復(fù)合織構(gòu)化壓裂泵柱塞密封副動(dòng)壓潤(rùn)滑性能仿真研究*

(1.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院 四川成都 610500；2.西南石油大學(xué)能源裝備研究院 四川成都 610500；3.成都工業(yè)學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院 四川成都 611730；4.四川寶石機(jī)械專用車(chē)有限公司 四川德陽(yáng) 618300)

油氣資源勘探開(kāi)發(fā)過(guò)程中，在低速重載、潤(rùn)滑不良以及高溫高壓等復(fù)雜惡劣工況下，油氣裝備的摩擦磨損廣泛存在且大多是制約其工作性能和使用壽命的關(guān)鍵因素。近年來(lái)，伴隨著全球可開(kāi)采油氣資源的逐漸減少，開(kāi)采地層深、開(kāi)發(fā)難度大的油氣田比重越來(lái)越大，提高油氣資源采收率成為解決能源需求日漸增長(zhǎng)與供應(yīng)能力逐漸下降之間矛盾的重要方式。壓裂技術(shù)經(jīng)廣泛實(shí)踐已被證實(shí)能夠有效提高油氣井產(chǎn)量的重要技術(shù)，而壓裂泵則是壓裂作業(yè)的關(guān)鍵設(shè)備。由于壓裂泵工作在高壓、循環(huán)載荷工況下，且泵送的壓裂介質(zhì)具有一定的腐蝕性，因而導(dǎo)致壓裂泵柱塞密封副成為最易失效的部件之一。據(jù)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查統(tǒng)計(jì)，由于柱塞表面產(chǎn)生磨痕或溝槽而引起柱塞失效的比例達(dá)到86.6%。如圖1所示為壓裂泵柱塞動(dòng)密封副和柱塞主要失效形式。為了降低壓裂泵柱塞磨損速率，亟需把力學(xué)、摩擦學(xué)等領(lǐng)域的研究成果引入壓裂泵設(shè)計(jì)中。

圖1 柱塞泵動(dòng)密封副組件示意圖和柱塞失效形式Fig 1 The plunger seal subcomponent diagram(a) and plunger failure mode(b)

仿生表面織構(gòu)技術(shù)作為仿生學(xué)的一個(gè)重要分支，近年來(lái)，其對(duì)相對(duì)運(yùn)動(dòng)摩擦副(例如滑動(dòng)軸承、活塞環(huán)等)表面潤(rùn)滑及摩擦磨損性能的影響引起了極大的關(guān)注[1-4]?；诓煌瑵?rùn)滑狀態(tài)下的作用機(jī)制，如干摩擦狀態(tài)下捕獲磨屑，減小或消除二次磨損[5]；混合潤(rùn)滑或邊界潤(rùn)滑狀態(tài)下存儲(chǔ)并向摩擦副表面補(bǔ)充潤(rùn)滑介質(zhì)，保持摩擦表面長(zhǎng)時(shí)間處于潤(rùn)滑狀態(tài)[6]；全油膜潤(rùn)滑狀態(tài)下織構(gòu)的流體動(dòng)壓潤(rùn)滑效應(yīng)，提高表面承載力[7]，表面織構(gòu)的存在能夠顯著改善相對(duì)運(yùn)動(dòng)摩擦副表面的潤(rùn)滑及摩擦學(xué)性能。但相關(guān)研究也表明，表面織構(gòu)對(duì)潤(rùn)滑及摩擦學(xué)性能的影響與織構(gòu)參數(shù)有重要的關(guān)系，織構(gòu)參數(shù)設(shè)計(jì)不合理時(shí)甚至?xí)?duì)潤(rùn)滑和摩擦學(xué)性能產(chǎn)生負(fù)面影響[8-9]。YU等[10-11]基于有限差分法對(duì)不同織構(gòu)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能進(jìn)行求解，分析了織構(gòu)類型、分布方式及尺寸對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響，指出織構(gòu)類型和分布方式對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能有重要的影響，且兩者對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響有較大的聯(lián)系，織構(gòu)更淺和更小時(shí)對(duì)潤(rùn)滑減磨效果更好。BAI等[12]基于環(huán)-環(huán)配副的摩擦學(xué)實(shí)驗(yàn)表明，增加織構(gòu)分布角度使得織構(gòu)最長(zhǎng)軸盡可能垂直速度方向，可明顯增加表面潤(rùn)滑油膜厚度和表面承載力，減小摩擦磨損。GADESCHI等[13]研究了織構(gòu)化活塞環(huán)的動(dòng)壓潤(rùn)滑性能，指出最大一維和二維量綱一化表面承載力對(duì)應(yīng)的最優(yōu)量綱一化深度分別為1.866和2.0，量綱一織構(gòu)長(zhǎng)度為2.55，織構(gòu)面積比為60%。SHI等[14]對(duì)不同類型織構(gòu)化機(jī)械密封動(dòng)壓潤(rùn)滑研究表明，不同類型織構(gòu)對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響與織構(gòu)面積比有較大的關(guān)系。由上述研究可以看出，為有效提高織構(gòu)的潤(rùn)滑減磨性能，結(jié)合實(shí)際工況對(duì)表面織構(gòu)參數(shù)進(jìn)行合理設(shè)計(jì)及優(yōu)化是非常有必要的。此外，隨著仿生表面織構(gòu)技術(shù)研究的進(jìn)一步深入，在常規(guī)類型織構(gòu)的基礎(chǔ)上，多類型織構(gòu)復(fù)合對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響也逐漸開(kāi)展起來(lái)，例如多臺(tái)階截面形狀織構(gòu)。MENG等[15]基于流固耦合對(duì)復(fù)合織構(gòu)化滑動(dòng)軸承的研究表明，相比于單一織構(gòu)，復(fù)合織構(gòu)由于二次流體動(dòng)壓效應(yīng)，對(duì)織構(gòu)化滑動(dòng)軸承表面動(dòng)壓潤(rùn)滑性能有更大的提升，但研究?jī)H僅分析了復(fù)合織構(gòu)和單一織構(gòu)對(duì)滑動(dòng)軸承動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響差異，并未對(duì)復(fù)合織構(gòu)類型、分布等作深入的討論。

