張付英 張志祥 夏靖煒 馬 駿 劉元?jiǎng)?/p>

(1.天津科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 天津 300222；2.天津市輕工與食品工程機(jī)械裝備集成設(shè)計(jì)與在線監(jiān)控重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 天津 300222；3.天津市科技發(fā)展服務(wù)中心 天津 300000)

為防止?jié)櫥托孤┮约巴饨缥廴疚镞M(jìn)入設(shè)備內(nèi)部，唇形油封被廣泛應(yīng)用于設(shè)備外伸轉(zhuǎn)軸的密封。隨著人們對(duì)機(jī)械設(shè)備密封和潤(rùn)滑性能要求的不斷提高，表面織構(gòu)技術(shù)由于能在相對(duì)運(yùn)動(dòng)的平行表面之間的流體中產(chǎn)生流體動(dòng)壓[1]，改善機(jī)械零件間的摩擦性能，因而得到廣泛重視。OTTO和PATERSON[2]最先在旋轉(zhuǎn)油封中應(yīng)用表面織構(gòu)技術(shù)，但由于缺乏微織構(gòu)加工技術(shù)，該研究并未進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。STEPHENS等[3]利用X射線與紫外線光刻技術(shù)實(shí)現(xiàn)了對(duì)表面微織構(gòu)的加工。ETSION和HALPERIN[4]、ETSION[5]將激光微表面紋理技術(shù)應(yīng)用在機(jī)械密封中，研究其密封性能。HADINATA和STEPHENS[6]應(yīng)用數(shù)值分析方法研究了微織構(gòu)對(duì)唇形密封的彈性流體動(dòng)力學(xué)效應(yīng)。SHINKARENKO等[7]研究了表面織構(gòu)對(duì)軟彈性流體動(dòng)力潤(rùn)滑摩擦學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)在剛性表面或軟彈性體上施加球形凹坑形式的織構(gòu)時(shí)，織構(gòu)面積密度與縱橫比等參數(shù)的選擇，可以影響液膜承載能力。ROSENKRANZ等[8]將數(shù)值分析與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合，對(duì)比研究了具有點(diǎn)狀、凹坑、十字狀、線狀表面織構(gòu)油封與普通油封的密封性能，結(jié)果表明，幾種形式的織構(gòu)都能減小接觸面間的摩擦扭矩。國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)表面微織構(gòu)也進(jìn)行了大量的理論實(shí)驗(yàn)和研究。歷建全和朱華[9]介紹了表面織構(gòu)的圖案和加工方法以及摩擦學(xué)性能的測(cè)試方法闡述了不同表面織構(gòu)對(duì)摩擦學(xué)性能的影響及機(jī)制。王立輝等[10]研究了激光加工微織構(gòu)對(duì)丁腈橡膠水潤(rùn)滑性能的影響，結(jié)果證明了橡膠表面加工的微凹坑織構(gòu)有一定的減阻效果。董慧芳等[11]揭示了軸表面的微織構(gòu)可以改善接觸面之間的摩擦，有效地提高潤(rùn)滑性能?？讈啽騕12]對(duì)表面織構(gòu)化的旋轉(zhuǎn)軸密封性能與摩擦性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)微織構(gòu)的形狀、大小、孔隙深度、孔隙方向和面積比對(duì)油封的潤(rùn)滑性能有很大影響。張付英等[13]研究了三角形、圓形和正方形微織構(gòu)在考慮溫度與否的2種情況下對(duì)油封密封性能的影響，發(fā)現(xiàn)不考慮溫度影響時(shí)三角形紋理更有利于油封潤(rùn)滑性能和泵吸率的改善，而考慮溫度影響時(shí)正方形紋理更有利。

本文作者在文獻(xiàn)[13]研究的基礎(chǔ)上，將3種形狀的微織構(gòu)進(jìn)行組合設(shè)計(jì)，研究不同組合型織構(gòu)對(duì)油封密封性能的影響。文中首先以油封唇口不同形狀表面微織構(gòu)為研究對(duì)象，建立了油封的有限元模型，分析了油封唇口接觸壓力的分布，然后建立了具有組合型微織構(gòu)的密封表面間質(zhì)量守恒雷諾控制方程，研究了相同條件下組合形狀織構(gòu)與單一形狀織構(gòu)以及無織構(gòu)對(duì)油封表面密封性能的影響，并探討了其潤(rùn)滑機(jī)制。

1 油封表面微織構(gòu)的組合設(shè)計(jì)

1.1 油封的結(jié)構(gòu)

