表面織構(gòu)活塞環(huán)與CuO納米潤(rùn)滑油協(xié)同潤(rùn)滑特性數(shù)值研究

朱世新，葉曉明，姜羽澤，徐繼旺，聶富成

(1.華中科技大學(xué)中歐清潔與可再生能源學(xué)院，湖北 武漢 430074；2.華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，湖北 武漢 430074)

國(guó)家節(jié)能減排措施的深入推進(jìn)對(duì)內(nèi)燃機(jī)性能和排放標(biāo)準(zhǔn)提出了更高要求?；钊h(huán)-缸套是內(nèi)燃機(jī)中最重要的摩擦副，其摩擦損失占整個(gè)內(nèi)燃機(jī)摩擦損失的50%～60%[1]。對(duì)于活塞環(huán)-缸套而言，潤(rùn)滑性能受潤(rùn)滑油流變特性、摩擦副表面形貌及工況參數(shù)等影響，其中尤以前兩者最為重要。本研究通過(guò)引入納米潤(rùn)滑油及活塞環(huán)表面織構(gòu)為提高活塞環(huán)-缸套摩擦潤(rùn)滑性能提供新的思路。

對(duì)于摩擦副而言，普遍認(rèn)為摩擦表面越光滑越好，通常采取拋光、添加耐磨涂層等方法來(lái)減少摩擦磨損。而大量的理論研究和試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，表面織構(gòu)能有效提高摩擦副表面摩擦學(xué)性能。Ronen等[2]首次將表面織構(gòu)應(yīng)用于活塞環(huán)-缸套摩擦副，使摩擦力減小了30%。Kligerman等[3]在對(duì)活塞環(huán)表面織構(gòu)的研究中發(fā)現(xiàn)，部分織構(gòu)活塞環(huán)相比全織構(gòu)活塞環(huán)平均摩擦力可降低30%～55%。隨后Ryk[4]對(duì)部分織構(gòu)活塞環(huán)進(jìn)行試驗(yàn)研究，得到了類似試驗(yàn)結(jié)果。錢雙慶等[5]對(duì)不同面積率和深度的織構(gòu)活塞環(huán)進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果表明，適當(dāng)?shù)目棙?gòu)能有效降低摩擦系數(shù)，達(dá)到減摩抗磨作用。Vladescu等[6]試驗(yàn)研究表明，織構(gòu)在不同潤(rùn)滑狀態(tài)下對(duì)油膜厚度變化產(chǎn)生不同的影響。Meng等[7]研究表明，混合潤(rùn)滑狀態(tài)下表面織構(gòu)相比于無(wú)織構(gòu)活塞環(huán)能有效減小摩擦損失。Shen等[8]試驗(yàn)研究表明，織構(gòu)面積率和深度是影響活塞環(huán)摩擦性能的主要因素。

在潤(rùn)滑油改性方面，研究發(fā)現(xiàn)在潤(rùn)滑油中添加一定比例的納米顆粒(如Al2O3，CuO，F(xiàn)e3O4等)可增加潤(rùn)滑油黏度，強(qiáng)化傳熱性能，起到減摩抗磨作用。Hu等[9]對(duì)納米流體采用分子動(dòng)力學(xué)方法進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)納米流體能提高潤(rùn)滑油的承載能力。曹恒[10]采用CFD方法對(duì)納米潤(rùn)滑油的傳熱和摩擦性能進(jìn)行研究，結(jié)果表明納米潤(rùn)滑油能夠降低摩擦阻力系數(shù)，減少摩擦副之間摩擦磨損。Wu等[11]使用CuO，TiO2和納米金剛石作為潤(rùn)滑油納米添加劑，試驗(yàn)結(jié)果表明，相比于TiO2和納米金剛石，CuO納米顆粒的減摩抗磨效果最好。MKA Ali等[12]將Al2O3按一定質(zhì)量分?jǐn)?shù)加入基礎(chǔ)潤(rùn)滑油，研究發(fā)現(xiàn)納米潤(rùn)滑油能夠使摩擦系數(shù)減小48%～50%。