考慮到壓裂泵柱塞密封副潤(rùn)滑減磨性能研究是壓裂泵設(shè)計(jì)亟需解決的問(wèn)題，以及合理仿生表面織構(gòu)技術(shù)對(duì)潤(rùn)滑減磨性能的積極影響，本文作者主要研究復(fù)合表面織構(gòu)(復(fù)合織構(gòu)類型、分布方式、截面形狀等)對(duì)壓裂泵柱塞密封副潤(rùn)滑性能的影響。首先，結(jié)合壓裂泵柱塞密封副幾何結(jié)構(gòu)特征及壓力邊界條件建立織構(gòu)化柱塞密封副潤(rùn)滑幾何模型，其次，在雷諾方程的基礎(chǔ)上，考慮柱塞密封環(huán)彈性變形建立織構(gòu)化柱塞密封副潤(rùn)滑理論模型，采用有限差分法對(duì)潤(rùn)滑理論模型進(jìn)行求解，最后，基于仿真結(jié)果分析復(fù)合織構(gòu)對(duì)柱塞密封副潤(rùn)滑性能的影響以及不同復(fù)合織構(gòu)參數(shù)的影響規(guī)律。

1 模型建立

1.1 單一織構(gòu)化柱塞密封副幾何模型的建立

圖2所示為織構(gòu)化柱塞密封副局部剖面示意圖，表面織構(gòu)均勻分布于往復(fù)運(yùn)動(dòng)柱塞表面，在整個(gè)柱塞往復(fù)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，橡膠密封環(huán)區(qū)域均有表面織構(gòu)存在。對(duì)于柱塞徑向方向上不同位置的表面織構(gòu)，由于不同位置處柱塞的運(yùn)動(dòng)速度不同，表面織構(gòu)產(chǎn)生的流體動(dòng)壓效應(yīng)也將不同，而文中僅研究固定速度下復(fù)合織構(gòu)對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響；此外，同一圓周方向上各織構(gòu)化區(qū)域的環(huán)境工況均相同。因此，為簡(jiǎn)化計(jì)算，如圖3所示，僅選擇單一織構(gòu)為研究對(duì)象分析織構(gòu)化柱塞密封副動(dòng)壓潤(rùn)滑性能，圖中u為表面相對(duì)滑動(dòng)速度、h0為摩擦副間隙、hp為織構(gòu)深度。

圖2 織構(gòu)化柱塞密封摩擦副局部剖面圖Fig 2 The section of the friction pair of textured plunger seal

