胡宇，王優(yōu)強(qiáng)，李云凱，左名玉，房玉鑫，莫君

（青島理工大學(xué) a.機(jī)械與汽車工程學(xué)院b.工業(yè)流體節(jié)能與污染控制教育部重點實驗室，山東 青島 266520）

隨著人們對機(jī)械設(shè)備耐磨損和低能耗的要求越來越高，關(guān)于機(jī)械設(shè)備零部件的耐磨損特性也得到廣泛的關(guān)注。表面織構(gòu)作為一種能有效改善材料摩擦學(xué)性能的方法，也逐漸被廣泛地應(yīng)用到機(jī)械摩擦領(lǐng)域。

1966 年，Hamilton 等[1]發(fā)現(xiàn)，表面微造型能夠提升流體壓力，改善表面承載力。而在1996 年，Etsion等[2-3]才將這種技術(shù)應(yīng)用于機(jī)械密封領(lǐng)域中。因單層織構(gòu)易于加工生產(chǎn)且潤滑摩擦效果良好，所以，目前對織構(gòu)的研究主要集中在單層織構(gòu)上。然而，單層織構(gòu)的結(jié)構(gòu)單一且僅能發(fā)生一次動壓效應(yīng)，使得織構(gòu)所產(chǎn)生的潤滑摩擦性能不夠突出。

近幾年來，仿生機(jī)械學(xué)發(fā)展迅速，有很多的研究者開始對樹蛙的腳掌[4]、蛇[5]和鯊魚[6-7]的皮膚、豬籠草的表面[8-12]及牛的膝關(guān)節(jié)[13]等生物組織結(jié)構(gòu)進(jìn)行仿真設(shè)計研究。本文主要是對硅藻結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬仿真分析，硅藻擁有復(fù)雜精密的多孔結(jié)構(gòu)，這就使其具有很高的回彈性和抗拉壓性能。

德國M. Sumper[14]觀察到了具有六角孔模式的圓篩藻結(jié)構(gòu)。Gebeshuber 等[15]觀察到，硅殼通過其自潤滑性來克服殼壁各組織間的摩擦與磨損。Hamm 等[16]發(fā)現(xiàn)，硅殼結(jié)構(gòu)和材料特性表現(xiàn)出了較強(qiáng)的自防御功能。De Stefan[17]觀察了幾種硅藻結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)不同形狀的硅藻，其摩擦學(xué)性能也有差異。Subhash 等[18]測試了圓篩藻硅殼的機(jī)械性能。Losic 等[19]通過探究圓篩藻生物表面結(jié)構(gòu)和機(jī)械性能，發(fā)現(xiàn)圓篩藻硅殼因其孔層不同，產(chǎn)生了不同的硬度和彈性模量。馬健榮等[20]分析并展望了硅藻的研究與應(yīng)用。李琛[21]以實驗的方法研究了圓篩藻硅殼三維結(jié)構(gòu)的納米材料制備與表征。Liu 等[22]建立了圓篩藻細(xì)胞膜三層結(jié)構(gòu)的仿真模型。Meng 等[23-25]基于仿生硅藻結(jié)構(gòu)，對水潤滑軸承表面進(jìn)行摩擦學(xué)特性分析。但很少有對復(fù)合型織構(gòu)與水潤滑軸承結(jié)合的研究。

因此，本文采用流固耦合的方法，探究具有復(fù)合型織構(gòu)的水潤滑軸承的潤滑性能，復(fù)合型織構(gòu)選用仿生硅藻的多級孔結(jié)構(gòu)（矩形-半球型結(jié)合的復(fù)合型織構(gòu)）。主要研究了在水潤滑軸承高壓區(qū)，復(fù)合型織構(gòu)的載荷、寬度以及排列方式對其摩擦學(xué)性能的影響，為研究具有復(fù)合型織構(gòu)的滑動軸承的潤滑性能提供理論依據(jù)。

