微細(xì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副模內(nèi)微裝配成型控形模擬研究

薛 鵬，張 宇，周國發(fā)*

（1.南昌大學(xué)資源與環(huán)境學(xué)院，南昌 330031；2.南昌大學(xué)先進(jìn)制造學(xué)院，南昌 330031）

0 前言

聚合物微細(xì)機(jī)械的微成型與微裝配至今仍是一項(xiàng)工程技術(shù)挑戰(zhàn)，目前主要采取基于視覺系統(tǒng)的微型機(jī)械手進(jìn)行微裝配操作，這種微裝配工藝普遍存在微型機(jī)械手易黏附微細(xì)零件、微裝配易損傷等共性技術(shù)問題［1?3］。近期美國研發(fā)出一種模內(nèi)微裝配成型（IMMA）技術(shù)，其創(chuàng)新在于在可變組合模具中，按裝配順序同時(shí)實(shí)現(xiàn)微細(xì)聚合物機(jī)械系統(tǒng)的微成型與微裝配［4?5］，該技術(shù)有望突破聚合物微小機(jī)械系統(tǒng)精密微成型與微裝配的技術(shù)瓶頸，成為規(guī)?；?、高效、低成本的聚合物微小機(jī)械系統(tǒng)制造加工技術(shù)。目前國際上模內(nèi)微裝配成型工藝仍處于起步研究階段，相關(guān)研究極度匱乏，其加工成型工藝、模內(nèi)微裝配成型可變組合模具的設(shè)計(jì)及其成品品質(zhì)調(diào)控仍缺乏系統(tǒng)地研究，成型制品廢品率偏高［6?13］。為此本文將以微細(xì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副部件的模內(nèi)微裝配成型為研究對(duì)象，以微裝配界面配合精度控形為研究目標(biāo)，研究球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副部件模內(nèi)微裝配界面熱流固耦合變形的形成機(jī)理，提出模內(nèi)微裝配成型的微細(xì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副配合精度的控形方法與技術(shù)。

1 模內(nèi)微裝配成型工藝及其可變組合模具設(shè)計(jì)

本文微細(xì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副的結(jié)構(gòu)及尺寸見圖1。其主要由微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸和馬鞍型球面支架組成。為了實(shí)現(xiàn)微裝配，其微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸為一次注射成型，其材料采用聚甲基苯烯酸甲酯（PMMA）聚合物材料，馬鞍型球面支架為二次注射成型，其材料采用聚苯乙烯（PS）聚合物材料。為了實(shí)現(xiàn)微細(xì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副模內(nèi)微裝配成型，需要設(shè)計(jì)如下可變組合模具。圖2為其可變組合模具與模內(nèi)微裝配成型的工藝流程圖。首先將構(gòu)建一次注射成型型腔的可變組合模具的一次成型滑塊（白色滑塊1和黃色滑塊2）合閉，形成一次注射成型微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸的型腔，并蓋上蓋板1，一次注射成型微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸。再脫蓋板1，構(gòu)建二次注射成型型腔，將黃色一次成型滑塊2推出，推進(jìn)合閉綠色二次成型滑塊，形成馬鞍型球面支架二次注射成型的型腔，其型腔由綠色二次成型滑塊、白色一次成型滑塊1和一次注射成型的微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸組合構(gòu)建，并蓋上蓋板2，二次注射成型馬鞍型球面支架。將蓋板2脫蓋，并將白色一次成型滑塊1和綠色二次成型滑塊推出，即可取出膜內(nèi)微裝配成型的微細(xì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副部件。

圖1 微細(xì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副模型Fig.1 Micro?fine universal direction spherical mechanical kinematic pair model

圖2 可變組合模具與成型工藝流程圖Fig.2 Flow chart of variable combination die and molding process

2 模擬條件

基于對(duì)稱性，取1/2實(shí)體模型。圖3為微細(xì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副的有限元模型。為了真實(shí)反映二次成型充填黏彈性熔體對(duì)微裝配界面的黏性拖曳剪切和彈性支撐對(duì)微裝配界面的邊界約束作用，采用Phan?Thien?Tanner（PTT）黏彈性模型［14?15］描述充填熔體的黏彈性，其方程如式（1）所示。

