鹿賀偉,張建軍,劉成龍,郭 峰

(青島理工大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)院,山東 青島 266520)

在高副點(diǎn)、線接觸所形成的彈流潤滑中，入口區(qū)的潤滑劑特征參數(shù)(如黏度，分子結(jié)構(gòu))以及入口環(huán)境參數(shù)(如溫度、速度和載荷等)對潤滑油膜的建立有著極其重要的影響[1].限量供油潤滑(如油氣和油霧潤滑等)能夠有效降低軸承和齒輪等零部件的攪油溫升，在工業(yè)中應(yīng)用越來越廣泛[2-3].但是在限量供油條件下，機(jī)械零部件常常由于乏油而導(dǎo)致潤滑不足，零件磨損率增加.

限量供油潤滑是高端零部件發(fā)揮高性能的必要條件，也是目前急需突破的關(guān)鍵技術(shù)問題之一.在高速、高黏度以及低溫等工況下，限量供油潤滑廣泛存在，研究者們?yōu)榱颂骄科錆櫥瑱C(jī)制進(jìn)行了廣泛的研究.Wedeven等[4]首先使用光干涉法獲得了乏油條件下的點(diǎn)接觸彈流油膜測量值，指出乏油工況降低了潤滑油膜厚度.Hamrock等[5]定義了入口乏油距離，給出了乏油彈流潤滑的數(shù)值解.Kingsbury等[6]和Guangteng等[7]通過試驗(yàn)指出，即使在乏油工況下，接觸副表面之間依然存在幾十納米的有效油膜提供潤滑.Nogi[8]依據(jù)改進(jìn)的Coyne-Elrod邊界條件獲得了乏油條件下的點(diǎn)接觸非均勻入口油膜厚度數(shù)值解，根據(jù)參數(shù)化研究得到了入口距離公式，使乏油模型更加完善.Wijnant[9]對乏油模型進(jìn)一步完善，使人們對乏油潤滑狀態(tài)認(rèn)知更深入.Pemberton[10]通過乏油試驗(yàn)得到了潤滑劑在接觸區(qū)周圍的繞流及潤滑劑側(cè)帶回填模型.Chiu[11]使用油膜補(bǔ)充模型計(jì)算了乏油時(shí)潤滑劑回填速率，得到了與試驗(yàn)相似的結(jié)果.Ebner等[12]通過FZG雙盤試驗(yàn)臺(tái)對不同數(shù)量的初始油量和其表面結(jié)構(gòu)進(jìn)行測量，指出少量的初始潤滑劑量即可滿足高載條件下的彈流潤滑.江楠等[13]對接觸區(qū)潤滑劑回填現(xiàn)象進(jìn)行觀測，指出接觸區(qū)兩界面潤滑劑回填時(shí)間的差異將導(dǎo)致乏油寬度隨著滑滾比增加而增加.隨著對乏油機(jī)理研究的深入，諸多學(xué)者的工作逐漸著眼于在限量供油工況下通過增強(qiáng)回填的方式對潤滑狀態(tài)進(jìn)行改善.Nagata等[14]通過鋼球橫向往復(fù)運(yùn)動(dòng)促進(jìn)潤滑脂回填接觸區(qū)，在高速下得到了較好的潤滑狀態(tài).劉成龍等[15]利用飛秒激光在表面制備梳齒狀溝槽陣列表面，促進(jìn)了接觸區(qū)兩側(cè)油池的回流，改善了限量供油條件下潤滑成膜特性.

實(shí)際工程領(lǐng)域中，諸如準(zhǔn)雙曲面齒輪和螺旋錐齒輪等零部件接觸形面復(fù)雜，容易導(dǎo)致其速度方向存在夾角而形成表面速度異向工況.栗心明等[16]發(fā)現(xiàn)異向卷吸條件較同向卷吸條件，能夠有效促進(jìn)入口油池的形成，潤滑狀態(tài)得到了極大改善.倪琪博等[17]發(fā)現(xiàn)接觸固體在不同表面速度下的油膜不對稱性，并用熱-黏度楔效應(yīng)給予解釋.周廣運(yùn)等[18]探究了速度異向條件下定量脂的潤滑特性，提出了交叉速度效應(yīng)有利于潤滑脂回填.

