滾齒機復合材料滑動導軌磨損性能

李先廣　楊　勇

重慶機床(集團)有限責任公司，重慶，401336

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滾齒機復合材料滑動導軌磨損性能

李先廣楊勇

重慶機床(集團)有限責任公司，重慶，401336

為了掌握滾齒機復合材料滑動導軌磨損性能，在振動爬行原理、Reynolds理論及復合材料滑動導軌工況參數的基礎上，建立了復合材料滑動導軌穩定磨損階段的磨損深度隨磨損時間變化關系模型，提出了磨損深度測試方案，成功研制出復合材料滑動導軌磨損測試試驗機。運用滾齒機復合材料滑動導軌樣件進行了磨損試驗，分析了復合材料滑動導軌磨損深度的試驗與理論數據，揭示了復合材料滑動導軌磨損規律。理論數據與試驗數據相比較，兩者相對誤差低于5%，驗證了理論研究的正確性，表明該研究可為滾齒機復合材料滑動導軌的油槽結構、油槽幾何參數及油膜承載能力的優化設計與導軌選型提供有益參考。

滾齒機；復合材料；滑動導軌；磨損率；磨損深度

0　引言

機床導軌摩擦磨損對導軌性能、壽命及機床加工精度與性能有著重要影響[1-5]。滾齒機復合材料滑動導軌工作載荷大、工況復雜，導軌更換難度大且成本高，故展開滾齒機復合材料滑動導軌磨損性能研究，對大型機床導軌維護與油槽結構參數優化設計極為重要。

近年來，國內外學者對導軌摩擦磨損進行了大量研究，如李皓[6]的研究表明，淬火鋼導軌耐磨性較普通鑄鐵導軌耐磨性有很大提高；王承鶴等[7-8]對聚四氟乙烯基復合材料滑動導軌軟帶在金屬切削機床上的應用及其摩擦與磨損機理進行了研究，指出聚四氟乙烯基復合材料滑動導軌軟帶的應用可以極大地提高導軌耐磨性能；Pal等[9]對塑料導軌在機床上的應用進行了研究，利用試驗數據得到了塑料導軌磨損經驗公式；Khedkar等[10]對PTFE復合材料中各種添加劑對導軌材料抗磨損性能的影響進行了試驗研究；Chauhan等[11]對乙烯基材料在干摩擦以及水潤滑滑動摩擦條件下的磨損行為進行了試驗研究，指出添加了玻璃纖維(GFR)乙烯基復合材料的磨損率隨法向載荷的增大而減小。

由于摩擦磨損問題較為復雜，國內外學者對此開展了大量有效的研究工作，也取得了許多豐碩的研究成果[12-20]，但目前專門針對滾齒機復合材料滑動導軌磨損性能方面的研究仍鮮見報道，其磨損規律尚不清楚，在工程實際中，機床復合材料滑動導軌的設計主要是依靠經驗。為了揭示滾齒機復合材料滑動導軌磨損規律，本文根據振動爬行原理、Reynolds理論及復合材料滑動導軌的實際工況參數，建立了復合材料滑動導軌磨損深度隨磨損時間變化的關系模型，提出了磨損深度測試方案，并成功研制了復合材料滑動導軌磨損測試試驗機；運用滾齒機復合材料滑動導軌樣件進行了磨損試驗測試，將復合材料滑動導軌磨損深度試驗測試值與理論計算數據進行了對比分析。

1　滾齒機復合材料滑動導軌相對滑動速度公式

滾齒機大立柱移動時，在其復合材料滑動導軌(滾齒機實際結構中，采用1.2 mm厚的聚四氟乙烯基復合材料與大立柱導軌槽緊緊鑲貼在一起構成滑動導軌)與靜壓導軌(20CrMnTi材料的靜壓導軌是固定安裝在床身上的，在機床加工過程中固定不動)間將產生滑動接觸摩擦(圖1)，主要原因是立柱導軌槽中有循環潤滑油槽，機床工作過程中滑動導軌在靜壓導軌上移動時，在滾齒切削載荷和立柱重力的共同作用下，油槽中的循環潤滑油便在靜壓導軌面上形成動壓潤滑油膜，故滑動導軌與靜壓導軌間會產生滑動接觸摩擦；但如果機床立柱導軌槽中沒有循環潤滑油，那么滑動導軌與靜壓導軌間將出現干摩擦，不僅使滑動導軌在靜壓導軌上的移動阻力增大，而且會快速加劇機床導軌的磨損。因此，在滑動導軌與靜壓導軌間需要具備形成動壓潤滑的條件，而且這是必要的。