圖3 織構(gòu)化柱塞密封副仿真分析幾何結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)換示意圖Fig 3 The schematic diagram of the geometrical structure transfor-mation for the simulation of the textured plunger seal

文中研究的不同參數(shù)的復(fù)合織構(gòu)，主要包括內(nèi)織構(gòu)為凹坑或凸起，內(nèi)織構(gòu)截面形狀為矩形、三角形、圓弧形和拋物線形，內(nèi)織構(gòu)類型為矩形、圓形、三角形和橢圓形，內(nèi)織構(gòu)分別分布于外織構(gòu)右側(cè)、中間和左側(cè)等。圖4—7分別對(duì)不同參數(shù)復(fù)合織構(gòu)進(jìn)行了描述，復(fù)合織構(gòu)內(nèi)外織構(gòu)面積比為S=Si/So，內(nèi)外織構(gòu)深度比為Δh=hpi/hpo。

圖4 內(nèi)織構(gòu)為凹坑或凸起的復(fù)合織構(gòu)示意圖Fig 4 The schematic diagram of compound texture with inner texture as pit or bump

圖5 不同內(nèi)織構(gòu)截面形狀的復(fù)合織構(gòu)示意圖Fig 5 The schematic diagram of compound texture with different inner texture section shape

圖6 不同內(nèi)織構(gòu)類型的復(fù)合織構(gòu)示意圖Fig 6 The schematic diagram of compound texture with different inner texture type

圖7 不同內(nèi)織構(gòu)分布的復(fù)合織構(gòu)示意圖Fig 7 The schematic diagram of compound texture with different inner texture distribution

1.2 數(shù)學(xué)模型建立

對(duì)于織構(gòu)化摩擦副表面的動(dòng)壓潤(rùn)滑性能，采用基于基本假設(shè)(1.忽略流體介質(zhì)體積力的影響；2.不考慮流體邊界滑移的影響；3.油膜厚度方向，油膜壓力不變；4.流體為牛頓體，符合牛頓內(nèi)摩擦定律；5.流體流動(dòng)狀態(tài)為層流，沒(méi)有渦流和紊流；6.忽略流體慣性力的影響)所建立的雷諾方程進(jìn)行數(shù)值計(jì)算求解，表達(dá)式[16]為

(1)

式中：x、y為兩坐標(biāo)方向；h為潤(rùn)滑油膜厚度；p為油膜壓力；u為兩摩擦副表面間相對(duì)滑動(dòng)速度；η為潤(rùn)滑介質(zhì)黏度。

由于相對(duì)運(yùn)動(dòng)摩擦表面織構(gòu)對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響，主要通過(guò)影響油膜厚度h的分布進(jìn)而改變油膜壓力的分布，因此，不同參數(shù)復(fù)合織構(gòu)化壓裂泵柱塞密封副的油膜厚度h也是文中研究的出發(fā)點(diǎn)。對(duì)于復(fù)合織構(gòu)化柱塞密封副，油膜厚度h可描述為

h=h0+hp+v(x,y)

(2)

式中：h0為摩擦副間隙；hp為織構(gòu)深度；v(x)為橡膠密封環(huán)彈性變形量。

摩擦副間隙和織構(gòu)深度在數(shù)值仿真計(jì)算前給出，橡膠密封環(huán)彈性變形量則需通過(guò)計(jì)算得到，v(x,y)的計(jì)算表達(dá)式為

(3)

1.3 仿真分析條件的確定

如圖8所示為壓裂柱塞泵曲柄連桿機(jī)構(gòu)示意圖，曲柄OA以勻角速度ω旋轉(zhuǎn)?，F(xiàn)在令S為柱塞的位移坐標(biāo)，則由圖8可知

S=2R-[(L+R)-OB]=2R-(L+R)+Rcosα+

Lcosβ=R(1+cosα)-L(1-cosβ)

(4)

式中：R為曲柄長(zhǎng)度；L為連桿長(zhǎng)度；α為曲柄與液缸中心線的夾角；β為連桿與液缸中心線的夾角。

圖8 柱塞泵往復(fù)運(yùn)動(dòng)示意圖Fig 8 The schematic diagram of plunger pump reciprocating motion

柱塞位移S也可表述為

(5)

根據(jù)二項(xiàng)式定理將式(5)中根號(hào)展開(kāi)，則有：

(6)

將式(6)代入式(5)中，因此，最終得到柱塞位移的近似公式為

S=R[(1+cosα)-R/4L(1-cos2α)]

