内燃机凸轮–滚子接触副时变非牛顿润滑分析_晁珅.pdf

第 44卷 第 3期2023年 6月Vol.44 No.3June 2023内燃机工程Chinese Internal Combustion Engine Engineering内燃机凸轮 滚子接触副时变非牛顿润滑分析晁珅1，2，刘成1，2，朱桂香1，2，高园杰3，郭峰3，李书义3（1.内燃机可靠性国家重点实验室，潍坊 261061；2.潍柴动力股份有限公司，潍坊 261061；3.青岛理工大学 机械与汽车工程学院，青岛 266520）Lubrication Analysis for Transient Non-Newtonian of the Cam Roller Pair in An Internal Combustion EngineCHAO Shen1，2，LIU Cheng1，2，ZHU Guixiang1，2，GAO Yuanjie3，GUO Feng3，LI Shuyi3（1.State Key Laboratory of Engine Reliability，Weifang 261061，China；2.Weichai Power Co.，Ltd.，Weifang 261061，China；3.School of Mechanical and Automotive Engineering，Qingdao University of Technology，Qingdao 266520，China）Abstract：A non-Newtonian starved transient lubrication model of the camroller pair in an internal combustion engine was established，and the film thickness ratio was used to assess the lubrication behavior at each cam rotation angle.The lubrication of the contact pair in the case of roller slippage was studied，and the influence of slide roll ratios on the film thickness ratios was analyzed.It was found that the larger the slide roll ratios，the more the cam rotation angles with the film thickness ratios less than 1.5.Then the influence of oil supply on the film thickness ratios was discussed，and the critical oil layer thickness at which the film thickness ratios decreased significantly was given.Finally，the changes of the lubricating viscosities at the actual working temperatures were considered to explore the influence of various viscosities on the lubricating states.It was found that when the viscosity was 0.01 Pa s，the lubrication state of some angles entered boundary lubrication.In certain working conditions the friction coefficients decreased gradually with the decrease of lubricating viscosities.摘要：建立了内燃机凸轮 滚子副非牛顿时变乏油润滑模型，用膜厚比讨论每个凸轮旋转角度的润滑状态。首先，研究滚子打滑情况下接触副的润滑问题，分析了不同滑滚比对膜厚比的影响，发现滑滚比越大，膜厚比小于 1.5 的凸轮旋转角度越多。讨论了供油膜厚对膜厚比的影响，获得了膜厚比大幅下降的临界供油膜厚。最后，考虑实际工作温度下润滑油黏度的变化，探究了不同黏度对润滑状态的影响，发现黏度为 0.01 Pa s 时，部分角度的润滑状态进入边界润滑，且某些工况下摩擦系数随润滑油黏度降低而逐渐降低。关键词：凸轮 滚子副；非牛顿流体；滚子打滑；限量供油；润滑油黏度Key words：camroller pair；non-Newtonian fluid；roller slippage；limited lubricant supply；lubricating viscosityDOI：10.13949/ki.nrjgc.2023.03.004中图分类号：TH117.2，TK421+.9文章编号：1000-0925（2023）03-0024-10440030收稿日期：2022-08-18修回日期：2022-10-19基金项目：内燃机可靠性国家重点实验室开放课题项目（skler-202003）Foundation Item：Open Project of State Key Laboratory of Internal Combustion Engine Reliability（skler-202003）作者简介：晁珅（1994），女，硕士，主要研究方向为内燃机摩擦与润滑，E-mail：；郭 峰（通信作者），E-mail：。内燃机工程2023年第 3期0概述内燃机的摩擦损失是影响燃油经济性的重要因素。