Neuartige Nanolager, hergestellt durch physikalische Adsorption

Scientific Reports Band 5, Artikelnummer: 14539 (2015) Diesen Artikel zitieren

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Der Artikel schlägt ein neuartiges Nanolager vor, das durch physikalische Adsorption der eingeschlossenen Flüssigkeit an der festen Wand entsteht. Das Lager wird zwischen zwei parallelen, glatten, festen, ebenen Wänden gebildet, die gegeneinander gleiten, wobei die herkömmliche hydrodynamische Schmiertheorie keine Schmierwirkung vorhersagte. Bei diesem Lager ist die stationäre Feststoffwand in zwei Teilzonen unterteilt, die jeweils unterschiedliche Wechselwirkungsstärken mit der Schmierflüssigkeit aufweisen. Dies führt in diesen beiden Teilzonen zu unterschiedlichen physikalischen Adsorptions- und Gleiteigenschaften der Schmierflüssigkeit an der stationären Festkörperwand. Es wurde festgestellt, dass bei geringen Schmierfilmdicken aufgrund der starken physikalischen Adsorption und Nichtkontinuumseffekten des Schmierfilms eine erhebliche Tragfähigkeit des Lagers erzeugt werden kann.

In Mikro-/Nanogeräten sind die gekoppelten Festkörperoberflächen oft parallel zueinander und gleiten gegeneinander1. Die Schmierung zwischen diesen Oberflächen stellt eine Herausforderung dar, da sie für die Leistung des gebildeten Kontakts, einschließlich der Reduzierung der Adhäsionskräfte zwischen den beiden Oberflächen, sehr wichtig ist. Die herkömmliche hydrodynamische Schmierungstheorie besagt jedoch, dass dort aufgrund des Massenflusses keine Schmierung erzeugt werden kann Rate des Couette-Flusses des in den Kontakt mitgerissenen Schmiermittels gleich der aus dem Kontakt mitgerissenen und dann die immer erfüllte Flusskontinuitätsbedingung in diesem Kontakt mit verschwindenden Druckgradienten2,3.

Die Gründe für das Versagen der konventionellen hydrodynamischen Schmierungstheorie bei der Vorhersage der Leistung eines geschmierten Mikro-/Nano-Kontakts liegen darin, dass eine solche Theorie nur homogene Kontaktoberflächeneigenschaften berücksichtigte und die Faktoren der physikalischen Adsorption und des Gleitens des Schmierfilms am Kontakt vernachlässigte Oberfläche und basierte auf der Annahme eines Kontinuumsschmierstoffs4. Wenn der Abstand zwischen zwei gekoppelten Festkörperoberflächen im Nanometerbereich liegt, wird die herkömmliche Theorie der hydrodynamischen Schmierung aufgrund der oben genannten unrealistischen Annahmen dieser Theorie mit Sicherheit scheitern. Experimente und Molekulardynamiksimulationen (MDS) haben gezeigt, dass bei einer Oberflächentrennung im Nanometerbereich die eingeschlossene Flüssigkeit an der festen Oberfläche stark gleiten kann und die Stärke der Kontakt-Fluid-Wechselwirkung einen sehr signifikanten Einfluss auf dieses Grenzflächengleiten hat5,6,7,8 ,9,10. Auch bei einer solchen Trennung kann die physikalische Adsorption des eingeschlossenen Fluids an der Festkörperoberfläche, die als Ordnung des eingeschlossenen Fluids an der Festkörperoberfläche erscheint, einen wichtigen Einfluss auf die Impulsübertragung innerhalb des Fluids haben11,12,13,14 ,15,16. Der Grenzflächenschlupf des Films in einem geschmierten Mikro-/Nanokontakt ist das Ergebnis der Grenzflächenscherspannung des Grenzfilms, die die Grenzflächenscherfestigkeit zwischen Film und Kontakt übersteigt17. Je niedriger die Scherfestigkeit zwischen Film und Grenzfläche ist, desto höher ist die Gleitgeschwindigkeit zwischen Film und Grenzfläche17. Der relative Schlupfbetrag des Grenzfilms (in letzterem als γs definiert) liegt zwischen –1 und 1. Eine höhere Größe von γs weist auf einen stärkeren Grenzflächenschlupf hin, und ein Wert von γs gleich Eins zeigt den stärksten Grenzflächenschlupf an bewirkt, dass der Grenzfilm auf den Kontaktflächen in Bewegung gehalten wird oder die Bewegungsgeschwindigkeit des Grenzfilms auf der Kontaktfläche am stärksten erhöht wird. Der Grenzflächenschlupf des Films kann somit die Massenflussrate des Schmierfilms durch den Kontakt verringern oder erhöhen, abhängig von den Betriebsbedingungen und dem Ort, an dem der Grenzflächenschlupf auftritt. Es kann daher schädlich oder vorteilhaft für die Leistung eines geschmierten Mikro-/Nanokontakts sein. Abhängig von der Wechselwirkungsstärke zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und der Wand kann unvermeidlich eine starke, mittlere oder schwache Adsorption der eingeschlossenen Flüssigkeit an der festen Wand in einem Nanokanal vorliegen11,12,13,14,15. Je stärker die Wechselwirkung zwischen Flüssigkeit und Wand ist, desto stärker ist die physikalische Adsorption der Flüssigkeit an der Wand, aber schwächer ist das Verrutschen der Flüssigkeitsgrenzfläche oder umgekehrt11,12,13,14,15.