圖3 有限元模型圖Fig.3 Finite element model

式中 S——聚合物黏彈性偏應(yīng)力張量

D——應(yīng)變速率張量

η——參考黏度，Pa?s

ηr——黏度比

ξ——材料參數(shù)

λ——松弛時(shí)間，s

β——材料參數(shù)

表1為PS聚合物熔體PTT模型參數(shù)表。二次注射溫度為493 K，注射體積流量為1.8×10-7m3/s。傳統(tǒng)的模內(nèi)微裝配成型二次注射模腔壁面邊界條件為非滑移邊界條件。為了調(diào)控二次注射成型充模流動(dòng)在微裝配球面界面的熱流固耦合變形，提高微細(xì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副微裝配界面的配合加工尺寸精度，采用課題組研發(fā)的功能自潤(rùn)滑液膜輔助模內(nèi)微裝配成型進(jìn)行其加工制造。其模腔壁面采用滑移邊界條件，功能液膜的自潤(rùn)滑滑移特性采用Asymptotic模型來描述［14］，其表達(dá)式如式（2）所示。

表1 PS的 PTT模型參數(shù)表Tab.1 PTT model parameter of PS

其中，vwall為壁面流速，取值為零，F(xiàn)slip為滑移系數(shù)，其取值范圍為109～103，取值越小，說明壁面滑移特性越好，如取值為109，則視為壁面無滑移。圖4為綜合考慮相變演化和溫度影響的微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸熱黏彈塑性應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系的三維曲面本構(gòu)關(guān)系圖［15］。

圖4 PMMA材料熱黏彈塑性應(yīng)力?應(yīng)變關(guān)系Fig.4 Thermoviscoelastic plastic stress?strain relationship of PMMA

3 滑移特性對(duì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸微裝配界面耦合變形的影響

微細(xì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副部件的運(yùn)動(dòng)特性受控于其球面微裝配界面的尺寸精度，而球面微裝配界面的制造尺寸公差主要受控于馬鞍型球面支架二次注射成型過程中，熔體充填流動(dòng)與一次注射預(yù)成型的固體微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸在微裝配界面形成的熱流固耦合作用誘發(fā)的耦合變形，如何準(zhǔn)確預(yù)測(cè)和調(diào)控其微裝配界面的熱流固耦合變形是模內(nèi)微裝配成型制造高品質(zhì)微細(xì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副部件的技術(shù)前提。為此基于ANSYS WORKBENCH軟件，系統(tǒng)研究了功能自潤(rùn)滑液膜輔助模內(nèi)微裝配成型的模腔壁面功能自潤(rùn)滑液膜的滑移特性對(duì)微裝配界面熱流固耦合變形的影響，并進(jìn)行了模內(nèi)微裝配成型與功能自潤(rùn)滑液膜輔助模內(nèi)微裝配成型的球面微裝配界面尺寸公差的對(duì)比分析。

圖5為功能自潤(rùn)滑液膜滑移特性對(duì)微裝配界面耦合綜合變形形貌影響的模擬結(jié)果。研究結(jié)果表明：2種成型工藝的最大熱流固耦合綜合變形均出現(xiàn)在下端球體上下中心對(duì)稱面的外圓處，為此以下端球體上下中心對(duì)稱面的外圓作為提取熱流固耦合變形制造尺寸公差的路徑。

圖5 滑移特性對(duì)微裝配界面耦合變形形貌影響Fig.5 Effect of slip characteristics on interface coupling deformation morphology of micro assembly

圖6為熱流固耦合變形制造尺寸公差提取路徑位置圖，二次注射流動(dòng)方向如圖所示。以下端球體上下中心對(duì)稱面外圓的側(cè)面頂點(diǎn)A作為弧長(zhǎng)坐標(biāo)S的原點(diǎn)，外圓側(cè)面頂點(diǎn)A的半徑與計(jì)算點(diǎn)B的半徑夾角作為周向轉(zhuǎn)角坐標(biāo)θ，且規(guī)定迎流面為正，背流面為負(fù)。