在内燃机功率损失中，高速下配气机构的功耗约占 6%10%，低速下会更高，其摩擦学性能不可忽视。凸轮从动件摩擦副作为配气机构的重要部件，其润滑性能直接影响配气机构的功耗。与凸轮挺柱从动件气门机构相比，凸轮 滚子从动件气门机构有较高的摩擦学效率，原因在于以凸轮 滚子的滚动接触代替了凸轮挺柱的滑动接触。在实际工程中，凸轮 滚子接触副的载荷、速度和曲率半径剧烈变化，使其理论分析颇具挑战。研究者们从不同角度对凸轮 滚子副摩擦学问题展开探究。文献 1 中对凸轮 滚子机构的接触疲劳磨损进行了试验和分析研究，确定了磨损机制。文献 2中建立了混合润滑模型来研究摩擦和油膜厚度，预测了凸轮和滚子从动件之间的滑移，但没有考虑动态效应，且没有给出凸轮旋转一周摩擦系数的完整数值解。文献 3 中建立了混合非牛顿模型，研究内燃机配气机构的运动学和动力学行为及凸轮从动件的摩擦条件，但是在膜厚计算方面采用了入口解，且忽略了动态效应。文献 4 中通过试验测量了凸轮与滚子从动件之间的打滑。文献 5 中将滚子 销轴时变弹流润滑模型与凸轮 滚子线接触弹性流体动力润滑模型进行耦合，对油膜厚度、功率损耗和最大压力进行数值模拟，但忽略了重载下滚子的打滑，也未考虑非牛顿效应。文献 6 中指出凸轮 滚子的接触宽度、表面加工、制造公差、间隙等因素会影响接触区的摩擦磨损。文献 7 中理论分析了滚子凸度及倾斜和凸轮与滚子之间的滑动对接触副润滑的影响。以上研究都假定凸轮 滚子接触副工作在充分供油条件下，且大多未考虑非牛顿效应。在实际的内燃机工作过程中，高速运转及甩油供油方式使凸轮 滚子接触副常出现乏油情况，因此有必要建立内燃机凸轮 滚子副非牛顿点接触时变乏油润滑模型。本研究中引入潍柴动力某内燃机排气凸轮和滚子的实际工况（凸轮升程和载荷谱），针对乏油条件下凸轮与滚子间的润滑问题进行完全数值分析，考虑了滚子打滑的影响，以此为运动副润滑优化提供数据支持。1运动学分析和计算模型1.1凸轮 滚子机构运动学分析1.1.1计算工作廓线已知该内燃机排气气门升程的运动规律，滚子轴线可近似看作上下移动，凸轮 滚子接触副的几何关系如图 1 所示。图中，为凸轮角速度；Oa为凸轮基圆圆心；以 Oa为原点建立 xaOaya静坐标系，凸轮沿顺时针方向旋转，将凸轮鼻尖处设为 180，ya轴方向与 0直线重合；为凸轮绕基圆圆心 Oa转过的角度；O（x2，y2）为凸轮与滚子的接触点；Ob（x1，y1）为理论廓线上任意一点；为接触点法线方向与 x轴正向的夹角；作 OaM 垂直于接触区法线方向交于点 M，为ObOa与 ObM 的夹角；u0为凸轮表面瞬时接触点 O 的绝对速度，m/s；uC为 u0向接触区方向投影的切向速度，m/s；为 u0与 uC的夹角。对凸轮进行摩擦学设计必须了解凸轮的轮廓外形。文献 8 中用 MATLAB 软件对内燃机凸轮的外轮廓曲线进行了仿真优化。本文中利用该内燃机的排气凸轮升程数据进行运动学分析，直接得到凸轮的工作廓线。使用反转法9求解凸轮的轮廓曲线，理论廓线上任意一点 Ob（x1，y1）的坐标如式（1）示。x1=(R0+Rr+h0)sin y1=(R0+Rr+h0)cos（1）式中，R0为基圆半径，mm；Rr为滚子半径，mm；h0为滚子升程，mm。理论廓线与工作廓线在法线方向上的距离等于滚子半径。已知理论廓线上一点，在法线方向取距离 Rr即可得工作廓线坐标。接触点处法线的斜率见式（2），对应的正弦值和余弦值见式（3）、式（4），O 点坐标见式（5）。tan =-dx1dy1=sin cos（2）sin =dx1/(dx1)2+(dy1)2（3）cos =-dy1/(dx1)2+(dy1)2（4）图 1凸轮 滚子接触副的几何关系 252023年第 3期内燃机工程x2=x1-Rrcos y2=y1-Rrsin（5）1.1.2计算综合曲率半径已知工作廓线相应点 O 的坐标，则可通过式（6）计算凸轮的曲率半径，计算需要使用两固体的综合曲率半径由式（7）计算。Rc=|(x22+y22)32x2y2-x2y2|（6）R=0.001 RcRrRc+Rr（7）式中，Rc为凸轮的曲率半径，mm；R 为两固体的综合曲率半径，m。1.1.3计算接触区卷吸速度假设接触点为纯滚动，接触区的卷吸速度为凸轮表面绝对速度的切向分量，此为润滑油进入接触区的卷吸速度。已知 ObOa长度 l1、OOa长度 l2和滚子半径 Rr（mm），根 据 余 弦 定 理 可 得 的 余 弦 值，如 式（8）所示。cos =l21+R2r-l222l1Rr（8）Ob M、OM 长 l3、l4分别由式（9）、式（10）计算。l3=l1cos =x21+y21cos（9）l4=l3-Rr（10）已知 u0的方向垂直于直线 OOa，uC的方向垂直于直线 OM，则 OOa与 OM 的夹角也为，余弦值的 计 算 见 式（11），u0和 uC分 别 由 式（12）、式（13）计算。cos=l4/l2（11）u0=2n x22+y2260 0.001（12）uC=u0cos（13）式中，n 为凸轮转速，r/min。由于运动为纯滚动，卷吸速度 uR=uC=uF，其中uF为滚子从动件表面沿接触区方向的切向速度，m/s。将排气凸轮的升程数据输入相关公式，得到图2 所示排气凸轮旋转一周的卷吸速度。1.2计算模型研究人员发现，在重载和高剪应变率条件下，试验获得的摩擦力与牛顿流体的理论计算结果差异明显。这是因为，大多数流体在接触区高剪应变率下黏度会降低，展现流体剪稀的特点，表现出非常明显的非牛顿行为，造成试验与理论结果存在偏差。因此引入非牛顿模型，以获得更准确的计算结果。使用广义黏度*代替牛顿黏度 即可将牛顿解法用于解决非牛顿问题。非牛顿流体的本构方程见式（14）。=（14）式中，为剪应力，Pa；为剪应变率，s-1。在非牛顿模型中，Eyring 剪稀流变模型10应用最为广泛，本构方程1011见式（15）。=0sin h()0（15）式中，0为 Eyring 剪应力，设为常量 10 MPa。2基本方程和