1 仿真模型

1.1 表面織構(gòu)的幾何模型

水潤滑軸承在工作時，軸和軸承間形成楔形的潤滑水膜，產(chǎn)生流體動壓潤滑效應(yīng)。在本研究中，考慮到軸瓦材料參數(shù)會對潤滑效果產(chǎn)生影響，因而選擇采用流固耦合的方法。但流固耦合計算復(fù)雜且計算時間較長，為了方便研究計算，研究對象選擇為軸承的一個具有表面織構(gòu)的單元進(jìn)行分析。

圖1 為水潤滑軸承在高壓區(qū)上具有織構(gòu)的單元模型。其中，Z軸表示軸承軸向，軸承外徑為200 mm，內(nèi)徑為100.2 mm，半徑間隙為0.1 mm，偏心距為0.08 mm，偏心率為0.8，偏位角為45°，轉(zhuǎn)速為1200 r/min，順時針轉(zhuǎn)動。軸承的寬度為2 mm，織構(gòu)位置設(shè)置在高壓區(qū)（如圖1a 所示，高壓區(qū)位于偏位角45°處），初始織構(gòu)間距為5°，共8 個織構(gòu)。圖1b 為復(fù)合型織構(gòu)的截面，即矩形-半球型織構(gòu)模型，圖1c 為單層矩形織構(gòu)截面。單層織構(gòu)模型的尺寸與復(fù)合型織構(gòu)模型的第一層相同，孔寬為W，孔深為D。

圖1 水潤滑軸承在高壓區(qū)上具有織構(gòu)的單元模型Fig.1 Water-lubricated bearing has the element model of dimple in the high pressure zone: a) model of water-lubricated bearing element with dimple; b) compound dimple cross section; c) simple dimple cross section

1.2 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分會影響仿真分析結(jié)果，高質(zhì)量的網(wǎng)格可以提高運算精度。圖2a 為用于流場分析的軸承水膜模型與網(wǎng)格劃分，其網(wǎng)格質(zhì)量系數(shù)平均值約為0.82，偏斜系數(shù)平均值約為0.27。圖2b 為用于固體分析的軸承軸套模型與網(wǎng)格劃分，其網(wǎng)格質(zhì)量系數(shù)平均值約為0.83，偏斜系數(shù)平均值約為0.24。

圖2 模型的網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh generation of models: a) bearing water film model and local mesh division; b) bearing sleeve model and local mesh division

1.3 控制方程與邊界條件設(shè)置

式中：v表示水的流速，取4 m/s；h表示水膜厚度，單位m。

經(jīng)計算可知，實際雷諾數(shù)遠(yuǎn)大于臨界雷諾值，故判定該模型為紊流模型。本實驗選用標(biāo)準(zhǔn)k-Epsilon紊流模型。

本文重點研究軸承的承載力、摩擦力以及摩擦系數(shù)。關(guān)于軸承的承載力如公式（4）—（6）所示。

式中：p為水膜壓力，單位Pa；r為軸的半徑，單位m；α為軸承沿周向的角度，單位為(°)；A為水膜與軸承間流固耦合的面積，單位m2。

對水膜的剪切應(yīng)力進(jìn)行積分，可以得出水膜的摩擦力，如公式（7）—（9）所示。

式中：τ為水膜的剪切力，單位Pa。

由式（6）、（9）所得的水膜承載力和摩擦力，計算摩擦系數(shù)，如公式（10）所示：

假設(shè)所有算例均不考慮氣穴現(xiàn)象，設(shè)置邊界條件如圖3 所示。具體設(shè)置為：1）設(shè)置流體內(nèi)壁面為無滑移壁面邊界條件，繞Z軸順時針轉(zhuǎn)動，轉(zhuǎn)速為1200 r/min；2）忽略流體進(jìn)口區(qū)和出口區(qū)的壓力差，設(shè)置流體域左側(cè)入口區(qū)的壓力等于右側(cè)出口區(qū)的壓力，兩個區(qū)域的壓力均為101 kPa；3）設(shè)置流體的外壁面為壁面邊界條件，因為流體的外壁面與固體的內(nèi)壁面發(fā)生接觸，設(shè)置流體的外壁面為流固耦合邊界條件，固體的內(nèi)壁面設(shè)置為接觸面；4）固體的外壁面設(shè)置為固定邊界條件。