Andererseits zeigten Molekulardynamiksimulationen, dass die in einem Nanokanal eingeschlossene Flüssigkeit tatsächlich Nichtkontinuumseigenschaften aufweist, die über die Kanalhöhe unterschiedliche lokale Dichten und Viskositäten aufweisen11,12,13,14,15. Die Strömungsgesetze der Nicht-Kontinuumsflüssigkeit sowohl in der Couette- als auch in der Poiseuille-Strömung unterscheiden sich stark von denen der Kontinuumsflüssigkeit11,12,13,14,15. Der Autor zeigte, dass der Flüssigkeits-Nichtkontinuumseffekt, dh die Flüssigkeitsdiskontinuität und die Inhomogenitätseffekte über die Dicke des Flüssigkeitsfilms, für die Abweichung einer Nanokanalströmung von der herkömmlichen Beschreibung der hydrodynamischen Schmiertheorie verantwortlich sein sollten18,19.

Die Schmierung in einem Mikro-/Nano-Kontakt kann tatsächlich die physikalische Grenzschmierung der adsorbierten Schicht sein, die stark von der Wechselwirkung zwischen der adsorbierten Schicht und der Kontaktoberfläche abhängt. In diesem Regime folgt die Schmierung nicht der konventionellen hydrodynamischen Schmierungstheorie und es muss möglicherweise eine neue Theorie entwickelt werden, die die physikalische Adsorption, den Grenzflächenschlupf und die Nichtkontinuumseffekte des Grenzfilms berücksichtigt20. Aufgrund der verschwindenden Nichtkontinuums- und physikalischen Adsorptionseffekte des Grenzfilms kann es gemäß der entsprechend entwickelten Schmierungstheorie21 auch schwierig sein, eine physikalisch adsorbierte Grenzschichtschmierung zwischen zwei parallelen glatten Oberflächen mit homogenen Oberflächeneigenschaften zu erzeugen. In diesem Fall wird eine physikalisch adsorbierte Grenzschicht unter Belastung leicht aus dem Kontakt herausgedrückt und die Schmierwirkung ist tatsächlich nur sehr schwer zu erzeugen.

Die Theorie der kontinuumshydrodynamischen Schmierung hat gezeigt, dass eine hydrodynamische Schmierung zwischen zwei parallelen, glatten, gegeneinander gleitenden Festkörperoberflächen erzeugt werden kann, indem der Kontakt-Flüssigkeits-Grenzflächenschlupf an den spezifischen Oberflächen künstlich gestaltet wird22. Eine solche Technologie kann auch zur Erzeugung eines Grenzschmiereffekts zwischen zwei parallel gleitenden glatten festen Oberflächen anwendbar sein, einschließlich der Konstruktion eines Nanolagers, das aus zwei parallelen glatten festen Wänden besteht21. Außer der Grenzflächenschlupftechnologie21 wurden jedoch keine anderen Technologien für die Entwicklung des Nano-Gleitlagers gesehen, das zwischen zwei parallelen glatten festen Wänden gebildet wird.

