限量供油条件下微柱阵列束油表面润滑增效特性研究

孙建欣, 刘成龙, 郭 峰*, POLL Gerhard, 柏林清, 栗心明

(1. 青岛理工大学 机械与汽车工程学院, 山东 青岛 266520;2. 莱布尼兹-汉诺威大学 机械设计与摩擦学研究所, Welfengarten1 30167 汉诺威 德国)

作为1种高效润滑方式，限量供油润滑既能达到良好的减摩效果也能抑制过量供油导致的额外温升问题，因此其得到了研究者的广泛关注[1-4]. 例如，工程中的高速电主轴[5]、高速列车轮缘[6]等采用油气润滑就属于限量供油润滑方式. 高频少量的润滑油供给方式，改善了传统润滑方式产生的高搅油温升问题，提高了设备高速下的运行性能.

在有限量润滑条件下如何提高润滑油的利用率，保障接触区内的润滑剂补给，已经成为摩擦学研究关注的重要课题. 弹流润滑中的乏油润滑是典型的被动限量供油润滑方式，乏油条件下的润滑性能和机理得到了学者们的广泛关注. Wedeven等[7]早在1971年便通过光干涉试验观察了球-盘接触副的乏油，并引入入口距离参数来定义乏油程度. Hamrock和Downson等[8]提出1种乏油润滑的数值解法，尽管该方法存在一定的局限性，但对乏油润滑研究提供了1种思路. 之后，Chevalier等[9-10]提出了1种基于供油油膜厚度的乏油计算模型，使乏油润滑数值计算更加合理. Chiu[11]提出了润滑剂回流量计算公式，指出回流量与润滑剂的黏度、油池侧脊高度、液体的表面张力和回流时间有关. Pemberton等[12]通过试验探究了润滑油在接触区内部的回流机制，并给出了乏油润滑油池的典型分布.Cann[13]通过试验观察了轴承脂润滑运行过程，指出毛细力的作用在一定程度上会促进乏油润滑状态下轴承滚道润滑剂的补充. 基于对乏油润滑特性和机理的认知，研究者们提出了不同策略抑制乏油的发生.Li等[14]使用表面改性剂制备了具有润湿性梯度的玻璃盘表面，实现了润滑剂的特定分布，改善了接触副的供油. Hao等[15]通过激光加工微织构在硬质合金表面制备具有低润湿性的试件，有效降低了接触副的摩擦力和磨损. Hirayama等[16]和Yagi等[17]在钢球和钢盘表面制备微织构抑制润滑油的外泄，提高了弹流油膜厚度. Liu等分别使用低表面能涂层[18]和表面织构[19]制备了润湿性梯度轨道表面，提高了润滑表面的集油效果，有效降低了表面的摩擦磨损. 李哲等[20]制备了条状润湿润滑轨道研究了面接触限量供油条件下入口供油分布，同时测量了油膜厚度. 结果表明条状亲油轨道可以使润滑油向接触区集中，改善了入口区供油.巨斌等[21]在轴承滚道两侧进行了疏油涂层设计，达到了改善轴承供油和降低摩擦力矩的目的. 上述摩擦试验结果表明，制备的梯度润湿性表面能够起到集油的作用，避免了润滑油中断的问题. 但如何持续发挥集油表面的作用，改善接触区内的润滑状态，仍需对摩擦副表面进一步改进.

作者课题组通过化学、物理方法或表面织构对摩擦副表面进行改性处理，改善接触区的入口供油[14,18-21].为增强集油表面对摩擦副润滑状态的改善效果，本文中借助微柱阵列表面织构和化学涂层相结合的方法，制备了以高润湿性梯度束油的表面. 在球-盘光弹流油膜测量仪往复运动条件下进行了油膜厚度和供油状态的测量，结果显示所制备的表面比单一的表面镀膜改性或微柱阵列表面改性束油表面有更好的润滑增效作用.

1 试验部分

1.1 试验装置

试验在光弹流润滑油膜测量仪上进行，其结构和工作原理如图1所示. 玻璃试样通过六边形夹具安装在主轴上，伺服电机带动主轴进行往复运动，显微镜和CCD (Charge Coupled Device)相机可对接触区干涉图像进行放大并采集，使用基于双色光干涉强度调制方法[22]开发的DIIM (Dichromatic Interference Intensity Modulation)软件可对得到的光干涉图像进行处理，获得相应的润滑油膜厚度及润滑油池形态. 所使用的激光光源为红绿双光源，红光波长640 nm，绿光波长525 nm.试验台的往复角度为8.8°，选用68.5 mm的回转半径，对应的往复行程长度为10.5 mm.