圖3 邊界條件Fig.3 The boundary conditions: a) water film boundary conditions of bearings; b) boundary conditions of bearing bushing

由于軸承套材料普遍為高分子材料，所以參數(shù)設(shè)定為：泊松比為0.4；彈性模量為1 GPa；軸承的寬度為2 mm；潤滑劑為水，密度為998.2 kg/m3，動力黏度為0.001 003 Pa·s；轉(zhuǎn)速為1200 r/min。在此條件下，對光滑軸承、單層織構(gòu)軸承以及復(fù)合型織構(gòu)軸承進(jìn)行摩擦學(xué)性能分析，其中，單層織構(gòu)模型的孔深D為0.7 mm，孔寬W為0.5 mm；復(fù)合型織構(gòu)模型中孔深D為0.7 mm，第二層孔半徑R為0.2 mm，第一層孔寬W為0.5 mm。

2 分析與討論

2.1 模型有效性驗證

為了保證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，使用ANSYS15.0中的fluent 模塊進(jìn)行仿真分析，設(shè)定其幾何參數(shù)、控制方程、邊界條件及網(wǎng)格劃分方法與文獻(xiàn)[26]保持一致，但設(shè)定其工作條件與本文的復(fù)合型織構(gòu)軸承一致，即同為ε=0.8，轉(zhuǎn)速為1200 r/min，織構(gòu)間隔為5°，織構(gòu)個數(shù)為8 個。圖4 為實驗?zāi)Ｐ团c參考文獻(xiàn)中模型的壓力對比情況。從圖中可以看出，與參考文獻(xiàn)中的結(jié)果相比，本實驗中的水膜周向壓力變化趨勢基本吻合，水膜壓力的最大值和最小值的集中區(qū)域也與參考文獻(xiàn)中的位置相同，這就表明，本文所采取的計算模型和計算方法較為合理，計算結(jié)果可信。

圖4 壓力對比Fig.4 Pressure contrast

2.2 載荷變化對水潤滑軸承摩擦學(xué)性能的影響

由于偏心率主要受載荷影響，載荷增加則軸承的偏心率增大。因此，可以通過改變軸承偏心率的方法來模擬軸承載荷增大的情況。圖5 為光滑軸承、單層織構(gòu)軸承以及復(fù)合型織構(gòu)軸承在不同載荷影響下的承載力。從圖5 可知，隨著載荷的增大，軸承承載力也增大，且在偏心率為0.5～0.7 時，這三種軸承的承載力差值不大，但偏心率在0.7 以上時，復(fù)合型織構(gòu)軸承的承載力最大，單層織構(gòu)軸承次之。

圖5 不同載荷對軸承承載力的影響Fig.5 Influence of different loads on bearing capacity

圖6 為光滑軸承、單層織構(gòu)軸承以及復(fù)合型織構(gòu)軸承在不同載荷下的壓力分布。從圖6 中可以看出，隨著載荷的增加，水膜壓力增大，尤其是重載（ε=0.9）條件下，壓力急劇增大。原因在于，軸承轉(zhuǎn)動時會形成應(yīng)力集中，設(shè)計織構(gòu)可以增大油膜厚度，減小應(yīng)力集中程度，且織構(gòu)會產(chǎn)生動壓效應(yīng)，因此帶有織構(gòu)的軸承的承載力要大于光滑軸承。

圖6 不同軸承的載荷-壓力變化Fig.6 Pressure distribution under different capacity of bearing

圖7 為光滑軸承、單層織構(gòu)軸承以及復(fù)合型織構(gòu)軸承的摩擦系數(shù)對比。從圖7 中可以看出，隨著軸承載荷的增加，軸承摩擦系數(shù)也隨之增大，而在偏心率ε大于0.8（重載）時，由于軸承材料參數(shù)的影響，使得摩擦系數(shù)開始出現(xiàn)小幅度的下降。從圖中還可以看出，織構(gòu)軸承的摩擦系數(shù)遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于光滑軸承，并且?guī)в袕?fù)合型織構(gòu)軸承的摩擦系數(shù)要小于單層織構(gòu)軸承。這是因為位于軸承高壓區(qū)位置的織構(gòu)能夠有效減小應(yīng)力集中，增加油膜厚度，產(chǎn)生動壓效應(yīng)，特別是復(fù)合型織構(gòu)會產(chǎn)生多次動壓效應(yīng)。因此，與光滑軸承和單層織構(gòu)軸承相比，復(fù)合型織構(gòu)軸承具有更小的摩擦系數(shù)。

