織構(gòu)類型對活塞潤滑性能影響的數(shù)值分析

任璞，趙章行

（650500 云南省 昆明市 昆明理工大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院）

0 引言

機(jī)械運(yùn)動中有30%～50%的能量損失在各種形式的摩擦上，約有80%的零件因為摩擦造成損壞[1]。表面微織構(gòu)技術(shù)作為一種新興的可實現(xiàn)潤滑減摩的有效手段[2-3]，在內(nèi)燃機(jī)摩擦副之間逐漸被廣泛應(yīng)用[4-5]。表面織構(gòu)技術(shù)是指通過一定的加工技術(shù)在摩擦副表面加工制備出具有一定尺寸、形狀和排列的微觀結(jié)構(gòu)的技術(shù),是改善摩擦副摩擦學(xué)性能的有效手段，合理的表面織構(gòu)設(shè)計可以顯著改善機(jī)械零件表面的摩擦學(xué)性能[6-7]。因此，開展不同形狀織構(gòu)對內(nèi)燃機(jī)關(guān)鍵摩擦副潤滑減摩性能的研究具有重要的科學(xué)意義和實踐價值[8-9]。

Hamilton[10]最早于1966 年發(fā)現(xiàn)表面織構(gòu)技術(shù)有利于提升摩擦副潤滑減摩性能。近年來，國內(nèi)外許多學(xué)者對此進(jìn)行了大量研究[11-13]。Siripuram[14]研究了圓形、正方形、菱形、三角形等7 種形態(tài)的織構(gòu)和不同密度的織構(gòu)對摩擦系數(shù)的影響，研究表明對降低摩擦副間摩擦系數(shù)起重要作用的是織構(gòu)密度；Nakano 等[15]對平行凹槽織構(gòu)、網(wǎng)狀凹槽織構(gòu)和圓形凹坑織構(gòu)進(jìn)行了對比，研究發(fā)現(xiàn)圓形凹坑織構(gòu)會降低摩擦系數(shù)；Yu 等[16]對圓形織構(gòu)、橢圓形織構(gòu)和三角形織構(gòu)進(jìn)行數(shù)值分析，認(rèn)為橢圓形織構(gòu)潤滑減摩的性能較好；Qiu 等[17]認(rèn)為Siripuram 等人沒有考慮不同深度和不同密度下不同形狀織構(gòu)的潤滑減摩性能，對相同形狀下不同深度的織構(gòu)進(jìn)行研究后，發(fā)現(xiàn)橢圓體織構(gòu)的油膜承載力最大；Shen 等[18]對矩形、斜三角形和等腰三角形3 種不同底部特征的凹坑織構(gòu)進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)平底圓形凹坑具有最高的油膜承載力。Grabon 等[19]、朱世新等[20]分別通過建立不同排列方式的織構(gòu)證明了合適的織構(gòu)可以改善摩擦潤滑；麻凱等[21]對雙螺紋凹槽織構(gòu)進(jìn)行性能分析，研究發(fā)現(xiàn)不同深度的雙螺紋凹槽在150 μm 深度時可以提升潤滑性能，50 μm 時效果相反。

目前，對于內(nèi)燃機(jī)織構(gòu)潤滑減磨的研究多傾向于單側(cè)織構(gòu)，對于織構(gòu)形狀及其作用效果的研究還不多見，因此本文針對圓形和正三角形織構(gòu)對活塞裙部-缸套摩擦副的承載力和摩擦系數(shù)影響開展研究，從油膜潤滑流場出發(fā)，通過分析活塞一個周期內(nèi)織構(gòu)表面油膜壓力分布、承載力和摩擦系數(shù)的變化情況，給出圓形和正三角形凹坑微織構(gòu)對發(fā)動機(jī)活塞潤滑減摩性能的影響。

1 模型的建立

本文以一款滿足國V 排放限值的四沖程柴油機(jī)作為研究對象，對內(nèi)燃機(jī)活塞-缸套摩擦副進(jìn)行研究。分別在活塞裙部與缸套內(nèi)表面構(gòu)造圓弧形凹坑織構(gòu)和三角形織構(gòu)，織構(gòu)陣列規(guī)則均勻地分布于活塞裙部及缸套內(nèi)表面，如圖1 所示。

圖1 微織構(gòu)示意圖Fig.1 Texture diagram

將摩擦副沿周向展開為平面，圓形織構(gòu)模型直徑為2r，深度為hf；三角形織構(gòu)模型邊長為l，高為h，深度Δh。定義邊長為L 的單個織構(gòu)控制單元格。定義織構(gòu)的面積占有率Sp和深徑比β分別為