Fig. 1 Optical EHL film test rig：(a) schematic diagram of the structure; (b) physical picture图1 光弹流润滑油膜测量仪：(a)结构简图；(b)实物图

1.2 试件制备及试验流程

织构加工所使用的飞秒激光参数列于表1中，激光波长为1 064 nm，最大功率为40 W. 采用28 W的激光功率对织构重复加工3次. 试验中使用的钢球和玻璃试样参数列于表2中，其中玻璃块工作面镀有20 nm厚的Cr膜以获取清晰的干涉图像.

表1 激光参数Table 1 Femtosecond laser parameters

表2 试样参数Table 2 Specimen parameters

试样的制备流程如图2所示，用石油醚和酒精将玻璃块表面擦拭干净，在玻璃块表面加工如图3所示的微柱阵列织构，两相邻微柱的中心距离为200 μm，中心轨道长度l为11.4 mm. 织构加工完成后用酒精和去离子水清洗掉玻璃表面因激光加工所生成的熔融物，将AFC (Anti-fingerprint coating-AF703，深圳艾塞克润滑材料有限公司)均匀涂覆到玻璃块表面，85 ℃下加热35 min后自然冷却到室温. 再将激光制备的掩膜遮挡玻璃块表面除润滑轨道的其余部分，在氧等离子清洗机内清洗2 min将轨道上的AFC去除，即可获得两侧为AFC与微柱阵列织构复合区域、中间为亲油轨道的试件. 图4所示为显微镜下3个试样轨道形貌，3个试样依次命名为D1、D2和D3. 中间轨道宽度d分别为280、540和795 μm，两侧织构区域宽度为1.3 mm，微柱的长度×宽度为102 μm×108 μm，使用OLYMPUS DSX1000数字显微镜测得微柱的微观形貌如图4所示，其中纵坐标代表微柱高度，约为55 nm. 此外，还制备了轨道两侧仅存在织构的试件(T1)、仅使用AFC制备的润湿性梯度表面试件(C1)以及普通玻璃试样(G1)进行对照试验. 测试前，润滑轨道均使用等离子清洗处理.

Fig. 2 Sample preparation process图2 试样制备流程

Fig. 3 Texture morphology design图3 织构形貌设计

Fig. 4 Texture morphology图4 织构形貌

将2 μL的PAO10滴在制备的不同试件表面润滑轨道上并采用接触角测量仪对其进行接触角测量，接触角测量值列于表3中，//ue和⊥ue分别代表沿轨道和垂直于轨道方向，如图5所示. 表3结果显示D1、D2、D3和C1表面润滑油向轨道两侧的铺展受限，油滴趋向于沿润滑轨道方向扩散，//ue方向上的接触角小于⊥ue方向上的接触角. G1和T1表面液滴铺展未受限制，两方向接触角数值几乎相同. 表3中还列出了将液滴滴加在全部由AFC涂层、织构和AFC+织构制备的表面上时测量的接触角. 结果显示在制备的表面中D1接触角最大，C1表面次之，G1表面接触角最小，这表明D1表面具有最强的束油作用.

表3 不同表面织构尺寸和接触角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图5 D1表面平行卷吸速度方向(//ue)和垂直卷吸速度方向(⊥ue)方向接触角

后续试验使用的润滑油均为PAO10，使用MCR 302流变仪测得22 ℃下其动力黏度为120 mPa·s，试验的供油量为0.1 μL. 试验前使用微量进样器将润滑油布置到钢球表面，在3 N载荷下以0.02 Hz的往复频率运行20 min，待轨道上的润滑油池布置均匀后开始油膜测量试验. 试验室温保持在22 ± 0.5 ℃，湿度85% ±5%，所有试验均在纯滚动条件下进行.

