尹必峰,錢晏強,盧振濤,汪博文,孫韶

(江蘇大學汽車與交通工程學院, 212013, 江蘇鎮(zhèn)江)

缸套表面復合織構潤滑性能理論及試驗研究

尹必峰,錢晏強,盧振濤,汪博文,孫韶

(江蘇大學汽車與交通工程學院, 212013, 江蘇鎮(zhèn)江)

通過建立織構化缸套活塞環(huán)混合潤滑理論計算模型,基于織構協(xié)同潤滑機理模擬分析,設計、計算了槽腔及交叉溝槽2種復合織構,同時結(jié)合摩擦學性能試驗,研究了復合織構對摩擦副潤滑性能的影響。結(jié)果表明,復合織構潤滑性能明顯優(yōu)于單一織構,較槽腔復合織構而言,交叉溝槽織構在改善潤滑摩擦性能方面效果更好。復合織構改善潤滑的原理是:在上止點處通過協(xié)同疊加形成局部高壓油膜,從而縮小了混合潤滑范圍;在行程中部區(qū)域通過協(xié)同互補有效地彌補了空化區(qū)域的油膜壓力衰減,從而延展了有效承載面積。相比單一凹腔織構,槽腔復合織構在各行程中部區(qū)域的最小膜厚比可增加34.3%左右,交叉溝槽織構可增加57.6%,槽腔復合織構的循環(huán)摩擦功耗可降低8.2%,交叉溝槽織構可降低19.7%。摩擦磨損試驗結(jié)果顯示,相對于未經(jīng)織構試樣,織構試樣表面的潤滑性能可得到顯著改善,尤其是交叉溝槽織構,其摩擦系數(shù)最大可降低48.1%。

缸套;復合織構;協(xié)同作用;潤滑性能

近年來,對表面織構潤滑摩擦進行的理論和試驗研究[1-4]大多針對單一規(guī)則形貌,通過優(yōu)化幾何形貌參數(shù)等影響因素來改善動壓潤滑效果。

為了突破單一規(guī)則織構形式的桎梏,國內(nèi)外學者開展了一系列探索性研究。Suh等在單一溝槽織構的基礎上通過添加與之相交的溝槽進行交叉復合形成交叉溝槽,并對交叉角度及溝槽寬度進行了參數(shù)優(yōu)化設計[5]。Segu等通過試驗研究了橢圓形凹坑和圓形凹坑復合織構表面的潤滑性能,并證實兩者復合能夠進一步降低摩擦系數(shù)[6]。阮鴻雁等利用CFD軟件模擬了不同形貌織構的潤滑性能,并選取潤滑性能較好的多圓弧及三角形織構進行組合,結(jié)果顯示,表面油膜壓力分布更為合理,表面升舉力較單一織構明顯提高[7]。

上述研究并沒有以缸套-活塞環(huán)這一對典型的摩擦副為運動載體,因而無法反映復合織構在缸套-活塞環(huán)特殊潤滑狀態(tài)下的摩擦學性能。在活塞環(huán)或缸套表面進行織構應用的研究主要面向單一織構,且以試驗研究為主[8-9]。

鑒于此,本文通過建立缸套表面織構混合潤滑理論計算模型,基于織構協(xié)同潤滑機理模擬分析,設計并計算了槽腔及交叉溝槽2種復合織構方案,同時結(jié)合摩擦學性能試驗研究了復合織構對摩擦副潤滑性能的影響,為缸套表面進行復合織構設計奠定了理論基礎。

1 潤滑計算理論基礎

1.1 幾何模型

缸套表面織構的特征尺寸均處于微米量級,若忽略活塞環(huán)周向不均勻性,將缸套沿圓周方向展開成平面,缸套表面凹腔及溝槽織構示意圖如圖1、圖2所示。微織構控制單元是邊長為l的正方形,缸套-活塞環(huán)摩擦副間某一位置的瞬時油膜厚度為h(x,y,t),最小油膜厚度為c(t)。

