中圖分類號：TK464；TH117.2 文獻標志碼：B 文章編號：1001-2222（2025）03-0060-08

近年來，在低碳、零碳排放的發(fā)展要求下，傳統(tǒng)內燃機正面臨挑戰(zhàn)。甲醇作為一種替代燃料，具有辛烷值高、燃燒清潔等優(yōu)勢，但甲醇的黏度低，未燃燒的甲醇容易稀釋潤滑油，導致缸套-活塞環(huán)的摩擦狀態(tài)惡化。B.XU等通過銷盤試驗發(fā)現(xiàn)，缸套-活塞環(huán)的摩擦系數(shù)和磨損量都會隨著甲醇稀釋潤滑油速率的增加而增加。M.S.RAJ等2發(fā)現(xiàn)，甲醇不充分燃燒產生的甲酸等有機物也會對潤滑油造成破壞，從而影響缸套-活塞環(huán)的摩擦特性。S.VER-HELST等[3指出，甲醇的極性會導致金屬材料干腐蝕，其吸濕性會引發(fā)濕腐蝕，甲醇的導電性又會引發(fā)材料的電化學腐蝕，且甲醇不充分燃燒產生的甲酸等有機物通常也具有一定的腐蝕性，這些都會破壞缸套-活塞環(huán)接觸界面形貌。朱瓊花等4通過甲醇發(fā)動機臺架試驗發(fā)現(xiàn)，甲醇吸水性易導致潤滑油油泥的產生。這些問題不僅增加了發(fā)動機的摩擦損失，還可能影響發(fā)動機的性能和壽命。因此，針對甲醇發(fā)動機的燃燒特性研究缸套-活塞環(huán)的摩擦學性能顯得尤為重要。通過深入研究其摩擦機制，尋求有效的減摩抗磨措施，對于提升甲醇發(fā)動機的性能和可靠性具有重要意義。

在缸套-活塞環(huán)摩擦副的潤滑狀態(tài)研究領域，國內外學者從多個維度出發(fā)，包括表面粗糙度、貧富油狀態(tài)、結構參數(shù)優(yōu)化以及缸套失圓現(xiàn)象等，對影響潤滑性能的各項因素進行了全面而細致的分析，為提升缸套-活塞環(huán)摩擦副的潤滑性能提供了堅實的理論基礎和實踐指導[5-8]。機械零部件表面的微織構加工是降低摩擦與磨損的常用技術手段，大量的理論與試驗研究證明表面織構可以改善缸套-活塞環(huán)摩擦副表面的摩擦學性能。G.RYK等[9]發(fā)現(xiàn)，在活塞環(huán)軸對稱的兩側制備部分表面織構可以使摩擦力額外減少 25% 。I.SYED等[1o通過試驗證明了正織構（凸起）同樣也可以提高缸套-活塞環(huán)表面的摩擦學性能。姜宇昊[11通過數(shù)值仿真與試驗相結合得出，表面織構可以改善甲醇發(fā)動機缸套-活塞環(huán)潤滑性能。S.C.VLADESCU等[12]通過試驗研究表面織構對缸套-活塞環(huán)摩擦磨損的影響，發(fā)現(xiàn)摩擦磨損會隨著矩形織構體積總和的增加而改善。以上研究證明了表面織構在改善缸套-活塞環(huán)摩擦特性方面的有效性，但更深人的研究應充分考慮甲醇發(fā)動機燃燒特性所帶來的潤滑性能變化情況。

本研究以甲醇稀釋現(xiàn)象影響下的缸套-活塞環(huán)潤滑環(huán)境為背景，以某改裝甲醇發(fā)動機缸套-活塞環(huán)摩擦副為研究對象，基于平均雷諾方程建立起織構化缸套-活塞環(huán)摩擦副數(shù)值潤滑模型，使用有限差分法并通過MATLAB軟件編程對數(shù)值模型進行求解，通過改變凹坑織構參數(shù)來探究其對甲醇發(fā)動機缸套-活塞環(huán)摩擦副潤滑性能的影響。