Die Grenzschmierung in einem Nanokontakt wurde jemals durch atomistische Simulationen (einschließlich Molekulardynamiksimulation und Monte-Carlo-Simulation) untersucht, die jedoch normalerweise recht zeitaufwändig und speicherintensiv waren und oft nur für sehr kleine Kontaktflächen anwendbar waren23,24,25. Für einen realistischen Kontakt mit einer viel größeren Kontaktgröße reichen solche Ansätze offensichtlich nicht aus. Es wurde festgestellt, dass die Ab-initio-Berechnung für einen Mikrokontakt mit großer Kontaktbreite und/oder Kontaktlänge nicht anwendbar ist. Um den enormen Zeitaufwand und den enormen Computerspeicherverbrauch bei einer solchen Berechnung zu überwinden, wurden viele Berechnungsmethoden entwickelt, die jedoch noch weit davon entfernt sind, auf einen realistischen Kontakt anwendbar zu sein26.

Es wurden auch viele Kontinuums- oder Quasi-Kontinuumsmodelle zur Simulation der Strömung einer in einem Nanokanal eingeschlossenen Flüssigkeit vorgeschlagen. Hansen et al.27 haben jemals die Geschwindigkeitsprofile über die Kanalhöhe sowohl der Couette- als auch der Poiseuille-Strömungen mithilfe der Navier-Stokes-Gleichung abgeleitet und dabei sowohl den Grenzflächenschlupf an der festen Wand als auch die intermolekularen Kräfte im System berücksichtigt. Obwohl sowohl die Schlupflänge als auch das aus ihrem Modell berechnete Filmgeschwindigkeitsprofil in der Poiseuille-Strömung mit den MDS-Ergebnissen übereinstimmten, basierte ihr Modell auf der Annahme einer Kontinuumsflüssigkeit und konnte die Diskontinuität und Inhomogenität der eingeschlossenen Flüssigkeit über die Kanalhöhe nicht berücksichtigen. Bhatia et al.28 überprüften das Knudsen-Modell, das Staubgasmodell, das auf Grenzflächenreibung basierende Modell, den Maxwell-Stefan-Ansatz, das Oszillatormodell und den verteilten Reibungsansatz zur theoretischen Untersuchung des molekularen Transports in Nanoporen und wiesen auf die charakteristischen und Mängel dieser Modelle bzw. Einige von ihnen ließen die Wechselwirkung zwischen eingeschlossener Flüssigkeit und Wand weg, während andere die Inhomogenität der eingeschlossenen Flüssigkeit nur implizit berücksichtigten, obwohl sie die Wechselwirkung zwischen Flüssigkeit und Wand berücksichtigten. Giannakopoulos et al.29 untersuchten von MDS die Größeneffekte des Diffusionskoeffizienten, der Scherviskosität und der Wärmeleitfähigkeit einer einfachen Flüssigkeit, die bei konstanter Temperatur in einem Nanokanal fließt. Sie setzten diese Flüssigkeitseigenschaften jeweils mit ihren Volumenwerten in Zusammenhang, indem sie Gleichungen formulierten. Sie zeigten, dass die Scherviskosität der eingeschlossenen Flüssigkeit mit der Verringerung der Kanalhöhe zunahm, während die anderen beiden Flüssigkeitseigenschaften anders waren. Ihre Studie stellte einen Zusammenhang zwischen den MDS-Ergebnissen und den empirischen Gleichungsformulierungen der physikalischen Eigenschaften einer eingeschlossenen Flüssigkeit her, wobei letztere für eine effiziente Modellierung eines technischen Kontakts wichtig sind. Später entwickelten sie ein Quasi-Kontinuumsmodell für die Selbstdiffusion einer in einem Nanokanal fließenden Flüssigkeit, um die von MDS berechnete Flüssigkeitsordnung über die Kanalhöhe zu erfassen30. Ihr Modell war ein Versuch, einen effizienten Ansatz zur Simulation einer mehrskaligen Strömung zu finden, die von Nano bis Makro reicht.