圖1 缸套表面凹腔織構示意圖

圖2 缸套表面溝槽織構示意圖

凹腔織構的特征參數(shù)包括微凹腔半徑r及深度h1,該織構的面積占有率

(1)

溝槽織構的特征參數(shù)包括微溝槽寬度w及深度h2,該織構與運動方向的夾角α∈[0°,90°],面積占有率

(2)

1.2 油膜厚度方程

缸套表面任意位置的瞬時油膜厚度

(3)

式中:Ω1為缸套表面凹腔織構區(qū)域集合;Ω2為缸套表面溝槽織構區(qū)域集合。定義最小膜厚比

(4)

式中:σ為兩粗糙表面的綜合粗糙度。采用Greenwood等建立的粗糙度接觸模型[10],并定義兩接觸表面粗糙度高度分布概率密度函數(shù)為均值等于0的正態(tài)高斯分布。

根據(jù)文獻[11]假定:當H≥4時,摩擦副處于流體動壓潤滑狀態(tài);當H<4時,摩擦副處于混合潤滑狀態(tài)。

1.3 平均雷諾方程

借鑒Patir等提出的方法、通過添加壓力和剪切流量因子[12]來考慮潤滑表面粗糙度對潤滑性能的影響,由此得到的不可壓縮流體在等溫條件下的雷諾方程為

(5)

1.4 載荷平衡方程

c(t)隨著活塞運動不斷變化,忽略活塞環(huán)二階運動影響,根據(jù)牛頓第二運動定律,活塞環(huán)徑向受力平衡方程如下

(6)

式中:m為活塞環(huán)質(zhì)量;Fh為平均油膜壓力;F1為平均微凸體壓力;Fe為由實測缸壓pe換算而來的活塞環(huán)背壓。

當活塞環(huán)出口處不發(fā)生油膜破裂時,油膜壓力等于該處的氣體壓力;當活塞環(huán)出口處發(fā)生油膜破裂時,油膜邊界采用雷諾空化邊界條件。

1.5 摩擦力及摩擦功耗

在混合潤滑狀態(tài)下,摩擦力由峰元摩擦力和流體摩擦力組成,即

(7)

式中:τ0是剪切應力常數(shù),取2×10-6;Ac為粗糙表面實際接觸面積;γ為由材料決定的比例系數(shù),取0.08;F1為總的粗糙表面微凸體接觸力;τH1和τH2參見文獻[11]。

摩擦功率

Pf=Fv

(8)

2 協(xié)同效應復合織構

2.1 樣機主要技術參數(shù)

選取某水冷直列四缸增壓電控高壓共軌柴油機為樣機,其主要技術參數(shù)如表1所示。

表1 基于BOSCH CRS2.0燃油系統(tǒng)的樣機主要技術參數(shù)

參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值缸徑/mm95行程/mm100連桿長/mm155排量/L2 83壓縮比17 5大氣壓力/MPa0 1標定功率轉(zhuǎn)速/r·min-13200標定功率/kW68最大轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速/r·min-12200最大轉(zhuǎn)矩/N·m230潤滑油黏壓系數(shù)/m2·N-12 2×10-8潤滑油運動黏度/Pa·s0 06

理論計算對應著發(fā)動機在標定工況下運行,即轉(zhuǎn)速為3200r/min,額定功率為68 kW。缸套表面未織構區(qū)域粗糙度均方根值為0.3μm,活塞環(huán)表面粗糙度均方根值為0.2μm。缸內(nèi)氣體壓力通過燃燒分析儀實測獲取,如圖3所示。

圖3 實測缸內(nèi)氣體壓力曲線

2.2 協(xié)同潤滑效應

1×1凹腔和4×4凹腔,以及1×1溝槽和1×4溝槽布置方案見圖4,通過模擬該方案下的潤滑油膜壓力分布來分析織構協(xié)同潤滑效應。為使不同織構方案潤滑性能的優(yōu)劣具有可比性,控制面積占有率取0.15,并保持最小織構單元的幾何參數(shù)一致。單一織構幾何參數(shù)如表2所示。

