限量供油條件下微柱陣列束油表面潤滑增效特性研究

孫建欣, 劉成龍, 郭 峰*, POLL Gerhard, 柏林清, 栗心明

(1. 青島理工大學 機械與汽車工程學院, 山東 青島 266520;2. 萊布尼茲-漢諾威大學 機械設計與摩擦學研究所, Welfengarten1 30167 漢諾威 德國)

作為1種高效潤滑方式，限量供油潤滑既能達到良好的減摩效果也能抑制過量供油導致的額外溫升問題，因此其得到了研究者的廣泛關注[1-4]. 例如，工程中的高速電主軸[5]、高速列車輪緣[6]等采用油氣潤滑就屬于限量供油潤滑方式. 高頻少量的潤滑油供給方式，改善了傳統潤滑方式產生的高攪油溫升問題，提高了設備高速下的運行性能.

在有限量潤滑條件下如何提高潤滑油的利用率，保障接觸區內的潤滑劑補給，已經成為摩擦學研究關注的重要課題. 彈流潤滑中的乏油潤滑是典型的被動限量供油潤滑方式，乏油條件下的潤滑性能和機理得到了學者們的廣泛關注. Wedeven等[7]早在1971年便通過光干涉試驗觀察了球-盤接觸副的乏油，并引入入口距離參數來定義乏油程度. Hamrock和Downson等[8]提出1種乏油潤滑的數值解法，盡管該方法存在一定的局限性，但對乏油潤滑研究提供了1種思路. 之后，Chevalier等[9-10]提出了1種基于供油油膜厚度的乏油計算模型，使乏油潤滑數值計算更加合理. Chiu[11]提出了潤滑劑回流量計算公式，指出回流量與潤滑劑的黏度、油池側脊高度、液體的表面張力和回流時間有關. Pemberton等[12]通過試驗探究了潤滑油在接觸區內部的回流機制，并給出了乏油潤滑油池的典型分布.Cann[13]通過試驗觀察了軸承脂潤滑運行過程，指出毛細力的作用在一定程度上會促進乏油潤滑狀態下軸承滾道潤滑劑的補充. 基于對乏油潤滑特性和機理的認知，研究者們提出了不同策略抑制乏油的發生.Li等[14]使用表面改性劑制備了具有潤濕性梯度的玻璃盤表面，實現了潤滑劑的特定分布，改善了接觸副的供油. Hao等[15]通過激光加工微織構在硬質合金表面制備具有低潤濕性的試件，有效降低了接觸副的摩擦力和磨損. Hirayama等[16]和Yagi等[17]在鋼球和鋼盤表面制備微織構抑制潤滑油的外泄，提高了彈流油膜厚度. Liu等分別使用低表面能涂層[18]和表面織構[19]制備了潤濕性梯度軌道表面，提高了潤滑表面的集油效果，有效降低了表面的摩擦磨損. 李哲等[20]制備了條狀潤濕潤滑軌道研究了面接觸限量供油條件下入口供油分布，同時測量了油膜厚度. 結果表明條狀親油軌道可以使潤滑油向接觸區集中，改善了入口區供油.巨斌等[21]在軸承滾道兩側進行了疏油涂層設計，達到了改善軸承供油和降低摩擦力矩的目的. 上述摩擦試驗結果表明，制備的梯度潤濕性表面能夠起到集油的作用，避免了潤滑油中斷的問題. 但如何持續發揮集油表面的作用，改善接觸區內的潤滑狀態，仍需對摩擦副表面進一步改進.

作者課題組通過化學、物理方法或表面織構對摩擦副表面進行改性處理，改善接觸區的入口供油[14,18-21].為增強集油表面對摩擦副潤滑狀態的改善效果，本文中借助微柱陣列表面織構和化學涂層相結合的方法，制備了以高潤濕性梯度束油的表面. 在球-盤光彈流油膜測量儀往復運動條件下進行了油膜厚度和供油狀態的測量，結果顯示所制備的表面比單一的表面鍍膜改性或微柱陣列表面改性束油表面有更好的潤滑增效作用.