圖7 軸承載荷對摩擦系數(shù)的影響Fig.7 Influence of bearing capacity on friction coefficient

2.3 織構(gòu)的第一層寬度變化對軸承摩擦特性的影響

單層織構(gòu)模型和復(fù)合型織構(gòu)模型的第一層孔深D取0.7 mm，復(fù)合型織構(gòu)模型第二層孔半徑R為0.2 mm，軸承的偏心率ε=0.8。僅改變織構(gòu)的第一層織構(gòu)寬度W。圖8 為改變第一層織構(gòu)寬度對軸承壓力的影響。從圖8 可以看出，改變第一層織構(gòu)寬度W后，具有織構(gòu)的軸承模型的壓力值高于光滑軸承，而單層織構(gòu)與復(fù)合型織構(gòu)之間的壓力差值較小。但由于復(fù)合型織構(gòu)能夠發(fā)生多次動壓潤滑，其壓力值略大于單層織構(gòu)。

圖8 改變第一層織構(gòu)寬度對軸承壓力的影響Fig.8 Influence of changing dimple width of first layer on bearing pressure

圖9 為改變第一層織構(gòu)寬度對單層織構(gòu)和復(fù)合型織構(gòu)承載力的影響。從圖9 中可知，在該織構(gòu)寬度范圍內(nèi)，織構(gòu)呈現(xiàn)出現(xiàn)增加-減小-增加的趨勢。總體來說，隨著第一層織構(gòu)寬度的增加，單層織構(gòu)與復(fù)合型織構(gòu)的承載力呈逐漸上升的趨勢，并且復(fù)合型織構(gòu)的承載力高于單層織構(gòu)?？棙?gòu)第一層寬度在 0.5～0.7 mm 時，織構(gòu)軸承的承載力逐漸增大；而在第一層織構(gòu)寬度為0.7～0.8 mm 時，織構(gòu)軸承的承載力開始減??；而在織構(gòu)寬度超過0.8 mm 時，織構(gòu)軸承的承載力又重新開始上升。

圖9 第一層織構(gòu)寬度變化對單層織構(gòu)和復(fù)合型織構(gòu)承載力的影響Fig.9 Influence of changing the width of the first layer on the bearing capacity of simple dimple and compound dimple

圖10 為第一層織構(gòu)寬度變化對軸承摩擦系數(shù)的影響。從圖10a 中可知，隨著第一層織構(gòu)寬度的增加，具有織構(gòu)的軸承的摩擦系數(shù)下降較緩。由圖10b 可知，盡管隨著織構(gòu)第一層寬度的增加，復(fù)合型織構(gòu)和單層織構(gòu)的摩擦系數(shù)同時減小，但復(fù)合型織構(gòu)的摩擦系數(shù)的下降幅度大于單層織構(gòu)，并且復(fù)合型織構(gòu)的摩擦系數(shù)小于單層織構(gòu)的摩擦系數(shù)。

圖10 改變第一層織構(gòu)寬度對軸承摩擦系數(shù)的影響Fig.10 Influence of changing dimple width of first layer on friction coefficient of bearing: a) comparison of friction coefficient between smooth bearing, simple dimple and compound dimple; b) comparison of friction coefficient between simple dimple and compound dimple

為了更好地解釋織構(gòu)軸承的承載力與摩擦系數(shù)的變化情況，通過復(fù)合型織構(gòu)的流跡線（圖11）進(jìn)行解釋。流跡線圖能夠反映流體在流場中的流動狀態(tài)，處于同一條流線上的質(zhì)點，其運動方向與該點處流線的切線方向相同[27]。因此，通過觀察流跡線圖，可以分析不同結(jié)構(gòu)變化的織構(gòu)對流場流動情況的影響。