1數(shù)學模型

1.1發(fā)動機工況參數(shù)采集

基于某型號甲醇發(fā)動機搭建倒拖試驗臺架，試驗臺架主要由甲醇發(fā)動機、倒拖裝置、功率分析儀以及數(shù)據(jù)采集箱組成（見圖1）。

本次試驗確保發(fā)動機處于穩(wěn)定且預設的工況（如特定轉速、負載、點火提前角等）下運行，主要對缸內壓力以及活塞運動進行實時、連續(xù)測量。發(fā)動機部分工況參數(shù)如表1所示。

在此工況條件下，缸內壓力與活塞運動速度如圖2所示。該數(shù)據(jù)可以用作缸套-活塞環(huán)潤滑模型輸入?yún)?shù)。

1.2 雷諾方程

借鑒Patir和Cheng的理論研究，考慮表面粗糙度對缸套-活塞環(huán)潤滑界面的影響，建立平均雷諾方程，如式（1）所示[13]：

式中： U 為活塞環(huán)與缸套之間往復運動的線速度，可由臺架試驗結果換算得到； η 和 ρ 分別為潤滑油的黏度與密度； p 為油膜壓力； h 為名義油膜厚度；?_x 為在 x 方向上的壓力流量因子； ?： 為剪切流量因子； ? 為接觸因子； ?_x，?_s 和 ? 。的取值皆與缸套-活塞環(huán)表面粗糙度參數(shù)有關，具體對應關系可參考文獻[14]。

1.3 甲醇稀釋影響

在發(fā)動機中，燃油稀釋機油是一種常見的現(xiàn)象。由于甲醇特殊的理化性質，這種現(xiàn)象在甲醇發(fā)動機中尤為明顯，未燃燒的甲醇與甲醇燃燒產物（水和有機物）或多或少都會稀釋潤滑油，對潤滑油黏度和酸堿值產生影響。對于缸套-活塞環(huán)摩擦副來說，由于氣缸壁與活塞環(huán)之間的間隙是燃油流入曲軸箱的通道，因此該間隙內潤滑油的稀釋程度應遠遠大于曲軸箱內部。圖3示出了甲醇發(fā)動機用潤滑油在一個換油周期內運動黏度隨運行時間的變化[15]，隨著運行時間的逐漸增加，甲醇稀釋率逐漸增加，潤滑油動力黏度也隨之逐漸減小。從圖中截取5個點作為本次計算代入值。

1.4油膜厚度方程

以某改裝甲醇發(fā)動機桶面活塞環(huán)為研究對象，在活塞環(huán)表面設計具有一定規(guī)律的凹坑形表面織構。缸套-活塞環(huán)織構界面如圖4所示。

圖4中， h_?0 為缸套-活塞環(huán)之間的最小油膜厚度， h_p 為凹坑深度， r_p 為凹坑半徑，由上圖可得織構活塞環(huán)油膜厚度方程：

活塞環(huán)為桶面環(huán)，因此在式（2）中， h（x）= ，其中 δ 為活塞環(huán)的桶面高度， b 為活塞環(huán)的寬度；織構區(qū)域 h_## 的表達式為 其中 x^′ 為基于織構面建立的局部坐標系上的一點[16]