1 試驗部分

1.1 試驗裝置

試驗在光彈流潤滑油膜測量儀上進行，其結構和工作原理如圖1所示. 玻璃試樣通過六邊形夾具安裝在主軸上，伺服電機帶動主軸進行往復運動，顯微鏡和CCD (Charge Coupled Device)相機可對接觸區干涉圖像進行放大并采集，使用基于雙色光干涉強度調制方法[22]開發的DIIM (Dichromatic Interference Intensity Modulation)軟件可對得到的光干涉圖像進行處理，獲得相應的潤滑油膜厚度及潤滑油池形態. 所使用的激光光源為紅綠雙光源，紅光波長640 nm，綠光波長525 nm.試驗臺的往復角度為8.8°，選用68.5 mm的回轉半徑，對應的往復行程長度為10.5 mm.

Fig. 1 Optical EHL film test rig：(a) schematic diagram of the structure; (b) physical picture圖1 光彈流潤滑油膜測量儀：(a)結構簡圖；(b)實物圖

1.2 試件制備及試驗流程

織構加工所使用的飛秒激光參數列于表1中，激光波長為1 064 nm，最大功率為40 W. 采用28 W的激光功率對織構重復加工3次. 試驗中使用的鋼球和玻璃試樣參數列于表2中，其中玻璃塊工作面鍍有20 nm厚的Cr膜以獲取清晰的干涉圖像.

表1 激光參數Table 1 Femtosecond laser parameters

表2 試樣參數Table 2 Specimen parameters

試樣的制備流程如圖2所示，用石油醚和酒精將玻璃塊表面擦拭干凈，在玻璃塊表面加工如圖3所示的微柱陣列織構，兩相鄰微柱的中心距離為200 μm，中心軌道長度l為11.4 mm. 織構加工完成后用酒精和去離子水清洗掉玻璃表面因激光加工所生成的熔融物，將AFC (Anti-fingerprint coating-AF703，深圳艾塞克潤滑材料有限公司)均勻涂覆到玻璃塊表面，85 ℃下加熱35 min后自然冷卻到室溫. 再將激光制備的掩膜遮擋玻璃塊表面除潤滑軌道的其余部分，在氧等離子清洗機內清洗2 min將軌道上的AFC去除，即可獲得兩側為AFC與微柱陣列織構復合區域、中間為親油軌道的試件. 圖4所示為顯微鏡下3個試樣軌道形貌，3個試樣依次命名為D1、D2和D3. 中間軌道寬度d分別為280、540和795 μm，兩側織構區域寬度為1.3 mm，微柱的長度×寬度為102 μm×108 μm，使用OLYMPUS DSX1000數字顯微鏡測得微柱的微觀形貌如圖4所示，其中縱坐標代表微柱高度，約為55 nm. 此外，還制備了軌道兩側僅存在織構的試件(T1)、僅使用AFC制備的潤濕性梯度表面試件(C1)以及普通玻璃試樣(G1)進行對照試驗. 測試前，潤滑軌道均使用等離子清洗處理.

Fig. 2 Sample preparation process圖2 試樣制備流程

Fig. 3 Texture morphology design圖3 織構形貌設計

Fig. 4 Texture morphology圖4 織構形貌

將2 μL的PAO10滴在制備的不同試件表面潤滑軌道上并采用接觸角測量儀對其進行接觸角測量，接觸角測量值列于表3中，//ue和⊥ue分別代表沿軌道和垂直于軌道方向，如圖5所示. 表3結果顯示D1、D2、D3和C1表面潤滑油向軌道兩側的鋪展受限，油滴趨向于沿潤滑軌道方向擴散，//ue方向上的接觸角小于⊥ue方向上的接觸角. G1和T1表面液滴鋪展未受限制，兩方向接觸角數值幾乎相同. 表3中還列出了將液滴滴加在全部由AFC涂層、織構和AFC+織構制備的表面上時測量的接觸角. 結果顯示在制備的表面中D1接觸角最大，C1表面次之，G1表面接觸角最小，這表明D1表面具有最強的束油作用.