表面速度異向時(shí)，兩接觸副表面滾道交叉所引起的潤滑劑橫向回填大大促進(jìn)了潤滑成膜以及油池形成，潤滑劑黏度、速度交叉角度和供油量等參數(shù)對其橫向回填的影響比較重要.因此，本文中采用表面速度異向光干涉潤滑油膜測量裝置，對限量供油卷吸速度與滑動(dòng)速度相交條件下的彈流潤滑接觸區(qū)進(jìn)行觀察，對其油-氣乏油邊界寬度，油池形態(tài)，中心膜厚等進(jìn)行測量，揭示了卷吸速度與滑動(dòng)速度相交時(shí)的乏油潤滑特征，探究了速度交叉效應(yīng)對限量油潤滑的增效性，為工作在表面速度異向工況下零件的潤滑狀態(tài)分析以及零件設(shè)計(jì)提供數(shù)據(jù)支撐.

1 試驗(yàn)部分

1.1 試驗(yàn)裝置

Fig.1 Test device and velocity vector analysis圖1 試驗(yàn)裝置及速度矢量分析

試驗(yàn)在表面速度異向光干涉潤滑油膜測量裝置[19]上進(jìn)行，裝置結(jié)構(gòu)與速度矢量分析如圖1所示.玻璃盤和加載在玻璃盤上的鋼球構(gòu)成高副點(diǎn)接觸，玻璃盤與鋼球分別由兩個(gè)電機(jī)驅(qū)動(dòng).球驅(qū)動(dòng)電機(jī)與弧形導(dǎo)軌連接，使鋼球線速度ub和玻璃盤線速度ud之間偏轉(zhuǎn)一定角度δ.當(dāng)鋼球驅(qū)動(dòng)電機(jī)正向轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，通過調(diào)整電機(jī)座在環(huán)形軌道的角度，可在固定接觸點(diǎn)條件下實(shí)現(xiàn)鋼球線速度與玻璃盤線速度夾角在0°～90°范圍內(nèi)連續(xù)變化；在上述前提下，當(dāng)驅(qū)動(dòng)電機(jī)反轉(zhuǎn)，鋼球與玻璃盤線速度夾角變?yōu)槌跏冀嵌鹊难a(bǔ)角，從而實(shí)現(xiàn)0°～180°全角范圍內(nèi)的夾角變化.

鋼球與玻璃盤線速度方向交叉，其實(shí)質(zhì)是二者方向夾角的變化.圖1(b)所示為速度矢量示意圖，由于鋼球線速度與玻璃盤線速度方向存在夾角δ，需要以合成速度描述接觸表面運(yùn)動(dòng)工況以及分析界面運(yùn)動(dòng)機(jī)理.其中卷吸速度與滑動(dòng)速度定義與公式參考了文獻(xiàn)[16]中的形式；以滑動(dòng)速度與卷吸速度的數(shù)值比為滑滾比，以符號(hào)SRR (Slide-Roll Ratio)表示，本次試驗(yàn)中采用固定滑滾比為1.2，如公式(1)所示；ε為卷吸速度ue與滑動(dòng)速度us方向夾角.試驗(yàn)中采用CCD (Charge Coupled Device)相機(jī)將鋼球與玻璃盤加載接觸形成的光干涉圖像捕捉，并通過MBI (Multi Beam Interference)圖像處理軟件[16]得到相應(yīng)的潤滑油膜厚度.