(7)

對(duì)柱塞位移公式S進(jìn)行微分，得到柱塞的運(yùn)動(dòng)速度為

(8)

u=-Rω(sinα+R/2Lsin2α)

(9)

結(jié)合3000型三缸柱塞泵基本參數(shù)條件：曲柄回轉(zhuǎn)半徑R=101.6 mm，連桿長(zhǎng)度L=612.5 mm，曲柄最大轉(zhuǎn)速n=330 r/min(ω=34.55 rad/s)，柱塞單向沖程S=203.2 mm，柱塞單位時(shí)間內(nèi)的沖次C=5.5次，即可得到柱塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng)速度為-3.56～3.56 m/s。復(fù)合織構(gòu)化壓裂泵柱塞密封副動(dòng)壓潤(rùn)滑性能數(shù)值仿真計(jì)算時(shí)確保相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度在這一范圍內(nèi)即可。

對(duì)于壓力邊界條件，由于織構(gòu)尺寸遠(yuǎn)小于柱塞和密封環(huán)的尺寸，繼而，對(duì)于一定尺度范圍內(nèi)連續(xù)分布的各織構(gòu)單元所處的潤(rùn)滑和油膜壓力分布基本相同，因此，對(duì)單一織構(gòu)單元，在平行運(yùn)動(dòng)方向上(即柱塞圓周方向上)采用周期分布?jí)毫吔鐥l件，而垂直運(yùn)動(dòng)方向上(即柱塞軸向上)采用環(huán)境壓力邊界條件。

周期方向上壓力條件為

p(x,y=0)=p(x,y=W)

(10)

環(huán)境邊界上壓力條件為

p(x=0,y)=p(x=L,y)=pa

(11)

數(shù)值仿真過(guò)程中，柱塞密封副間隙油膜厚度的設(shè)定可基于ZHU等[17]提出的近似油膜厚度公式得到，表達(dá)式為

(12)

式中：h0為摩擦副間隙；η為潤(rùn)滑介質(zhì)黏度；r為密封副唇部半徑；Δp為工作腔壓力(Δp=151.8 MPa)。

因此，可計(jì)算得到油膜間隙h0=0.959 μm，文中取值為1 μm。

1.4 仿真分析方法及求解過(guò)程

對(duì)織構(gòu)化柱塞密封副表面雷諾方程數(shù)學(xué)模型的求解，文中采用有限差分與高斯-賽德?tīng)柕嘟Y(jié)合方法。此外，對(duì)于單一織構(gòu)化柱塞密封副，在考慮數(shù)值計(jì)算時(shí)間及計(jì)算精度的基礎(chǔ)上，采用256×256網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格化。橡膠彈性變形計(jì)算時(shí)對(duì)計(jì)算域網(wǎng)格化也采用相同的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)，在結(jié)合織構(gòu)單元油膜厚度方程(2)、邊界條件(10)和(11)、以及表1所示織構(gòu)化柱塞表面基本參數(shù)，即可求解織構(gòu)化區(qū)域油膜壓力分布，繼而計(jì)算表面承載力和摩擦因數(shù)。承載力可表述為

(3)

表1 織構(gòu)化柱塞密封副表面基本參數(shù)Table 1 The basic parameters of textured plunger seal surface