2 结果与讨论

2.1 往复运动过程润滑油膜特性

图6 (a~b)所示为往复运动及油池分布示意图，-10.5~0 mm为钢球从一侧端点运动到另一侧端点，0~10.5 mm则是从另一端点返回. 在往复运动过程中润滑轨道上的润滑油在机械分离作用下被推到轨道两侧形成双侧脊分布，球-盘模型形成的楔形间隙产生毛细力作用使两侧液滴向收敛间隙内迅速铺展发生回流，此外两侧的油池在表面张力作用下也会自发地向润滑轨道回填. 另外，往复运动过程中伴随球速与盘速的不断变化，行程中不同位置的回油能力也各不相同，如图6(b)所示，其中行程中点与端点等位置乏油程度较大. 图6(c)给出了18 N、4 Hz往复频率下D1表面和G1表面5个行程位置处的光干涉图像和油膜厚度.油池轮廓和卷吸速度ue的方向分别用白色虚线和黑色箭头标出. ±5.25 mm处为往复行程中点，在整个往复行程中线速度最高，能够生成较高的油膜厚度，但供油条件欠佳. 在5.25 mm位置处G1样品表面乏油边界已进入接触区，整个接触区内处于严重乏油状态，油膜厚度出现明显下降. 制备的D1表面入口油池形状完整，油膜厚度继续增加，高于G1表面，润滑状态得到明显改善. 0和±10.5 mm为往复行程端点，在端点位置接触副速度换向，钢球和玻璃块的线速度为0，G1表面已无法维持完整的油池形状，膜厚下降到仅有几个纳米，D1表面接触区内油池充盈，油膜厚度远超G1表面.±2.63和±7.88 mm位置位于往复行程端点与中点之间，G1表面在-2.63和7.88 mm位置处也产生较大程度乏油，膜厚较低，D1表面润滑条件良好，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)图6 单个往复行程内不同位置处干涉图像和油膜厚度(4 Hz, 18 N)

在乏油程度较轻的位置，改善接触区内的乏油取决于润滑油在轨道内的损失和向轨道内回流这2个因素的平衡. 在相同回流时间内D1表面的表面润湿性梯度的存在加速了润滑剂的回流，润滑油池回填速度变快，入口供油条件得到改善，减缓了乏油的发生. G1表面回流迟缓，润滑不充分，因此发生严重乏油并造成往复行程中各位置油膜厚度下降. 而在端点位置，G1表面轨道在准静止状态下无法产生润滑油膜，因而润滑剂在往复运动中趋向于在7.88 mm处分布. 但D1表面轨道油池在静止状态下趋向于铺满微柱结构包围的整个条状轨道，在端点位置处润滑剂充足，在滚动体停止到反向的瞬间起到“缓冲”作用，保护了摩擦轨道的行程端点位置，也缓解了乏油.

2.2 不同表面集油性能对比

AFC涂层本身表面能较低，具备一定的疏油性，在润滑轨道两侧仅涂覆AFC也可起到集油作用. 为了验证所制备的AFC与织构复合表面表现出较强的集油能力并不是AFC或微柱织构单一因素起作用，选用制备的D1表面与纯AFC表面(C1)和纯织构表面(T1)进行不同润滑性能测试的对照试验. 采用往复中点位置处膜厚的提升率α作为不同表面集油性能的表征，后续试验油膜厚度和干涉图像的取值点均为往复行程中点.

图7 和图8所示分别为不同往复频率下制备的各个表面干涉图像和油膜厚度h和膜厚提升率α，α=为制备的表面油膜厚度，hG1为G1表面油膜厚度. 整体上D1表面的集油效果要优于C1表面和T1表面，润滑增效随往复频率的增加不断增强，膜厚提升幅值逐渐增大. 在0.8 Hz的往复频率下，D1表面和C1表面都起到了不错的集油效果，润滑油池较为充盈，但T1表面乏油边界已经进入接触区，乏油程度与G1表面相近. 1.5 Hz的往复频率下C1表面集油能力下降，乏油边界开始进入接触区，膜厚随之下降，T1以及G1表面接触区内已处于严重乏油状态. 当往复频率增加到4 Hz时，油池的回流时间大幅减小，钢球不断地将润滑油推向两侧，C1表面集油能力已较为微弱，接触区内乏油严重，油膜厚度明显下降，而D1表面入口油池形状仍然完整，膜厚增幅高达51.4%.