1.2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)采用直徑為150 mm，厚度為15 mm的K9玻璃盤，在工作表面(與鋼球接觸)鍍有1層析光鉻膜和1層二氧化硅保護(hù)膜，其表面粗糙度約為8 nm.鋼球直徑為25.4 mm，其精度為G5級(jí)，表面粗糙度約為5 nm，所有試驗(yàn)均在20 N載荷下進(jìn)行，對應(yīng)的赫茲接觸壓力為0.451 GPa.

試驗(yàn)中限量供給的供油量以0.1、0.5、1.0、2.0和5.0 μl依次遞增，以探究供油量對卷吸速度與滑動(dòng)速度相交下潤滑成膜的增強(qiáng)效果，并選取PAO4、PAO10和PAO40三種不同黏度的聚α烯烴以探究黏度的影響，其物理特性列于表1中.限量供油時(shí)，使玻璃盤勻速緩慢轉(zhuǎn)動(dòng)，將微量注射器固定在預(yù)選軌道均勻布油，隨后加載5 N載荷以純滾動(dòng)方式預(yù)跑合20 min，使?jié)櫥瑒┚鶆蚍植贾淋壍纼蓚?cè)，保證所有角度下的初始供油軌道一致.

表1 試驗(yàn)用潤滑油性質(zhì)Table 1 Properties of lubricating oil for experiment

試驗(yàn)探究卷吸速度與滑動(dòng)速度相交下的限量供油潤滑狀態(tài)與潤滑油膜演變.不同卷吸速度下鋼球與玻璃盤線速度對應(yīng)關(guān)系列于表2中.

表2 卷吸與滑動(dòng)非正交下的球速Table 2 Disk speed and ball speed under non-orthogonal entraining and sliding

以卷吸速度方向?yàn)樗椒较颍鶕?jù)已知量SRR、ue、us以及滑動(dòng)速度與卷吸速度夾角ε，建立卷吸速度與滑動(dòng)速度的矢量模型；其次依據(jù)公式(1)、(2)和(3)推導(dǎo)出鋼球線速度與玻璃盤線速度的關(guān)系；利用ue和us矢量模型以及線速度與卷吸速度和滑動(dòng)速度的矢量關(guān)系，根據(jù)矢量三角形法則可構(gòu)建出鋼球與玻璃盤線速度ub與ud的矢量模型，測量矢量長度獲到ub與ud的大小，最后對鋼球與玻璃盤線速度之間夾角δ進(jìn)行測量并列于表3中.

表3 線速度夾角δ與卷吸速度和滑動(dòng)速度夾角ε對應(yīng)關(guān)系Table 3 Correlation between Angle δ of linear velocity and angle ε of entraining velocity and sliding velocity

2 結(jié)果與討論

圖2所示為供油量為0.5 μl，卷吸速度ue=60 mm/s條件下，PAO40潤滑劑卷吸速度與滑動(dòng)速度非正交下油膜特征.由圖2(a)可知，當(dāng)ε=0°時(shí)，鋼球與玻璃盤滾道完全重合，油-氣乏油邊界處于滾道兩側(cè)，表明潤滑劑被滾道擠壓至接觸區(qū)外部，致使接觸區(qū)處于完全乏油狀態(tài)，光干涉圖像呈現(xiàn)典型的“蝴蝶”型，接觸區(qū)中心膜厚僅僅為幾納米.由圖2(b)可知，當(dāng)ε=15°時(shí)，白色虛線所示的油-氣乏油邊界出現(xiàn)在接觸區(qū)之外，入口油池得以建立，表明潤滑狀態(tài)由乏油潤滑向富油潤滑進(jìn)行轉(zhuǎn)變，與夾角ε=0°時(shí)的完全乏油狀態(tài)相比，其潤滑油膜明顯增厚，中心膜厚增加近200 nm [圖2(c)].在此，稱這種由速度相交而引起膜厚增加的現(xiàn)象為速度交叉效應(yīng).即卷吸速度與滑動(dòng)速度相交時(shí)，由于接觸副表面滾道出現(xiàn)交叉點(diǎn)，接觸區(qū)入口隨著卷吸速度轉(zhuǎn)移至滾道交叉區(qū)域，而接觸副中1個(gè)表面滾道側(cè)帶黏附潤滑劑在另一個(gè)表面滾道的牽引下，存在向接觸區(qū)橫向回填的趨勢，獨(dú)特的運(yùn)行結(jié)構(gòu)使?jié)L道兩側(cè)潤滑劑得以再次分配，其潤滑增效性得益于速度交叉條件下潤滑滾道兩側(cè)潤滑劑產(chǎn)生橫向回填特性.