2 結(jié)果與討論

2.1 復(fù)合織構(gòu)的影響

相同條件下，矩形-圓形復(fù)合織構(gòu)面積比(內(nèi)織構(gòu)面積與外織構(gòu)面積比值S=Si/So)對(duì)柱塞密封副表面承載力的影響如圖9所示。從圖9(a)中可以看出：外織構(gòu)深度hpo小于摩擦副間隙h0時(shí)，凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)化柱塞密封副表面承載能力隨復(fù)合織構(gòu)面積比的增加呈線性增加的趨勢(shì)，且復(fù)合織構(gòu)深度比(內(nèi)織構(gòu)深度與外織構(gòu)深度比值Δh=hpi/hpo)越大，表面承載力隨復(fù)合織構(gòu)面積比增加而增加的趨勢(shì)越快；相反，對(duì)于凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)化柱塞密封副表面承載力，其隨復(fù)合織構(gòu)面積比增加而線性減小，復(fù)合織構(gòu)深度比越大，下降趨勢(shì)越快。圖9(b)中，外織構(gòu)深度hpo等于摩擦副間隙h0時(shí)，凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)以及凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)化表面的承載力隨復(fù)合織構(gòu)面積比S增加均線性下降，但相比于凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)而言，復(fù)合織構(gòu)面積比對(duì)凹坑-凸起織構(gòu)化表面承載力的影響更大。圖9(c)中，外織構(gòu)深度hpo大于摩擦副間隙h0時(shí)，與圖9(a)中復(fù)合織構(gòu)面積比對(duì)織構(gòu)化表面承載力的影響規(guī)律相反，隨復(fù)合織構(gòu)面積比的增加而減小，凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)化表面承載力，而凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)化表面則逐漸增加。此外，從圖9中也可以看出：在不同外織構(gòu)深度hpo條件下，相較于單一織構(gòu)，復(fù)合織構(gòu)可以進(jìn)一步提高表面承載力，也可以減小表面承載力，這與外織構(gòu)深度及內(nèi)織構(gòu)為凹坑或凸起有較大的關(guān)系。

圖9 復(fù)合織構(gòu)復(fù)合面積比對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響Fig 9 The influence of compound textured area ratio on hydrodynamic lubrication performance

圖10所示為復(fù)合織構(gòu)面積比為50%、織構(gòu)深度比為0.7時(shí)的表面油膜壓力與單一織構(gòu)表面油膜壓力的對(duì)比。

圖10 復(fù)合織構(gòu)與單一織構(gòu)表面油膜壓力對(duì)比Fig 10 Comparison of film pressure between compound texture and single texture surface

從圖10(a)中可以看出：凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)表面油膜壓力最大，其次為單一織構(gòu)，凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)表面油膜壓力最小，與圖9(a)中織構(gòu)表面承載力大小關(guān)系相對(duì)應(yīng)。與此類似，圖10(b)和圖10(c)中的油膜壓力大小關(guān)系與圖9(b)和圖9(c)中有相同的對(duì)應(yīng)關(guān)系。因此，圖10中的油膜壓力大小關(guān)系很好地解釋了圖9中凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)、凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)和單一織構(gòu)間表面承載力大小關(guān)系。

圖11所示描述了相同條件下，復(fù)合織構(gòu)深度比對(duì)復(fù)合織構(gòu)化柱塞密封副表面承載力的影響規(guī)律。從圖11(a)中可以看出：外織構(gòu)深度hpo小于摩擦副間隙h0時(shí)，對(duì)于凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)而言，隨復(fù)合織構(gòu)深度比的增加，表面承載能力逐漸增加，復(fù)合織構(gòu)面積比越大，承載力增幅越快；而對(duì)于凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)，隨織構(gòu)深度比的增加，表面承載力逐漸減小，且復(fù)合織構(gòu)面積比越大，承載力下降幅度越快。圖11(b)中，外織構(gòu)深度hpo等于摩擦副間隙h0時(shí)，2種類型復(fù)合方式織構(gòu)表面承載力隨復(fù)合織構(gòu)深度比的增加均呈下降趨勢(shì)，但凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)表現(xiàn)為線性下降，而凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)下降幅度隨復(fù)合織構(gòu)深度比的增加逐漸加快。圖11(c)中，外織構(gòu)深度hpo大于摩擦副間隙h0時(shí)，對(duì)于凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)化表面，表面承載力隨復(fù)合織構(gòu)面積比的增加而減小，但下降幅度隨復(fù)合織構(gòu)面積比增加有略微的減緩；而對(duì)于凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)化柱塞密封副，承載力隨復(fù)合織構(gòu)面積比的增加則先增加而后減小，復(fù)合織構(gòu)面積比為50%時(shí)承載力最大。

圖11 復(fù)合織構(gòu)復(fù)合深度比對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響Fig 11 The influence of compound texture depth ration on hydrodynamic lubrication performance