圖6 耦合變形尺寸公差提取路徑圖Fig.6 Extraction path diagram of coupled deformation

圖7為功能自潤(rùn)滑液膜滑移系數(shù)對(duì)耦合變形直徑尺寸公差環(huán)形分布的影響。圖8為最終球面微裝配界面制造直徑尺寸公差與滑移系數(shù)關(guān)系曲線。表2為球面微裝配界面制造尺寸公差及其技術(shù)要求符合度表。為了確保萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副部件具有良好的運(yùn)動(dòng)性能，萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副的行業(yè)制造尺寸公差技術(shù)要求是制造尺寸公差≤30 μm。研究結(jié)果表明：模內(nèi)微裝配成型所制造的微細(xì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副部件球面微裝配界面的熱流固耦合變形直徑尺寸公差為226 μm。綜合考慮成型收縮后，其球面微裝配界面直徑制造尺寸公差為211 μm，顯然遠(yuǎn)超過制造尺寸公差在30 μm以內(nèi)的技術(shù)指標(biāo)要求。為此本文采用功能自潤(rùn)滑液膜輔助模內(nèi)微裝配成型，來調(diào)控其球面微裝配界面熱流固耦合變形直徑尺寸公差。圖7與表2的研究結(jié)果表明：功能自潤(rùn)滑液膜輔助模內(nèi)微裝配成型的球面微裝配界面熱流固耦合變形直徑尺寸公差與功能自潤(rùn)滑液膜的滑移系數(shù)呈現(xiàn)正關(guān)聯(lián)關(guān)系，隨著滑移系數(shù)增大，其功能自潤(rùn)滑液膜滑移特性下降，球面微裝配界面熱流固耦合變形的直徑尺寸公差增大?；葡禂?shù)為1×109表示無滑移狀態(tài)。隨著滑移系數(shù)減小，滑移特性增強(qiáng)。當(dāng)滑移系數(shù)從1×109減小至1×103，其球面微裝配界面熱流固耦合變形直徑尺寸公差由226 μm降至為34 μm，降幅高達(dá)85 %。由此可見，通過增強(qiáng)功能自潤(rùn)滑液膜的滑移特性來降低滑移系數(shù)，可以大幅降低球面微裝配界面熱流固耦合變形的直徑尺寸公差，提高其制造精度，這可制造出高品質(zhì)的微細(xì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副部件。圖8的研究結(jié)果表明：萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副的球面微裝配界面最終制造直徑尺寸公差隨著滑移系數(shù)減小而降低，當(dāng)功能自潤(rùn)滑液膜的滑移系數(shù)降至1×105，功能自潤(rùn)滑液膜基本可實(shí)現(xiàn)完全滑移狀態(tài)，其萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副的球面微裝配界面最終制造直徑尺寸公差降至30 μm范圍以內(nèi)，滿足高品質(zhì)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副部件的行業(yè)技術(shù)指標(biāo)要求。

圖7 滑移系數(shù)對(duì)耦合變形直徑尺寸公差環(huán)形分布影響Fig.7 Influence of slip coefficient on circular distribution of coupled deformation diameter tolerance

圖8 制造直徑尺寸公差與滑移系數(shù)關(guān)系曲線Fig.8 Manufacturing diameter dimensional tolerance vs. slip coefficient

表2 制造尺寸公差及其技術(shù)要求符合度Tab.2 Manufacturing dimensional tolerance and their technical requirement compliance

4 球面微裝配界面熱流固耦合變形調(diào)控機(jī)理

研究發(fā)現(xiàn)球面微裝配界面熱流固耦合變形主要受控于其近表面的溫度、連續(xù)相變區(qū)厚度和熱流固耦合沖擊載荷，且呈現(xiàn)正關(guān)聯(lián)關(guān)系。為此通過模擬研究功能自潤(rùn)滑液膜滑移系數(shù)與溫度、連續(xù)相變區(qū)厚度和熱流固耦合沖擊載荷協(xié)同關(guān)聯(lián)關(guān)系，方能詮釋功能自潤(rùn)滑液膜滑移特性調(diào)控球面微裝配界面熱流固耦合變形與制造尺寸公差的機(jī)理。

