考慮空穴效應(yīng)的連桿小頭摩擦副潤(rùn)滑特性與沖擊影響研究

畢玉華，楊釗乾，馬雄，劉少華，唐明超

摘要： 為改善連桿小頭軸承潤(rùn)滑及活塞銷(xiāo)沖擊特性，基于粗糙峰接觸理論、平均流量模型及彈流潤(rùn)滑理論，以某高壓共軌4缸柴油機(jī)為研究對(duì)象，運(yùn)用AVL EXCITE Power Unit軟件搭建混合潤(rùn)滑活塞連桿組多體動(dòng)力學(xué)模型，研究了考慮空穴條件下不同轉(zhuǎn)速對(duì)連桿小頭摩擦副潤(rùn)滑及沖擊特性的影響規(guī)律。研究結(jié)果表明：標(biāo)定功率轉(zhuǎn)速2 400 r/min下，在做功時(shí)刻1 080°后峰值油膜壓力達(dá)到最大值197.1 MPa，最小油膜厚度達(dá)到最小值1.8 μm，而潤(rùn)滑油填充率在整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)過(guò)程中均低于0.12。在怠速800 r/min、最大扭矩轉(zhuǎn)速1 600 r/min、標(biāo)定功率轉(zhuǎn)速2 400 r/min下，進(jìn)氣、壓縮、做功、排氣4個(gè)沖程過(guò)程中，空穴區(qū)域由連桿小頭軸承下半?yún)^(qū)轉(zhuǎn)移至上半?yún)^(qū)、再轉(zhuǎn)移至下半?yún)^(qū)。轉(zhuǎn)速升高會(huì)導(dǎo)致峰值油膜壓力增大，最小油膜厚度減小，粗糙接觸壓力增大，活塞銷(xiāo)Z向速度峰值加大，對(duì)連桿小頭軸承沖擊加重，在缸內(nèi)最高燃燒壓力時(shí)刻，800 r/min，1 600 r/min，2 400 r/min下的平均潤(rùn)滑油填充率均值為0.84，0.70，0.69，因潤(rùn)滑油填充率隨轉(zhuǎn)速的升高而降低，空穴程度加重。

關(guān)鍵詞： 空穴效應(yīng)； 連桿小頭； 潤(rùn)滑特性； 沖擊特性

DOI： 10.3969/j.issn.1001-2222.2024.02.002

中圖分類(lèi)號(hào)：TK421.9文獻(xiàn)標(biāo)志碼： B文章編號(hào)： 1001-２２２２（２０24）０2-００09-10

連桿小頭軸承采用飛濺潤(rùn)滑，相較于壓力潤(rùn)滑方式，潤(rùn)滑油不易充滿(mǎn)軸承間隙，導(dǎo)致連桿小頭軸承與活塞銷(xiāo)之間形成混合摩擦甚至干摩擦，且活塞銷(xiāo)在上行或者下行中直接與軸承接觸，造成軸瓦損傷，產(chǎn)生沖擊異響，從而影響軸承工作性能及發(fā)動(dòng)機(jī)的NVH（噪聲、振動(dòng)、聲學(xué)粗糙度）性能。在軸承潤(rùn)滑分析中，隨著工作循環(huán)變化，軸承載荷的不斷變化導(dǎo)致油膜空穴區(qū)也不斷變化，這也使得油膜空穴對(duì)軸承的潤(rùn)滑性能產(chǎn)生較大的影響，除此之外，巨大的工作載荷也更容易使空穴區(qū)內(nèi)的氣泡發(fā)生遷移甚至爆破，對(duì)軸瓦造成氣蝕破環(huán)。

