軌；Chen等［4］改善了制造直線運(yùn)動(dòng)導(dǎo)軌的傳統(tǒng)沖壓技術(shù)，實(shí)現(xiàn)高精度、快速制造，并有效消除了導(dǎo)軌的斷裂現(xiàn)象；Soshi等［5］基于傳統(tǒng)滑動(dòng)面加工磨削方法，通過(guò)在鑄鐵材料中添加鋁和鎂來(lái)提高機(jī)床的整體加工性能和生產(chǎn)率，并采用立方氮化硼銑削加工方法，以使刀具不易磨損和具有恒定的表面粗糙度；張耀滿等［6］分析了在高載荷和高溫情況下，滾動(dòng)直線導(dǎo)軌熱變形對(duì)其接觸剛度的影響以及不同垂直載荷下導(dǎo)軌的溫度分布，為導(dǎo)軌設(shè)計(jì)奠定了理論基礎(chǔ)；Liu等［7］為了控制由機(jī)械加工力引起的振動(dòng)，研制了一種新型的磁流變液靜壓導(dǎo)軌系統(tǒng)，該導(dǎo)軌具有較佳的靜態(tài)剛度和較高的阻尼；李天箭等［8］提出了4種微結(jié)構(gòu)表面來(lái)減小流體阻力，通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)利用V形溝槽構(gòu)建微結(jié)構(gòu)表面有利于減阻；夏毅敏等［9］利用流體分析軟件對(duì)節(jié)流器結(jié)構(gòu)與Nanosys-1000超精密加工機(jī)床液體靜壓導(dǎo)軌的承載能力進(jìn)行了分析，并確定了節(jié)流器的最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)；陳東菊等［10］根據(jù)速度滑移算法以及Navier-Stokes方程，對(duì)氣膜的壓強(qiáng)分布進(jìn)行了仿真分析，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了氣膜厚度的變化規(guī)律。

綜合來(lái)看，機(jī)床液體靜壓導(dǎo)軌的靜剛度、表面粗糙度及生產(chǎn)率等已逐漸改善，但導(dǎo)軌的減阻效果、熱性能等仍顯不足，目前的研究?jī)H僅驗(yàn)證了V形溝槽的減阻效果以及利用仿真軟件分析了不同溫度分布下導(dǎo)軌的變形，沒(méi)有驗(yàn)證其他微結(jié)構(gòu)的減阻效果，且未從根本上消除由溫差變化引起的變形［11］。針對(duì)這一現(xiàn)象，筆者提出了一種采用樹(shù)脂混凝土制造液體靜壓導(dǎo)軌滑塊的方法，并通過(guò)在滑塊表面構(gòu)造U-V形微結(jié)構(gòu)來(lái)實(shí)現(xiàn)減阻，以提高液體靜壓導(dǎo)軌的整體性能。

1 液體靜壓導(dǎo)軌的工況分析與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

傳統(tǒng)的鑄鐵和花崗巖材料雖具有剛性好、強(qiáng)度大、成本低等特點(diǎn)，但其熱性能相對(duì)較差，且容易發(fā)生熱變形。為了提升機(jī)床的綜合性能，以某具體加工工況為例，對(duì)液體靜壓導(dǎo)軌的材料及結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行重新選擇和設(shè)計(jì)，以提高其熱性能、動(dòng)態(tài)性能及整體精度。

1.1 液體靜壓導(dǎo)軌工況分析

某型號(hào)臥式加工中心采用由樹(shù)脂混凝土制成的液體靜壓導(dǎo)軌，并在其表面進(jìn)行微結(jié)構(gòu)減阻設(shè)計(jì)。臥式加工中心的結(jié)構(gòu)如圖1所示。在機(jī)床加工過(guò)程中，液體靜壓導(dǎo)軌用于承受、固定及引導(dǎo)立柱，以減小立柱與床身之間的摩擦，并將刀具與工件的作用力傳遞至床身。立柱下方有2條支承導(dǎo)軌，每條導(dǎo)軌上有2個(gè)滑塊與之相連。

圖1 臥式加工中心結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of horizontal machining center