4.1 壁面滑移特性對(duì)耦合溫度場(chǎng)與連續(xù)相變區(qū)的影響

模擬研究結(jié)果表明：在馬鞍型球面支架二次注射成型過程中，聚合物熔體填充流動(dòng)與耦合球面微裝配界面發(fā)生接觸，使得二次注射高溫聚合物熔體與耦合球面微裝配界面產(chǎn)生共軛耦合傳熱作用，微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸的微裝配界面近表面溫度隨著注射過程的推進(jìn)而逐漸升高。PMMA材料的玻璃化轉(zhuǎn)變溫度（Tg)≈373 K，耦合球面微裝配界面的近表面局部PMMA材料會(huì)經(jīng)歷從彈塑性固態(tài)、黏彈塑性玻璃態(tài)、黏彈性高彈態(tài)的連續(xù)相變演化過程。圖4結(jié)果表明，連續(xù)相變演化會(huì)使得微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸局部近表面的PMMA材料抵抗外力作用變形的能力產(chǎn)生突降。顯然耦合球面微裝配界面的熱流固耦合變形受控于相變演化區(qū)的厚度和溫度，相變演化區(qū)的厚度越厚或溫度越高，其耦合變形越大。為此本文模擬研究了馬鞍型球面支架二次注射成型過程中，相變演化區(qū)的厚度和溫度與滑移系數(shù)的關(guān)聯(lián)關(guān)系。圖9為滑移系數(shù)對(duì)微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸中間對(duì)稱面連續(xù)相變演化區(qū)溫度場(chǎng)云圖的影響。藍(lán)色區(qū)域?yàn)閺椝苄怨虘B(tài)區(qū)，溫度低于373 K。其他區(qū)域?yàn)轲椝苄圆ＡB(tài)與黏彈性高彈態(tài)的連續(xù)相變演化區(qū)的溫度場(chǎng)?；谶@一模擬結(jié)果，獲得溫度場(chǎng)、連續(xù)相變演化區(qū)厚度與滑移系數(shù)關(guān)聯(lián)曲線。圖10為耦合球面微裝配界面溫度沿對(duì)稱面外圓分布曲線。圖11為耦合球面微裝配界面最高溫度與滑移系數(shù)關(guān)系曲線。圖12為耦合球面微裝配界面近表面連續(xù)相變區(qū)厚度沿對(duì)稱面外圓的分布曲線。圖13為耦合球面微裝配界面近表面連續(xù)相變區(qū)最大厚度與滑移系數(shù)的關(guān)系曲線。研究結(jié)果表明：最高耦合溫度出現(xiàn)在微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸左右端頂點(diǎn)附近區(qū)域，呈現(xiàn)頂部高、兩側(cè)低的拋物線分布規(guī)律，且微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸的最高耦合溫度隨著滑移系數(shù)減小而降低。當(dāng)功能自潤(rùn)滑液膜的滑移系數(shù)由1×109降至1×103時(shí)，其最高耦合溫度由470 K降至448 K，降幅為4.7 %。而耦合球面微裝配界面近表面連續(xù)相變區(qū)厚度在微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸左右端頂點(diǎn)區(qū)域最厚，也呈現(xiàn)頂部厚、兩側(cè)薄的拋物線分布規(guī)律，且球面微裝配界面近表面連續(xù)相變區(qū)厚度隨著滑移系數(shù)減小而減薄，連續(xù)相變區(qū)縮小。當(dāng)功能自潤(rùn)滑液膜的滑移系數(shù)由1×109降至1×103時(shí)，其連續(xù)相變區(qū)最大厚度由0.67 mm降至0.51 mm，降幅為23.8 %。由于球面微裝配界面耦合溫度場(chǎng)的溫度和連續(xù)相變區(qū)厚度均隨著功能自潤(rùn)滑液膜的滑移系數(shù)減小而減小，必然導(dǎo)致球面微裝配界面的近表面區(qū)域彈性模量增大，彈性模量突降區(qū)域縮小，自然會(huì)提高其球面微裝配界面的近表面區(qū)域PMMA材料抗熱流固沖擊的耦合變形能力，從而提高其球面微裝配界面最終制造直徑尺寸公差精度。

圖9 滑移系數(shù)對(duì)連續(xù)相變演化區(qū)溫度場(chǎng)云圖的影響Fig.9 Effect of slip coefficient on temperature field of continuous phase evolution zone