綜上可知，通過(guò)改變活塞環(huán)表面形貌和潤(rùn)滑油流變特性能有效提高活塞環(huán)-缸套潤(rùn)滑性能，減小摩擦損失，降低磨損，對(duì)提高內(nèi)燃機(jī)效率，延長(zhǎng)使用壽命均具有重要的意義。但現(xiàn)有研究只針對(duì)納米潤(rùn)滑油或織構(gòu)活塞環(huán)單獨(dú)開展了相關(guān)研究工作，并沒(méi)有考慮兩者之間的協(xié)同作用。本研究通過(guò)建立活塞環(huán)-缸套流體潤(rùn)滑數(shù)值模型，首次針對(duì)表面織構(gòu)和納米潤(rùn)滑油對(duì)第一道活塞環(huán)的協(xié)同潤(rùn)滑機(jī)理開展相關(guān)數(shù)值研究，為改善活塞環(huán)摩擦性能、降低內(nèi)燃機(jī)摩擦損失提供理論依據(jù)。

1 數(shù)值建模

1.1 表面織構(gòu)活塞環(huán)幾何模型

為研究表面織構(gòu)對(duì)活塞環(huán)摩擦性能的影響，建立了表面織構(gòu)活塞環(huán)幾何模型(見圖1)?？棙?gòu)為球形凹坑，沿活塞環(huán)軸向及圓周方向呈陣列分布。為計(jì)算方便，根據(jù)對(duì)稱性選取其中一列進(jìn)行分析。其中，y軸為活塞環(huán)圓周方向；x軸為活塞環(huán)軸向，指向燃燒室；b為活塞環(huán)軸向有效高度；l為單列織構(gòu)沿活塞環(huán)圓周方向長(zhǎng)度。

圖1 部分織構(gòu)活塞環(huán)三維模型

1.2 流體潤(rùn)滑控制方程

為考慮潤(rùn)滑表面粗糙度對(duì)流體動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響，本研究采用平均Reynolds方程[13]。

(1)

1.3 膜厚方程

對(duì)于桶面形活塞環(huán)而言，其軸向剖面為一對(duì)稱拋物線形(見圖2a)?；钊h(huán)桶面沿軸向不同位置處油膜厚度hring(x,y)可表示為

(2)

式中：δ為活塞環(huán)桶面高度。

根據(jù)圖2b、圖2c可知，活塞環(huán)表面織構(gòu)引起的油膜厚度htex(x,y)可表示為

(3)

(4)

式中：hm為織構(gòu)凹坑最大深度；r為凹坑球面半徑；R為織構(gòu)凹坑半徑；Ω為織構(gòu)所在區(qū)域。

圖2 單列織構(gòu)活塞環(huán)油膜厚度組成

綜合上述可知，單列織構(gòu)活塞環(huán)油膜厚度h(x,y)分布(見圖3)可表示為

h(x,y)=h0+hring(x,y)+htex(x,y)。

(5)

圖3 單列織構(gòu)活塞環(huán)油膜厚度

1.4 邊界條件

求解Reynolds方程需要給定合理邊界條件。根據(jù)對(duì)稱性，在活塞環(huán)圓周方向上采用周期性邊界條件，可表示為

(6)

(7)

入口和出口邊界分別是燃燒室氣體壓力和活塞環(huán)間氣體壓力。隨著活塞環(huán)往復(fù)運(yùn)動(dòng)，入口和出口邊界也發(fā)生變化。當(dāng)活塞環(huán)向燃燒室方向運(yùn)動(dòng)時(shí)，其進(jìn)出口邊界條件可表示為

(8)

(9)

式中：p1為活塞環(huán)間氣體壓力；p2為燃燒室氣體壓力。

潤(rùn)滑油在發(fā)散區(qū)會(huì)出現(xiàn)負(fù)壓，產(chǎn)生氣蝕時(shí)采用Reynolds出口邊界條件來(lái)考慮氣蝕影響。Reynolds邊界條件可表示為

(10)