速度交叉條件下，接觸區(qū)油池形態(tài)并非呈現(xiàn)沿接觸區(qū)中線方向?qū)ΨQ分布的“蝴蝶形”，而是以卷吸速度為中軸線，呈現(xiàn)出明顯的不對稱形態(tài).為定量分析不同夾角ε對入口油池的作用，定義沿著卷吸速度方向接觸區(qū)中心到入口油池邊界之間的距離為入口油池邊界距離L，如圖2(b)所示，以便于對不同條件下的潤滑狀態(tài)進(jìn)行對照.

2.1 角度的影響

圖3所示為限量供油1.0 μl條件下，PAO40潤滑劑潤滑油膜隨夾角ε變化圖，由圖3(a)可知，當(dāng)卷吸速度與滑動(dòng)速度夾角ε為0°與180°時(shí)，油-氣乏油邊界侵入接觸區(qū)，潤滑油膜厚度極低.當(dāng)夾角ε在0°～45°范圍內(nèi)，速度交叉效應(yīng)逐漸增加，乏油邊界擴(kuò)展且呈現(xiàn)左低右高的非對稱形態(tài)；當(dāng)夾角ε在45°～90°范圍變化時(shí)，速度交叉效應(yīng)增加，油池外形非對稱性減弱，入口油池高度增加，膜厚接近充分供油膜厚；夾角ε為90°～180°時(shí)，油池外形逆向變化，速度交叉效應(yīng)逐漸下降，對稱性逐漸減弱，油-氣乏油邊界縮減，其形態(tài)呈右高左低狀，與ε為銳角時(shí)相反.因當(dāng)ε大于90°，玻璃盤線速度高于鋼球的線速度，玻璃盤速度滾道黏附較多的潤滑劑被卷吸進(jìn)入接觸區(qū)參與潤滑后，被擠壓到滾道兩側(cè)，而該方向的高速運(yùn)動(dòng)使玻璃盤滾道兩側(cè)潤滑劑回填受限，導(dǎo)致在鋼球運(yùn)動(dòng)方向入口油池更為充盈.

Fig.2 Oil film characteristics of PAO40 lubricant under non-orthogonal enrolling velocity and sliding velocity圖2 PAO40潤滑劑卷吸速度與滑動(dòng)速度非正交下油膜特征

速度交叉效應(yīng)在充分供油條件下作用不明顯，如圖3(b)中虛線所示，充分供油條件下不同角度的中心膜厚差別不大.限量供油條件下，由圖3(b)可知，隨著ε由0°增加至45°，中心膜厚大幅增加，對應(yīng)潤滑狀態(tài)由乏油潤滑向富油潤滑狀態(tài)轉(zhuǎn)換，當(dāng)ε由45°增加至135°時(shí)，中心膜厚變化趨于平緩，ε繼續(xù)增加，中心膜厚逐漸下降.直至夾角ε增加至180°時(shí)，油-氣乏油邊界再度侵入接觸區(qū)，玻璃盤與鋼球滾道重合，接觸區(qū)重新轉(zhuǎn)變?yōu)閲?yán)重乏油狀態(tài).由圖3(c)可知，當(dāng)ε為90°時(shí)，速度交叉效應(yīng)更加明顯，其中心膜厚最高.