圖1　滾齒機滑動與靜壓導軌簡圖

當滑動導軌出現低速范圍移動時，大立柱會出現摩擦力急劇減小的現象，在摩擦力減小的速度特性下，大立柱將出現振動、不穩定運動及跳躍式爬行運動等現象[21-22]，從而影響滾齒機幾何精度，嚴重時會造成機床結構破壞[23]，因此，需對大立柱復合材料滑動導軌的磨損現象進行研究。將大立柱復合材料滑動導軌的實際進給系統進行簡化，如圖2所示。

圖2　系統簡化模型

當滾齒機復合材料滑動導軌的相對運動速度很低時，由圖2可知，動靜導軌間的實際進給系統微分方程為

(1)

式中，k為系統剛度；v0為系統速度；x0為開始運動時的彈簧壓縮量；c為阻尼系數；c0為摩擦力隨速度變化的系數；F0為摩擦力的恒定部分；t為時間；m為簡化系統質量。

當彈簧壓縮x0后，系統開始運動，取kx0=Fs0，其中，Fs0為靜摩擦力。令Fs0-F0=ΔF，則式(1)可寫成

(2)

為了方便求解該二階非齊次微分方程，將式(2)改寫為

(3)

通常，復合材料滑動導軌系統阻尼比(為常量)ζ?1，故式(3)有一對共軛復根，其通解為

X(t)=e-ζωnt(C1cosωdt+C2sinωdt)

(4)

其中，0不是齊次方程特征方程的根，則對應的特解為

x*(t)=b0t+b1

(5)

將式(5)代入式(3)，可得

(6)

則式(2)的解為

x(t)=X(t)+x*(t)=v0t+

(7)

(8)

將式(8)代入式(7),有

(9)

由式(9)可知，復合材料滑動導軌的滑動速度v為

(10)

當系統阻尼比ζ?1時，ζ2=0，則式(10)可簡化為

(11)

將式(11)轉化為

v=v0-v0e-ζωntAsin(ωnt+θ)

(12)

式中，A為滑動速度的振動分量的振幅；θ為相位角。

v=v0(1-e-ζωnt)

(13)

2　滾齒機復合材料滑動導軌摩擦副表面壓力分析

根據Reynolds理論，復合材料滑動導軌表面油槽結構與尺寸對導軌摩擦磨損有很大影響，在機床滾齒加工過程中，復合材料滑動導軌與靜壓導軌的接觸面之間形成一層很薄的油膜，在重負荷下作用產生動壓油膜，使兩導軌表面不相互直接接觸，從而可大幅減小導軌摩擦磨損。圖3為某滾齒機復合材料滑動導軌的部分油槽結構簡圖，圖4為圖3虛線處的截面示意圖。

圖3　滾齒機復合材料滑動導軌部分油槽結構分布簡圖

圖4　虛線(圖3)處的截面示意圖

為了解復合材料滑動導軌油槽結構對導軌動壓油膜及承載能力的影響，Rayleigh曾用變分法分析了不同形式滑塊的動壓承載能力，發現圖4 所示階梯滑塊結構的油槽截面，其油膜具有較大承載能力，導軌油膜承載力為[24]

(14)

其中，S為導軌橫截面寬度；U為動靜導軌間的相對運動速度(由于滾齒機加工過程中，靜壓導軌是固定不動的，故動靜壓導軌間的相對運動速度U便等于滑動導軌的滑動速度v，即U=v)；η為潤滑油黏度。為了使潤滑液體產生動壓油膜，h2與導軌表面粗糙度之間必須滿足下式[25]：

(15)

其中，Rq1、Rq2分別為兩導軌接觸面摩擦副的表面粗糙度，Rq1=1.6μm，Rq2=3.2μm。由式(15)計算得h2>10.74μm，則取h2≥10.74μm。

為了提高動壓油膜的承載能力，必須合理設定B1/B2與h1/h2的值，故將式(15)變換為以下形式：

(16)

B=B1+B2Q=B2/Bq=h1/h2

(17)

(18)

求解式(17)，有

(19)

求解式(18)，有

(20)