1.5 潤(rùn)滑油物性參數(shù)

1.5.1潤(rùn)滑油黏度方程

考慮溫度和壓力對(duì)潤(rùn)滑油黏度的影響，采用Roelands提出的黏度模型[14]：

(11)

式中：T0為參考溫度；μ0為大氣壓下，溫度為T0時(shí)的黏度；μR為Roelands參考黏度；pR為Roelands參考?jí)毫?；TR為Roelands參考溫度；Z為黏壓指數(shù)；S0為黏溫指數(shù)。

考慮納米顆粒加入對(duì)潤(rùn)滑油黏度的影響，采用Chen黏度修正模型[15]：

(12)

式中：μnf為納米流體黏度；aa，a分別為納米聚集體和納米顆粒的等效半徑；D為不規(guī)則指數(shù)；[μ]為特性黏度；φ為納米顆粒濃度；φm為最大顆粒濃度。φm，[μ]，D分別取值0.5，2.5和1.7，考慮到活塞環(huán)潤(rùn)滑油剪切率較高，φm取0.605。

1.5.2潤(rùn)滑油密度方程

潤(rùn)滑油密度與壓力和溫度相關(guān)，其控制方程為[16]

(13)

式中：ρ0為大氣壓下，溫度為T0時(shí)的密度；CA，CB和Dt為試驗(yàn)參數(shù)。

考慮納米顆粒加入對(duì)潤(rùn)滑油密度的影響，納米流體密度采用Pak和Chou[17]提出的模型：

ρnf=ρpφ+ρ(1-φ)。

(14)

式中：ρnf為納米流體密度；ρp為納米顆粒密度。

1.6 粗糙接觸模型

在內(nèi)燃機(jī)工作循環(huán)過(guò)程中存在混合潤(rùn)滑區(qū)域，必須考慮活塞環(huán)與缸套之間的粗糙接觸作用。本研究采用由Greenwood和Tripp提出的粗糙接觸模型[18]：

(15)

Ac=π2(ηβσ)2AF2(H)。

(16)

式中：pasp為粗糙微凸體接觸壓力；Ac為粗糙表面實(shí)際接觸面積；A為名義接觸面積；η和β為接觸參數(shù)；E′為接觸表面綜合彈性模量；F2.5(H)和F2(H)取值可參見文獻(xiàn)[18]；H為膜厚比，H=h/σ。

1.7 摩擦力和摩擦損失

活塞環(huán)-缸套摩擦副表面摩擦力F由潤(rùn)滑油產(chǎn)生的黏性剪切力Ft、粗糙表面微凸體接觸剪切力FA以及流體水平方向壓力Fx三部分組成。

F=Ft+FA+Fx，

(17)

Ft=τ0Ac，

(18)

FA=Aα0pasp，

(19)

(20)

式中：τ0和α0為常數(shù)；φf(shuō)和φf(shuō)s可參見文獻(xiàn)[19]。

本研究采用平均有效摩擦壓力(FMEP)這一參數(shù)來(lái)評(píng)定一個(gè)循環(huán)內(nèi)平均摩擦損失，其表達(dá)式為

(21)

式中：l為活塞行程；Vs為發(fā)動(dòng)機(jī)排量。

此外，在發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程中活塞環(huán)磨損是不可忽略的。為了評(píng)定磨損量，D.Gulwadi[20]提出了磨損載荷WL：

(22)

式中：T為發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)周期。

1.8 計(jì)算流程

采用有限差分法求解平均Reynolds方程。為使計(jì)算結(jié)果具有一定的收斂精度，采用如下收斂性準(zhǔn)則。

(23)

(24)

式中：εh用來(lái)判斷整個(gè)循環(huán)每一曲軸轉(zhuǎn)角結(jié)果是否收斂；εcycle用來(lái)判斷整個(gè)循環(huán)是否收斂。

程序計(jì)算流程見圖4。

圖4 計(jì)算流程

2 研究對(duì)象與計(jì)算參數(shù)