表2 單一織構幾何參數(shù)

缸套-活塞環(huán)摩擦副在工作過程中所處的潤滑狀態(tài)具有周期性變化特征,因而針對不同的潤滑模式分別予以說明。

當活塞運動到燃燒上止點附近時速度趨向于0,動壓潤滑作用逐漸衰退。此刻,燃氣壓力升高造成活塞環(huán)背壓大幅增加,加之活塞換向?qū)е禄钊h(huán)擠壓油膜,油膜厚度明顯減小,進入混合潤滑狀態(tài)。2種織構類型的4種織構方案在曲軸轉(zhuǎn)角為0°時混合潤滑狀態(tài)因擠壓作用形成的油膜壓力分布如圖4所示。從圖中可見,凹腔織構由于提供相對密閉的壓縮容積而在其附近產(chǎn)生較高的油膜壓力,而溝槽織構因為具有連通性,其兩岸主要承載區(qū)域受擠壓產(chǎn)生高壓油膜。

1×1凹腔 4×4凹腔

1×1溝槽 1×4溝槽

當活塞運動到行程中部區(qū)域時速度最大,動壓潤滑作用效果顯著,另外由于活塞環(huán)背壓相對較小,油膜厚度顯著增大,此刻進入流體潤滑狀態(tài)。2種織構類型的4種織構方案在曲軸轉(zhuǎn)角為-270°時的流體潤滑狀態(tài)因動壓作用形成的油膜壓力分布如圖5所示。從圖中可見,織構區(qū)域油膜壓力均明顯升高,壓力峰值偏向潤滑油流經(jīng)織構的出口區(qū)域。

1×1凹腔 4×4凹腔

1×1溝槽 1×4溝槽

根據(jù)上述兩圖,對比同一潤滑狀態(tài)下同種類型織構的2種不同陣列方案可以發(fā)現(xiàn),無論出于擠壓還是出于動壓作用,單個織構產(chǎn)生的高壓油膜在遠離織構方向上的油膜壓力降低,相鄰兩織構產(chǎn)生的高壓油膜能夠相互疊加從而延拓有效油膜支撐面積或者產(chǎn)生穩(wěn)定的高壓油膜平臺。對此,通過主動組合設計可以更好地利用織構間的這種協(xié)同潤滑效應。

2.3 復合織構方案設計

考慮織構間的協(xié)同潤滑效應,對于缸套表面織構的設計,嘗試從單一形貌向復合形貌演變,利用不同織構潤滑性能的差異性和配合互補性,使?jié)櫥湍こ休d和潤滑能力得以提升。

2種復合織構的形式分別為槽腔復合織構及交叉溝槽織構,如圖6所示,幾何參數(shù)見表3,面積占有率分別為R3和R4。

圖6 缸套表面復合織構示意圖

表3 復合織構幾何參數(shù)

3 復合織構潤滑性能

3.1 油膜壓力分布

模擬獲得的2種類型復合織構在發(fā)動機曲軸轉(zhuǎn)角為0°及-270°時的油膜壓力三維分布分別如圖7和圖8所示。

(a)槽腔復合織構

(b)交叉溝槽織構

從圖7中可見:槽腔復合織構的溝槽兩側(cè)產(chǎn)生的高壓潤滑油區(qū)域與凹腔產(chǎn)生的高壓區(qū)域能夠?qū)崿F(xiàn)富集,使得油膜壓力進一步增大,由此增強了抵抗擠壓的能力,提升了油膜承載能力;交叉溝槽織構的擠壓作用于交叉區(qū)域且迫使高壓潤滑油向兩側(cè)流動,并在流動過程中受到截流而產(chǎn)生局部高壓,由此提高了潤滑油膜承載能力,有效減小了微凸體接觸,降低了微凸體摩擦力。