對(duì)于空穴問(wèn)題，O. Reynolds［1］針對(duì)流體動(dòng)壓現(xiàn)象展開(kāi)研究，分析了滑動(dòng)軸承形成的空穴區(qū)域及其分布對(duì)潤(rùn)滑特性的影響，并于1886年發(fā)表流體動(dòng)壓潤(rùn)滑方程。隨后B . Jakobsson［2］，K. O. Olsson［3］和L. Floberg［4］對(duì)Reynolds邊界條件進(jìn)行改進(jìn)，在質(zhì)量守恒的基礎(chǔ)上，將潤(rùn)滑區(qū)域劃分為油膜完整區(qū)和空穴區(qū)。2014年，L. Ba等［5］基于油膜氣穴和結(jié)構(gòu)變形的多體動(dòng)力學(xué)模型，分析了活塞銷(xiāo)座軸承和連桿小頭軸承的摩擦及潤(rùn)滑特性。2017年，Y. D. Dhande等［6］利用CFD軟件研究帶有氣穴和不帶有氣穴的軸承壓力分布。2018年，李波等［7］通過(guò)建立彈流潤(rùn)滑模型，分析了空穴效應(yīng)對(duì)滑動(dòng)軸承潤(rùn)滑的影響。2020年，宋新濤等［8］基于JFO空化邊界分析了局部磨損和空化效應(yīng)對(duì)徑向滑動(dòng)軸承混合潤(rùn)滑性能的影響。2021年，李新新等［9］對(duì)連桿大頭軸承的空穴特性進(jìn)行了研究，并分析了影響空穴的因素。

針對(duì)連桿小頭潤(rùn)滑問(wèn)題，2012年P(guān). Huo等［10］通過(guò)AVL-EXCITE軟件搭建了連桿小頭潤(rùn)滑模型，探究了發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速對(duì)活塞銷(xiāo)與連桿小頭軸承潤(rùn)滑油膜厚度的影響。2018年，畢鳳榮等［11］建立了活塞銷(xiāo)-連桿-曲柄銷(xiāo)柔性多體動(dòng)力學(xué)分析模型，分析了熱負(fù)荷影響下連桿小頭軸承的潤(rùn)滑性能。2020年，秦作鯤等［12］基于多體動(dòng)力學(xué)模型對(duì)連桿小頭襯套型線(xiàn)進(jìn)行變形匹配，研究了不同型線(xiàn)下連桿小頭摩擦副的潤(rùn)滑性能。

關(guān)于連桿動(dòng)力學(xué)研究，2012年，T. Kondo等［13］采用加速度傳感器和電渦流間隙傳感器測(cè)量了發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際運(yùn)行工況下活塞和活塞銷(xiāo)的運(yùn)動(dòng)，并采用粒子跟蹤測(cè)速技術(shù)（PTV）對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)油的流動(dòng)進(jìn)行可視化，闡明了半浮式系統(tǒng)活塞銷(xiāo)噪聲產(chǎn)生的機(jī)理。2016年，朱亞亞［14］采用AVL EXCITE軟件建立了連桿-曲軸-機(jī)體的多體動(dòng)力學(xué)模型，分析了連桿的動(dòng)力學(xué)特性和連桿大頭軸承間隙對(duì)機(jī)體振動(dòng)的影響。2017年，宋彩盟等［15］運(yùn)用AVL EXCITE軟件對(duì)同一配缸間隙下不同活塞銷(xiāo)偏置方案進(jìn)行仿真計(jì)算，分析了活塞銷(xiāo)的運(yùn)動(dòng)及偏置對(duì)柴油機(jī)噪聲的影響。2019年，李志敏等［16］針對(duì)一種全浮式活塞銷(xiāo)和連桿小頭配合導(dǎo)致的異響進(jìn)行研究，分析了連桿的動(dòng)力學(xué)特性及異響的特征，并研究了配合間隙、活塞銷(xiāo)剛度、機(jī)油壓力等因素對(duì)異響的影響。車(chē)用發(fā)動(dòng)機(jī)2024年第2期2024年4月畢玉華， 等： 考慮空穴效應(yīng)的連桿小頭摩擦副潤(rùn)滑特性與沖擊影響研究

綜上所述，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)空穴現(xiàn)象較為關(guān)注，針對(duì)空穴機(jī)理、邊界條件定義等均有所研究，但在綜合考慮空穴、熱效應(yīng)等特點(diǎn)的基礎(chǔ)上針對(duì)連桿小頭的研究較少，為進(jìn)一步接近實(shí)際情況，空穴效應(yīng)不可忽略，因其對(duì)軸承的潤(rùn)滑特性有很大的影響，而軸承熱彈性流體動(dòng)力潤(rùn)滑的響應(yīng)情況又是影響內(nèi)燃機(jī)振動(dòng)沖擊與噪聲水平的主要影響因素之一，因此，開(kāi)展考慮空穴效應(yīng)的連桿小頭摩擦副潤(rùn)滑及沖擊特性研究具有重要的意義。