圖4所示為ue=100 mm/s時(shí)入口油池邊界距離L在三種供油量條件下隨夾角ε變化的曲線圖.三種供油條件下，入口油池邊界距離L都呈現(xiàn)M形.在ε=0°時(shí)，三種供油條件下L均為0.1.0 μl供油條件下，當(dāng)ε=60°時(shí)L出現(xiàn)最大值；其他兩種供油條件下，L的最大值均出現(xiàn)在ε=45°.ε在90°～180°范圍內(nèi)L的變化并不完全與ε在0°～90°范圍內(nèi)的變化對稱，在1.0與5.0 μl供油量下，L最大值都出現(xiàn)在ε=120°時(shí).且鈍角下(紅色區(qū)域)的入口油池邊界距離L明顯整體小于銳角下(藍(lán)色區(qū)域)的距離，因?yàn)榇藭r(shí)玻璃盤線速度更快，其滾道兩側(cè)黏附的較多潤滑劑回填被限制，因此鈍角下L更小.當(dāng)L比較大時(shí)，說明此時(shí)由于鋼球與玻璃盤滾道交叉而被卷吸進(jìn)入接觸區(qū)的潤滑劑最多，對滾道兩側(cè)潤滑劑的再分配與再利用最優(yōu).限量供油下，當(dāng)卷吸速度與滑動(dòng)速度偏轉(zhuǎn)過一定夾角時(shí)，潤滑狀態(tài)的改善得益于入口油池的建立，入口油池邊界距離L的變化反應(yīng)了油池的建立情況.當(dāng)L距離達(dá)到0.3 mm左右時(shí)(供油量1.0 μl)，入口供油狀態(tài)得到明顯改善，入口油池邊界距離L對中心膜厚的影響降低.

2.2 供油量的影響

圖5所示為ue=100 mm/s時(shí)不同供油量下潤滑油膜隨夾角變化圖.探究不同供油量(0.1、0.5、2.0與5.0 μl)下速度交叉效應(yīng)對潤滑狀態(tài)的影響，如圖5(a)所示，不同供油量的油膜光干涉圖像顯示，隨著供油量增加，油-氣乏油邊界擴(kuò)展，接觸區(qū)的供油狀態(tài)更加充足.

Fig.3 Oil film of PAO40 lubricant changes with angle,ε圖3 PAO40潤滑劑潤滑油膜隨夾角ε變化

圖5(b)所示為不同供油量下的中心膜厚曲線圖，由圖5(b)可知，當(dāng)供油量為5 μl，夾角ε為0°與180°時(shí)，油膜厚度極低，接觸區(qū)處于嚴(yán)重乏油狀態(tài)，無法形成完整油膜.當(dāng)接觸副速度方向產(chǎn)生一定夾角時(shí)，入口供油狀態(tài)得到明顯改善，接觸區(qū)形成完整油膜，潤滑油膜厚度逐漸增加，與充分供油時(shí)膜厚基本一致.供油量降低，接觸區(qū)產(chǎn)生乏油的速度夾角范圍擴(kuò)展，速度交叉效應(yīng)減弱，膜厚降低.當(dāng)供油量低于1.0 μl時(shí)，潤滑軌道兩側(cè)油池分布不連續(xù)，接觸區(qū)潤滑劑橫向回填能力不足導(dǎo)致膜厚波動(dòng)性增加.

限量供油條件下，供油量增加使?jié)櫥瑺顟B(tài)得到改善，同時(shí)，潤滑狀態(tài)也受速度交叉效應(yīng)的影響.供油量越低，油池分布連續(xù)性越弱，速度交叉效應(yīng)作用越不明顯.速度夾角偏轉(zhuǎn)一定角度，當(dāng)供油量達(dá)到某一閾值，中心膜厚不再隨供油量的增加而變化.這表明通過改變速度夾角，可以在限量供油條件下實(shí)現(xiàn)類似富油潤滑的效果.圖6所示為ue=100 mm/s時(shí)各個(gè)供油量下的中心膜厚曲線圖，不同速度夾角對供油量閾值產(chǎn)生較大的影響，夾角越接近90°，達(dá)到富油潤滑的臨界供油量越低.