由此可見,復合織構在上止點處通過協(xié)同疊加形成局部高壓油膜,并將摩擦副兩表面撐開,從而減小了混合潤滑范圍和微凸體摩擦力,改善了潤滑性能。

(a)槽腔復合織構

(b)交叉溝槽織構

從圖8中可見,對于槽腔復合織構,位于溝槽左右兩側(cè)的凹腔織構產(chǎn)生的動壓潤滑油膜壓力分別處于溝槽織構的左側(cè)低壓區(qū)域和右側(cè)高壓區(qū)域。前者能夠有效拓展表面織構的油膜承載面積,提升復合織構的綜合潤滑性能;后者在提高該區(qū)域油膜壓力峰值的同時,減小了溝槽織構的油膜壓力梯度。但是,凹腔織構產(chǎn)生的油膜壓力陡升對于降低摩擦力存在不利影響,因而織構布置仍需進一步優(yōu)化。對于交叉溝槽織構,在活塞運動方向后側(cè)因溝槽織構產(chǎn)生的動壓油膜壓力區(qū)域相互影響,使得溝槽織構末端的潤滑油出口端的油膜壓力仍然較高,從而實現(xiàn)了多點油膜支撐,改善了摩擦副表面潤滑性能。

由此可見,復合織構在行程中部區(qū)域通過協(xié)同互補,有效彌補了空化區(qū)域油膜壓力的衰減,延拓了有效承載面積,減小了壓力梯度和流體摩擦力,改善了潤滑性能。

3.2 油膜厚度及微凸體摩擦力

4種不同織構下發(fā)動機一個工作循環(huán)內(nèi)的最小膜厚比變化如圖9所示。從圖9中可見,復合織構最小膜厚比相對于單一織構明顯增大,尤其在發(fā)動機各行程中部,活塞運動速度最大,動壓潤滑效果明顯,各種形式織構在增大油膜厚度的能力上更為懸殊。相比單一凹腔織構而言,槽腔復合織構最小膜厚比增加了34.3%,交叉溝槽織構增加了57.6%。這是因為由設置織構產(chǎn)生的空化區(qū)域可以利用額外設置的織構來彌補,并且受協(xié)同效應作用,高壓潤滑油向低壓區(qū)域流動,從而提高了空化區(qū)域的潤滑油膜壓力,使得潤滑油分布更為均勻,有效油膜承載面積和油膜承載能力均有所增加。除此之外,油膜厚度增大也會造成由流體摩擦力增加帶來的負面影響。

圖9 不同織構下最小膜厚比曲線

上止點附近不同織構的微凸體摩擦力變化曲線如圖10所示。從圖10中可見,在上止點附近,復合織構微凸體摩擦力明顯低于單一織構,且交叉溝槽織構產(chǎn)生的微凸體摩擦力最低。曲軸轉(zhuǎn)角為0°時,相對于單一凹腔織構,交叉溝槽織構微凸體摩擦力降低了29.9%。上止點附近,摩擦副處于混合潤滑狀態(tài),活塞環(huán)外載荷主要依靠油膜的擠壓和微凸體接觸力來平衡,這樣復合織構在擠壓的作用下能夠形成較強的潤滑油膜壓力,從而減小了微凸體接觸。另外,槽腔復合織構產(chǎn)生的高壓潤滑油膜,通過協(xié)同疊加,在增加油膜壓力的同時也使得油膜壓力梯度顯著加大,在油膜壓力達到一定程度后,承載能力反而因承載力分布不均而有所下降,潤滑效果略遜于交叉溝槽織構。