1控制方程與數(shù)學(xué)模型

1.1Reynolds空穴模型

考慮物體表面粗糙狀態(tài)時(shí)，微觀空穴存在一定的峰值與谷值，二者間也存在一定的壓力波動(dòng)。采用引入粗糙度、潤(rùn)滑油填充率和平均流量模型的擴(kuò)展Reynolds方程［17］計(jì)算油膜壓力、軸心軌跡和潤(rùn)滑油填充率θ，并用潤(rùn)滑油填充率來(lái)表征空穴效應(yīng)，其方程如下：

x112ηγφxh3px+z112ηγφzh3pz=

v1－v22xγh+γσsφs+tγh。（1）

式中：x，z為軸承展開(kāi)軸向及周向坐標(biāo)；η為潤(rùn)滑油黏度；θ為潤(rùn)滑油填充率；h為油膜厚度； v1和v2為軸徑、軸瓦旋轉(zhuǎn)線(xiàn)速度；φx和φz為x方向和z方向的壓力流量因子；φs為剪切流量因子；σs為綜合表面粗糙度。

采用有限差分法求解平均雷諾方程。

1） 周期性邊界條件

pi=0=pi=2π。（2）

2） 軸向邊界條件

p=pax=±B2。（3）

3） 空穴邊界條件

油膜破裂處：

δpδx=0，p=pc。（4）

油膜再形成處：

112ηh2δpδx=Vn2（1－γ）。（5）

空穴區(qū)內(nèi)：

p=pc，θ<1。（6）

空穴區(qū)邊界：

p=pc，θ=1。（7）

供油區(qū)：

p=pin。（8）

式中：B為軸承寬度；pc為空穴壓力；pin為供油壓力；pa為環(huán)境壓力；Vn為法向速度。

1.2油膜厚度方程

假設(shè)軸承表面為剛性，此時(shí)名義油膜厚度可以表示為

h=h0+hx+hy。（9）

式中：hx和hy分別為兩剛性表面曲率沿x和y向變化所引起的間隙增量；h0為最小間隙。

1.3粗糙峰接觸模型

對(duì)于連桿小頭軸承混合潤(rùn)滑的粗糙峰接觸壓力pasp，采用Greewood/Tripp粗糙峰接觸理論［18］建立活塞銷(xiāo)和襯套的粗糙峰接觸模型（見(jiàn)圖1）進(jìn)行求解，其公式如下：

pasp=162π15（σsβηs）2E′σsβF524－h(huán)σs。（10）

其中：

E′=11－v21E1+1－v22E2

σs=σ21+σ22，（11）

F524－h(huán)σs=4.86×10－54－h(huán)σs6.804，hσs<4

0，hσs≥4。（12）

式中：σ1和σ2為軸頸和軸瓦的表面粗糙度；v1，v2和E1，E2分別為軸頸和軸瓦的泊松比和彈性模量；β為峰元曲率半徑；ηs為粗糙表面的峰元密度。

2.1活塞-連桿組組件有限元?jiǎng)澐旨膀?yàn)證

將某直列4缸機(jī)的一缸作為研究對(duì)象，采用曲柄銷(xiāo)代替曲軸，以此來(lái)帶動(dòng)活塞連桿組運(yùn)動(dòng)，相關(guān)發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)如表1所示，軸承參數(shù)如表2所示。

在考慮粗糙峰接觸、平均流量模型及彈流潤(rùn)滑等因素的基礎(chǔ)上運(yùn)用AVL Power Unit軟件搭建了該機(jī)型含混合潤(rùn)滑的柔性活塞連桿組多體動(dòng)力學(xué)模型。在保證計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確的前提下，需要對(duì)多體動(dòng)力學(xué)模型中的活塞、連桿、活塞銷(xiāo)、曲柄銷(xiāo)、缸套等體單元進(jìn)行自由度縮減以減少計(jì)算量。其中活塞銷(xiāo)孔節(jié)點(diǎn)數(shù)縮減為5×40，連桿小頭軸承節(jié)點(diǎn)數(shù)縮減為7×40，活塞銷(xiāo)縮減為中心軸上17個(gè)主節(jié)點(diǎn)，每個(gè)主節(jié)點(diǎn)通過(guò)分布耦合約束（RBE3）單元與相應(yīng)周向節(jié)點(diǎn)進(jìn)行綁定。相應(yīng)的有限元模型及縮減點(diǎn)示意如圖2所示。