以某型汽油機(jī)為研究對(duì)象，針對(duì)第一道活塞環(huán)開展?jié)櫥阅苎芯浚?jì)算參數(shù)如表1所示。燃燒室氣體壓力以及第一道環(huán)間氣體壓力如圖5所示。

表1 計(jì)算參數(shù)

圖5 燃燒室和活塞環(huán)間氣體壓力

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 織構(gòu)和納米潤(rùn)滑油單一因素潤(rùn)滑特性分析

為研究表面織構(gòu)和納米潤(rùn)滑油協(xié)同潤(rùn)滑作用，首先需對(duì)比單一因素對(duì)活塞環(huán)潤(rùn)滑性能的影響機(jī)理，建立如表2所示3種計(jì)算模型。

表2 單一因素潤(rùn)滑模型

標(biāo)定工況下，由上述3種計(jì)算模型所得到的最小膜厚比及變化率隨曲軸轉(zhuǎn)角變化如圖6和圖7所示。從圖中可知，3種潤(rùn)滑模型在大多數(shù)曲軸轉(zhuǎn)角下均處于混合潤(rùn)滑狀態(tài)(1

圖7 相對(duì)于無(wú)織構(gòu)的油膜厚度變化率

圖8和圖9分別示出不同潤(rùn)滑模型下粗糙接觸摩擦力和流體摩擦力變化。對(duì)于模型2，由于納米顆粒的加入在各曲軸轉(zhuǎn)角下有效增加了膜厚，導(dǎo)致粗糙接觸摩擦力減小。尤其在潤(rùn)滑條件比較惡劣的370°曲軸轉(zhuǎn)角附近，相比基礎(chǔ)潤(rùn)滑油，CuO納米潤(rùn)滑油起到了減小摩擦力作用。但同時(shí)，由于納米顆粒加入，潤(rùn)滑油黏度增加，導(dǎo)致上下止點(diǎn)之間的流體摩擦力有所增大。這進(jìn)一步說(shuō)明，納米顆粒加入能改善活塞環(huán)粗糙接觸摩擦力，但會(huì)增加流體黏性剪切力。而對(duì)于織構(gòu)活塞環(huán)，由于表面織構(gòu)的引入，減少了有效接觸面積，導(dǎo)致在上下止點(diǎn)附近油膜承載能力下降，粗糙接觸摩擦力有較大幅度的上升。而在沖程中間位置，由于活塞環(huán)運(yùn)動(dòng)速度較大，動(dòng)壓效果明顯，織構(gòu)的引入能有效增強(qiáng)動(dòng)壓效應(yīng)，流體黏性剪切力明顯地降低。

圖8 不同潤(rùn)滑模型粗糙摩擦力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖9 不同潤(rùn)滑模型流體摩擦力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖10示出了90°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)不同活塞環(huán)表面油膜壓力分布對(duì)比。圖中將活塞環(huán)軸向和圓周方向量綱1化。由圖可知，在相同的邊界條件下，全織構(gòu)活塞環(huán)的最大油膜壓力高于無(wú)織構(gòu)活塞環(huán)，織構(gòu)形成的微凹坑在活塞環(huán)表面形成了一個(gè)個(gè)微小的動(dòng)壓效應(yīng)，有利于潤(rùn)滑油流動(dòng)，同時(shí)改善了潤(rùn)滑環(huán)境。特別是在油膜發(fā)散區(qū)，織構(gòu)的存在為活塞環(huán)提供一定的油膜承載能力。文獻(xiàn)[21]也得到了相似的結(jié)果，說(shuō)明織構(gòu)能夠促進(jìn)動(dòng)壓潤(rùn)滑。

圖10 90°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)不同活塞環(huán)油膜壓力分布

3種計(jì)算模型總摩擦損失以及FMEP結(jié)果如圖11和圖12所示。FMEP能更加直觀地反映3種模型對(duì)摩擦損失的影響。全織構(gòu)活塞環(huán)FMEP最小，相比于無(wú)織構(gòu)活塞環(huán)減少了2.73%。由圖9可知，這主要來(lái)自于動(dòng)壓摩擦損失的減少。由圖8可知，CuO納米潤(rùn)滑油的加入減小了粗糙接觸摩擦損失，但其動(dòng)壓摩擦損失有所增大，其FMEP相對(duì)于無(wú)織構(gòu)活塞環(huán)減少了0.31%。