由式(19)與式(20)有，只有當式(19)取第一個解、式(20)取第三個解時，聯立式(19)與式(20)求解q才能得到有意義的解，即

(21)

由式(21)解得q=1.866，則q=h1/h2=1.866，Q=B2/B=0.282，B1/B2=2.546。滿足上述條件時，動壓油膜的最大承載能力為

(22)

由此可得滾齒機復合材料滑動導軌摩擦副接觸面的最大表面壓力：

(23)

A1=S(B1+B2)

式中，A1為復合材料滑動導軌摩擦副接觸面積。

3　重負荷下復合材料滑動導軌磨損機理分析

在滾齒機工作中，大立柱動靜導軌不可能處于純液體潤滑狀態，實際導軌表面是由微觀上凹凸不平峰谷組成的，如圖5所示。

圖5　動靜導軌實際接觸表面示意圖

從導軌表面微觀上看，實際是存在圖5所示的峰谷形狀，兩導軌表面摩擦副實際并未完全接觸，潤滑油在未接觸表面形成不規則油楔，根據Reynolds理論，當油楔收斂方向與兩導軌相對運動方向相反時，即可產生一定動壓效應和擠壓效應，該部分液體壓力在一定程度上減小了兩導軌之間的接觸壓力，可減緩導軌磨損。另外，滾齒機工作時其導軌上不可避免會落有金屬切屑，大立柱移動時，金屬將對導軌表面產生磨損刮傷。

復合材料滑動導軌摩擦磨損影響因素多且復雜，但在導軌摩擦副的穩定磨損階段，磨損深度h主要與摩擦副表面壓力p、滑動速度v及磨損時間t有關，即

h=Kpmvnt

(24)

式中，K為摩擦工況條件系數，與摩擦副材料、表面品質和潤滑狀態等因素有關；m為表面壓力對磨損率的影響指數；n為滑動速度對磨損率的影響指數。

將式(13)與式(23)代入式(24)可得，滾齒機復合材料滑動導軌摩擦副在穩定磨損階段的磨損深度h為

(25)

4　復合材料滑動導軌磨損試驗

4.1磨損試驗機

為了掌握滾齒機復合材料滑動導軌磨損性能與提高其重負荷下的抗磨能力，專門研制了一臺磨損試驗機，如圖6所示，該裝置一次性可對12個復合材料滑動導軌樣件在12種不同的壓力與滑動速度組合下進行磨損試驗。

圖6　導軌摩擦磨損試驗裝置

試驗時，樣件安裝在加載支架的加載管中，采用彈簧施加壓力載荷，樣件的磨損面垂直緊壓接觸在圓盤導軌(相當于滾齒機床上的靜壓導軌，用20CrMnTi材料制成)面上，圓盤導軌可繞其自身軸轉動，利用變頻電機驅動圓盤導軌轉動，使復合材料滑動導軌樣件在圓盤導軌上進行磨損。

磨損率中的工況系數K及影響指數m、n與摩擦副材料、表面粗糙度、潤滑油品種等因素有關，為了準確獲取這些參數值，將實際應用于滾齒機上的復合材料滑動導軌樣件在多組壓力和滑動速度下進行磨損試驗。磨損試驗采用32號機械潤滑油，磨損樣件為聚四氟乙烯基復合材料滑動導軌，試驗條件見表1。

表1　磨損試驗條件

將得到的多組數據運用數值方法擬合得到參數K、m及n的值，見表2。

表2　復合材料滑動導軌磨損相關參數

4.2磨損試驗樣件及磨損形貌分析

在滾齒機實際結構中，聚四氟乙烯基復合材料(主要為聚四氟乙烯基銅復合材料)與大立柱導軌槽(導軌槽中開有油槽)緊緊鑲貼在一起構成滑動導軌，為了使試驗達到實際效果，在磨損試驗機中，將聚四氟乙烯基復合材料樣件加工成厚1.2 mm、直徑為18 mm的圓柱片，通過環氧樹脂膠粘貼到加載支架的加載管上構成滑動導軌(圖7)。試驗滑動導軌安裝在加載支架(圖6)上，試驗過程中圓盤導軌(圖8)繞磨損試驗機主軸旋轉，加載支架按實際工況對滑動導軌樣件進行軸向加載，使滑動導軌樣件始終與圓盤導軌底面接觸從而保持摩擦磨損狀態，磨損試驗連續進行21 h。