2.3 卷吸速度的影響

Fig.4 Variation curve of boundary distance with angle ε under different oil quantities圖4 不同供油量下入口油池邊界距離隨夾角ε變化曲線

圖7所示為限量供油時(shí)卷吸速度與滑動(dòng)速度相交下中心膜厚隨卷吸速度變化規(guī)律.在夾角ε為0°時(shí)，中心膜厚隨卷吸速度的增加并未呈現(xiàn)明顯的變化，對應(yīng)光干涉圖中的嚴(yán)重乏油潤滑狀態(tài)，此時(shí)影響潤滑狀態(tài)的關(guān)鍵因素是入口供油量，而非卷吸速度.當(dāng)夾角ε增加為15°和90°時(shí)，其中心膜厚隨卷吸速度增加而明顯增加，表現(xiàn)出了與充分供油時(shí)相類似的變化規(guī)律.因?yàn)閵A角ε促進(jìn)了滾道兩側(cè)潤滑劑的再分配，入口區(qū)油池得以建立，接觸區(qū)潤滑狀態(tài)由乏油潤滑向富油潤滑轉(zhuǎn)變，卷吸速度對潤滑膜厚的影響水平逐漸上升.限量供油下高速乏油也越明顯，圖7(b)所示為油膜在較低供油量以及高速下表現(xiàn)出趨于穩(wěn)定的變化趨勢.說明在不同的供油狀態(tài)下，引起潤滑膜厚改變的關(guān)鍵因素發(fā)生轉(zhuǎn)變，而在本試驗(yàn)中，卷吸速度與滑動(dòng)速度的夾角ε可以促進(jìn)這種轉(zhuǎn)變的發(fā)生.不同夾角條件下，卷吸速度相同時(shí)，中心膜厚隨著供油量的增加而增加.因此，在較高的滑動(dòng)速度下膜厚變化表現(xiàn)為卷吸速度、夾角與供油量等因素的綜合作用結(jié)果.

2.4 黏度的影響

Fig.5 Variation of film thickness with angle under different oil quantities圖5 不同供油量下潤滑油膜隨夾角變化

Fig.6 Lubricating oil film changes with angle at different oil quantities圖6 不同供油量下潤滑油膜隨夾角變化

使用三種不同黏度的PAO基礎(chǔ)油進(jìn)行試驗(yàn)，固定供油量0.5 μl.圖8所示為潤滑油膜隨黏度變化的光干涉圖像.相同夾角下，隨基礎(chǔ)油黏度升高，油-氣乏油邊界逐漸縮小，其中ε=165°時(shí)乏油邊界的縮減最為明顯.在該角度下，低黏度的PAO4潤滑劑能夠保持較為充盈的入口油池，其接觸區(qū)依舊處在充分潤滑狀態(tài)；高黏度PAO100潤滑劑的油-氣乏油邊界已經(jīng)進(jìn)入接觸區(qū)入口處，致使接觸區(qū)進(jìn)入乏油狀態(tài)；而PAO40黏度介于PAO4與PAO100之間，乏油邊界雖有所縮減，但其接觸區(qū)依舊處于充分潤滑狀態(tài).油池形態(tài)不對稱性主要與速度交叉效應(yīng)有關(guān).如前所述，當(dāng)滑滾比固定1.2時(shí)，不同夾角下PAO40潤滑劑橫向回填狀態(tài)不同，ε為銳角或鈍角時(shí)，油池呈現(xiàn)不對稱分布.而不同黏度潤滑劑回流特性不同，潤滑劑黏度增加能夠促進(jìn)成膜，但不利于潤滑劑自發(fā)流動(dòng)，滾道兩側(cè)潤滑劑回流作用減弱導(dǎo)致油池不對稱性增加，速度交叉效應(yīng)減弱.