膜厚比 H 是衡量缸套-活塞環(huán)摩擦副潤滑狀態(tài)的重要依據(jù)，其值等于摩擦副名義油膜厚度與兩表面綜合粗糙度 σ 的比值，如式（3）所示。

式中： σ₁ 為缸套表面粗糙度； σ₂ 為活塞環(huán)表面粗糙度。

相應的最小膜厚比 H_m 的值則為摩擦副最小油膜厚度與兩表面綜合粗糙度的比值，如式（4）所示。

1.5 摩擦力方程

缸套-活塞環(huán)之間的摩擦力方程如式（5）所示，摩擦力由微凸體摩擦力 F_A 與流體摩擦力 F_f 共同組成。

F=F_A+F_f

基于Greenwood-Tripp粗糙度接觸模型計算

得到兩表面之間微凸體接觸力，微凸體接觸力 W_a 的計算公式如式（6）所示。

A_c=π²（η₁β₁σ）²AF₂（H）_Φ，

式中： E 為缸套-活塞環(huán)綜合彈性模量； A 。為實際接觸面積； A 為名義接觸面積； β 和 η 分別表示單位面積微凸體數(shù)量與曲率半徑; σβη 與 皆為表達缸套-活塞環(huán)接觸面表面粗糙程度的參數(shù)，在這里 σβη 取 取0.001； 與 F₂（H） 的取值皆與膜厚比 H 有關， ）取值如式（8）所示，F(xiàn)₂（H） 取值如式（9）所示。

F₂（H）=

得到缸套-活塞環(huán)之間的微凸體接觸力后即可求得兩表面之間的微凸體摩擦力，如式（10）所示。

F_A=τ_oA_c+αW_a

式中： τ₀ 為剪切應力系數(shù)； α 為剪切強度系數(shù)。

流體摩擦力的表達式如式（11）所示。

τ₁ 與 τ₂ 為剪切應力常數(shù)，計算如式（12）和式（13）所示。

式中： 皆為剪切應力因子； V_r2 為活塞環(huán)表面粗糙度與綜合粗糙度的比值。

2 結果與討論

2.1 數(shù)值求解

本次數(shù)值運算利用MATLAB軟件編程，采用有限差分法對雷諾方程進行求解。計算所需參數(shù)如表2所示。甲醇稀釋現(xiàn)象造成潤滑油黏度下降，動力黏度取值分別為12.8，12.6，12.4，12.2，12.0mPa?s 。在活塞環(huán)表面建立微凹坑織構，排列形式為沿活塞環(huán)軸向對稱排列，微凹坑半徑分別取75，100，125，150μm ，深度分別取 2，3，4，5μm 。

2.2甲醇稀釋率對潤滑性能的影響

圖5示出了潤滑油黏度對缸套-活塞環(huán)最小膜厚比的影響。從活塞行程上止點（進氣沖程）開始計算，以 720^° 曲軸轉角為一個周期。在 0^°～180^° 內，摩擦副之間最小膜厚比呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，這是因為從活塞上止點出發(fā)，到下止點結束，上下止點附近活塞運動速度很小，這個時間段潤滑油膜的形成主要受擠壓效應的影響，因此摩擦副之間的潤滑油膜難以形成，故最小膜厚比比較小。隨著活塞運動速度不斷增大，一直到行程中部達到最大，流體動壓效應也隨之增強，逐漸形成穩(wěn)定潤滑油膜，因此最小膜厚比也慢慢增大。后三個沖程膜厚比變化的總體趨勢基本保持一致，在壓縮沖程 181^°～360^° 之間，最小膜厚比極值相較于進氣沖程有所減小，這是由于在此期間缸內壓力和溫度都有所提升，潤滑油膜形成受到了一定影響。做功沖程期間膜厚比極值進一步減小，這是由于缸內甲醇迅速燃燒，缸內溫度和壓力均達到最大值，受最高燃燒壓力的影響，抑制了潤滑油膜形成。

從圖5結合平均雷諾方程表達式可以看出，膜厚比也受潤滑油黏度影響，甲醇稀釋率增加會導致潤滑油黏度減小，從而影響缸套-活塞環(huán)摩擦副的潤滑特性，最終結果體現(xiàn)在膜厚比大小上。從圖中可以看出，隨著潤滑油黏度的減小，摩擦副最小膜厚比逐漸減小，在活塞行程中部時減小趨勢尤為明顯，反觀在活塞上下正點處由于活塞速度比較小，因此最小膜厚比幾乎沒有差異。