圖12中示出了復(fù)合織構(gòu)深度比為0.5時(shí)的織構(gòu)平均深度，并與單一織構(gòu)平均深度進(jìn)行對(duì)比。從圖12(a)可知：外織構(gòu)深度為0.5 μm時(shí)，凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)在任意復(fù)合織構(gòu)面積比下的織構(gòu)平均深度均大于單一織構(gòu)，且隨復(fù)合織構(gòu)面積比增加而線性增加，但均小于摩擦副間隙；而凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)平均深度則在任意復(fù)合織構(gòu)面積比條件下均小于單一織構(gòu)平均深度，且隨織構(gòu)面積比增加線性下降。圖12(b)和圖12(c)中凹坑-凹坑和凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)平均深度隨復(fù)合織構(gòu)面積比增加的變化規(guī)律與圖12(a)相似，但圖12(b)中，外織構(gòu)深度為1 μm時(shí)，凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)平均深度均大于單一織構(gòu)平均深度和摩擦副間隙，凹坑-凸起則均較?。粓D12(c)中凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)平均深度也均大于單一織構(gòu)平均深度和摩擦副間隙，而凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)平均深度均大于摩擦副間隙，且小于單一織構(gòu)平均深度。

圖12 復(fù)合織構(gòu)與單一織構(gòu)平均織構(gòu)深度對(duì)比Fig 12 Comparison of texture average depth between compound texture and single texture surface

對(duì)于相同條件下織構(gòu)平均深度對(duì)表面動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響，本文作者在研究不同織構(gòu)截面形狀對(duì)織構(gòu)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能影響時(shí)發(fā)現(xiàn)：相同條件下，織構(gòu)平均深度越接近摩擦副間隙，織構(gòu)的動(dòng)壓潤(rùn)滑性能越好，如表2所示不同截面形狀對(duì)應(yīng)的織構(gòu)最大深度與平均深度關(guān)系，以及如圖13所示的不同截面形狀織構(gòu)表面承載力和平均織構(gòu)深度大小對(duì)比[18]。結(jié)合圖12中織構(gòu)平均深度的大小關(guān)系以及圖9所示的表面承載力的大小對(duì)比，可以很好地解釋復(fù)合織構(gòu)對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響及其影響規(guī)律，即如圖12(a)中，凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)平均深度均大于單一織構(gòu)平均深度，且與摩擦副間隙的差距最小，而凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)平均深度均小于單一織構(gòu)平均深度，且與摩擦副間隙的差距最大，繼而圖9(a)中，凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)表面承載最大，其次為單一織構(gòu)表面承載力，凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)表面承載力最小。此外，復(fù)合織構(gòu)表面承載力隨織構(gòu)面積比變化而變化的規(guī)律也與復(fù)合織構(gòu)面積比對(duì)織構(gòu)平均深度的影響相同，其余不同外織構(gòu)深度下也均呈現(xiàn)出相同的變化規(guī)律。因此，與單一織構(gòu)相比，復(fù)合織構(gòu)將主要通過(guò)改變織構(gòu)的平均深度進(jìn)而影響織構(gòu)的動(dòng)壓潤(rùn)滑性能。

表2 不同截面形狀織構(gòu)最大深度與平均深度的關(guān)系Table 2 The relationship between the maximum depth and average depth of different cross section shape texture μm

圖13 不同截面形狀織構(gòu)平均織構(gòu)深度及表面承載力對(duì)比Fig 13 Comparison between load capacity and average texture depth of different cross section shape texture

2.2 復(fù)合織構(gòu)復(fù)合位置的影響

矩形-圓形復(fù)合織構(gòu)在相同條件下，圓形織構(gòu)在矩形凹坑織構(gòu)內(nèi)部的分布位置對(duì)復(fù)合織構(gòu)化摩擦副表面承載力的影響如圖14所示。如圖14(a)和圖14(b)所示，外織構(gòu)深度hpo為1 μm時(shí)，在2種不同復(fù)合織構(gòu)深度比Δh為0.3和0.5條件下，凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)和凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)均表現(xiàn)為內(nèi)織構(gòu)位于外織構(gòu)右側(cè)(即潤(rùn)滑介質(zhì)入口一側(cè))時(shí)復(fù)合織構(gòu)表面承載力最大，而內(nèi)織構(gòu)位于外織構(gòu)左側(cè)時(shí)表面承載力最小。但相比與凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)而言，凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)在3種不同位置時(shí)的表面承載力差異更大，即內(nèi)織構(gòu)的分布位置對(duì)凹坑-凸起織構(gòu)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響更大。從圖14(c)和圖14(d)中也可看出：復(fù)合織構(gòu)面積比為20%和30%時(shí)，在不同復(fù)合織構(gòu)深度比情況下，3種不同內(nèi)織構(gòu)分布位置對(duì)承載力的影響也均表現(xiàn)為內(nèi)織構(gòu)位于外織構(gòu)右側(cè)時(shí)承載力最大，其次是內(nèi)織構(gòu)位于外織構(gòu)中間，內(nèi)織構(gòu)位于外織構(gòu)左側(cè)時(shí)承載力最小。此外，也同樣是內(nèi)織構(gòu)分布位置對(duì)凹坑-凸起織構(gòu)表面承載力的影響大于對(duì)凹坑-凹坑織構(gòu)表面承載力。