2.2連桿有限元模態(tài)驗(yàn)證

將模態(tài)試驗(yàn)結(jié)果與仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，通過(guò)判斷試驗(yàn)與仿真的頻率、阻尼等固有屬性誤差是否在5%以?xún)?nèi)，來(lái)驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性。試驗(yàn)具體布置見(jiàn)圖3，測(cè)試原理見(jiàn)圖4，測(cè)試設(shè)備如表3所示。

通過(guò)試驗(yàn)提取連桿的三階模態(tài)數(shù)據(jù)，與Lanczos算法的計(jì)算模態(tài)對(duì)比（見(jiàn)表4）發(fā)現(xiàn)，連桿固有頻率誤差均在5%以?xún)?nèi)，且從圖5可知，試驗(yàn)與仿真得到的前三階模態(tài)振型圖基本吻合，因此可驗(yàn)證連桿有限元模型滿(mǎn)足計(jì)算要求。

2.3活塞-連桿組多體動(dòng)力學(xué)模型建立

定義皮帶輪端指向飛輪端為X軸，氣缸軸線(xiàn)方向?yàn)閆軸，通過(guò)連接單元將缸套、活塞、活塞銷(xiāo)、連桿及曲柄銷(xiāo)等體單元進(jìn)行合理連接，載入縮減后的模型文件，設(shè)置柴油機(jī)的基本參數(shù)、仿真控制參數(shù)及缸內(nèi)壓力邊界條件，建立柴油機(jī)的多體動(dòng)力學(xué)模型，如圖6所示。

為模擬連桿小頭軸承在發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中的潤(rùn)滑過(guò)程，將連桿小頭軸承供油壓力邊界設(shè)置為0.15 MPa，以此來(lái)模擬飛濺潤(rùn)滑形式。并將柴油機(jī)標(biāo)定轉(zhuǎn)速2 400 r/min下的缸內(nèi)壓力曲線(xiàn)作為初始仿真邊界，缸內(nèi)壓力如圖7所示。

3.1空穴位置評(píng)價(jià)

液體的飽和蒸氣壓小于空氣分離壓，常見(jiàn)液體的飽和蒸氣壓如圖8所示，在溫度100～140 ℃之間，石油基油液的飽和蒸氣壓介于0.01～0.1 kPa。定義了連桿小頭軸承坐標(biāo)（如圖9所示），圓心為坐標(biāo)原點(diǎn)，Z軸為連桿大頭軸承與連桿小頭軸承中心線(xiàn)，周向定義連桿小頭軸承上頂點(diǎn)為0°，繞X軸順時(shí)針旋轉(zhuǎn)為360°。

當(dāng)供油溫度為120 ℃，轉(zhuǎn)速為2 400 r/min時(shí)，選用SAE-5W30潤(rùn)滑油，在考慮空穴效應(yīng)下計(jì)算得到連桿小頭軸承最大油膜壓力、最小油膜厚度和潤(rùn)滑油填充率變化曲線(xiàn)（如圖10所示）。進(jìn)氣、壓縮、做功、排氣4個(gè)沖程對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角分別為720°～900°，900°～1 080°，1 080°～1 260°，1 260°～1 440°。在發(fā)動(dòng)機(jī)整個(gè)工作循環(huán)中最小潤(rùn)滑油填充率均低于0.12，連桿小頭軸承因時(shí)刻處于缺油狀態(tài)，可能存在空穴現(xiàn)象，又由圖8可知，石油基液在120 ℃內(nèi)飽和蒸氣壓低于1 kPa，而在進(jìn)排氣沖程中最大油膜壓力在某時(shí)刻接近于0，故存在空穴現(xiàn)象。