以典型切削工況為例，在某主要工序中：背吃刀量ap=5mm，切削量f=0.5mm/r，切削速度vc=150m/min，其他參數(shù)由查閱相關(guān)設(shè)計(jì)手冊(cè)而得。切削力Fc、背向力Fp、進(jìn)給力Ff的計(jì)算公式如下［12］：

式中：CFc、CFp、CFf表示由被加工材料和切削條件決定的系數(shù)；xFc、yFc、nFc表示刀具材料及加工形式對(duì)切削力的影響指數(shù)；xFp、yFp、nFp表示刀具材料及加工形式對(duì)背向力的影響指數(shù)；xFf、yFf、nFf表示刀具材料及加工形式對(duì)進(jìn)給力的影響指數(shù)；KFc、KFp、KFf表示各種因素對(duì)切削力影響的修正系數(shù)。

根據(jù)式（1）計(jì)算可得：Fc=2799.1N，F(xiàn)p=671.77N，F(xiàn)f=1074.9N。整個(gè)主軸箱系統(tǒng)及液體靜壓導(dǎo)軌的重量約為8 000 N，立柱的重量約為17 500 N，則立柱下方液體靜壓導(dǎo)軌（以下簡(jiǎn)稱為液體靜壓導(dǎo)軌）承受系統(tǒng)總重量G≈25 500 N。在切削過(guò)程中，距液體靜壓導(dǎo)軌表面500 mm處受到的進(jìn)給力Ff≈1074.9N。液體靜壓導(dǎo)軌的受力分析如圖2所示。

1.2 液體靜壓導(dǎo)軌油墊結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

在上述工況條件下，為了保證液體靜壓導(dǎo)軌的承載量，對(duì)該型號(hào)臥式加工中心液體靜壓導(dǎo)軌的結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)。在機(jī)床運(yùn)行過(guò)程中，液壓油通過(guò)節(jié)流器、矩形油墊進(jìn)入導(dǎo)軌油腔，當(dāng)經(jīng)節(jié)流器節(jié)流后的液壓油的壓力大于導(dǎo)軌所承受的載荷時(shí)，導(dǎo)軌浮起，導(dǎo)軌油膜形成。與單向矩形平面支承油墊相比，對(duì)置雙向矩形平面油墊具有較大的剛度和較高的穩(wěn)定性，并能承受一定的傾覆載荷，故采用對(duì)置雙向矩形平面油墊，其液壓原理如圖3所示。

圖2 液體靜壓導(dǎo)軌的受力分析Fig.2 Force analysis of hydrostatic guideway

圖3 對(duì)置雙向矩形平面油墊的液壓原理示意圖Fig.3 Hydraulic principle schematic diagram of opposed bidirectional rectangular plane oil cushion

如圖4所示，將2個(gè)尺寸相同的矩形油墊對(duì)置放在液體靜壓導(dǎo)軌兩側(cè)，當(dāng)無(wú)載荷作用在液體靜壓導(dǎo)軌上時(shí)，滑塊與液體靜壓導(dǎo)軌間的油膜厚度為h，處于平衡狀態(tài)；當(dāng)有外載荷作用在液體靜壓導(dǎo)軌上時(shí)，液體靜壓導(dǎo)軌整體下降e，然后重新達(dá)到平衡狀態(tài)，此時(shí)滑塊下表面的油膜厚度為h-e，滑塊上表面的油膜厚度為h+e。當(dāng)液體靜壓導(dǎo)軌處于平衡狀態(tài)時(shí)，可將矩形油墊看作等壓矩形，由于其外圈有封油邊，為方便計(jì)算矩形油墊的承受載荷，引入有效承載面積Ae，如圖5所示。

由上文的工況分析可知，該機(jī)床液體靜壓導(dǎo)軌承受的總載荷為25 500 N，因?qū)к売?個(gè)滑塊共同支撐，則每個(gè)滑塊承受的載荷W=6 375 N。采用恒壓供油方式，油壓p=1.5 MPa，根據(jù)公式W=p?Ae，得出矩形油墊的有效承載面積Ae=42.5cm2。經(jīng)初步分配得出：矩形油墊有效承載面的長(zhǎng)度為85 mm，寬度為50 mm；封油邊的長(zhǎng)度l=92 mm，寬度b=60 mm；封油邊長(zhǎng)邊的厚度l1=7 mm，封油邊寬邊的厚度b1=10 mm，如圖6所示。