入口油池狀態(tài)是影響膜厚和潤滑狀態(tài)的重要因素，限量供油條件下，更充盈的入口油池代表更充分的潤滑.圖9所示為三種黏度潤滑劑在不同角度下的中心膜厚曲線，由圖9可知，潤滑油膜厚度隨黏度的增加明顯增高.三種潤滑劑的中心膜厚都有隨著夾角增加呈先增加后減小的趨勢，當(dāng)速度夾角ε接近正交時(shí)中心膜厚較高.另外，由圖9膜厚變化曲線可知，速度夾角對PAO4潤滑劑的增效作用并不明顯，PAO4潤滑劑在全部夾角變化范圍內(nèi)也未進(jìn)入乏油狀態(tài)，即相對于PAO4優(yōu)異的回流特性，速度交叉效應(yīng)主導(dǎo)的潤滑劑回填機(jī)制不明顯，低黏度潤滑劑在夾角ε增加后，接觸區(qū)中心膜厚改變不大，接觸區(qū)始終處于富油潤滑狀態(tài).

Fig.7 Variation of lubricating oil film with velocity at different angle,ε圖7 不同夾角ε下潤滑油膜厚隨卷吸速度變化

Fig.8 Optical interferogram of lubricating oil film with viscosity圖8 潤滑油膜隨黏度變化的光干涉圖

Fig.9 Center film thickness varies with angle at different viscosity圖9 不同黏度下中心膜厚隨角度變化

3 速度交叉效應(yīng)作用下潤滑成膜特性分析

限量供油條件下，潤滑成膜特性主要受供油量[15]、速度夾角和黏度等因素影響.在球-盤接觸模型中，接觸區(qū)油池呈現(xiàn)出明顯的不對稱形態(tài)，主要與速度交叉效應(yīng)有關(guān).接觸區(qū)入口供油狀態(tài)表明，夾角ε對入口油池建立具有促進(jìn)作用.當(dāng)夾角為0°時(shí)，乏油邊界侵入接觸區(qū)內(nèi)部，鋼球與玻璃盤黏附潤滑劑在滾道兩側(cè)匯聚，主要供油方式來自接觸副表面黏附潤滑劑以及滾道兩側(cè)潤滑劑的自發(fā)回填，此時(shí)只有部分潤滑劑從側(cè)油帶遷移到接觸區(qū)參與成膜.如圖10(a)所示，此時(shí)玻璃盤及鋼球兩側(cè)含油滾道在接觸區(qū)兩側(cè)分別重疊，油池在滾道兩側(cè)堆積，與入口區(qū)無交界區(qū)域，大部分潤滑劑無法參與成膜，從而造成嚴(yán)重乏油.

Fig.10 Lubricant migration characteristics diagram圖10 潤滑劑遷移特性圖

當(dāng)存在一定夾角(ε=15°～165°)時(shí)，供油狀態(tài)得到明顯改善.如圖10(b)所示，此時(shí)鋼球滾道偏移一定角度，與玻璃盤滾道形成交叉區(qū)域，鋼球與玻璃盤滾道側(cè)帶上攜帶的潤滑劑被牽引而沿著彼此表面線速度方向運(yùn)動(dòng)，最終在接觸區(qū)外的滾道交叉點(diǎn)匯入接觸區(qū)，在入口區(qū)形成充盈油池，從而極大改善了供油狀態(tài).