圖11 復(fù)合型織構(gòu)的流跡線Fig.11 Flow trace of a compound dimple

如圖11 所示，改變第一層織構(gòu)的寬度，織構(gòu)內(nèi)流跡線的流動趨勢發(fā)生了變化。當(dāng)W=0.5 mm 時，此時織構(gòu)內(nèi)的旋渦剛開始生成（圖11a）；當(dāng)W=0.7 mm時，此時織構(gòu)內(nèi)繼續(xù)生成新的旋渦，并且對比其他尺寸的流跡線圖可知，該范圍內(nèi)的織構(gòu)旋渦的尺寸和體積較小（圖11b）。當(dāng)W=0.8 mm 時，此時的織構(gòu)內(nèi)部旋渦尺寸和體積占比開始增大（圖11c），而當(dāng)W=0.9 mm 時，此時織構(gòu)內(nèi)部旋渦尺寸和體積占比逐漸減?。▓D11d）。由于織構(gòu)內(nèi)的旋渦未完全形成時，動壓效應(yīng)占主導(dǎo)影響；而當(dāng)寬度增加后，旋渦逐漸形成，體積隨之增大，旋渦強(qiáng)度也增大，部分流體動能轉(zhuǎn)化成旋渦能量，使得承載能力開始下降；但當(dāng)寬度繼續(xù)增加時，又會開始產(chǎn)生新的旋渦，織構(gòu)的承載力又重新增大。因此，W為0.5～0.7 mm 時，有較少的流體動能轉(zhuǎn)化為旋渦能量，并且隨著尺寸的增大，織構(gòu)內(nèi)動壓效應(yīng)的影響逐漸增大，承載力呈逐漸上升的狀態(tài)；W為0.7～0.8 mm 時，由于旋渦尺寸和體積占比增大，部分轉(zhuǎn)化為旋渦能量的流體能量開始增多，此范圍內(nèi)的承載力開始下降；W為0.8～0.9 mm 時，轉(zhuǎn)化為旋渦能量的流體能量減少，承載力又開始上升。而隨著寬度的增大，織構(gòu)內(nèi)的低速流體越來越多，增大其寬度等效于增加軸承的平均水膜厚度，降低了平均速度梯度，從而使織構(gòu)所在平面的摩擦力減小，織構(gòu)軸承的摩擦系數(shù)減小。

2.4 織構(gòu)的第二層半徑變化對軸承摩擦特性的影響

固定織構(gòu)第一層的孔寬和孔深，單層織構(gòu)和復(fù)合型織構(gòu)的孔深D取0.7 mm，孔寬W為0.5 mm，軸承的偏心率（ε）都為0.8。僅改變織構(gòu)第二層的孔半徑值R。圖12 為改變第二層織構(gòu)半徑對軸承壓力的影響情況。從圖12 可知，改變第二層織構(gòu)半徑后，帶有單層織構(gòu)與復(fù)合型織構(gòu)的軸承模型的壓力值都高于光滑軸承，而單層織構(gòu)與復(fù)合型織構(gòu)之間的壓力差值較小。由于改變第二層織構(gòu)半徑的尺寸范圍較小，因此壓力的改變幅度較小。從圖中也可以看出，由于復(fù)合型織構(gòu)可以發(fā)生多次動壓效應(yīng)，復(fù)合型織構(gòu)的壓力值大于單層織構(gòu)。

圖12 改變第二層織構(gòu)半徑對軸承壓力的影響Fig.12 Influence of changing the second dimple radius on bearing pressure

圖13 為改變第二層織構(gòu)半徑對單層織構(gòu)和復(fù)合型織構(gòu)承載力的影響。如圖13 所示，隨著第二層織構(gòu)半徑的增加，復(fù)合型織構(gòu)的承載力呈先增加后減小，最后增加的復(fù)雜變化，但總體呈上升趨勢，并且復(fù)合型織構(gòu)的承載力總高于單層織構(gòu)。