標(biāo)定轉(zhuǎn)速下考慮空穴效應(yīng)的活塞銷(xiāo)軸心軌跡如圖11所示。在軸承周向330°～30°和150°～210°區(qū)域內(nèi)，活塞銷(xiāo)的位移量較大，且在A，B兩區(qū)域內(nèi)，曲軸轉(zhuǎn)角786°和1 378°時(shí)刻后活塞銷(xiāo)出現(xiàn)明顯的向心運(yùn)動(dòng)，持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，易出現(xiàn)空穴現(xiàn)象。

標(biāo)定轉(zhuǎn)速下潤(rùn)滑油填充率在一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化如圖12所示。在曲軸轉(zhuǎn)角720°時(shí)，潤(rùn)滑油在周向90°～270°區(qū)域填充率較低，且在周向180°附近達(dá)到最小值，此區(qū)域?yàn)榭昭▍^(qū)域。曲軸轉(zhuǎn)角為810°時(shí)，潤(rùn)滑油逐漸填入下半?yún)^(qū)，上半?yún)^(qū)潤(rùn)滑油填充率有所下降。壓縮沖程空穴區(qū)域轉(zhuǎn)移至上半?yún)^(qū)，且在油孔周邊存在填充率小于0.1的情況。做功沖程中，空穴區(qū)域整體位于連桿小頭軸承上半?yún)^(qū)，當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為1 170°時(shí)，上半?yún)^(qū)域的潤(rùn)滑油填充率開(kāi)始升高，下半?yún)^(qū)域潤(rùn)滑油填充率則逐漸降低，在軸承的邊緣開(kāi)始出現(xiàn)填充率低的區(qū)域逐漸向軸承中部擴(kuò)展。排氣沖程中，在連桿小頭軸承下半?yún)^(qū)，部分空穴區(qū)域覆蓋軸承軸向并向周向延伸。因此，一個(gè)循環(huán)中空穴區(qū)域形成于進(jìn)氣沖程，空穴區(qū)域隨曲軸轉(zhuǎn)角變化由下半?yún)^(qū)轉(zhuǎn)移至上半?yún)^(qū)，再由上半?yún)^(qū)轉(zhuǎn)移至下半?yún)^(qū)。其余轉(zhuǎn)速工況下潤(rùn)滑油填充率變化規(guī)律相同。

典型曲軸轉(zhuǎn)角下的油膜壓力分布及潤(rùn)滑油分布如圖13所示。存在油膜壓力的區(qū)域潤(rùn)滑油填充率基本為1，當(dāng)潤(rùn)滑油填充率不為1時(shí)，該區(qū)域油膜壓力為0，小于飽和蒸氣壓，符合空穴形成機(jī)理。當(dāng)曲軸轉(zhuǎn)角為750°時(shí)，油膜壓力分布于連桿軸承周向270°～360°和0°～90°范圍內(nèi)，油膜壓力達(dá)到最大并經(jīng)過(guò)周向90°后降至0 MPa，直至周向270°后又開(kāi)始迅速上升。正是由于90°和270°附近的油壓急速變化，導(dǎo)致同時(shí)刻空穴區(qū)域分布于軸承周向90°～270°內(nèi)。曲軸轉(zhuǎn)角為1 095°時(shí)油膜壓力集中在軸承的下半?yún)^(qū)，而空穴區(qū)域位于軸承上半?yún)^(qū)。曲軸轉(zhuǎn)角為1 140°時(shí)，油膜壓力集中于周向180°附近，結(jié)合潤(rùn)滑油填充率分布可知，隨著90°～270°內(nèi)油膜壓力的減小，在軸承的下半?yún)^(qū)開(kāi)始出現(xiàn)填充率小于1的區(qū)域。曲軸轉(zhuǎn)角為1 350°時(shí)，在軸承下半?yún)^(qū)油膜壓力為0，油膜壓力開(kāi)始出現(xiàn)于軸瓦上半?yún)^(qū)，導(dǎo)致軸承下半?yún)^(qū)空穴區(qū)域開(kāi)始減小并向90°～270°的上半?yún)^(qū)移動(dòng)。