此外，在試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)供油量過低時(shí)，即使改變夾角ε，潤滑狀態(tài)依舊不會(huì)發(fā)生太大轉(zhuǎn)變，仍處于乏油狀態(tài)，速度交叉效應(yīng)對潤滑狀態(tài)的改善效應(yīng)減弱.這是因?yàn)榈凸┯土繒r(shí)，接觸區(qū)形成的油池邊界距離有限，滾道兩側(cè)雖有游離潤滑油滴，但部分滾道兩側(cè)攜帶的潤滑劑被隔斷在油池邊界之外，此時(shí)即使?jié)L道交叉，兩側(cè)潤滑劑也無法形成交匯區(qū)域，無法實(shí)現(xiàn)向接觸區(qū)的遷移行為而參與潤滑，此時(shí)速度交叉效應(yīng)的機(jī)械回填機(jī)制不能完全發(fā)揮作用.當(dāng)供油量足夠支撐起具有一定高度的入口油池時(shí)，滾道兩側(cè)潤滑劑與油池邊界形成交匯點(diǎn)，可借此實(shí)現(xiàn)向接觸區(qū)的遷移.此時(shí)接觸區(qū)主要的外部潤滑劑補(bǔ)充來自于鋼球接觸區(qū)之外的表面攜帶的游離液滴狀潤滑劑，如圖10(c)所示，該油滴在入口處與油池邊界發(fā)生匯聚，此時(shí)交匯點(diǎn)油層位置決定了該部分潤滑劑遷移軌跡，潤滑劑由交匯點(diǎn)被運(yùn)輸入接觸區(qū)參與潤滑，該處油池邊界增加，呈現(xiàn)外凸?fàn)睿瑵櫥瑺顟B(tài)得到改善.

可采用表界面效應(yīng)進(jìn)行潤滑劑主動(dòng)調(diào)控策略[20-21]，在速度交叉效應(yīng)減弱時(shí)進(jìn)行潤滑劑回流的有效控制，從而在低溫、高速和重載等惡劣工況造成斷油情況下，為齒輪等零部件高效運(yùn)轉(zhuǎn)提供保障.

4 結(jié)論

限量供油條件下，對卷吸速度與滑動(dòng)速度相交時(shí)入口油池狀態(tài)與潤滑油膜厚度等潤滑特性進(jìn)行了探究，分析了卷吸速度與滑動(dòng)速度交叉效應(yīng)對油池形態(tài)和潤滑狀態(tài)的改善作用.

a.當(dāng)卷吸速度與滑動(dòng)速度夾角ε處于0°～90°范圍時(shí)，隨夾角ε增加，接觸區(qū)入口油-氣乏油邊界擴(kuò)展，潤滑狀態(tài)改善，中心膜厚增加；夾角ε繼續(xù)增大，乏油邊界、潤滑狀態(tài)與膜厚變化趨勢與前者相反.

b.工程領(lǐng)域齒輪嚙合過程中，接觸副嚙合線處表面速度方向隨之發(fā)生變化，當(dāng)嚙合夾角在0°～15°范圍內(nèi)變化時(shí)，潤滑狀態(tài)較差.通過修型和表面處理等方法可有效發(fā)揮速度交叉效應(yīng)的作用，避免該類惡劣工況的發(fā)生.控制卷吸速度與滑動(dòng)速度呈一定夾角，可保證油池沿著卷吸速度方向接近對稱分布，限量供油下的潤滑狀態(tài)得到明顯改善.

c.油池形態(tài)的不對稱性主要由非正交條件下兩相對運(yùn)動(dòng)表面線速度大小不等，表面速度較大一側(cè)卷吸進(jìn)入接觸區(qū)的潤滑劑更多，線速度較小一側(cè)出現(xiàn)潤滑劑堆積導(dǎo)致.一定供油條件下，通過速度交叉效應(yīng)的橫向補(bǔ)油功能，可保證潤滑劑足夠回流效果，從而達(dá)到充分供油的潤滑狀態(tài).

d.試驗(yàn)表明，潤滑油黏度較低時(shí)，潤滑劑回填機(jī)制主要由黏度主導(dǎo)，速度交叉效應(yīng)作用不明顯；潤滑劑黏度較高時(shí)，乏油趨勢增加，速度交叉效應(yīng)的潤滑增效特性減弱，油池形態(tài)不對稱性增強(qiáng).在一定黏度范圍內(nèi)，速度交叉效應(yīng)能夠改善回填不足導(dǎo)致的潤滑失效問題.