圖13 改變第二層織構(gòu)寬度對單層織構(gòu)和復(fù)合型織構(gòu)承載力的影響Fig.13 Effects of changing the width of the second dimple on the bearing capacity of simple dimple and compound dimple

為了解釋復(fù)合型織構(gòu)隨第二層織構(gòu)半徑的變化，也使用流跡圖（圖14）來解釋。如圖14a 所示，隨著第二層織構(gòu)半徑的增加，織構(gòu)內(nèi)部的旋渦尺寸和體積占比逐漸減小。而如圖14b 所示，隨著第二層織構(gòu)半徑繼續(xù)增大，織構(gòu)內(nèi)部的旋渦尺寸和體積占比開始增大?？棙?gòu)第二層半徑尺寸繼續(xù)增大，織構(gòu)內(nèi)部的旋渦尺寸和體積占比開始急劇減?。▓D14c）。而由于織構(gòu)內(nèi)旋渦體積增大會降低其承載力，織構(gòu)內(nèi)的旋渦尺寸越大，軸承的承載力越小。

圖15 為第二層織構(gòu)半徑變化對軸承摩擦系數(shù)的影響。從圖15a 可以看出，隨著第二層織構(gòu)半徑的增加，復(fù)合型織構(gòu)的摩擦系數(shù)總體呈下降趨勢，但摩擦系數(shù)下降的幅度較小，并且復(fù)合型織構(gòu)的摩擦系數(shù)始終小于單層織構(gòu)軸承和光滑軸承。而從圖15b 看出，隨著第二層織構(gòu)半徑增大，雖然摩擦系數(shù)整體趨勢呈下降趨勢，但R為0.1～0.125 mm 時，摩擦系數(shù)開始減小；R為0.125～0.15 mm 時，摩擦系數(shù)開始小幅度上升；最后當(dāng)R為0.15～0.2 mm 時，摩擦系數(shù)又開始減小。而原因可由圖14 進(jìn)行解釋。當(dāng)旋渦中心與織構(gòu)底面的距離越大，旋渦對織構(gòu)底部流體流動狀態(tài)的影響越小，動壓效果和減阻效果都會越差。從圖14b可知，此條件下的復(fù)合型織構(gòu)內(nèi)旋渦中心（主要在半球型內(nèi)部的旋渦）到織構(gòu)底部的距離高于其他情況，此時的摩擦系數(shù)會出現(xiàn)小幅上升。

圖14 改變第二層織構(gòu)半徑的流跡線Fig.14 Flow trace with varying the flow trace of the second dimple radius

2.5 復(fù)合型織構(gòu)的排列方式和個數(shù)變化對軸承摩擦特性的影響

復(fù)合型織構(gòu)模型中孔深D為0.7 mm，第二層孔半徑R為0.2 mm，第一層孔寬W為0.5 mm。改變復(fù)合型織構(gòu)的排列間距與個數(shù)進(jìn)行對比分析，將織構(gòu)的間距設(shè)置為5°、7°、9°，同時改變織構(gòu)個數(shù)為6、8、10、12、14。圖16 為復(fù)合型織構(gòu)的排列間距與個數(shù)變化對承載力的影響。如圖16 所示，在相同的織構(gòu)間距下，隨著織構(gòu)個數(shù)的增加，軸承的承載力呈逐漸增大的趨勢。而在相同織構(gòu)個數(shù)的條件下，織構(gòu)間距為5°時，軸承的承載力最大；但在織構(gòu)個數(shù)為14 時，間距為5°的復(fù)合型織構(gòu)軸承的承載力開始出現(xiàn)小幅下降趨勢。在織構(gòu)個數(shù)為6，織構(gòu)間距為7°所對應(yīng)的承載力最小。而隨著織構(gòu)個數(shù)繼續(xù)增大，織構(gòu)間距為7°時，承載力快速上升，在織構(gòu)個數(shù)大于10 之后，軸承承載力最小的條件是織構(gòu)間距為9°。