圖4 液體靜壓導(dǎo)軌表面油膜厚度示意圖Fig.4 Schematic diagram of oil film thickness of hydrostatic guideway

圖5 矩形油墊有效承載面積示意圖Fig.5 Schematic diagram of effective load area of rectangular oil cushion

圖6 典型切削工況下矩形油墊尺寸示意圖Fig.6 Schematic diagram of rectangular oil cushion size under typical cutting condition

為了求解矩形油墊的液阻比λ，需先選擇合適的小孔節(jié)流孔徑dc，其需滿足的條件為：

式中：h為油膜厚度，取h=30 μm；ρ為液壓油密度，取ρ=8.58×10-6N?s2/cm4；α為流量系數(shù)，取α=0.6～0.7；μ為液壓油動(dòng)力黏度，取μ=5.75×10-7N?s/cm2。

經(jīng)過(guò)計(jì)算得出dc≥0.41mm，則取小孔節(jié)流孔徑dc=0.5mm。

為了驗(yàn)證參數(shù)設(shè)計(jì)的合理性［13］，將計(jì)算得到的液阻比λ與最佳液阻比λ0=0.707作比較。液阻比λ的計(jì)算公式為：

式中：Rc0為節(jié)流器液阻；Rh0為封油邊初始液阻。

根據(jù)式（3）計(jì)算得到液阻比λ=0.691，與最佳液阻比λ0相近，說(shuō)明矩形油墊的尺寸設(shè)計(jì)合理［14］。

液體靜壓導(dǎo)軌及滑塊的三維模型如圖7所示。

圖7 液體靜壓導(dǎo)軌及滑塊的三維模型Fig.7 Three-dimensional model of hydrostatic guideway and slider

1.3 液體靜壓導(dǎo)軌結(jié)構(gòu)的強(qiáng)化設(shè)計(jì)

樹(shù)脂混凝土是一種具有良好力學(xué)特性的復(fù)合材料［15］，由12%的環(huán)氧樹(shù)脂、1%的固化劑、2%的稀釋劑、1%的增韌劑、80%的骨料及4%的填料組成，其彈性模量約為灰鑄鐵材料的1/4，密度約為灰鑄鐵材料的1/3。樹(shù)脂混凝土的性能參數(shù)如表1所示。

表1 樹(shù)脂混凝土的性能參數(shù)Table 1 Performance parameters of resin concrete

為了提高液體靜壓導(dǎo)軌的熱性能，設(shè)計(jì)了一種由樹(shù)脂混凝土制成的液體靜壓導(dǎo)軌（以下簡(jiǎn)稱為樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌）。由于樹(shù)脂混凝土的彈性模量較小，要想保證液體靜壓導(dǎo)軌的剛度，需對(duì)其內(nèi)部進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)化設(shè)計(jì)，因此設(shè)計(jì)了一種鋼結(jié)構(gòu)支承件，其結(jié)構(gòu)如圖8所示。將鋼結(jié)構(gòu)支承件內(nèi)嵌進(jìn)液體靜壓導(dǎo)軌中，以提高導(dǎo)軌的剛度。

2 液體靜壓導(dǎo)軌的靜力學(xué)和熱力學(xué)性能分析

2.1 液體靜壓導(dǎo)軌的靜力學(xué)分析

圖8 樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌內(nèi)部鋼結(jié)構(gòu)支撐件Fig.8 Strutting piece with embedded steel structure of hydrostatic guideway made by resin concrete

為了驗(yàn)證內(nèi)嵌鋼結(jié)構(gòu)的樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌的靜態(tài)性能，利用有限元軟件Workbench對(duì)樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌和花崗巖液體靜壓導(dǎo)軌進(jìn)行靜力學(xué)分析。由上文分析可知，在典型切削工況下，每個(gè)液體靜壓導(dǎo)軌滑塊受到方向向下的載荷W=6375N，在距液體靜壓導(dǎo)軌表面500 mm處受到進(jìn)給力Ff=1074.9N。設(shè)樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌及花崗巖液體靜壓導(dǎo)軌的初始邊界條件相同，底部均設(shè)置全約束。液體靜壓導(dǎo)軌及滑塊的變形云圖如圖9所示。