圖10 溫度沿對(duì)稱面外圓分布曲線Fig.10 Temperature distribution among the symmetric plane

圖11 最高耦合溫度與滑移系數(shù)的關(guān)系曲線Fig.11 Max coupling temperature vs. slip outer circle of symmetrical plane

圖12 連續(xù)相變區(qū)厚度沿對(duì)稱面外圓分布曲線Fig.12 Continuous phase evolution zone thickness distribution curve outer circle of symmetrical plane

圖13 最大連續(xù)相變區(qū)厚度與滑移系數(shù)的關(guān)系曲線Fig.13 Max continuous phase evolution among zone thickness vs. slip coefficient

4.2 滑移特性對(duì)球面微裝配界面耦合沖擊作用的影響

微細(xì)萬向球面轉(zhuǎn)動(dòng)軸微裝配界面的耦合變形主導(dǎo)因素為二次注射聚合物熔體的熱流固耦合沖擊作用：包括球面微裝配界面熱流固耦合壓力P、彈性正應(yīng)力τrr以及黏性拖曳剪切應(yīng)力τrθ。為此本文研究了球面微裝配界面熱流固耦合壓力P、彈性正應(yīng)力τrr以及黏性拖曳剪切應(yīng)力τrθ與滑移特性的關(guān)聯(lián)關(guān)系。

圖14為不同滑移系數(shù)條件下熱流固耦合壓力P沿對(duì)稱面外圓分布規(guī)律的影響。圖15為不同滑移系數(shù)條件下彈性正應(yīng)力τrr沿對(duì)稱面外圓分布規(guī)律的影響。圖16為不同滑移系數(shù)條件下黏性拖曳剪切應(yīng)力τrθ沿對(duì)稱面外圓分布規(guī)律的影響。研究結(jié)果表明：球面微裝配界面熱流固耦合壓力P、彈性正應(yīng)力τrr和黏性拖曳剪切應(yīng)力τrθ與滑移系數(shù)呈現(xiàn)正關(guān)聯(lián)關(guān)系，并隨著功能自潤(rùn)滑液膜的滑移系數(shù)減小而減小，減小滑移系數(shù)，有利于降低球面微裝配界面的熱流固耦合沖擊載荷。而球面微裝配界面耦合變形與球面微裝配界面熱流固耦合壓力P、彈性正應(yīng)力τrr以及黏性拖曳剪切應(yīng)力τrθ呈現(xiàn)正關(guān)聯(lián)關(guān)系，由此可見，強(qiáng)化功能自潤(rùn)滑液膜的滑移特性，減小其滑移系數(shù)，可以減小球面微裝配界面熱流固耦合壓力P、彈性正應(yīng)力τrr以及黏性拖曳剪切應(yīng)力τrθ，則必然會(huì)減小球面微裝配界面耦合變形，從而提高球面微裝配界面最終制造直徑尺寸公差精度。熱流固耦合沖擊載荷隨滑移系數(shù)減小而降低的流變學(xué)機(jī)理是：自潤(rùn)滑液膜滑移特性可以使二次高溫熔體充模流動(dòng)趨于由傳統(tǒng)模內(nèi)微裝配成型的無滑移剪切充模流動(dòng)轉(zhuǎn)化為自潤(rùn)滑液膜輔助模內(nèi)微裝配成型的完全滑移柱塞充模流動(dòng)，其速度分布趨于均勻分布，這會(huì)導(dǎo)致熱流固耦合壓力P和剪切變形速率減小，而彈性正應(yīng)力τrr和黏性拖曳剪切應(yīng)力τrθ與剪切變形速率呈現(xiàn)正關(guān)聯(lián)關(guān)系，必然會(huì)使球面微裝配界面熱流固耦合壓力P、彈性正應(yīng)力τrr以及黏性拖曳剪切應(yīng)力τrθ隨著滑移系數(shù)減小而降低。所以減小其滑移系數(shù)，必然會(huì)減小球面微裝配界面耦合變形，從而提高球面微裝配界面最終制造直徑尺寸公差精度。