圖11 不同潤(rùn)滑模型總摩擦損失隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖12 不同潤(rùn)滑模型FMEP對(duì)比

3.2 織構(gòu)位置的影響分析

為分析活塞環(huán)表面織構(gòu)布置位置對(duì)摩擦性能的影響，研究了如圖13所示的3種織構(gòu)情況。

圖13 活塞環(huán)表面織構(gòu)不同位置分布

圖14和圖15分別示出活塞環(huán)不同織構(gòu)位置總摩擦損失和FMEP。從圖中可知，中間織構(gòu)活塞環(huán)FMEP最小，能夠有效地減小摩擦損失，相比于無(wú)織構(gòu)活塞環(huán)減小了5.17%；次之為全織構(gòu)活塞環(huán)。相比于全織構(gòu)活塞環(huán)，中間織構(gòu)只在活塞環(huán)中間位置布置織構(gòu)，增加了活塞環(huán)和缸套有效接觸面積，活塞環(huán)單位面積所受的載荷較小，上下止點(diǎn)附近粗糙接觸摩擦力產(chǎn)生的摩擦損失較??；同時(shí)，中間織構(gòu)在油膜中間位置布置織構(gòu)，織構(gòu)的微動(dòng)壓效應(yīng)促進(jìn)流體潤(rùn)滑，減少了流體黏性剪切力。而兩端織構(gòu)在活塞環(huán)兩端布置織構(gòu)，其織構(gòu)的微動(dòng)壓效應(yīng)沒(méi)有有效地發(fā)揮出來(lái)，對(duì)黏性剪切力的減小沒(méi)有起到應(yīng)有的作用。同時(shí)，由于織構(gòu)的引入，有效接觸面積減少，導(dǎo)致粗糙接觸摩擦力增加。所以，其FMEP值最大，對(duì)活塞環(huán)潤(rùn)滑性能不利。

圖14 不同表面織構(gòu)位置總摩擦損失隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖15 不同位置織構(gòu)FMEP對(duì)比

圖16示出無(wú)織構(gòu)活塞環(huán)和中間織構(gòu)活塞環(huán)磨損載荷分布。從圖中可知，磨損載荷峰值出現(xiàn)在活塞環(huán)軸向中心部分，且呈對(duì)稱分布，說(shuō)明此處潤(rùn)滑油膜厚度較小，處于混合潤(rùn)滑狀態(tài)，磨損狀況較為嚴(yán)重。對(duì)比圖中磨損載荷峰值結(jié)果可知，相比于無(wú)織構(gòu)活塞環(huán)，中間織構(gòu)活塞環(huán)由于織構(gòu)的引入減小了接觸面積，磨損載荷增加，磨損狀況更加惡劣。

圖16 無(wú)織構(gòu)與中間織構(gòu)活塞環(huán)磨損載荷對(duì)比

3.3 織構(gòu)與納米潤(rùn)滑油協(xié)同潤(rùn)滑特性

理想的潤(rùn)滑狀態(tài)是在減小摩擦損失的同時(shí)也能減少活塞環(huán)的磨損。根據(jù)上述分析可知，中間織構(gòu)活塞環(huán)產(chǎn)生更少的摩擦損失，而納米潤(rùn)滑油能夠減小摩擦磨損。因此，需在中間織構(gòu)和納米潤(rùn)滑油之間找到一個(gè)平衡點(diǎn)，促使兩者協(xié)同來(lái)達(dá)到最佳潤(rùn)滑性能。

分別建立不同體積分?jǐn)?shù)(0.1%，0.5%，1.0%)CuO納米潤(rùn)滑油與中間織構(gòu)活塞環(huán)潤(rùn)滑模型，與無(wú)織構(gòu)活塞環(huán)對(duì)比分析不同潤(rùn)滑模型摩擦性能。