表3 不同表面織構尺寸和接觸角Table 3 Texture sizes and contact angles of different surfaces

Fig. 5 Contact angles along the entrainment speed direction(//ue) and perpendicular to the entrainment speed direction(⊥ue) on surface D1圖5 D1表面平行卷吸速度方向(//ue)和垂直卷吸速度方向(⊥ue)方向接觸角

后續試驗使用的潤滑油均為PAO10，使用MCR 302流變儀測得22 ℃下其動力黏度為120 mPa·s，試驗的供油量為0.1 μL. 試驗前使用微量進樣器將潤滑油布置到鋼球表面，在3 N載荷下以0.02 Hz的往復頻率運行20 min，待軌道上的潤滑油池布置均勻后開始油膜測量試驗. 試驗室溫保持在22 ± 0.5 ℃，濕度85% ±5%，所有試驗均在純滾動條件下進行.

2 結果與討論

2.1 往復運動過程潤滑油膜特性

圖6 (a~b)所示為往復運動及油池分布示意圖，-10.5~0 mm為鋼球從一側端點運動到另一側端點，0~10.5 mm則是從另一端點返回. 在往復運動過程中潤滑軌道上的潤滑油在機械分離作用下被推到軌道兩側形成雙側脊分布，球-盤模型形成的楔形間隙產生毛細力作用使兩側液滴向收斂間隙內迅速鋪展發生回流，此外兩側的油池在表面張力作用下也會自發地向潤滑軌道回填. 另外，往復運動過程中伴隨球速與盤速的不斷變化，行程中不同位置的回油能力也各不相同，如圖6(b)所示，其中行程中點與端點等位置乏油程度較大. 圖6(c)給出了18 N、4 Hz往復頻率下D1表面和G1表面5個行程位置處的光干涉圖像和油膜厚度.油池輪廓和卷吸速度ue的方向分別用白色虛線和黑色箭頭標出. ±5.25 mm處為往復行程中點，在整個往復行程中線速度最高，能夠生成較高的油膜厚度，但供油條件欠佳. 在5.25 mm位置處G1樣品表面乏油邊界已進入接觸區，整個接觸區內處于嚴重乏油狀態，油膜厚度出現明顯下降. 制備的D1表面入口油池形狀完整，油膜厚度繼續增加，高于G1表面，潤滑狀態得到明顯改善. 0和±10.5 mm為往復行程端點，在端點位置接觸副速度換向，鋼球和玻璃塊的線速度為0，G1表面已無法維持完整的油池形狀，膜厚下降到僅有幾個納米，D1表面接觸區內油池充盈，油膜厚度遠超G1表面.±2.63和±7.88 mm位置位于往復行程端點與中點之間，G1表面在-2.63和7.88 mm位置處也產生較大程度乏油，膜厚較低，D1表面潤滑條件良好，膜厚高于G1表面.

Fig. 6 Interference image and film thickness at different positions within one reciprocating stroke (4 Hz, 18 N)圖6 單個往復行程內不同位置處干涉圖像和油膜厚度(4 Hz, 18 N)

在乏油程度較輕的位置，改善接觸區內的乏油取決于潤滑油在軌道內的損失和向軌道內回流這2個因素的平衡. 在相同回流時間內D1表面的表面潤濕性梯度的存在加速了潤滑劑的回流，潤滑油池回填速度變快，入口供油條件得到改善，減緩了乏油的發生. G1表面回流遲緩，潤滑不充分，因此發生嚴重乏油并造成往復行程中各位置油膜厚度下降. 而在端點位置，G1表面軌道在準靜止狀態下無法產生潤滑油膜，因而潤滑劑在往復運動中趨向于在7.88 mm處分布. 但D1表面軌道油池在靜止狀態下趨向于鋪滿微柱結構包圍的整個條狀軌道，在端點位置處潤滑劑充足，在滾動體停止到反向的瞬間起到“緩沖”作用，保護了摩擦軌道的行程端點位置，也緩解了乏油.