2 流場特性分析

利用ANSYS Fluent 平臺，以一列3 個控制單元格為研究對象，對微織構(gòu)條件下油膜流場進(jìn)行分析。取圓形織構(gòu)最大截面半徑為30μm，最大深度為12μm；取三角形織構(gòu)為等邊三角形，邊長為50μm，深度為12μm。采用多相流歐拉空化及大渦（LES）相結(jié)合的模型，設(shè)定流體密度804 kg/m3，動力粘度為0.022 8 Pa·s，空化氣相（vapor）密度為0.554 2 kg/m3，動力粘度為1.34×10-5Pa·s，空化模型選用Zwart-Gerbet-Belamri 模型，空化壓力為20 256 Pa，壓力-速度耦合器選擇Coupled 算法，計算結(jié)果收斂殘差小于10-6。結(jié)合流體雷諾方程和膜厚方程對流場特性進(jìn)行分析。

2.1 壓力分布

對一個周期內(nèi)活塞-缸套間潤滑油油膜壓力分布進(jìn)行分析。由牛頓內(nèi)摩擦定律可知，活塞在內(nèi)燃機(jī)內(nèi)高速運(yùn)動時，會帶動活塞-缸套間的潤滑油流體流動。如圖2 所示，當(dāng)潤滑油被活塞帶動流經(jīng)織構(gòu)區(qū)域過程中，由于過流截面變化形成收斂楔導(dǎo)致流體受阻，流體動能轉(zhuǎn)化為壓力能，使壓力升高，形成流體動壓效應(yīng)。圓形織構(gòu)在上行行程0～T/2（即0～10 ms）流體運(yùn)動和壓力變化與下行行程T/2～T（即10～20 ms）的規(guī)律相同，方向相反?？梢姡棙?gòu)越靠近出口區(qū)域壓力分布越密集，動壓效應(yīng)越明顯。

圖2 周期內(nèi)圓形織構(gòu)油膜壓力變化圖Fig.2 Pressure variation diagram of circular texture oil film in period

如圖3 所示，三角形織構(gòu)在0～T/2 和T/2～T 內(nèi)的壓力分布規(guī)律不同。在上行行程，三角形織構(gòu)壓力分布在單角點(diǎn)區(qū)域；在下行行程，三角形壓力分布在雙角線區(qū)域。通過對比圓形織構(gòu)和三角形織構(gòu)油膜壓力變化，發(fā)現(xiàn)圓形織構(gòu)壓力覆蓋比較均勻且覆蓋區(qū)域較大，而三角形織構(gòu)的油膜壓力集中于織構(gòu)出口區(qū)域。在右側(cè)角尖位置的壓力峰值大于圓形織構(gòu)壓力峰值，這是因為潤滑油流體在流經(jīng)三角形織構(gòu)時，流體受到三角形織構(gòu)邊的阻擋，在角尖處形成的收斂楔較圓形織構(gòu)的更狹窄，所以三角形織構(gòu)在角尖處形成的動壓峰值較大；在T/2～T 階段，三角形織構(gòu)出口區(qū)域由點(diǎn)區(qū)域變化為線區(qū)域，壓力集中于雙角出口區(qū)域。相比于0-T/2 階段，可明顯看出油膜壓力峰值小于出口區(qū)域為單角時，但區(qū)域更大，此時在三角形織構(gòu)左側(cè)區(qū)域，兩個角間處依然存在間隙減小形成的收斂楔，但產(chǎn)生流體動壓的流體體積分散向兩個角尖，導(dǎo)致形成的流體動壓相較于單個角時要小。

圖3 周期內(nèi)三角形織構(gòu)油膜壓力變化圖Fig.3 Variation diagram of oil film pressure for periodic triangular texture

2.2 體積分?jǐn)?shù)

對一個周期內(nèi)活塞-缸套間潤滑油膜的體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行分析。由空化作用可知，當(dāng)潤滑油高速流動時，經(jīng)過織構(gòu)后流體內(nèi)局部壓力降低，可能導(dǎo)致液體內(nèi)部氣體析出。由圖4 可知，對比圓形織構(gòu)和三角形織構(gòu)體積分?jǐn)?shù)，可看出圓形織構(gòu)和三角形織構(gòu)均是在織構(gòu)入口區(qū)域形成較大的空化作用。圓形織構(gòu)由于截面深度變化平緩，所以在入口區(qū)域形成的空化現(xiàn)象較弱；三角形織構(gòu)因其深度一致，因此在上行行程，當(dāng)油膜進(jìn)入微織構(gòu)區(qū)域時流場內(nèi)形成較為明顯的空化現(xiàn)象。

圖4 不同織構(gòu)體積分?jǐn)?shù)對比Fig.4 Comparison of volume fractions of different textures

隨著活塞運(yùn)動位置的改變，在經(jīng)過單個圓形凹坑織構(gòu)區(qū)域時，油膜內(nèi)厚度呈現(xiàn)先增加再減小的過程，此時會形成一定的動壓效應(yīng)，但是由于壓力變化較小，形成的空化效果不明顯。對于三角形凹坑織構(gòu)，由于其底部深度相同，因此在經(jīng)過整個三角形織構(gòu)區(qū)域時油膜厚度不變，因此不會產(chǎn)生動壓效應(yīng)，只有在進(jìn)出階段由于潤滑油膜厚度的驟變會形成局部尖角區(qū)域得到空化。進(jìn)一步對比圓形織構(gòu)和三角形織構(gòu)下潤滑油膜內(nèi)的壓力部分分析發(fā)現(xiàn)，圓形織構(gòu)的體積分?jǐn)?shù)雖然峰值小于三角形織構(gòu)，但三角形織構(gòu)的動壓效應(yīng)覆蓋的區(qū)域要明顯小于圓形織構(gòu)，因此有必要從圓形織構(gòu)和三角形織構(gòu)下油膜潤滑建模機(jī)理入手分析兩者的成因。