圖7　磨損試驗樣件及安裝示意圖

圖8　磨損試驗機內部結構及圓盤導軌

圖9所示為滑動導軌聚四氟乙烯基銅復合材料樣件磨損前的實物及放大50倍形貌，圖10所示為磨損后的實物及放大50倍磨損形貌。由圖9與圖10可知，磨損前聚四氟乙烯基銅復合材料樣件表面呈現較小的凹凸不平情況，并且表面組織的形貌顆粒粗大、分布不均勻；磨損后樣件表面比較平整與光潔，并且表面組織的形貌顆粒變得細小且分布均勻。另外，樣件磨損深度采用光柵位移傳感器(測量精度為0.1 μm精度等級)進行測量，在樣件被磨損的圓面上均勻取24個點進行測量，將測量值進行加權平均作為樣件最終的磨損深度值。

圖9　磨損前滑動導軌實物樣件及放大50倍磨損形貌圖

圖10　磨損后滑動導軌實物樣件及放大50倍磨損形貌圖

4.3磨損試驗數據分析

由圖11可知，滾齒機復合材料滑動導軌試驗樣件的磨損由較劇烈變化的初期階段和磨損相對平穩的穩定上升階段組成，在0～9.4167 h間，曲線隨磨損時間呈上拱拋物線變化，即初期磨損階段，初期磨損的磨損率均大于穩定階段磨損率；在9.4167 h后曲線為磨損穩定上升階段，樣件磨損深度與時間呈線性上升變化趨勢。由于試驗樣件截面與形狀切取不均勻，大小各不相同，使得圖7中樣件的磨損深度相差較大，且磨損深度還與接觸表面壓力與滑動速度有關，即表面壓力與滑動速度越大，磨損量越大。

(a)樣件1、3

(b)樣件2、4圖11　復合材料滑動導軌樣件磨損深度試驗測試數據曲線

試樣初期的磨損率大于后期的磨損率，主要原因是試樣實際表面粗糙度較大(圖5)，樣件表面由凹凸不平的波峰構成，并非理想平面，磨損初期樣件表面粗糙度相對較大，樣件與靜壓導軌的實際接觸面均為少數凹凸不平的波峰，在載荷作用下產生塑性變形而形成的接觸面，實際接觸面積小于名義接觸面積，使實際加載比壓大于名義比壓，從而使得樣件初期階段磨損比較劇烈，如圖11所示。當樣件磨合一段時間后，表面上凹凸不平的波峰被磨平，樣件的實際接觸面積增大，其磨損率逐漸減小，進入穩定磨損階段，這說明導軌表面的加工質量對磨損率有較大影響，導軌表面質量越好，磨合的時間越短。

在實際應用時，通常僅關注復合材料滑動導軌穩定磨損階段的磨損量，故為了簡化理論研究，本文僅進行了穩定磨損階段的理論計算，由式(25)與表1、表2參數值可計算出復合材料滑動導軌穩定磨損階段的磨損深度數據，如圖12～圖17所示。由圖11試驗數據可知，樣件進入穩定磨損階段的時間約在9.4167～21 h間，為了方便理論與試驗值的比較分析，將圖11中樣件穩定磨損階段的試驗數據單列出來，如圖12～圖17所示(圖12～圖17是樣件磨損到達穩定階段以后的絕對磨損量數據曲線，而達到穩定階段的起始時刻為9.4167 h)。