Die interessanten Phänomene rund um den molekularen Spin, die Rotationsviskosität und den Drehimpuls einer in einem Nanokanal eingeschlossenen Flüssigkeit wurden ebenfalls von MDS untersucht. Moore et al.31 zeigten, dass eine Chlorflüssigkeit oder eine Flüssigkeit, die aus kleinen linearen Molekülen besteht, eine Rotationsviskosität besitzt. Hansen et al.32 zeigten, dass bei einer instationären Strömung in einem Nanokanal mit extrem hohen Oszillationsfrequenzen innerhalb der eingeschlossenen Flüssigkeit der Drehimpuls mit dem Translationsimpuls gekoppelt sein sollte, indem die Rotationsviskosität der Flüssigkeit und der molekulare Spineffekt des Fluids berücksichtigt werden eingeschlossene Flüssigkeit war nicht vernachlässigbar. Sie zeigten jedoch, dass bei einer stationären Strömung oder einer instationären Strömung mit niedriger Reynolds-Zahl diese beiden Impulse voneinander entkoppelt werden können und der molekulare Spineffekt der eingeschlossenen Flüssigkeit vernachlässigbar ist.

Das Fließfaktor-Ansatzmodell wurde zur Untersuchung der physikalischen Grenzschmierung der adsorbierten Schicht vorgeschlagen33. Kürzlich wurde herausgefunden, dass die Natur dieses Modells gut mit den MDS-Ergebnissen in den berechneten Strömungsgeschwindigkeiten der eingeschlossenen Flüssigkeit sowohl in den Couette- als auch in den Poiseuille-Strömungen übereinstimmt18,19. Aus diesem Modell wurde dann die Strömungsgleichung der eingeschlossenen Flüssigkeit in einem Nanokanal abgeleitet34. Das Modell vernachlässigt den molekularen Spineffekt der eingeschlossenen Flüssigkeit und ist für niedrige Reynolds-Zahlen geeignet. Tatsächlich handelt es sich um ein äquivalentes Kontinuumsmodell, das sowohl die dynamischen als auch die nichtkontinuumsbedingten Effekte der eingeschlossenen Flüssigkeit berücksichtigt, indem es die Flüssigkeitsdiskontinuität und -inhomogenität über die Kanalhöhe berücksichtigt. Die Vorteile dieses Modells bestehen darin, dass es nicht nur die von MDS berechneten Eigenschaften der Strömung des eingeschlossenen Fluids erfasst, sondern auch effizient auf einen realistischen Kontakt mit einer großen Kontaktgröße anwendbar ist. Basierend auf diesem Modell wurden die Analyseergebnisse für ein Nano-Stufenlager erhalten21,34.

Das Strömungsfaktor-Ansatzmodell sowie die Ergebnisse der Molekulardynamiksimulation zeigten, dass die durchschnittliche Geschwindigkeit über die Kanalhöhe eines eingeschlossenen Fluids in einem Nanokanal in der Couette-Strömung tatsächlich der aus der konventionellen hydrodynamischen Schmiertheorie berechneten Geschwindigkeit entspricht, während die Größe von Die Strömungsgeschwindigkeit dieser eingeschlossenen Flüssigkeit in der Poiseuille-Strömung wird aufgrund des Nichtkontinuumseffekts verringert, dh der Diskontinuitäts- und Inhomogenitätseffekte der eingeschlossenen Flüssigkeit über die Kanalhöhe18,19. Diese Ergebnisse können wichtige Hinweise auf den Mechanismus der Tragfähigkeitserzeugung in einem Nanolager geben. Das heißt, selbst bei zwei parallelen glatten Feststoffwänden würden in einem Nano-Gleiter erhebliche Drücke und dann die Lasttragfähigkeit erzeugt, wenn die Wechselwirkung zwischen der Flüssigkeit und der Feststoffwand in der Einlasszone stärker ist als die in der Auslasszone Aufgrund der stärkeren Adsorption an der Wand der Flüssigkeit und der höheren durchschnittlichen Flüssigkeitsdichte über die Dicke des Flüssigkeitsfilms in der Einlasszone ist die Massenströmungsrate im Couette-Fluss in das Lager größer als die aus dem Lager heraus in der Auslaufzone. Der Nicht-Kontinuumseffekt des Fluids in einem Nanolager verringert die Größenordnung des Massendurchsatzes der Poiseuille-Strömung sowohl in der Lagereinlass- als auch in der Auslasszone. Anschließend erhöht er die Größe des Gesamtmassendurchsatzes in das Lager, verringert sich jedoch Größe des Massenstroms aus dem Lager. Um die Strömungskontinuität aufrechtzuerhalten, müssen in den Lagereinlass- und -auslasszonen jeweils höhere Drücke erzeugt werden, um aufgrund des Fluid-Nichtkontinuumseffekts die entsprechenden Poiseuille-Strömungen in diesen beiden Unterzonen zu erzeugen. Der Fluid-Nicht-Kontinuum-Effekt würde somit die Belastbarkeit eines Nanolagers deutlich erhöhen. Andererseits würde der Schlupf der eingeschlossenen Flüssigkeit an der Wandoberfläche in einem Nanolager auch die Traglast des Lagers erheblich beeinflussen.