圖9 液體靜壓導(dǎo)軌及滑塊的變形云圖Fig.9 Deformation nephogram of hydrostatic guideway and slider

由圖9可知，2種液體靜壓導(dǎo)軌的最大靜變形均出現(xiàn)在導(dǎo)軌右上角處，這說(shuō)明進(jìn)給力Ff對(duì)導(dǎo)軌及滑塊的影響較大。樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌的最大靜變形量小于花崗巖液體靜壓導(dǎo)軌，表明鋼結(jié)構(gòu)支撐件起了一定的作用。液體靜壓導(dǎo)軌的靜力學(xué)分析結(jié)果如表2所示。

表2 液體靜壓導(dǎo)軌的靜力學(xué)分析結(jié)果Table 2 Statics analysis result of hydrostatic guideway

2.2 液體靜壓導(dǎo)軌的主要熱源和邊界條件分析

數(shù)控機(jī)床的誤差主要為運(yùn)動(dòng)誤差、熱誤差、控制誤差和力誤差等，其中熱誤差占總誤差的40%～70%［16］。為了驗(yàn)證樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌的熱性能，利用有限元軟件Workbench對(duì)樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌和花崗巖液體靜壓導(dǎo)軌進(jìn)行穩(wěn)態(tài)、瞬態(tài)熱分析。

數(shù)控機(jī)床的主要熱源為切削熱、主軸系統(tǒng)發(fā)熱以及運(yùn)動(dòng)副間的摩擦熱［17］。在分析液體靜壓導(dǎo)軌的熱性能時(shí)，只須分析導(dǎo)軌與立柱間的摩擦熱及周?chē)h(huán)境對(duì)導(dǎo)軌的熱影響，其他熱源可忽略不計(jì)。

液體靜壓導(dǎo)軌的力學(xué)平衡方程為：

式中：F1為近刀具端導(dǎo)軌的受力，F(xiàn)2為遠(yuǎn)刀具端導(dǎo)軌的受力，經(jīng)計(jì)算，F(xiàn)1=11 308.3 N，F(xiàn)2=13 116.8 N；d為機(jī)床刀具的直徑；h1為刀具與導(dǎo)軌的垂直距離；L為立柱下2條導(dǎo)軌的間距。

由于每條液體靜壓導(dǎo)軌都與2個(gè)滑塊相連，為方便計(jì)算，選取受力較大的1條液體靜壓導(dǎo)軌進(jìn)行分析。對(duì)于某一個(gè)滑塊，其摩擦熱為：

式中：F3為該條導(dǎo)軌所承受的載荷；μ2為液體靜壓導(dǎo)軌的摩擦系數(shù)；v為液壓油的流速；S為液體靜壓導(dǎo)軌矩形油墊的面積。

經(jīng)計(jì)算得到液體靜壓導(dǎo)軌與立柱間摩擦產(chǎn)生的熱量q=7.07×10-4W/mm2。

液體靜壓導(dǎo)軌的外表面暴露于空氣中，其一部分熱量會(huì)被帶走，為自然對(duì)流換熱。為了模擬相關(guān)條件，利用標(biāo)準(zhǔn)努謝爾特準(zhǔn)則和格拉曉夫數(shù)方程計(jì)算對(duì)流換熱系數(shù)，計(jì)算公式分別為：

式中：Pr為普朗特?cái)?shù)；η為流體的動(dòng)力黏度；Cp為流體的比定壓熱容；λ1為流體的導(dǎo)熱系數(shù)；Gr為格拉曉夫數(shù)；g為重力加速度；β為流體熱膨脹系數(shù)；L1為特征尺寸；ΔT為流體與壁面的溫差；v為流體的運(yùn)動(dòng)黏度；Nu為努塞爾數(shù)；C、n為常數(shù)；h2為對(duì)流換熱系數(shù)；L2為液體靜壓導(dǎo)軌寬度。