3.2轉(zhuǎn)速的影響

連桿小頭軸承的潤(rùn)滑方式主要為飛濺潤(rùn)滑，油滴或油霧經(jīng)曲軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)被甩至連桿小頭處，后經(jīng)活塞銷(xiāo)轉(zhuǎn)動(dòng)將其帶入銷(xiāo)與軸承座之間，油膜承受較大壓力，因油膜壓力發(fā)生變化從而導(dǎo)致空穴現(xiàn)象的出現(xiàn)。而轉(zhuǎn)速對(duì)于飛濺潤(rùn)滑以及進(jìn)入小頭孔的油量影響顯著。選取發(fā)動(dòng)機(jī)怠速轉(zhuǎn)速800 r/min、最大扭矩轉(zhuǎn)速1 600 r/min和標(biāo)定轉(zhuǎn)速2 400 r/min進(jìn)行分析。

不同轉(zhuǎn)速下的峰值油膜壓力對(duì)比如圖14所示。由圖14可見(jiàn)，隨著轉(zhuǎn)速的升高，峰值油膜壓力上升，各轉(zhuǎn)速下峰值油膜壓力最大值分別為69.9 MPa，175.7 MPa和197.1 MPa。怠速800 r/min時(shí)，在曲軸轉(zhuǎn)角720°～990°時(shí)峰值油膜壓力為0.15 MPa，接近于0，在壓縮沖程后半段增加至峰值點(diǎn)，隨后不斷下降至0.15 MPa保持不變。在1 600 r/min工況和2 400 r/min工況，峰值油膜壓力整體變化趨勢(shì)一致。

不同轉(zhuǎn)速下的最小油膜厚度對(duì)比如圖15所示。800 r/min下最小油膜厚度在進(jìn)、排氣階段無(wú)明顯峰值，一個(gè)工作循環(huán)內(nèi)整體呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢(shì)，并在缸內(nèi)最高燃燒壓力時(shí)刻達(dá)到最小值0.44 μm。1 600 r/min下最小油膜厚度在進(jìn)、排氣階段分別出現(xiàn)峰值，在缸內(nèi)最高燃燒壓力時(shí)刻出現(xiàn)最小值0.36 μm。2 400 r/min下最小油膜厚度變化規(guī)律與最大扭矩工況相同，缸內(nèi)最高燃燒壓力時(shí)刻最小油膜厚度為0.27 μm，但在進(jìn)氣沖程峰值油膜厚度高于最大扭矩工況。結(jié)合最大油膜壓力可以看出，隨著轉(zhuǎn)速的升高，最大油膜壓力增大，最小油膜厚度減小。

不同工況下粗糙接觸壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化曲線(xiàn)如圖16所示。800 r/min，1 600 r/min和2 400 r/min轉(zhuǎn)速工況下粗糙接觸壓力峰值分別為118.7 MPa，210.2 MPa和211.9 MPa。怠速工況相較最大扭矩工況和標(biāo)定功率工況，粗糙接觸壓力整體最小，但在進(jìn)氣階段前半段和排氣沖程的后半段粗糙接觸壓力最大。相比標(biāo)定工況，在缸內(nèi)最高壓力時(shí)刻之前，最大扭矩工況下的粗糙接觸壓力更大。

不同工況下最高燃燒壓力時(shí)刻的潤(rùn)滑油填充率云圖如圖17所示，由此可知不同工況下空穴區(qū)域的變化。

在轉(zhuǎn)速800 r/min下的最高燃燒壓力時(shí)刻，連桿小頭軸承潤(rùn)滑油整體填充較好，在軸瓦周向45°和315°存在潤(rùn)滑油填充率低的區(qū)域，該區(qū)域潤(rùn)滑油填充率最小值為0.9。在轉(zhuǎn)速1 600 r/min下的最高燃燒壓力時(shí)刻，在軸瓦周向0°～90°和270°～360°存在潤(rùn)滑油分布不均勻、填充率低的情況，并由周向90°向周向0°、周向270°向周向360°逐漸降低，油孔兩側(cè)空穴程度最為嚴(yán)重。而軸瓦軸向潤(rùn)滑油填充率由軸瓦兩側(cè)向中部區(qū)域逐漸減小，空穴區(qū)域面積增大。轉(zhuǎn)速2 400 r/min下的最高燃燒壓力時(shí)刻，同樣在軸瓦周向0°～90°和270°～360°存在潤(rùn)滑油填充率低的現(xiàn)象，相較1 600 r/min下的最高燃燒壓力時(shí)刻，潤(rùn)滑油填充率不足區(qū)域明顯增大，空穴區(qū)域加重?？梢?jiàn)轉(zhuǎn)速增加明顯加劇了空穴現(xiàn)象的發(fā)生。