Basierend auf den zugrunde liegenden Mechanismen der Lasttragfähigkeitserzeugung in einem Nanolager versucht die vorliegende Arbeit, die Leistung eines neuartigen Nano-Gleitlagers zu untersuchen, das zwischen zwei parallelen, glatten, festen, ebenen Wänden gebildet wird und von der physikalischen Adsorption abhängt Fließfaktor-Ansatzmodell. Anders als bei dem zuvor untersuchten Lager mit den in Lit. gezeigten homogenen Oberflächeneigenschaften. 34 nimmt das vorliegende Lager zur Erzeugung der Lagertragfähigkeit inhomogene Oberflächeneigenschaften an der stationären Massivwand an, d Lagerauslasszone. Dieser Zweck könnte dadurch erreicht werden, dass unterschiedliche Materialien der stationären Massivwand verwendet werden oder unterschiedliche Beschichtungen auf der stationären Massivwand jeweils in den Lagereinlass- und -auslasszonen aufgebracht werden. Das vorliegende Lager unterscheidet sich auch vom untersuchten Lager in Lit. 21, die auf dem künstlich eingeführten Grenzflächenschlupf in der Lagereinlasszone zur Verbesserung der Lagerleistung beruhte, unter der Bedingung, dass die Wechselwirkung zwischen der stationären festen Wand und dem Schmierfilm in der Lagereinlasszone viel schwächer war als die in der Lagerauslasszone Zone. Die Oberflächeneigenschaften der stationären Festkörperwand und die physikalischen Adsorptionseigenschaften des Schmierfilms im vorliegenden Lager unterscheiden sich daher stark von denen im untersuchten Lager in Lit. 21.

Basierend auf dem Fließfaktor-Ansatzmodell präsentiert die vorliegende Arbeit eine Analyse für die Tragfähigkeit des untersuchten Lagers. Die Bedingung für die Bildung des Lagers wurde erfüllt. Die Berechnungsergebnisse zeigten, dass aufgrund der starken physikalischen Adsorption und Nichtkontinuumseffekte des Schmierfilms im untersuchten Lager bei geringen Schmierfilmdicken erhebliche Drücke und damit ausgeprägte Tragfähigkeiten erzeugt werden können. Außerdem wurde die optimale Voraussetzung für die maximale Tragfähigkeit des Lagers geschaffen.