Fig. 7 Interference images of different surfaces (18 N)图7 不同表面干涉图像(18 N)

Fig. 8 Film thickness and film thickness increase ratio of different surfaces：(a) film thickness; (b) film thickness increase ratio图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

图9 给出了试验结束卸载后拍摄的玻璃块表面油池分布，红色虚线标注的位置为试验结束时钢球所处的位置. 需要注意的是试验结束到照片拍摄完成的时间内试件轨道上的润滑油实际已发生部分回流，如D1表面能明显看到卸载后钢球周围润滑油池的聚拢，沿轨道方向呈条状分布. 从油池分布来看，D1轨道上仍存有不少的润滑油，其余的润滑油则离散分布在织构沟槽之间的微柱表面上，如红色实线圈内所示，当接触区运动到离轨道较近的润滑油周围时，这些润滑油仍可对轨道进行补给，如图9中干涉图像所示. G1表面除钢球停止位置油量较多外，润滑轨道上其余部分油量较少，均被推向轨道两侧，即使在试验停止后一段时间内也并未发生明显的回流. D1轨道不仅可以将离散的润滑油驱动回流到润滑轨道上，由于微柱阵列的钉扎作用，也使得往复运动中的油池更趋向于接触区分布.

Fig. 9 Oil pool distribution after experiments (18 N, 4 Hz)图9 不同表面试验结束后油池分布(18 N, 4 Hz)

2.3 不同轨道宽度对集油性能的影响

为探讨亲油轨道宽度对集油效果的影响，在18 N载荷下对D1(280 μm)、D2(540 μm)和D3(795 μm)表面进行试验，计算得到18 N载荷下钢球与玻璃块的Hertz接触区直径为280.8 μm.

图10 和图11分别给出了不同往复频率下试件表面润滑轨道宽度变化时对应的干涉图像、油膜厚度及膜厚增幅. 往复频率较低时3个表面都表现出了优异的集油效果，膜厚提升幅值相差不大. 1 Hz的往复频率下D3表面乏油边界已接近接触区入口，虽然膜厚并未下降，但膜厚增幅减小；往复频率增加到3 Hz时D2、D3表面接触区内已处于严重乏油状态，膜厚均开始下降. 但D1表面油膜厚度随往复频率增加不断升高，膜厚提升幅值也不断增加. 可见亲油轨道宽度接近Hertz接触宽度时集油效果较强，润滑改善效果最明显. 对于限量供油，轨道两侧的油池侧脊为接触区内油池的主要供油来源，两侧油池与接触区的距离对润滑油的回填到轨道所需的试件影响较大. 距离越远，所需的回流时间越长，在两侧制备的AFC和织构复合区域集油效果相同的情况下，轨道越宽，润滑油被推向两侧的距离更远，所需回流时间变长，因此集油效果减弱.

Fig. 11 Film thickness and film thickness increase ratio of different surfaces：(a) film thickness; (b) film thickness increase ratio图11 不同轨道宽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 不同载荷对集油性能的影响

此外还探究了载荷对集油表面润滑状态的影响.由于载荷增大时接触区宽度增加，若选用D1表面进行试验则接触区宽度要超出集油轨道宽度，因此选用集油效果稍弱于D1表面的D2表面进行不同载荷的试验.试验载荷分别为18、30和45 N，对应的Hertz接触区宽度为280.8、332.9和381.1 μm.

图12 所示为不同载荷下D2表面和G1表面的油膜厚度，结果表明，G1表面在较低的往复频率下随着载荷增加膜厚变化并不显著，18 N载荷下的油膜厚度略高于其他2个载荷. 随着往复频率继续增加，30和45 N载荷下油膜厚度逐渐呈现下降趋势，差距变得明显.施加的载荷为18 N时D2表面在3 Hz的往复频率下集油效果减弱膜厚降低，载荷增加到30 N时1.5 Hz往复频率下油膜厚度便开始降低，45 N载荷下更是在1 Hz的往复频率下膜厚便开始下降，可见载荷增加对于集油效果影响较大. 但即便3个载荷下D2表面的油膜厚度也发生了下降，但其整体油膜厚度仍要高于G1表面. 实际上G1表面整个试验工况下均处于严重的乏油润滑状态，随着载荷和往复频率的增加整个接触区内油池近乎干涸，导致膜厚降低. D2表面的膜厚下降也是由乏油导致，但其乏油程度要远低于G1表面.