2.2 不同表面集油性能對比

AFC涂層本身表面能較低，具備一定的疏油性，在潤滑軌道兩側僅涂覆AFC也可起到集油作用. 為了驗證所制備的AFC與織構復合表面表現出較強的集油能力并不是AFC或微柱織構單一因素起作用，選用制備的D1表面與純AFC表面(C1)和純織構表面(T1)進行不同潤滑性能測試的對照試驗. 采用往復中點位置處膜厚的提升率α作為不同表面集油性能的表征，后續試驗油膜厚度和干涉圖像的取值點均為往復行程中點.

圖7 和圖8所示分別為不同往復頻率下制備的各個表面干涉圖像和油膜厚度h和膜厚提升率α，α=為制備的表面油膜厚度，hG1為G1表面油膜厚度. 整體上D1表面的集油效果要優于C1表面和T1表面，潤滑增效隨往復頻率的增加不斷增強，膜厚提升幅值逐漸增大. 在0.8 Hz的往復頻率下，D1表面和C1表面都起到了不錯的集油效果，潤滑油池較為充盈，但T1表面乏油邊界已經進入接觸區，乏油程度與G1表面相近. 1.5 Hz的往復頻率下C1表面集油能力下降，乏油邊界開始進入接觸區，膜厚隨之下降，T1以及G1表面接觸區內已處于嚴重乏油狀態. 當往復頻率增加到4 Hz時，油池的回流時間大幅減小，鋼球不斷地將潤滑油推向兩側，C1表面集油能力已較為微弱，接觸區內乏油嚴重，油膜厚度明顯下降，而D1表面入口油池形狀仍然完整，膜厚增幅高達51.4%.

Fig. 7 Interference images of different surfaces (18 N)圖7 不同表面干涉圖像(18 N)

Fig. 8 Film thickness and film thickness increase ratio of different surfaces：(a) film thickness; (b) film thickness increase ratio圖8 不同表面油膜厚度和膜厚提升率：(a)油膜厚度；(b)膜厚提升率

圖9 給出了試驗結束卸載后拍攝的玻璃塊表面油池分布，紅色虛線標注的位置為試驗結束時鋼球所處的位置. 需要注意的是試驗結束到照片拍攝完成的時間內試件軌道上的潤滑油實際已發生部分回流，如D1表面能明顯看到卸載后鋼球周圍潤滑油池的聚攏，沿軌道方向呈條狀分布. 從油池分布來看，D1軌道上仍存有不少的潤滑油，其余的潤滑油則離散分布在織構溝槽之間的微柱表面上，如紅色實線圈內所示，當接觸區運動到離軌道較近的潤滑油周圍時，這些潤滑油仍可對軌道進行補給，如圖9中干涉圖像所示. G1表面除鋼球停止位置油量較多外，潤滑軌道上其余部分油量較少，均被推向軌道兩側，即使在試驗停止后一段時間內也并未發生明顯的回流. D1軌道不僅可以將離散的潤滑油驅動回流到潤滑軌道上，由于微柱陣列的釘扎作用，也使得往復運動中的油池更趨向于接觸區分布.

Fig. 9 Oil pool distribution after experiments (18 N, 4 Hz)圖9 不同表面試驗結束后油池分布(18 N, 4 Hz)

2.3 不同軌道寬度對集油性能的影響

為探討親油軌道寬度對集油效果的影響，在18 N載荷下對D1(280 μm)、D2(540 μm)和D3(795 μm)表面進行試驗，計算得到18 N載荷下鋼球與玻璃塊的Hertz接觸區直徑為280.8 μm.