油封的密封系統(tǒng)由3個(gè)主要部件組成：軸、密封圈和潤(rùn)滑劑，如圖 1所示。以唇尖作為分割點(diǎn)，右側(cè)為油液側(cè)，左側(cè)為空氣側(cè)。文中以某變速器輸入軸外伸端軸承的密封油封為研究對(duì)象，該油封具有防塵唇、金屬骨架及緊固彈簧，規(guī)格為60 mm×80 mm×8 mm，油封主體橡膠材料選用丁腈橡膠材料(NBR)，過盈量為0.3 mm，油側(cè)唇角為45°，空氣側(cè)唇角為25°。

圖1 油封密封系統(tǒng)示意

1.2 微織構(gòu)的組合設(shè)計(jì)

大部分油封的表面微織構(gòu)采用十字狀、線狀、三角形、正方形、圓形等單一幾何形狀。由于不同幾何形狀對(duì)油封的泵吸率、膜厚等影響程度存在差異，因此將不同形狀織構(gòu)進(jìn)行組合設(shè)計(jì)，可綜合2種不同織構(gòu)的優(yōu)點(diǎn)，從而提高密封的潤(rùn)滑特性和密封特性。

文中在前期等邊三角形、正方形和圓形表面微織構(gòu)對(duì)油封密封性能影響研究的基礎(chǔ)上[13]，將三角形、圓形和正方形3種形狀的微織構(gòu)進(jìn)行相互組合設(shè)計(jì)，得到如圖2所示3種新的組合型表面微織構(gòu)。

圖2 組合表面織構(gòu)示意

1.3 油封表面微觀組合織構(gòu)的設(shè)計(jì)參數(shù)

新設(shè)計(jì)的組合型微凹織構(gòu)，均勻地分布在唇端兩側(cè)，如圖3所示為組合型織構(gòu)的分布?？棙?gòu)參數(shù)設(shè)計(jì)是以面積相近為原則，考慮到制造精度以及經(jīng)濟(jì)性，對(duì)于僅0.29 mm的接觸寬度，數(shù)十微米范圍的紋理比例是合理的，其具體參數(shù)見表1。

表1 織構(gòu)參數(shù)單位：μm

圖3 油封唇部微織構(gòu)分布

2 油封的分析和計(jì)算模型

2.1 油封的有限元模型

為獲得油封靜態(tài)接觸壓力及徑向變形影響系數(shù)矩陣，建立了油封有限元模型。在不影響分析結(jié)果又方便求解的前提下，對(duì)油封的有限元建模做出如下假設(shè)：

(1)旋轉(zhuǎn)軸與油封骨架為剛性材料；

(2)油封為軸對(duì)稱模型且其運(yùn)行過程保持靜止；

(3)模型運(yùn)行期間，溫度、黏彈性、材料密度隨時(shí)間而產(chǎn)生的變化不做考慮，認(rèn)為其為常數(shù)。

油封材料及建模參數(shù)如表2所示。丁腈橡膠的應(yīng)力應(yīng)變等性能是通過二項(xiàng)參數(shù)的Mooney-Rivlin模型來描述，Mooney-Rivlin模型中常數(shù)C10=0.994 MPa，C01=0.236 MPa[14-15]。有限元模型在劃分網(wǎng)格時(shí)，骨架、旋轉(zhuǎn)軸以及緊固彈簧采用C3D8R，油封則采用C3D10M來劃分，織構(gòu)區(qū)域單獨(dú)拆分出來對(duì)網(wǎng)格細(xì)化，以保證計(jì)算精度及結(jié)果的準(zhǔn)確性，如圖4和圖5所示。

表2 數(shù)值計(jì)算基本參數(shù)

圖4 油封有限元模型

圖5 油封唇口織構(gòu)局部圖

2.2 油封的數(shù)值計(jì)算模型

在密封唇與軸面之間會(huì)形成流體膜，流體膜不僅潤(rùn)滑了密封唇的界面，減少了密封唇的摩擦磨損，而且還通過流體動(dòng)力作用支撐密封唇表面。文中采用雷諾方程來求解動(dòng)壓力分布，由于油膜厚度與旋轉(zhuǎn)軸直徑相比非常小，因此采用笛卡爾坐標(biāo)系，x軸為周向，y軸為軸向，z軸為徑向。在笛卡爾坐標(biāo)系下，雷諾方程如式(1)所示。

式中：h為油膜厚度；p為流體壓力；μ為流體黏度；φx與φy分別為x與y方向上的壓力流量因子；φs為剪切流量因子，其取值參考文獻(xiàn)[16]；σ為油封唇表面均方根粗糙度值；v為周向速度。