3 數(shù)值計算及分析

3.1 承載力

潤滑油在活塞-缸套摩擦副間流動時，表面微織構(gòu)產(chǎn)生的動壓效應(yīng)和空化效應(yīng)可以提升油膜的承載力。當(dāng)內(nèi)燃機(jī)轉(zhuǎn)速在3 000 r/min，活塞行程為120 mm 時，計算可知油膜內(nèi)承載力呈現(xiàn)如圖5 所示變化規(guī)律。

由圖5 可見，在相同織構(gòu)深度下，圓形織構(gòu)產(chǎn)生的承載力顯著高于三角形織構(gòu)產(chǎn)生的承載力。圓弧形織構(gòu)0～T/2 階段和T/2～T 階段產(chǎn)生的承載力基本一致，而三角形織構(gòu)在0～T/2 階段時的油膜壓力小于T/2～T 階段。進(jìn)一步分析可知，三角形織構(gòu)形成動壓效應(yīng)的區(qū)域遠(yuǎn)小于圓形織構(gòu)，空化效應(yīng)卻高于圓形織構(gòu)，填補(bǔ)了因為動壓效應(yīng)不足對油膜承載力的影響，以至于三角形織構(gòu)的承載力與圓形織構(gòu)的承載力相差并不懸殊。在0～T/2 階段內(nèi)三角形織構(gòu)承載力峰值約為圓形織構(gòu)的68%，T/2～T 內(nèi)約為前者的82%。對于三角形織構(gòu)而言，因為在0～T/2階段流體動壓主要集中在三角形單個角尖部位，而T/2～T 階段流體動壓集中區(qū)域由點(diǎn)區(qū)域變?yōu)榫€區(qū)域，雖然在T/2～T 階段壓力峰值小于前一階段，但形成流體動壓的區(qū)域面積更大，且此階段空化區(qū)域也大于0～T/2 階段，因此承載力要高于0～T/2 階段。

圖5 織構(gòu)承載力Fig.5 Textural bearing capacity

3.2 摩擦系數(shù)

進(jìn)一步對比圓形織構(gòu)和三角形織構(gòu)的摩擦系數(shù)。當(dāng)活塞運(yùn)行至上止點(diǎn)時的瞬時速度為0，由活塞帶動運(yùn)動的流體瞬時速度為0，油膜承載力在此刻極其弱，因此不考慮此時的摩擦系數(shù)，即不考慮0，10，20 ms 處的摩擦系數(shù)。

如圖6 所示，在相同工況下，當(dāng)織構(gòu)深度相同時，三角形織構(gòu)的摩擦系數(shù)要普遍高于圓形織構(gòu)摩擦系數(shù)。在5 ms 和15 ms 時，油膜的摩擦系數(shù)均達(dá)到最小值，此時圓形織構(gòu)的摩擦系數(shù)約為三角形織構(gòu)的50%。

圖7 摩擦系數(shù)Fig.7 Friction coefficient

綜上可見，通過對比圓形織構(gòu)和三角形織構(gòu)的潤滑油膜承載力和摩擦系數(shù)，發(fā)現(xiàn)圓形織構(gòu)有更高的承載能力和更小的摩擦系數(shù)，因此可以為活塞和缸套之間提供良好的減摩性能。

3 結(jié)論

（1）本文明確了圓形織構(gòu)和三角形織構(gòu)在活塞缸-缸套摩擦副間實現(xiàn)潤滑減磨方面的原理性區(qū)別。通過流場壓力分布和體積分?jǐn)?shù)分析，結(jié)合油膜膜厚方程對圓形織構(gòu)和三角形織構(gòu)潤滑減摩性能進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)：圓形凹坑織構(gòu)主要通過動壓效應(yīng)實現(xiàn)潤滑減磨，而三角形織構(gòu)主要通過空化效應(yīng)實現(xiàn)潤滑減磨。

（2）本文明確了圓形織構(gòu)和三角形織構(gòu)對油膜承載力和摩擦系數(shù)的影響。通過數(shù)值計算發(fā)現(xiàn)：相同工況下，圓形織構(gòu)承載力均勻且整體大于三角形織構(gòu)的承載力，為后者的1.2～1.4 倍；三角形織構(gòu)的承載力會呈現(xiàn)一定的交變變化特征。圓形織構(gòu)摩擦系數(shù)整體小于三角形織構(gòu)的摩擦系數(shù)，約為后者的50%。