圖17和圖18分別示出中間織構(gòu)活塞環(huán)和CuO納米潤(rùn)滑油協(xié)同潤(rùn)滑模型總摩擦損失和FMEP結(jié)果。和無(wú)織構(gòu)活塞環(huán)相比，織構(gòu)活塞環(huán)和一定體積分?jǐn)?shù)CuO納米潤(rùn)滑油組合能有效減小FMEP。但是納米顆粒的體積分?jǐn)?shù)并不是越大越好。隨著納米顆粒體積分?jǐn)?shù)增加，F(xiàn)MEP分別減小了4.65%，1.97%和-2.64%。從摩擦損失曲線上可以看出，在沖程中間位置90°，270°及630°附近，隨著納米顆粒體積分?jǐn)?shù)增加摩擦損失不斷增加，這是由于納米顆粒濃度增加導(dǎo)致潤(rùn)滑油流體黏性剪切力增加，動(dòng)壓摩擦損失增加。因此，CuO納米顆粒體積分?jǐn)?shù)應(yīng)該控制在0.5%之內(nèi)。

圖17 不同協(xié)同潤(rùn)滑模型總摩擦損失隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖18 不同協(xié)同潤(rùn)滑模型FMEP對(duì)比

圖19示出無(wú)織構(gòu)活塞環(huán)和中間織構(gòu)活塞環(huán)與納米潤(rùn)滑油協(xié)同潤(rùn)滑模型磨損載荷結(jié)果。圖19a、圖19b、圖19c和圖19d磨損載荷的峰值分別為177，197，172，138 MW/m2。由圖18和圖19可知，加入0.1%納米潤(rùn)滑油能減少摩擦損失，但增加活塞環(huán)表面的磨損。加入1.0%納米潤(rùn)滑油能減小活塞環(huán)表面的磨損，但由于流體黏度增加導(dǎo)致摩擦損失增大。而加入0.5%CuO納米潤(rùn)滑油能同時(shí)減小摩擦損失和磨損。因此，中間織構(gòu)活塞環(huán)和0.5%CuO納米潤(rùn)滑油組成的協(xié)同潤(rùn)滑能達(dá)到最佳潤(rùn)滑性能。

圖19 不同協(xié)同潤(rùn)滑模型磨損載荷結(jié)果

4 結(jié)論

a) 在潤(rùn)滑狀態(tài)較好的情況下，活塞環(huán)織構(gòu)表面與缸套之間形成的微動(dòng)壓效應(yīng)促進(jìn)了潤(rùn)滑油的動(dòng)壓潤(rùn)滑，有效降低流體黏性剪切力，改善活塞環(huán)潤(rùn)滑條件；但在上下止點(diǎn)附近，由于織構(gòu)的引入，減少了有效潤(rùn)滑面積，導(dǎo)致油膜承載能力降低，粗糙接觸摩擦力增加；相比于無(wú)織構(gòu)活塞環(huán)，全織構(gòu)活塞環(huán)能減小2.73%的摩擦損失；

b) CuO納米潤(rùn)滑油的加入增加了各曲軸轉(zhuǎn)角下膜厚比，減少摩擦副表面粗糙接觸力，減小活塞環(huán)表面磨損，但在沖程中間位置，會(huì)導(dǎo)致流體黏性剪切力增加；

c) 活塞環(huán)表面織構(gòu)布置位置會(huì)影響其摩擦性能，對(duì)比發(fā)現(xiàn)中間織構(gòu)活塞環(huán)最優(yōu)，相比于無(wú)織構(gòu)活塞環(huán)FMEP減小了5.17%；

d) 表面織構(gòu)和納米潤(rùn)滑油之間存在協(xié)同潤(rùn)滑作用，在減小摩擦損失的同時(shí)也能減少磨損，采用中間織構(gòu)活塞環(huán)與0.5%CuO納米潤(rùn)滑油組成的潤(rùn)滑模型，兩者之間的協(xié)同作用最好。