圖14 熱流固耦合壓力沿對(duì)稱面外圓分布規(guī)律Fig.14 Distribution law of thermal?fluid ?solid coupling among outer circle of the symmetrical plane

圖15 彈性正應(yīng)力沿對(duì)稱面外圓分布規(guī)律Fig.15 Distribution law of elastic among outer pressure positive stress among outer circle of the symmetrical plane

圖16 黏性拖曳剪切應(yīng)力沿對(duì)稱面外圓分布規(guī)律Fig.16 Distribution law of viscous drag shear stress among outer circle of the symmetrical plane

綜上分析，當(dāng)功能自潤(rùn)滑液膜的滑移系數(shù)由1×109降至1×103時(shí)，最高耦合溫度降幅為4.7 %，連續(xù)相變區(qū)最大厚度降幅為23.8 %，而球面微裝配界面熱流固耦合壓力P、彈性正應(yīng)力τrr和黏性拖曳剪切應(yīng)力τrθ降幅分別為73 %、72.8 %和56.3 %。球面微裝配界面的熱流固耦合變形與球面微裝配界面的熱流固耦合壓力P、彈性正應(yīng)力τrr和黏性拖曳剪切應(yīng)力τrθ、耦合溫度和連續(xù)相變區(qū)厚度均呈現(xiàn)正關(guān)聯(lián)關(guān)系，必然導(dǎo)致其球面微裝配界面最終制造直徑尺寸公差精度隨著功能自潤(rùn)滑液膜的滑移系數(shù)降低而提高。采用功能自潤(rùn)滑液膜輔助模內(nèi)微裝配成型，并使其功能自潤(rùn)滑液膜滑移系數(shù)小于1×105，可以確保功能自潤(rùn)滑液膜輔助模內(nèi)微裝配成型制造的萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副的球面微裝配界面最終制造直徑尺寸公差，滿足行業(yè)規(guī)定的制造尺寸公差≤30 μm技術(shù)指標(biāo)要求。

5 結(jié)論

（1）采用滑移系數(shù)小于1×105的功能自潤(rùn)滑液膜輔助模內(nèi)微裝配成型，可以確保其成型制造的萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副的球面微裝配界面最終制造直徑尺寸公差滿足行業(yè)規(guī)定的制造尺寸公差≤30 μm技術(shù)指標(biāo)要求；

（2）球面微裝配界面最終制造直徑尺寸公差受控于球面微裝配界面近表面區(qū)的耦合溫度、連續(xù)相變區(qū)厚度、熱流固耦合壓力P、彈性正應(yīng)力τrr和黏性拖曳剪切應(yīng)力τrθ，并與其呈現(xiàn)正關(guān)聯(lián)關(guān)系；

（3）球面微裝配界面近表面區(qū)的耦合溫度、連續(xù)相變區(qū)厚度、熱流固耦合壓力P、彈性正應(yīng)力τrr和黏性拖曳剪切應(yīng)力τrθ均與功能自潤(rùn)滑液膜滑移系數(shù)呈現(xiàn)正關(guān)聯(lián)關(guān)系，當(dāng)功能自潤(rùn)滑液膜的滑移系數(shù)由1×109降至1×103時(shí)，最高耦合溫度降幅為4.7 %，連續(xù)相變區(qū)最大厚度降幅為23.8 %，而球面微裝配界面的熱流固耦合壓力P、彈性正應(yīng)力τrr和黏性拖曳剪切應(yīng)力τrθ降幅分別為73 %、72.8 %和56.3 %；

（4）傳統(tǒng)模內(nèi)微裝配成型制造的球面微裝配界面最終制造直徑尺寸公差為211 μm，不能滿足行業(yè)規(guī)定的制造尺寸公差≤30 μm技術(shù)指標(biāo)要求。而采用滑移系數(shù)為1×103的功能自潤(rùn)滑液膜輔助模內(nèi)微裝配成型制造球面微裝配界面，可使其最終制造直徑尺寸公差降至為19 μm，其降幅高達(dá)91 %，功能自潤(rùn)滑液膜輔助模內(nèi)微裝配成型能實(shí)現(xiàn)萬向球形機(jī)械運(yùn)動(dòng)副部件的高精密成型與微裝配。