對(duì)各參數(shù)進(jìn)行量綱一化處理：

式中：Lx為周向單個(gè)織構(gòu)周期寬度；Ly為軸向接觸寬度；pa為環(huán)境壓力。

雷諾方程式(1)僅用于計(jì)算全油膜潤(rùn)滑狀態(tài)。為了同時(shí)考慮空化和非空化區(qū)域，采用了修正的雷諾方程：

式中：F為空化指數(shù)；通用變量Φ為P的代替；K=Lx/Ly；ζ為量綱一旋轉(zhuǎn)軸線速度，ζ=μ0vLx/(σ2·pa)，μ0為潤(rùn)滑油初始黏度。

修正雷諾方程的邊界條件為

油封油膜厚度可在利用有限元分析求得油封的徑向變形后，通過影響系數(shù)法計(jì)算得到。文中把油封一個(gè)周期Lx×Ly面積區(qū)域分為100×100個(gè)節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)i處的油膜厚度如式(3)所示。

式中：Hw為紋理結(jié)構(gòu)參數(shù)；Hs為靜態(tài)油膜厚度；(I)ik為徑向變形影響系數(shù)矩陣；Psc為靜態(tài)接觸壓力；Pt為總壓力，由式(4)求得。

Pt=Pc+Pavg

(4)

式中：Pc為粗糙峰接觸壓力，由式(5)求得；Pavg為平均流體壓力。

其中，ζ是集成的虛擬變量。

求解雷諾方程得到壓力分布，就可以應(yīng)用式(6)計(jì)算出泵吸率Q。

摩擦扭矩M由式(7)計(jì)算得到。

Ff為摩擦力，由式(8)求得。

Ff=-?τxdxdy

(8)

式中：τx為油封表面剪應(yīng)力，由式(9)計(jì)算。

3 油封的數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

3.1 數(shù)值計(jì)算流程

油封的表面潤(rùn)滑模型數(shù)值計(jì)算是基于MATLAB編程運(yùn)算，通過不斷循環(huán)、迭代，求解得到誤差范圍內(nèi)雷諾方程的近似解，數(shù)值計(jì)算流程如圖6所示。

圖6 數(shù)值計(jì)算流程

3.2 油封有限元分析結(jié)果

圖7所示為通過有限元分析軟件Abaqus仿真分析得到的不同織構(gòu)油封靜態(tài)接觸壓力分布。可以看出，油封與旋轉(zhuǎn)軸軸向接觸寬度Ly=0.29 mm，最大接觸壓力位于唇尖處為6.05 MPa。由于微織構(gòu)為凹坑式設(shè)計(jì)，因此織構(gòu)處的靜態(tài)接觸壓力小于唇尖其他部位。

圖7 不同織構(gòu)油封的靜態(tài)接觸壓力分布

圖8—11所示分別為不考慮微織構(gòu)、具有不同組合型微織構(gòu)時(shí)，油封的徑向變形影響系數(shù)矩陣。圖12所示為面積、深度與組合織構(gòu)參數(shù)相同的正三角形織構(gòu)油封徑向變形系數(shù)矩陣。以上矩陣是在Abaqus軟件中將單周期內(nèi)區(qū)域劃分成100×100個(gè)節(jié)點(diǎn)，在油封唇口節(jié)點(diǎn)處依次施加單位節(jié)點(diǎn)力后，分析所有節(jié)點(diǎn)變形情況所得到的。顯然，在織構(gòu)邊緣處其變形系數(shù)會(huì)增大。

圖8 無織構(gòu)時(shí)油封的徑向變形影響系數(shù)矩陣

圖9 具有織構(gòu)A時(shí)油封徑向變形影響系數(shù)矩陣

圖11 具有織構(gòu)C時(shí)油封徑向變形影響系數(shù)矩陣

圖12 具有三角形織構(gòu)油封徑向變形影響系數(shù)矩陣

3.3 油封的數(shù)值模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證文中所建模型與結(jié)論的可靠性，將文獻(xiàn)[17]具有三角形織構(gòu)的模型參數(shù)代入文中模型中進(jìn)行計(jì)算求解，并將油膜厚度與文獻(xiàn)值對(duì)比，如表3所示。兩者結(jié)果誤差小于2%，驗(yàn)證了文中計(jì)算模型的可靠性。

表3 油膜厚度值對(duì)比

3.4 油封的數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

圖13所示為旋轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速為1 000 r/min時(shí)，不同織構(gòu)唇形密封的動(dòng)態(tài)壓力在軸向位置的分布曲線。動(dòng)態(tài)壓力值是通過靜態(tài)接觸壓力和粗糙峰接觸壓力與流體壓力求差得到的?？棙?gòu)所在節(jié)點(diǎn)處，密封壓力會(huì)出現(xiàn)波動(dòng)，壓力值較無織構(gòu)區(qū)域稍大。這是由于微織構(gòu)使節(jié)點(diǎn)處的最小膜厚極限值變大，降低了油膜壓力，但增加了節(jié)點(diǎn)處的泵送率和膜厚，降低了粗糙峰壓力。綜合作用的結(jié)果，使微織構(gòu)處的壓力有所降低，但在2～99節(jié)點(diǎn)處密封壓力一直大于0，表明油封一直處于混合潤(rùn)滑狀態(tài)。