圖6示出了潤滑油黏度對缸套-活塞環(huán)流體摩擦力的影響。總體來看，由于受到缸內氣體爆發(fā)壓力的影響，做功行程的流體摩擦力明顯高于其他三個行程。而在各活塞行程中部，流體摩擦力比較大，這是因為在行程中部活塞速度比較大，由圖5可知兩接觸面之間已經形成了相對穩(wěn)定的潤滑油膜，缸套-活塞環(huán)之間由于潤滑油膜的承載沒有微凸體接觸。隨著潤滑油黏度降低，流體摩擦力呈現(xiàn)出減小的趨勢，甲醇稀釋率增加導致潤滑油黏度減小，流體內部的剪切力降低，從而產生較小的流體摩擦力。在活塞上下止點處，由于此時活塞運動速度很小，油膜厚度減小，缸套-活塞環(huán)之間的微凸體接觸面積增加，此時缸套-活塞環(huán)之間的摩擦力主要由微凸體摩擦力主導，因此此處流體摩擦力較小。

結合圖5、圖6分析可知，由于潤滑稀釋造成潤滑油黏度下降，產生了雙重效應：一方面潤滑油黏度下降會使得缸套-活塞環(huán)摩擦副最小膜厚比減小，從而造成油膜承載力下降；另一方面，潤滑油黏度的減小卻使得流體阻力減小，進而降低發(fā)動機黏性損失。因此難以判斷潤滑稀釋狀態(tài)下甲醇發(fā)動機缸套-活塞環(huán)潤滑狀態(tài)。

為了明確甲醇發(fā)動機缸套-活塞環(huán)潤滑狀態(tài)，進一步對潤滑稀釋狀態(tài)下微凸體摩擦力進行分析。圖7示出了潤滑稀釋狀態(tài)下潤滑油黏度對微凸體摩擦力的影響。從圖7中可以看出，平均微凸體摩擦力與最大微凸體摩擦力皆隨著潤滑油黏度減小而增大，這是因為潤滑油黏度降低會使得摩擦副潤滑油膜厚度減小，進而使得接觸面微凸體接觸增多，產生較大的微凸體摩擦力。綜上所述，在甲醇稀釋現(xiàn)象下，甲醇發(fā)動機缸套-活塞環(huán)的潤滑狀態(tài)復雜且多變，盡管潤滑油的黏度降低能夠減小發(fā)動機的黏性損失，提高機械效率，但同時也會導致潤滑油膜厚度減小，增加微凸體之間的接觸和摩擦力，因此需要采取合理的措施優(yōu)化其潤滑環(huán)境。

2.3 甲醇稀釋下凹坑半徑對潤滑性能的影響

圖8示出了潤滑稀釋環(huán)境下深度一致、半徑不同的微凹坑織構對缸套-活塞環(huán)最小膜厚比的影響。由前文分析可知，黏度為 時，缸套-活塞環(huán)之間最小膜厚比最小，成膜能力最差，因此選用12.0mPa?s 作為本次計算黏度代入值，下一節(jié)分析計算同樣采用該值。由圖可知，相對于無織構活塞環(huán)，織構化活塞環(huán)膜厚比更大，這表明織構化活塞環(huán)改善了潤滑稀釋環(huán)境下缸套-活塞環(huán)之間的潤滑狀況，且不同凹坑半徑對缸套-活塞環(huán)成膜能力產生了不同的影響。當凹坑深度為 3μm 時，半徑為150μm 的凹坑具有最大的最小膜厚比，半徑為75μm 的凹坑具有最小的最小膜厚比，半徑為 和 125μm 的凹坑最小膜厚比介于兩者之間。就最小膜厚比而言，半徑為 150μm 的凹坑在潤滑稀釋條件下的缸套-活塞環(huán)往復運動中展現(xiàn)出了更好的潤滑性能。