不同轉(zhuǎn)速工況下，一個(gè)循環(huán)內(nèi)的平均油膜壓力在連桿小頭軸承上的分布情況如圖18所示。由圖可知不同轉(zhuǎn)速下油膜承載區(qū)主要集中在連桿小頭軸承周向180°附近。連桿小頭軸承平均油膜壓力在轉(zhuǎn)速800 r/min，1 600 r/min，2 400 r/min時(shí)的最大值分別為4.5 MPa，11.3 MPa， 15.3 MPa，平均油膜壓力隨轉(zhuǎn)速的增加而增大。

不同轉(zhuǎn)速工況下，一個(gè)循環(huán)內(nèi)的平均潤(rùn)滑油填充率如圖19所示。轉(zhuǎn)速800 r/min時(shí)，空穴區(qū)域主要分布于連桿小頭軸瓦周向90°～270°范圍內(nèi)，其中在軸瓦兩側(cè)出現(xiàn)潤(rùn)滑油填充率為0.3的危險(xiǎn)區(qū)。轉(zhuǎn)速1 600 r/min時(shí)，在軸瓦的周向0°～90°，90°～270°和270°～360°內(nèi)均出現(xiàn)空穴現(xiàn)象，其中在0°～90°和270°～360°內(nèi)空穴現(xiàn)象較為嚴(yán)重。轉(zhuǎn)速2 400 r/min時(shí)，空穴區(qū)域分布與轉(zhuǎn)速1 600 r/min時(shí)基本相同，但平均潤(rùn)滑油填充率更低，空穴現(xiàn)象加重。

不同轉(zhuǎn)速下的平均潤(rùn)滑油填充率均值及平均潤(rùn)滑油填充率最小值如圖20所示。如圖20可知，各轉(zhuǎn)速下平均潤(rùn)滑油填充率均值分別為0.84，0.70，0.69，最小平均潤(rùn)滑油填充率為0.26，0.25，0.24，均隨轉(zhuǎn)速呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。所以轉(zhuǎn)速的升高導(dǎo)致了油膜壓力升高、油膜厚度減小，使得潤(rùn)滑油填充率降低，空穴程度加重。

不同轉(zhuǎn)速工況下的活塞銷(xiāo)Z向相對(duì)速度變化如圖21所示。在轉(zhuǎn)速800 r/min時(shí)，活塞銷(xiāo)速度變化平緩，無(wú)明顯峰值點(diǎn)。隨著轉(zhuǎn)速升高，在轉(zhuǎn)速1 600 r/min和轉(zhuǎn)速2 400 r/min時(shí)，進(jìn)氣和排氣階段活塞銷(xiāo)速度變化明顯，呈先增大后減小的趨勢(shì)，且隨著轉(zhuǎn)速的增大，最大峰值速度增大。在轉(zhuǎn)速1 600 r/min和2 400 r/min下，進(jìn)氣沖程中速度峰值分別為1.78 μm/s和2.28 μm/s，排氣沖程中速度峰值分別為-1.34 μm/s和-1.69 μm/s。所以高轉(zhuǎn)速下軸承油膜壓力增大，粗糙接觸壓力增大，潤(rùn)滑油填充率減小，油膜厚度降低，從而導(dǎo)致活塞銷(xiāo)在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中缺少緩沖，速度增加，加大了對(duì)連桿小頭軸承的沖擊。