為了解釋上述承載力的變化情況，引入其部分變化情況的流跡圖（圖17）來說明。由圖17 可知，在相同間距的條件下，隨著織構(gòu)個數(shù)的增長，復(fù)合型織構(gòu)內(nèi)的旋渦所占的體積和尺寸在逐漸減小，但在圖17d 中，此條件下的復(fù)合型織構(gòu)內(nèi)部旋渦尺寸和所占體積增大。因此，織構(gòu)個數(shù)為14 時，間距為5°的復(fù)合型織構(gòu)的承載力才開始出現(xiàn)小幅下降趨勢。而對比圖17b、17c、17e、17f 可知，與織構(gòu)間距為9°的情形相比，當(dāng)織構(gòu)間距為7°時，隨著織構(gòu)個數(shù)的增加，織構(gòu)內(nèi)的旋渦尺寸和所占體積的減小幅度更大?？棙?gòu)個數(shù)大于10 之后，間距為7°的織構(gòu)轉(zhuǎn)化為旋渦的能量開始小于間距為9°的情況（結(jié)合圖16），因此才會出現(xiàn)在織構(gòu)個數(shù)大于10 之后，軸承承載力最小的條件為織構(gòu)間距為9°的情況。

圖16 改變復(fù)合型織構(gòu)的間距和個數(shù)對承載力的影響Fig.16 Influence of changing spacing and number of compound dimple on bearing capacity

圖17 改變復(fù)合織構(gòu)間距和個數(shù)的流跡線Fig.17 Flow trace with varying spacing and number of compound dimple: a) spacing 5°, dimple number 6; b) spacing 7°, dimple number 6; c) spacing 9°, dimple number 6; d) spacing 5°, dimple number 14; e) spacing 7°, dimple number 14; f) spacing 9°,dimple number 14

圖18 為復(fù)合型織構(gòu)的排列間距與個數(shù)變化對摩擦系數(shù)的影響。如圖18 所示，在織構(gòu)間距相同的條件下，隨著復(fù)合型織構(gòu)個數(shù)的增加，軸承的摩擦系數(shù)呈現(xiàn)先減小后增加的狀態(tài)。在相同織構(gòu)個數(shù)的條件下，織構(gòu)間距為5°的軸承的摩擦系數(shù)最小，而在9°時，摩擦系數(shù)最大，且總體變化幅度較小。因此，在織構(gòu)間距不同的條件下，存在最優(yōu)的織構(gòu)個數(shù)，使軸承的摩擦系數(shù)最??；在織構(gòu)個數(shù)相同的條件下，織構(gòu)間隔越大，其摩擦系數(shù)越大。

圖18 改變復(fù)合型織構(gòu)的間距和個數(shù)對摩擦系數(shù)的影響Fig.18 Influence of changing spacing and number of compound dimple on friction coefficient

3 結(jié)論

對水潤滑軸承高壓區(qū)上的復(fù)合型織構(gòu)的模型進(jìn)行研究，通過流固耦合的方法進(jìn)行求解，并計算得到軸承的承載力和摩擦系數(shù)，在此條件下，分析其變化規(guī)律及原因。

1）隨著載荷的增加，軸承的承載力呈逐漸上升的趨勢，摩擦系數(shù)總體也呈逐漸上升的趨勢。其中，復(fù)合型織構(gòu)軸承的承載力大于單層織構(gòu)軸承和光滑軸承，摩擦系數(shù)小于單層織構(gòu)軸承和光滑軸承。

2）隨著復(fù)合型織構(gòu)的第一層織構(gòu)寬度和第二層織構(gòu)半徑的增大，復(fù)合型織構(gòu)軸承的承載力總體呈上升趨勢，摩擦系數(shù)總體呈下降趨勢。而產(chǎn)生這種情況的原因與織構(gòu)內(nèi)旋渦的變化有關(guān)。

3）在間距較小的情況下，復(fù)合型織構(gòu)軸承的摩擦學(xué)性能更優(yōu)。而在間距一定的情況下，存在最優(yōu)的織構(gòu)個數(shù)，使得軸承的摩擦系數(shù)最小。