Abbildung 1 zeigt das untersuchte Nanolager, das aus zwei parallelen, glatten, festen, ebenen Wänden besteht, die gegeneinander gleiten. Die gesamte bewegliche feste Wand besteht aus identischem Material, an dem die Adsorption der Flüssigkeit stark, mittelstark oder schwach sein kann. Die eingeschlossene Flüssigkeit kann an dieser Wandoberfläche verrutschen oder auch nicht, abhängig von ihrer Adsorption an dieser Wandoberfläche. Die stationäre Massivwand ist in zwei Teilzonen unterteilt, nämlich die Teilzonen „a1“ und „a2“, die jeweils aus unterschiedlichen Materialien bestehen bzw. mit unterschiedlichen Beschichtungen bedeckt sind. Die Adsorption der Flüssigkeit an der Wandoberfläche ist im Teilbereich „a1“ deutlich stärker als an der Wandoberfläche im Teilbereich „a2“. Die eingeschlossene Flüssigkeit kann an den Wandoberflächen in diesen beiden Unterzonen verrutschen oder nicht, abhängig von ihrer Adsorption an diesen Wandoberflächen.

Das vorgeschlagene Nanolager beruht auf der physikalischen Adsorption der eingeschlossenen Flüssigkeit an den festen Wänden.

Beschreibung: Das Material bzw. Oberflächenmaterial der Unterzone „a1“ unterscheidet sich von denen der Unterzone „a2“ und die Wechselwirkung zwischen der Flüssigkeit und der Wand in der Unterzone „a1“ ist deutlich stärker als die zwischen der Flüssigkeit und der Wand in die Unterzone „a2“.

Der gesamte geschmierte Bereich des untersuchten Lagers ist in die Unterzonen „I“ und „II“ unterteilt, die jeweils die Lagereinlass- und -auslasszonen bezeichnen. Das kartesische Koordinatensystem ist in Abb. 1 dargestellt. Bei der Analyse wurde angenommen, dass der Druck innerhalb der eingeschlossenen Flüssigkeit über die Filmdicke konstant ist. Dies ist gemäß den Ergebnissen der Molekulardynamiksimulation zulässig35. Die Annahme eines konstanten Drucks über die Filmdicke wurde auch für die Filmdicke auf der Mikrometerskala übernommen, wie sie in der konventionellen hydrodynamischen Schmiertheorie3 gemacht wird. Das vorliegende Modell ist daher nicht auf die Filmdicke im Nanometerbereich beschränkt, sondern kann tatsächlich auf die Filmdicke im Mikrometerbereich erweitert werden, d. h. auf den Fall eines kontinuierlichen Schmierfilms, wie in den Gleichungen gezeigt. (1) und (2) im Letzteren.

In der „y“-Koordinatenrichtung wurde davon ausgegangen, dass die eingeschlossene Flüssigkeit nicht fließt, dh es wurde keine seitliche Leckage im Lager angenommen. Eine solche Annahme wurde auch häufig bei der Analyse eines herkömmlichen hydrodynamischen Lagers getroffen3. Dies ist zulässig, wenn die Größe des Kontakts in der „y“-Koordinatenrichtung viel größer ist als die in der „x“-Koordinatenrichtung, sodass der Flüssigkeitsseitenfluss im Vergleich zum Flüssigkeitsgesamtfluss in den Kontakt vernachlässigbar ist. In diesem Fall kann die Annahme eine gute Vorhersage für die Tragfähigkeit des Lagers geben. Für die Kontaktgröße in der „y“-Koordinatenrichtung, die mit der in der „x“-Koordinatenrichtung vergleichbar ist, muss möglicherweise der seitliche Leckageeffekt berücksichtigt werden und ein Korrekturfaktor kann eingeführt werden, um die auf dieser Grundlage berechnete Traglast des Lagers zu modifizieren Es wird keine Gleitleckage angenommen, um den seitlichen Leckageeffekt zu berücksichtigen, wie dies jemals bei der Analyse des herkömmlichen hydrodynamischen Lagers der Fall war3. Die vorliegende Arbeit ist von grundlegender Bedeutung und der Korrekturfaktor für die getragene Last des Lagers, der den seitlichen Leckageeffekt berücksichtigt, kann in der nachfolgenden Forschung untersucht werden.