圖10 上止點區(qū)不同織構的微凸體摩擦力曲線

3.3 摩擦功耗對比

圖11 不同織構的摩擦功耗曲線

4種不同織構的循環(huán)摩擦功耗對比如圖11所示。從圖11中可見,相對于單一織構,復合織構摩擦功耗有所降低,其中交叉溝槽織構改善磨擦功耗的效果最為明顯。相對于單一凹腔織構,槽腔復合織構的摩擦功耗可降低8.2%,交叉溝槽織構可降低19.7%。這是由于發(fā)動機摩擦功耗主要集中于上止點附近區(qū)域,不同的織構對摩擦功耗的影響主要取決于上止點附近缸套-活塞環(huán)的混合潤滑狀態(tài)。在上止點區(qū)域附近,復合織構潤滑油膜兼受協(xié)同效應和擠壓的作用,承載能力得到明顯提升,油膜厚度增大,從而大大減小了微凸體接觸,降低了摩擦功耗。此外,在行程中部區(qū)域,油膜厚度增大帶來的負作用小于復合織構產(chǎn)生的協(xié)同互補作用。

整體而言,相對于單一織構,復合織構能夠更有效地改善潤滑性能,降低摩擦損失,交叉溝槽的潤滑效果優(yōu)于槽腔復合織構。

4 摩擦磨損試驗

4.1 試樣處理及試驗方法

利用UMT-2多功能摩擦磨損試驗機對表面織構試樣進行了摩擦學性能試驗。摩擦副為往復式銷-盤,上試樣保持靜止,下試樣進行往復運動,行程為20mm。下試樣為45#鋼方形樣塊,尺寸為30mm×20mm×8 mm,依次經(jīng)240、500、1 200、1 500目砂紙及金相砂紙w10打磨后表面粗糙度可控制在0.1 μm左右。潤滑介質(zhì)與樣機的潤滑油保持一致,其物性參數(shù)見表1。使用Nd:YAG激光器在下試樣表面進行4種形式的織構加工,試樣經(jīng)金相砂紙打磨去除毛刺并進行超聲波洗滌。試驗前在平均速度為0.067 m/s、載荷為10N的工況下磨合5min,待摩擦系數(shù)穩(wěn)定后開始試驗。試驗加載量為30N,名義接觸壓力為1.7 MPa,往復運動平均速度順次設定為0.06、0.12、0.18、0.24m/s。

4.2 試驗結(jié)果分析

圖12 載荷為30N時不同織構的平均摩擦系數(shù)曲線

載荷為30N時不同織構的平均摩擦系數(shù)隨摩擦副相對運動速度的變化如圖12所示。從圖12中可見:平均摩擦系數(shù)隨摩擦副相對運動速度的增大呈現(xiàn)出明顯的下降趨勢,符合混合潤滑狀態(tài)下摩擦系數(shù)隨特性參數(shù)的變化規(guī)律;經(jīng)過表面織構處理后,摩擦系數(shù)在不同程度上有所降低。在相對運動速度小于0.09 m/s的小部分區(qū)域內(nèi),單一織構改善潤滑摩擦的能力較強,尤其是單一凹腔,相對運動速度為0.06 m/s時,摩擦系數(shù)相對于表面未織構時下降的最大幅度為17.1%;在相對運動速度大于0.11 m/s的大部分區(qū)域,復合織構改善潤滑摩擦的能力更強,尤其是交叉溝槽,相對運動速度為0.24m/s時,摩擦系數(shù)相對于表面未織構時下降的最大幅度為48.1%,而槽腔復合織構只能降低34.2%。

以單一凹腔織構試樣為例,試驗后利用Wyko三維表面形貌測試儀檢測表面所得形貌如圖13所示。從圖13中可見,通過試樣表面在試驗過程中留下的劃痕或通過凹腔深度的變化,可以推斷磨損并不嚴重。圖13中垂直于相對運動方向的橫線標示位置的輪廓曲線如圖14所示。