圖9示出了潤滑稀釋條件下深度一致、半徑不同的微凹坑織構對缸套-活塞環(huán)流體摩擦力的影響。從圖9a中可以看出，在活塞行程的大部分時間，織構化活塞環(huán)流體摩擦力小于無織構活塞環(huán)，尤其是在各活塞行程的中間位置?？棙嫽钊h(huán)可以顯著減小流體摩擦力，這是由于當活塞運動速度較大時，表面織構提高了缸套-活塞環(huán)之間的油膜承載力，同時在織構位置也產生了些許的動壓效應，這些都改善了缸套-活塞環(huán)之間的潤滑效果。在壓縮沖程上正點附近以及做功沖程缸內壓力爆發(fā)點附近，織構化活塞環(huán)流體摩擦力高于無織構活塞環(huán)，且流體摩擦力隨著凹坑半徑增加而增加，這是由于此處活塞運動速度趨近于0且受到缸內爆發(fā)壓力影響，活塞環(huán)表面織構非但沒有增加缸套-活塞環(huán)之間的流體動壓效應，反而因其減小了兩者之間的有效接觸面積而增加了潤滑油的擠壓效應，使得潤滑狀況惡化。

為直觀反映凹坑半徑對潤滑稀釋條件下缸套-活塞環(huán)潤滑性能的影響，進一步對潤滑油流體摩擦力進行了均值處理。圖9b中直觀反映出了不同織構相較于無織構下平均流體摩擦力減少幅度。由圖可知，當凹坑深度為 3μm 時，隨著凹坑半徑增加，潤滑油平均流體摩擦力呈現(xiàn)出先減少后增加的趨勢，半徑為 的凹坑展現(xiàn)出較小的平均流體摩擦力。綜合來看，在深度不變的情況下，半徑為150μm 的凹坑在潤滑稀釋條件下雖然有較大的最小膜厚比，但由于凹坑織構半徑相對較大，在壓縮沖程的上止點附近以及做功沖程的缸內壓力爆發(fā)點附近，該織構進一步減小了缸套-活塞環(huán)接觸面之間的有效接觸面積，加劇了潤滑油的擠壓效應，相應地削弱了動壓效應，最終導致流體摩擦力更大。而半徑為 的凹坑則在潤滑稀釋條件下?lián)碛休^小的流體摩擦力，這表明單一增加織構半徑的確可以增加潤滑油膜厚度，但是過大的織構半徑對流體摩擦力的負面影響也不可忽略，否則會對缸套-活塞環(huán)摩擦副潤滑狀態(tài)產生不利影響。

圖10示出了深度一致、半徑不同的凹坑對潤滑稀釋條件下的缸套-活塞環(huán)微凸體摩擦力的影響。由圖可知，在缸套-活塞環(huán)的往復運動中，微凸體摩擦力只存在于缸內上下止點附近，受到缸內爆發(fā)壓力的影響，在壓縮沖程的上正點附近以及做功沖程的缸內壓力爆發(fā)點附近微凸體摩擦力相比于其他沖程區(qū)間更大。而活塞環(huán)表面不同半徑的凹坑使得各上下止點處的微凸體摩擦力有些許增加，且隨著凹坑半徑增加，微凸體摩擦力增加幅度增大。這是由于活塞環(huán)表面織構增加了活塞環(huán)表面粗糙度，進而使得潤滑狀況惡劣的上下止點附近微凸體接觸增多，微凸體摩擦力進一步增大。

2.4甲醇稀釋下凹坑深度對潤滑性能的影響

圖11示出了潤滑稀釋環(huán)境下半徑一致、深度不同的凹坑對缸套-活塞環(huán)最小膜厚比的影響。由圖可知，凹坑深度對最小膜厚比的影響也比較明顯。隨著凹坑深度的增加，缸套-活塞環(huán)之間的最小膜厚比逐漸增大，但在活塞上下止點附近位置，最小膜厚比受表面織構影響不大。當凹坑半徑為 100μm 時，深度為 5μm 的凹坑最小膜厚比增長幅度最大，深度為 2μm 的凹坑最小膜厚比增長幅度最小，深度為 5μm 的凹坑在潤滑稀釋條件下的缸套-活塞環(huán)往復運動中展現(xiàn)出了更好的潤滑性能。