圖14 復(fù)合織構(gòu)3種不同復(fù)合位置對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響Fig 14 The influence of compound texture at different compound location on hydrodynamic lubrication performance

針對(duì)圖14所示復(fù)合織構(gòu)在3種不同復(fù)合位置處對(duì)表面承載力的影響規(guī)律，圖15示出了凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)深度比為0.3、面積比為50%時(shí)在3種不同分布位置處的油膜壓力進(jìn)行對(duì)比。

圖15 不同復(fù)合位置織構(gòu)表面油膜壓力對(duì)比Fig 15 Contrast of oil film pressure of compound texture at different compound positions

由圖15可以看出：盡管3種不同位置處的油膜壓力差異較小，但仍可看出內(nèi)織構(gòu)位于外織構(gòu)右側(cè)時(shí)表面油膜壓力最大，其次為內(nèi)織構(gòu)位于外織構(gòu)中間區(qū)域，而內(nèi)織構(gòu)位于外織構(gòu)左側(cè)時(shí)油膜壓力最小。MENG等[15]研究指出，復(fù)合織構(gòu)的主要作用機(jī)制是二次流體動(dòng)壓效應(yīng)。結(jié)合圖14和圖15的研究結(jié)果也可以發(fā)現(xiàn)，不同復(fù)合位置處的復(fù)合織構(gòu)對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響差異主要是源于二次流體動(dòng)壓效應(yīng)的差異。

2.3 復(fù)合織構(gòu)截面形狀的影響

圖16所示為凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)在外織構(gòu)為矩形截面，內(nèi)織構(gòu)分別為矩形截面、三角形截面、圓弧形截面和拋物線截面時(shí)表面承載能力大小對(duì)比。從圖16(a)中可以看出：外織構(gòu)深度小于摩擦副間隙時(shí)，在不同復(fù)合織構(gòu)面積比條件下，內(nèi)織構(gòu)截面形狀為矩形時(shí)表面承載力最大，然后依次為圓弧形截面形狀、拋物線截面形狀和三角形截面形狀，且復(fù)合織構(gòu)面積比越大，不同內(nèi)織構(gòu)截面形狀摩擦表面的承載力差異越大。而圖16(b)和圖16(c)中，在外織構(gòu)深度等于或大于摩擦副間隙時(shí)，不同內(nèi)織構(gòu)截面形狀摩擦副表面承載力的大小關(guān)系與圖16(a)中有相反的規(guī)律，即內(nèi)織構(gòu)截面形狀為三角形時(shí)表面承載力最大，然后依次為拋物線截面形狀、圓弧形截面形狀和矩形截面形狀，隨復(fù)合織構(gòu)面積比的增加，不同內(nèi)織構(gòu)截面形狀摩擦表面的承載力差異同樣不斷增大。

圖16 凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)截面形狀對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響Fig 16 The influence of the cross section pit-pit compound texture on the hydrodynamic lubrication performance

對(duì)于凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)，在不同內(nèi)織構(gòu)截面形狀條件下復(fù)合織構(gòu)化柱塞密封副表面承載力的大小對(duì)比如圖17所示。從圖17中可以看出，外織構(gòu)深度相同時(shí)，內(nèi)織構(gòu)截面形狀對(duì)織構(gòu)表面承載力的影響與圖16中凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)的影響規(guī)律基本相反。結(jié)合表2和圖13中不同截面形狀對(duì)織構(gòu)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能影響可知，復(fù)合織構(gòu)中內(nèi)織構(gòu)截面形狀不同也會(huì)改變復(fù)合織構(gòu)的平均深度，繼而對(duì)復(fù)合織構(gòu)的動(dòng)壓潤(rùn)滑性能產(chǎn)生影響，且圖16圖17中內(nèi)織構(gòu)截面形對(duì)復(fù)合織構(gòu)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響規(guī)律與圖13中也相同。因此，對(duì)于凹坑-凹坑或凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)而言，不同內(nèi)織構(gòu)截面形狀主要影響織構(gòu)平均深度繼而對(duì)復(fù)合織構(gòu)的動(dòng)壓潤(rùn)滑性能產(chǎn)生不同的影響。