Fig. 12 Film thickness of D2 and G1 surface under different load图12 不同载荷下D2表面和G1表面的油膜厚度

图13 所示为在距离接触区入口相同位置处的液面横截面示意图. 如前所述，在定量供油条件下润滑轨道内润滑油在机械分离作用下被推向两侧，两侧的油池为回流补给的主要来源. 由于在较高的往复频率下润滑轨道被滚压1次时间非常短，而在钢球和玻璃块未接触的时间内油池侧脊在表面张力作用下发生回流需要较长的时间，因此一般的普通玻璃块表面球块运动过程中其对回流的贡献可忽略不计，但D2表面织构与AFC复合区域与润滑轨道之间润湿性梯度极大地缩短了回流时间，仍可对两侧油池的回流起到积极作用，使D2表面的乏油程度要远低于普通玻璃块表面. 若不考虑表面润湿性梯度的作用，两试件接触区几何间隙间的毛细力则在回流过程中起主导作用. 如图13所示，由于接触区内的三维楔形结构，轨道两侧油池内侧弯月面曲率半径rin要小于油池外侧曲率半径rout，产生指向轨道内侧的毛细合力，油池在毛细力作用下向轨道内填充. 载荷增加时Hertz接触区宽度增大，机械分离作用增强，两侧油池间距l增加，轨道内侧油膜曲率半径rin-45N大于半径rin-18N，状态恶化.

Fig. 13 Cross-section of liquid under different loads图13 不同载荷下液面横截面

3 微柱结构束油模型分析

如图14所示，本文中采用激光空间选择去除加工的方法制备微柱截面呈微凸台分布，表面涂覆AFC涂层后，液体在玻璃块表面所处状态由Wenzel状态变为Cassie-Baxter状态，由于空气垫层的作用，反润湿效果增加，表现出疏油特性. 与AFC涂层相比，该微柱结构束油表面在微柱间空气垫层的作用下，接触角滞后降低，减少了油池在接触区两侧分布时产生的钉扎阻力.例如，在高频往复阶段，图9中D1样品具有更大的随动油池，提高了润滑成膜特性.

Fig. 14 Liquid distribution model of micro-column in laser space selective machining图14 激光空间选择加工微柱液体分布模型

此外，微柱表面激光烧蚀产生的涟漪状波纹结构，在微柱四周产生多尺度纵向沟槽，进一步减小了润滑剂浸入微柱间隙，并且增加了润滑剂的外轮廓曲率半径rout，在毛细力作用下，液体向接触区两侧扩展受到抑制，提高了接触区两侧润滑剂的回流能力.

将3 μL PAO10滴加到D1与G1、C1与G1表面边界上，记录液滴向G1表面扩散距离a随时间的变化，得到如图15所示的结果. 图15(a)中红色虚线标注的位置为两表面分界线，以C1表面向G1表面扩散为例，图15(a)中左侧为C1表面，右侧为G1表面，T=ns时的扩散距离an=Sn-S0，其中Sn代表液滴在T=ns时液滴在G1表面的长度，S0为初始时刻液滴在G1表面的长度. 扩散过程如图15(b)所示，整个扩散过程均呈现出先快后慢的过程，但D1表面初始扩散速度更快，这主要与微柱束油阵列表面更强的疏油性有关. 更快的初始扩展速度提高了润滑轨道的自集油能力，提升了润滑效率.

Fig. 15 Measurement of droplet spreading：(a) position and profile of the oil droplet at different time; (b) spreading distance vs time图15 液滴铺展的测量：（a）不同的时刻油滴的位置和形状；(b) 铺展距离随时间的变化

4 结论

通过在镀Cr玻璃块表面加工一定形状的织构与AFC相结合的方法，制备了1种可增强集油作用的润湿性梯度表面，并在油膜测量仪上试验验证了往复运动下制备的AFC与织构复合的表面具有比纯AFC表面和纯织构表面更强的集油作用，能够有效地改善入口供油条件，提高油膜厚度，减小乏油程度.

a. 束油轨道宽度对改善乏油效果影响较大，当宽度与Hertz接触区宽度相近时集油效果最为明显，随着宽度增加，所需的回流时间变长，集油效果减弱.

b. 载荷对集油效果也会产生影响，增大载荷会同时增强接触区机械分离作用、削弱毛细回流，造成膜厚下降.

c. 微柱阵列表面束油效果主要是由于该表面润滑油润湿状态的改变. AFC涂层使液滴在玻璃块表面所处状态由Wenzel状态变为Cassie-Baxter状态，反润湿效果增加，疏油特性增强.

d. 微柱阵列的束油作用能够有效抑制润滑油池的横向扩散，与疏油涂层发挥协同效果，进一步提高了限量供油条件下的润滑效率.