圖13 凹腔織構試樣表面形貌圖

圖14 試樣表面垂直于運動方向的輪廓曲線

模擬計算同處混合潤滑狀態(tài),即曲軸轉(zhuǎn)角為0.3°,此時對應的相對運動速度為0.116 m/s,處于產(chǎn)生摩擦功耗的關鍵區(qū)域,即上止點區(qū)間(-40°,50°),此區(qū)間的相對運動速度絕大多數(shù)高于0.11 m/s。高于這一臨界相對運動速度所獲得的試驗結(jié)果表明:相對于單一織構,復合織構能有效改善摩擦性能,其中交叉溝槽潤滑性能最佳,這與模擬結(jié)果相吻合。

5 結(jié) 論

(1)一定形貌參數(shù)的表面織構具有改善摩擦副潤滑摩擦性能的能力,織構的高壓潤滑區(qū)域和低壓潤滑區(qū)域間存在協(xié)同效應且能進一步提升織構的摩擦性能。

(2)復合織構改善潤滑的原理:在上止點處通過協(xié)同疊加形成局部高壓油膜,從而縮小了混合潤滑范圍;在行程中部區(qū)域通過協(xié)同互補,有效彌補了空化區(qū)域油膜壓力的衰減,延展了有效承載面積。

(3)模擬結(jié)果顯示,相對于單一織構,復合織構可以提高油膜厚度,降低摩擦功耗。與單一凹腔織構相比,對于各行程中部區(qū)域的最小膜厚比,槽腔復合織構可增加34.3%左右,交叉溝槽織構可增加57.6%;對于循環(huán)摩擦功耗,槽腔復合織構可降低8.2%,交叉溝槽織構可降低19.7%。

(4)試驗結(jié)果表明,相對于單一織構,復合織構能更有效地降低摩擦系數(shù),其中交叉溝槽潤滑性能最佳,這與模擬結(jié)果相吻合。摩擦副相對運動速度為0.24m/s時,相對于表面未經(jīng)織構試樣,交叉溝槽織構試樣摩擦系數(shù)下降的最大幅度達43.6%。

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(編輯 苗凌)

TheoreticalandExperimentalStudyonLubricationPerformanceofCompositeTexturesonCylinderLiners

YIN Bifeng,QIAN Yanqiang,LU Zhentao,WANG Bowen,SUN Shao

(School of Automobile and Traffic Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang, Jiangsu 212013, China)

A mixed lubrication model for textured cylinder liner-piston ring friction pair is constructed. By simulating and analyzing the collaborative lubrication mechanism of textures, two composite texture schemes, dimple-groove and cross groove textures, are designed and calculated. The effects of composite textures on the lubrication performances of friction pair are studied associated with the tribological performance tests. It is found that the lubrication performances of composite textures are obviously better than that of single textures, and cross groove texture outperforms dimple-groove texture. The partial high film pressure is formed by collaborative overlying in TDC area to reduce mixed lubrication range, and the effective bearing area extends by collaborative complementation to increase film pressure in cavitated area at middle of the engine stroke, thus the composite textures greatly facilitate lubrication performance. Compared with the single dimple texture, in the regard of the minimum film thickness ratio in the middle of the engine stroke, the dimple-groove composite texture makes it increase by 34.3% while the cross groove texture makes it increase by 57.6%; as to the friction power loss in an engine cycle, the dimple-groove composite texture makes it decrease by 8.2% while the cross groove texture makes it decrease by 19.7%. The tribological performance tests reveal that the surface lubrication performance of textured samples can be modified more effectively than the sample without textures, especially the cross groove texture enables to reduce friction coefficient maximally by 48.1%.

cylinder liner; composite texture; collaborative effect; lubrication performance

2013-12-13。

尹必峰(1975—),男,博士,副教授。

國家自然科學基金資助項目(51375213);國家重大科技成果轉(zhuǎn)化專項資金資助項目(2060403);江蘇省科技支撐計劃資助項目(BE2013805);江蘇省高校優(yōu)勢學科建設工程資助項目(PADA)。

時間:2014-06-18

10.7652/xjtuxb201409013

TK402;TH117.1

:A

:0253-987X(2014)09-0074-07

網(wǎng)絡出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20140618.1138.003.html