圖10 和圖11分別給出了不同往復頻率下試件表面潤滑軌道寬度變化時對應的干涉圖像、油膜厚度及膜厚增幅. 往復頻率較低時3個表面都表現出了優異的集油效果，膜厚提升幅值相差不大. 1 Hz的往復頻率下D3表面乏油邊界已接近接觸區入口，雖然膜厚并未下降，但膜厚增幅減??；往復頻率增加到3 Hz時D2、D3表面接觸區內已處于嚴重乏油狀態，膜厚均開始下降. 但D1表面油膜厚度隨往復頻率增加不斷升高，膜厚提升幅值也不斷增加. 可見親油軌道寬度接近Hertz接觸寬度時集油效果較強，潤滑改善效果最明顯. 對于限量供油，軌道兩側的油池側脊為接觸區內油池的主要供油來源，兩側油池與接觸區的距離對潤滑油的回填到軌道所需的試件影響較大. 距離越遠，所需的回流時間越長，在兩側制備的AFC和織構復合區域集油效果相同的情況下，軌道越寬，潤滑油被推向兩側的距離更遠，所需回流時間變長，因此集油效果減弱.

Fig. 11 Film thickness and film thickness increase ratio of different surfaces：(a) film thickness; (b) film thickness increase ratio圖11 不同軌道寬度表面油膜厚度和膜厚增幅：(a)油膜厚度；(b)膜厚提升率

2.4 不同載荷對集油性能的影響

此外還探究了載荷對集油表面潤滑狀態的影響.由于載荷增大時接觸區寬度增加，若選用D1表面進行試驗則接觸區寬度要超出集油軌道寬度，因此選用集油效果稍弱于D1表面的D2表面進行不同載荷的試驗.試驗載荷分別為18、30和45 N，對應的Hertz接觸區寬度為280.8、332.9和381.1 μm.

圖12 所示為不同載荷下D2表面和G1表面的油膜厚度，結果表明，G1表面在較低的往復頻率下隨著載荷增加膜厚變化并不顯著，18 N載荷下的油膜厚度略高于其他2個載荷. 隨著往復頻率繼續增加，30和45 N載荷下油膜厚度逐漸呈現下降趨勢，差距變得明顯.施加的載荷為18 N時D2表面在3 Hz的往復頻率下集油效果減弱膜厚降低，載荷增加到30 N時1.5 Hz往復頻率下油膜厚度便開始降低，45 N載荷下更是在1 Hz的往復頻率下膜厚便開始下降，可見載荷增加對于集油效果影響較大. 但即便3個載荷下D2表面的油膜厚度也發生了下降，但其整體油膜厚度仍要高于G1表面. 實際上G1表面整個試驗工況下均處于嚴重的乏油潤滑狀態，隨著載荷和往復頻率的增加整個接觸區內油池近乎干涸，導致膜厚降低. D2表面的膜厚下降也是由乏油導致，但其乏油程度要遠低于G1表面.

Fig. 12 Film thickness of D2 and G1 surface under different load圖12 不同載荷下D2表面和G1表面的油膜厚度

圖13 所示為在距離接觸區入口相同位置處的液面橫截面示意圖. 如前所述，在定量供油條件下潤滑軌道內潤滑油在機械分離作用下被推向兩側，兩側的油池為回流補給的主要來源. 由于在較高的往復頻率下潤滑軌道被滾壓1次時間非常短，而在鋼球和玻璃塊未接觸的時間內油池側脊在表面張力作用下發生回流需要較長的時間，因此一般的普通玻璃塊表面球塊運動過程中其對回流的貢獻可忽略不計，但D2表面織構與AFC復合區域與潤滑軌道之間潤濕性梯度極大地縮短了回流時間，仍可對兩側油池的回流起到積極作用，使D2表面的乏油程度要遠低于普通玻璃塊表面. 若不考慮表面潤濕性梯度的作用，兩試件接觸區幾何間隙間的毛細力則在回流過程中起主導作用. 如圖13所示，由于接觸區內的三維楔形結構，軌道兩側油池內側彎月面曲率半徑rin要小于油池外側曲率半徑rout，產生指向軌道內側的毛細合力，油池在毛細力作用下向軌道內填充. 載荷增加時Hertz接觸區寬度增大，機械分離作用增強，兩側油池間距l增加，軌道內側油膜曲率半徑rin-45N大于半徑rin-18N，狀態惡化.