圖17 凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)截面形狀對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響Fig 17 The influence of the cross section pi-raised compound texture on the hydrodynamic lubrication performance

2.4 織構(gòu)復(fù)合類型的影響

圖18所示描述了凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)不同內(nèi)外織構(gòu)類型時(shí)(外織構(gòu)為矩形，內(nèi)織構(gòu)為矩形、三角形、圓形和橢圓形)的表面承載力的大小對(duì)比?？梢钥闯觯合嗤瑮l件下，外織構(gòu)為矩形，不同類型內(nèi)織構(gòu)時(shí)表面承載力存在一定較小的差異，外織構(gòu)深度為1 μm時(shí)尤為明顯，因此，對(duì)于凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)而言，不同類型內(nèi)織構(gòu)對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響很小，基本可忽略。不同類型內(nèi)織構(gòu)的凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)對(duì)表面承載力的影響如圖19所示?？芍和饪棙?gòu)深度為0.5、1 μm時(shí)，內(nèi)織構(gòu)類型為三角形時(shí)，表面承載力最大，而外織構(gòu)深度為2 μm時(shí)，內(nèi)織構(gòu)類型為三角形則表面承載力最小，但不同類型內(nèi)織構(gòu)時(shí)表面承載力的差異仍比較小。內(nèi)織構(gòu)類型對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能影響差異較小的原因可能在于，內(nèi)織構(gòu)相對(duì)于外織構(gòu)而言尺寸較小，因此復(fù)合織構(gòu)對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響主要以外織構(gòu)的影響為主。

圖18 凹坑-凹坑復(fù)合織構(gòu)類型對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響Fig 18 The influence of pit-pit compound texture type on the hydrodynamic lubrication performance

圖19 凹坑-凸起復(fù)合織構(gòu)復(fù)合類型對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響Fig 19 The influence of pit-bump compound texture type on the hydrodynamic lubrication performance

3 結(jié)論

(1)相比較單一織構(gòu)，復(fù)合織構(gòu)對(duì)織構(gòu)化柱塞密封副表面承載力的影響與外織構(gòu)深度以及內(nèi)織構(gòu)為凹坑或凸起有較大的關(guān)系；外織構(gòu)深度小于摩擦副間隙時(shí)，內(nèi)織構(gòu)為凹坑對(duì)表面承載力的提升更大；外織構(gòu)深度大于摩擦副間隙時(shí)，則內(nèi)織構(gòu)為凸起對(duì)表面承載力的提升更大。

(2)相同條件下，內(nèi)織構(gòu)分布于外織構(gòu)右側(cè)、中間和左側(cè)時(shí)對(duì)復(fù)合織構(gòu)表面承載力的影響規(guī)律均表現(xiàn)為：內(nèi)織構(gòu)分布于外織構(gòu)右側(cè)時(shí)表面承載力最大，中間其次，分布于外織構(gòu)左側(cè)時(shí)承載力最小，且3種分布位置對(duì)凸起內(nèi)織構(gòu)的影響大于對(duì)凹坑內(nèi)織構(gòu)的影響。

(3)相同條件下，對(duì)于不同截面形狀內(nèi)織構(gòu)而言，內(nèi)織構(gòu)截面形狀對(duì)承載力的影響與外織構(gòu)深度有關(guān)，且內(nèi)織構(gòu)為凹坑或凸起時(shí)截面形狀對(duì)承載力有相反的影響規(guī)律。

(4)相同條件下，不同類型內(nèi)織構(gòu)的摩擦副表面承載力有略微的差異，相較于復(fù)合織構(gòu)其他參數(shù)的影響可忽略不計(jì)，主要原因可能是由于復(fù)合織構(gòu)對(duì)動(dòng)壓潤(rùn)滑性能的影響以外織構(gòu)的影響為主。

(5)內(nèi)織構(gòu)為凹坑或凸起，以及內(nèi)織構(gòu)為不同截面形狀的復(fù)合織構(gòu)，主要是通過(guò)影響織構(gòu)平均深度與摩擦副間隙的大小關(guān)系而對(duì)復(fù)合織構(gòu)的動(dòng)壓潤(rùn)滑性能造成不同的影響規(guī)律。