圖12　樣件1磨損深度-時間變化曲線

圖13　樣件2磨損深度-時間變化曲線

圖14　樣件3磨損深度-時間變化曲線

圖15　樣件4磨損深度-時間變化曲線

圖16　試驗測試樣件磨損深度與時間變化曲線

圖17　理論計算樣件磨損深度與時間變化曲線

由圖12～圖17可知，在穩定磨損階段的12 h內，樣件磨損深度的試驗值與理論值變化規律均相同，磨損深度隨磨損時間的增加而增長且呈線性上升變化，其主要原因如下：①樣件在外界加載工況擠壓下，聚四氟乙烯基復合材料樣件表平面由較小凹凸不平情況逐漸變得平整與光潔，且樣件材料內部晶粒組織由疏松逐步變得緊密，當樣件磨損到一定程度時，隨著磨損時間增加，磨損量越來越小，且出現趨于平穩現象(圖11)；②由于磨損加載是按實際工況進行添加的，即在機床加工過程中，隨著時間推移，切削載荷與機床特性逐漸趨于穩定，使得加載到樣件上的負荷也趨于線性均勻變化與穩定狀態，故當滑動導軌樣件在靜壓導軌移動時，滑動導軌樣件磨損量隨著磨損時間增長變化較小，且呈線性關系變化狀態。并且由圖16、圖17可知，磨損深度隨滑動速度與表面壓力的增大而增大，圖16、圖17中樣件1的表面壓力與滑動速度較大，磨損深度最大，試驗值約3.793 μm，理論值約3.726 μm；樣件2的表面壓力與滑動速度較小，磨損深度最小，試驗值約1.893 μm，理論值約1.818 μm；根據圖12～圖15，試驗數據均略大于理論數據，但兩者的相對誤差均低于5%，試驗數據偏大的主要原因是在樣件磨損試驗中，在振動與壓力作用下樣件發生變形并產生樣件磨損深度的測量誤差。

5　結論

(1)根據滾齒機復合材料滑動導軌實際工況及性能參數，建立了穩定磨損階段條件下的磨損深度隨磨損時間變化的關系模型，通過該模型可直接計算復合材料滑動導軌穩定磨損階段的磨損深度數據，揭示了復合材料滑動導軌穩定磨損階段磨損的理論規律。

(2)結合理論研究與實際工況的需要，研制出一臺滾齒機復合材料滑動導軌摩擦磨損試驗機，提出了復合材料滑動導軌磨損試驗方案，通過試驗得到了復合材料滑動導軌磨損深度試驗數據，經穩定磨損階段的試驗與理論數據分析對比可知，兩者相對誤差低于5%，揭示了復合材料滑動導軌穩定磨損階段磨損的實際規律，驗證了理論研究的正確性。

(3)由理論與試驗研究可知，滾齒機復合材料滑動導軌的磨損由較劇烈變化的初期階段與相對平穩上升的穩定階段組成，磨損深度隨磨損時間的增加呈直線上升，并隨滑動速度與表面壓力的增加磨損深度越大，且復合材料滑動導軌油槽截面結構參數與導軌表面加工質量對磨損率有著重要影響。研究結果可為滾齒機大立柱導軌槽的油槽結構、油槽幾何參數、油膜承載能力優化設計，以及導軌與復合材料選型提供有益的參考。

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(編輯陳勇)

Abrasion Properties of Composite Sliding Guideways for Gear Hobbing Machines

Li XianguangYang Yong

Chongqing Machine Tool(Group)Co.,Ltd.,Chongqing，401336

In order to master the abrasion properties of composite sliding guideways of gear hobbing machines, based on the principle of crawl of vibration theory, Reynolds theory, and the working condition parameter of composite sliding guideway, a model of the stable attrition phase was established to calculate the attrition depth of changing with time, the experimental project for test the attrition depth of composite sliding guideway of the gear hobbing machine was proposed, and the corresponding experimental apparatus were developed successfully. The attrition depth were tested with the sample parts of composite sliding guideway of gear hobbing machine, the theoretical calculations were compared with the experimental values.It is shown that the relative error of the results is lower than 5%. The above analyses indicate the effectiveness and validity of the proposed method, which has beneficial reference value and instructive significance for optimum oil groove structure, geometry parameter, and oil film load-bearing capacity design, and type selection of composite sliding guideways on gear hobbing machines.

gear hobbing machine；composite；sliding guideway；abrasion ratio；attrition depth

TH117.1

10.3969/j.issn.1004-132X.2016.09.007

2015-06-17

重慶市百名工程技術高端人才培養計劃資助項目；重慶市新產品創新青年科技人才培養計劃項目(cstc2013kjrc-qnrc70001)；重慶市科技創新領軍人才培養計劃資助項目；重慶市杰出青年科學基金資助項目(cstc2014jcyjjq70001)

李先廣，男，1966年生。重慶機床(集團)有限責任公司教授級高級工程師、博士研究生導師，數控制齒機床重慶市重點實驗室主任，重慶大學客座教授。研究方向為數控齒輪加工機床動力學，齒輪加工技術及裝備的綠色化與智能化。楊勇，男，1980年生。重慶機床(集團)有限責任公司高級工程師、博士。