圖12示出了半徑一致、深度不同的凹坑對潤滑稀釋條件下的缸套-活塞環(huán)流體摩擦力的影響。從圖12a中可以看出，當保持凹坑半徑不變，改變凹坑深度時流體摩擦力變化趨勢與前文改變凹坑半徑時的趨勢保持一致，即改變凹坑深度參數(shù)可以在活塞行程大部分時間減小流體摩擦力，而在壓縮沖程上正點附近以及做功沖程缸內壓力爆發(fā)點附近，在活塞環(huán)表面添加凹坑會增加流體摩擦力，且流體摩擦力隨著凹坑深度的增加而增加。

為直觀反映凹坑深度對潤滑稀釋條件下的缸套-活塞環(huán)潤滑性能的影響，進一步對潤滑油流體摩擦力進行了均值處理。由圖12b可知，當凹坑半徑為 時，潤滑油平均流體摩擦力隨著凹坑深度的增加而減小，深度為 5μm 的凹坑相較于其他深度的凹坑展現(xiàn)出更小的平均流體摩擦力，具有更好的潤滑效果。

圖13示出了半徑一致、深度不同的凹坑對潤滑稀釋條件下的缸套-活塞環(huán)微凸體摩擦力的影響。由圖可知，凹坑深度引起的缸套-活塞環(huán)微凸體摩擦力變化趨勢與凹坑半徑的影響一致。隨著凹坑深度的增加，上下止點處的微凸體摩擦力也隨之增加，半徑一致時，深度為 5μm 的凹坑產生了較大的微凸體摩擦力，對整體的潤滑情況產生了不利的影響。

3結論

a）甲醇稀釋引起的黏度變化會破壞缸套-活塞環(huán)摩擦副之間的成膜能力，進而不可避免地導致潤滑環(huán)境的劣化；

b）在活塞環(huán)表面設計表面織構可以提高潤滑稀釋條件下的缸套-活塞環(huán)摩擦副潤滑油膜的承載力，從而顯著增強活塞行程中部的動壓效應，但是在活塞行程上下止點處，表面織構會減小兩者之間的有效接觸面積，使得潤滑狀況惡化，其最直觀的影響特征在于活塞行程上下止點處的微凸體摩擦力增加；c）本織構設計中，在凹坑深度一致的情況下，隨著凹坑半徑的增大，潤滑油平均流體摩擦力呈現(xiàn)出先減少后增加的趨勢，半徑為 100μm 的凹坑具有最小的平均流體摩擦力；在凹坑半徑一致的情況下，潤滑油平均流體摩擦力隨著凹坑深度的增加而減小，深度為 5μm 的凹坑具有更小的平均流體摩擦力。

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Abstract：Methanolenginesare susceptible tomethanol-induced dilutionphenomenonduringoperation，which severelyde gradesthelubricationperformanceof thecylinderliner-pistonringfrictionpair.Takingamodifiedmethanolengineastheresearchobject，anumericallubricationmodelforthetexturedcylinderliner-pistonring frictionpairwas establishedbasedonthe averageReynolds equation.The modelwas solved using MATLAB software.Byadjusting the dimple texture parameters，its influenceonthelubrication performanceof thefrictionpairwasanalyzedunderdiluted lubricationconditions.Theresearchresultsindicatethatmethanoldilutionchangeslubricantviscosity，mpairstheoilfilmformationcapabilityofthefrictionpairand consequentlydeteriorates thelubricationenvironment.However，incorporatingappropriate surface texturesonthe pistonring surface can effctively mitigate this adverse efect.Under specific texture parameterssuch as a dimple radius of anda dimple depth of 5μm ，the smallest average hydrodynamic friction force of the lubricant can be achieved.

Key words：methanolengine;cylinder liner;pistonring;lubricating oil;dilution;surfacetexture;lubricationcharacteristic

[編輯：潘麗麗]