經(jīng)計(jì)算得出液體靜壓導(dǎo)軌外表面對(duì)流換熱系數(shù)ha=2.15×10-5W/(mm2?°C)，內(nèi)表面對(duì)流換熱系數(shù)hb=4.68× 10-5W/(mm2?°C)。

2.3 液體靜壓導(dǎo)軌的穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)熱分析

利用有限元軟件Workbench對(duì)樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌及花崗巖液體靜壓導(dǎo)軌進(jìn)行穩(wěn)態(tài)、瞬態(tài)熱分析。2種液體靜壓導(dǎo)軌模型的邊界條件相同，其穩(wěn)態(tài)熱分析結(jié)果如圖10所示。由圖可知，樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌的最高溫度小于花崗巖液體靜壓導(dǎo)軌的最高溫度，且其溫差較小，兩者的最高溫度均出現(xiàn)在內(nèi)嵌的鋼結(jié)構(gòu)支撐件處。

圖10 液體靜壓導(dǎo)軌的穩(wěn)態(tài)熱分析結(jié)果Fig.10 Steady state thermal analysis result of hydrostatic guideway

為了進(jìn)一步驗(yàn)證樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌的熱性能，在穩(wěn)態(tài)熱分析的基礎(chǔ)上，對(duì)其進(jìn)行瞬態(tài)熱分析。液體靜壓導(dǎo)軌的瞬態(tài)溫度如圖11所示，其中在第2.0秒、第11.1秒、第82.5秒、第162.5秒、第200.0秒五個(gè)時(shí)刻的溫差如表3所示。

表3 液體靜壓導(dǎo)軌的瞬態(tài)溫差Table 3 Transient temperature difference of hydrostatic guideway 單位：℃

圖11 液體靜壓導(dǎo)軌的瞬態(tài)溫度分布Fig.11 Transient temperature distribution of hydrostatic guideway

溫差是導(dǎo)致導(dǎo)軌熱變形的重要因素之一，溫差越小，導(dǎo)軌熱性能越穩(wěn)定。由表3所示的2種液體靜壓導(dǎo)軌的溫差可知，樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌的溫差較小，表明其熱性能比花崗巖液體靜壓導(dǎo)軌穩(wěn)定。

3 液體靜壓導(dǎo)軌減阻微結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)

液體靜壓導(dǎo)軌與滑塊之間的阻力直接影響機(jī)床整體的穩(wěn)定性及精度。為了減小阻力，在液體靜壓導(dǎo)軌表面設(shè)計(jì)了一種U-V形溝槽減阻微結(jié)構(gòu)并作用于滑塊表面以提升機(jī)床的運(yùn)動(dòng)性能。

3.1 液體靜壓導(dǎo)軌減阻微結(jié)構(gòu)計(jì)算區(qū)域設(shè)計(jì)

為了防止減阻微結(jié)構(gòu)對(duì)油膜產(chǎn)生影響，在離矩形油墊2 mm的區(qū)域設(shè)計(jì)減阻微結(jié)構(gòu)，且添加減阻微結(jié)構(gòu)后導(dǎo)軌的表面仍為光滑平面［18］。

考慮到微結(jié)構(gòu)加工成本和導(dǎo)軌寬度，在液體靜壓導(dǎo)軌表面加工一個(gè)長(zhǎng)為6 mm的微結(jié)構(gòu)，其前后各有長(zhǎng)為3 mm的緩沖區(qū)域，最終微結(jié)構(gòu)的計(jì)算區(qū)域?yàn)?.5 mm×12 mm，并以此建立減阻模型。圖12所示為V形溝槽微結(jié)構(gòu)的計(jì)算區(qū)域。

利用ICEM CFD軟件對(duì)減阻模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，將微結(jié)構(gòu)處的網(wǎng)格細(xì)化，以保證減阻模型的準(zhǔn)確性。由于油膜為30μm，而減阻微結(jié)構(gòu)的長(zhǎng)度為6 mm，為了能用宏觀流體力學(xué)分析模型分析減阻微結(jié)構(gòu)，則需保證克努森數(shù)Kn＜0.001，即：