4結(jié)論

a）? 以軸心軌跡、空穴現(xiàn)象的發(fā)生機(jī)理和潤(rùn)滑油填充率分布判斷軸承空穴，以潤(rùn)滑油填充率表征空穴程度，通過(guò)計(jì)算分析標(biāo)定轉(zhuǎn)速2 400 r/min下連桿小頭軸承油膜壓力及潤(rùn)滑油填充率分布，可知在做功時(shí)刻1 080°后峰值油膜壓力達(dá)到最大值197.1 MPa，最小油膜厚度達(dá)到最小值1.8 μm，而潤(rùn)滑油填充率在整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)過(guò)程中均低于0.12；

b） 空穴區(qū)域隨工況不同而發(fā)生遷移；進(jìn)氣沖程過(guò)程中，連桿小頭軸承下半?yún)^(qū)開(kāi)始出現(xiàn)空穴區(qū)域并逐步向上半?yún)^(qū)轉(zhuǎn)移；壓縮沖程過(guò)程中，連桿小頭軸承下半?yún)^(qū)存在小部分空穴區(qū)域，但空穴區(qū)域主要集中在連桿小頭軸承上半?yún)^(qū)；做功沖程過(guò)程中，空穴區(qū)域主要在軸承上半?yún)^(qū)，在最高燃燒壓力時(shí)刻后有向下半?yún)^(qū)轉(zhuǎn)移的趨勢(shì)；排氣沖程過(guò)程中，空穴區(qū)域由軸承上半?yún)^(qū)轉(zhuǎn)移至下半?yún)^(qū)，直到上止點(diǎn)附近連桿小頭軸承下半?yún)^(qū)出現(xiàn)大面積空穴區(qū)域；

c） 隨發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速升高，峰值油膜壓力增大，最小油膜厚度減小，粗糙接觸壓力增大；缸內(nèi)最高燃燒壓力時(shí)刻800 r/min，1 600 r/min，2 400 r/min下的平均潤(rùn)滑油填充率均值分別為0.84，0.70，0.69，潤(rùn)滑油填充率隨轉(zhuǎn)速升高整體降低，空穴程度加重；轉(zhuǎn)速的升高也導(dǎo)致活塞銷(xiāo)Z向速度峰值加大，對(duì)連桿小頭軸承的沖擊加重。參考文獻(xiàn)：

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Lubrication Characteristics and Impact Effects of Connecting?Rod Small-End Frictional Pair under Cavitation Effect

BI Yuhua1，YANG Zhaoqian1，MA Xiong1，LIU Shaohua1，TANG Mingchao2

（1.Yunnan Key Laboratory of Internal Combustion Engine，Kunming University of Science and Technology，Kunming650500，China;2.Kunming Yunnei Power Co.，Ltd.，Kunming650032，China）

Abstract： In order to improve the lubrication and piston pin impact characteristics of connecting rod small-end bearing， a multi-body dynamic model of mixed lubrication piston and connecting rod group was built by AVL EXCITE Power Unit software with a high-pressure common rail four-cylinder diesel engine as the research object based on the rough peak contact theory， average flow model and elastohydrodynamic lubrication theory. The influence of cavitation effect on the lubrication and impact characteristics of connecting rod small end frictional pair at different speeds was studied. The results show that the peak oil film pressure reaches the maximum value of 197.1 MPa and the minimum oil film thickness reaches the minimum value of 1.8 μm after 1 080° at the rated power speed of 2 400 r/min， while the lubricating oil filling rate is lower than 0.12 during the whole engine cycle. Under the idle speed of 800 r/min， the maximum torque speed of 1 600 r/min， and the rated power speed of 2 400 r/min， the cavitation area first transfers from the lower half of the connecting rod small-end bearing to the upper half， and then back to the lower half during the four strokes of intake， compression， work， and exhaust. The increase of the speed will lead to the increase of peak oil film pressure， the decrease of minimum oil film thickness， the increase of rough contact pressure， the increase of Z-direction velocity peak for piston pin， and the increase of impact on the small-end bearing of connecting rod. The average filling rates of lubricating oil at 800 r/min， 1 600 r/min and 2 400 r/min are 0.84， 0.70 and 0.69 respectively， and the aggravation of cavitation becomes true because the filling rate of lubricating oil decreases with the increase of speed.

Key words： cavitation effect;connecting rod small end;lubrication characteristic;impact characteristic

［編輯： 姜曉博］