圖13 不同織構(gòu)油封唇口密封壓力在軸向位置的分布情況

圖14所示為旋轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速對(duì)具有不同形狀微織構(gòu)油封泵吸率的影響曲線。可見，泵吸率隨轉(zhuǎn)速增大而增大，且當(dāng)轉(zhuǎn)速大于1 400 r/min時(shí)，泵吸率增長(zhǎng)幅度也大幅提升。這是由于當(dāng)轉(zhuǎn)速增大時(shí)，密封區(qū)域的流體動(dòng)壓效應(yīng)會(huì)逐漸增強(qiáng)，導(dǎo)致泵吸率增加。具有表面織構(gòu)的油封產(chǎn)生的泵吸率要大于無織構(gòu)油封，且組合織構(gòu)A與組合織構(gòu)B對(duì)油封泵吸率的提升是優(yōu)于三角形織構(gòu)。這表明三角形和半圓形組合織構(gòu)、三角形和正方形組合織構(gòu)對(duì)油封泵吸率的提升無優(yōu)于單一的三角形織構(gòu)。且三角形與半圓形組合織構(gòu)對(duì)油封泵吸率的提升效果最佳。

圖15所示為旋轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速對(duì)具有不同形狀微織構(gòu)油封摩擦扭矩的影響?？梢?，摩擦扭矩是隨著轉(zhuǎn)速的提升而穩(wěn)定增長(zhǎng)。油封織構(gòu)對(duì)摩擦扭矩影響極小，這是由于雖然微織構(gòu)改善了潤(rùn)滑狀態(tài)，但也增大了粗糙峰接觸區(qū)域，最終使摩擦扭矩沒有出現(xiàn)變化。

圖15 旋轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速對(duì)不同織構(gòu)油封摩擦扭矩的影響

圖16所示為旋轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速對(duì)具有不同組合型微織構(gòu)油封量綱一油膜厚度的影響。顯然，油膜厚度隨轉(zhuǎn)速的增加而小幅遞減，且有無微織構(gòu)油封的量綱一油膜厚度均大于3，表明油封始終處于全油膜潤(rùn)滑狀態(tài)。相同轉(zhuǎn)速下，織構(gòu)C對(duì)油膜厚度的影響最大，然后依次為織構(gòu)B、織構(gòu)A、三角形織構(gòu)，且具有織構(gòu)的油封油膜厚度明顯大于無織構(gòu)油封的油膜厚度，這是由于微織構(gòu)更利于動(dòng)壓效應(yīng)的形成所致。由于織構(gòu)C的形狀在相對(duì)運(yùn)動(dòng)方向滿足從大口流向小口的條件，因此組合織構(gòu)C(半圓形與方形組合織構(gòu))的油封動(dòng)壓效應(yīng)更好。

圖16 旋轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速對(duì)不同織構(gòu)油封量綱一油膜厚度的影響

4 結(jié)論

(1)油封密封壓力最大值靠近油側(cè)且軸向分布不對(duì)稱，具有織構(gòu)的油封，在織構(gòu)區(qū)域的密封壓力值略大于對(duì)應(yīng)位置的無織構(gòu)油封，織構(gòu)形狀對(duì)油封密封壓力數(shù)值及分布影響不大。

(2)隨著旋轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速的提高，油封的泵吸率呈指數(shù)增加，當(dāng)轉(zhuǎn)速大于1 400 r/min時(shí)，油封泵吸率的增加幅度也會(huì)變大；相較于無織構(gòu)油封，微織構(gòu)對(duì)油封泵吸率提升較為顯著，且組合織構(gòu)A與組合織構(gòu)B對(duì)油封泵吸率的提升優(yōu)于單一的三角形織構(gòu)，且組合織構(gòu)A(三角形與半圓形組合織構(gòu))對(duì)油封泵吸率的提升效果最佳。

(3)摩擦扭矩隨旋轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速的增加線性增加，油封織構(gòu)對(duì)摩擦扭矩影響極小。

(4)油封的油膜厚度隨轉(zhuǎn)速增加會(huì)小幅減小，但其油膜厚度始終大于3，油封始終處于全油膜潤(rùn)滑狀態(tài)。相較于無織構(gòu)油封，微織構(gòu)對(duì)油膜厚度的提升較為顯著，且3種組合織構(gòu)對(duì)油膜厚度的提升均大于單一的三角形織構(gòu)。其中，組合織構(gòu)C(半圓形與方形組合織構(gòu))的油封動(dòng)壓效應(yīng)最佳。