式中：λ2為分子平均自由程；H為單個(gè)微結(jié)構(gòu)的深度；α為液壓油運(yùn)動(dòng)黏度；ω為液壓油黏性系數(shù)；m為液壓油的相對(duì)黏性質(zhì)量；T為液壓油溫度；k為波爾茲曼常數(shù)。

經(jīng)計(jì)算得H≥1.29μm，表明單個(gè)微結(jié)構(gòu)的深度須大于1.29μm，才能用宏觀流體動(dòng)力學(xué)模型來(lái)分析減阻微結(jié)構(gòu)。

3.2 減阻微結(jié)構(gòu)的性能分析

在矩形溝槽、V形溝槽、U形溝槽和Space-V形溝槽中，V形溝槽的減阻效果最佳［8］，U形溝槽的入口壓力值較小，V形溝槽的出口壓力值較大，因此，為了使總壓降較小，設(shè)計(jì)了一種U-V形溝槽，如圖13（a）所示。其中U形溝槽的深度為5μm，其余每個(gè)V形溝槽的深度為10μm、寬度為15μm，使其在液體靜壓導(dǎo)軌上的減阻效果比V形溝槽的減阻效果更加明顯。

圖13 微形溝槽結(jié)構(gòu)示意Fig.13 Schematic of micro-groove structure

根據(jù)入口壓力與出口壓力，得出計(jì)算區(qū)域的總壓降。由于壓降與阻力成正相關(guān)，則可根據(jù)壓降的大小來(lái)反映通道內(nèi)的阻力大?。嚎倝航翟叫?，則通道內(nèi)的阻力越小。

式中：Δp為計(jì)算區(qū)域的總壓降；pin為計(jì)算區(qū)域的進(jìn)口壓力；pout為計(jì)算區(qū)域的出口壓力；Δpsmooth為光滑通道內(nèi)的總壓降；Rcf為減阻率，Rcf越大，說(shuō)明減阻效果越好，若Rcf為負(fù)，則說(shuō)明有增阻效果。

利用ANSYS CFX軟件對(duì)具有U-V形溝槽、V形溝槽和無(wú)溝槽（光滑通道）區(qū)域的壓力進(jìn)行求解，得到其壓力分布云圖，結(jié)果如圖14所示。

圖14 微結(jié)構(gòu)區(qū)域的壓力分布云圖Fig.14 Pressure distribution cloud in micro-structure area

由圖14可知，具有U-V形溝槽和V形溝槽區(qū)域的壓降均小于光滑通道的壓降。其壓降和減阻率如表4所示，由表可知，具有U-V形溝槽區(qū)域的減阻率略大于V形溝槽，表明U-V形溝槽和V形溝槽均具有減阻效果，且U-V形溝槽的減阻效果更加明顯。

表4 微結(jié)構(gòu)區(qū)域的壓降和減阻率對(duì)比Table 4 Pressure drop and drag reduction rate of micro-structure area

4 結(jié) 論

采用內(nèi)嵌鋼結(jié)構(gòu)的樹(shù)脂混凝土制作了精密液體靜壓導(dǎo)軌，并在其表面設(shè)置了減阻微結(jié)構(gòu)，使得其熱性能、動(dòng)態(tài)性能及減阻性能都有了較大提升，并通過(guò)仿真分析驗(yàn)證了該結(jié)構(gòu)的可行性，得出結(jié)論以下：

1）在相同工況條件下，樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌的最大靜變形比花崗巖液體靜壓導(dǎo)軌的小，表明樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌具有較高的強(qiáng)度和剛度。

2）樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌的溫差比花崗巖液體靜壓導(dǎo)軌的小，表明樹(shù)脂混凝土液體靜壓導(dǎo)軌具有良好的熱性能，可大大降低因溫差而導(dǎo)致的熱變形。

3）具有U-V形溝槽區(qū)域的減阻率為28.2%，具有V形溝槽區(qū)域的減阻率為4.1%，說(shuō)明在液體靜壓導(dǎo)軌表明設(shè)置減阻微結(jié)構(gòu)能有效減小導(dǎo)軌與滑塊間的阻力，提高液體靜壓導(dǎo)軌的綜合性能。