Fig. 13 Cross-section of liquid under different loads圖13 不同載荷下液面橫截面

3 微柱結構束油模型分析

如圖14所示，本文中采用激光空間選擇去除加工的方法制備微柱截面呈微凸臺分布，表面涂覆AFC涂層后，液體在玻璃塊表面所處狀態由Wenzel狀態變為Cassie-Baxter狀態，由于空氣墊層的作用，反潤濕效果增加，表現出疏油特性. 與AFC涂層相比，該微柱結構束油表面在微柱間空氣墊層的作用下，接觸角滯后降低，減少了油池在接觸區兩側分布時產生的釘扎阻力.例如，在高頻往復階段，圖9中D1樣品具有更大的隨動油池，提高了潤滑成膜特性.

Fig. 14 Liquid distribution model of micro-column in laser space selective machining圖14 激光空間選擇加工微柱液體分布模型

此外，微柱表面激光燒蝕產生的漣漪狀波紋結構，在微柱四周產生多尺度縱向溝槽，進一步減小了潤滑劑浸入微柱間隙，并且增加了潤滑劑的外輪廓曲率半徑rout，在毛細力作用下，液體向接觸區兩側擴展受到抑制，提高了接觸區兩側潤滑劑的回流能力.

將3 μL PAO10滴加到D1與G1、C1與G1表面邊界上，記錄液滴向G1表面擴散距離a隨時間的變化，得到如圖15所示的結果. 圖15(a)中紅色虛線標注的位置為兩表面分界線，以C1表面向G1表面擴散為例，圖15(a)中左側為C1表面，右側為G1表面，T=ns時的擴散距離an=Sn-S0，其中Sn代表液滴在T=ns時液滴在G1表面的長度，S0為初始時刻液滴在G1表面的長度. 擴散過程如圖15(b)所示，整個擴散過程均呈現出先快后慢的過程，但D1表面初始擴散速度更快，這主要與微柱束油陣列表面更強的疏油性有關. 更快的初始擴展速度提高了潤滑軌道的自集油能力，提升了潤滑效率.

Fig. 15 Measurement of droplet spreading：(a) position and profile of the oil droplet at different time; (b) spreading distance vs time圖15 液滴鋪展的測量：（a）不同的時刻油滴的位置和形狀；(b) 鋪展距離隨時間的變化

4 結論

通過在鍍Cr玻璃塊表面加工一定形狀的織構與AFC相結合的方法，制備了1種可增強集油作用的潤濕性梯度表面，并在油膜測量儀上試驗驗證了往復運動下制備的AFC與織構復合的表面具有比純AFC表面和純織構表面更強的集油作用，能夠有效地改善入口供油條件，提高油膜厚度，減小乏油程度.

a. 束油軌道寬度對改善乏油效果影響較大，當寬度與Hertz接觸區寬度相近時集油效果最為明顯，隨著寬度增加，所需的回流時間變長，集油效果減弱.

b. 載荷對集油效果也會產生影響，增大載荷會同時增強接觸區機械分離作用、削弱毛細回流，造成膜厚下降.

c. 微柱陣列表面束油效果主要是由于該表面潤滑油潤濕狀態的改變. AFC涂層使液滴在玻璃塊表面所處狀態由Wenzel狀態變為Cassie-Baxter狀態，反潤濕效果增加，疏油特性增強.

d. 微柱陣列的束油作用能夠有效抑制潤滑油池的橫向擴散，與疏油涂層發揮協同效果，進一步提高了限量供油條件下的潤滑效率.