In der vorliegenden Analyse wurde auch die Reibungserwärmung im Lager vernachlässigt. Dies kann zulässig sein, wenn die Gleitgeschwindigkeit niedrig ist. Bei einer hohen Gleitgeschwindigkeit ist diese Annahme jedoch möglicherweise nicht zulässig und eine thermische Analyse des Lagers ist möglicherweise erforderlich. Die vorliegende Arbeit kann ein grundlegendes Ergebnis für das untersuchte Lager liefern und in Bezug auf den Reibungswärmeeffekt kann auch ein Korrekturfaktor eingeführt werden, um die vorliegenden Ergebnisse zu modifizieren, wie dies bei der herkömmlichen hydrodynamischen Lageranalyse üblich ist3.

Die gekoppelten Wandflächen im vorliegenden Lager wurden als ideal glatt und steif behandelt. Diese Behandlungen können das Problem vereinfachen. Bei niedrigen Schmierfilmdrücken und einem Vorsprung an der Wandoberfläche, der deutlich unter der Schmierfilmdicke liegt, sind diese Behandlungen zulässig. Wenn der Filmdruck jedoch so hoch ist, dass die verursachte elastische Verformung der Wandoberfläche mit der Filmdicke vergleichbar ist, sollte der Einfluss der elastischen Verformung der Wandoberfläche auf die Lagerleistung berücksichtigt werden. Wenn andererseits der Wandoberflächenüberstand mit der Filmdicke vergleichbar ist, sollte auch der Effekt der Wandoberflächenrauheit berücksichtigt werden. Diese könnten als interessante Themen in die zukünftige Forschung aufgenommen werden. Da in der vorliegenden Arbeit außerdem der physikalische Adsorptionseffekt auf die Tragfähigkeit des Lagers thematisiert wird, wird hier der Keileffekt zwischen den gekoppelten Wänden vernachlässigt, d. h. die beiden Wände des Lagers sind parallel zueinander. Dennoch ist auch die Keilwirkung zwischen den Wänden wichtig für die Traglast des Lagers, wie aus der konventionellen hydrodynamischen Schmiertheorie3 bekannt ist. Die diesbezügliche Forschung wird in Kürze durchgeführt.

Da sich die vorliegende Arbeit schließlich auf die Untersuchung der durch physikalische Adsorption erzielten Lasttragfähigkeit eines Nanolagers konzentriert, wird die Auswirkung der Oberflächendrücke aufgrund der Wandwechselwirkungen auf die getragene Last des Lagers, d. h. die getragene Last, vernachlässigt Zur hier berechneten Belastung des Lagers trägt der Schmierfilm bei. Dennoch ist die vorliegende Berechnung in der Regel der Hauptanteil der Tragfähigkeit des Lagers und ausreichend, da der Flächenpressungseffekt meist schwach und vernachlässigbar ist, wenn die Schmierfilmdicke etwas höher als 1 nm ist36,37 und auch der Beitrag Der Anteil der Flächenpressungen ist normalerweise weitaus kleiner als der Beitrag des Schmierfilms.

Basierend auf den oben genannten Annahmen beträgt der Massendurchfluss pro Kontaktlängeneinheit durch den Kontakt des eingeschlossenen Fluids in der „I“-Unterzone gemäß dem Fließfaktor-Ansatzmodell für den Fluss des eingeschlossenen Fluids in einem Nanokanal34:

Dabei sind h und p jeweils die Filmdicke und der Druck des eingeschlossenen Fluids, „Unterzone, die von der Filmdicke abhängt, ist die effektive Viskosität der eingeschlossenen Flüssigkeit in der Unterzone „I“, die von der Filmdicke abhängt, ist der Parameter, der den Nichtkontinuumseffekt darstellt, d. h. die Diskontinuitäts- und Inhomogenitätseffekte der eingeschlossenen Flüssigkeit Flüssigkeit auf den Flüssigkeitsstrom in der „I“-Unterzone, der von der Filmdicke und und abhängt. Hier sind und jeweils die Geschwindigkeiten der eingeschlossenen Flüssigkeit auf den stationären und sich bewegenden festen Wandoberflächen in der Unterzone „I“. Wenn und jeweils gleich den Bewegungsgeschwindigkeiten der entsprechenden Kontaktflächen sind, tritt kein Grenzflächenschlupf auf; Andernfalls kommt es zu Grenzflächenschlupf. Der erste Term auf der rechten Seite von Gl. (1) ist der Couette-Fluss und gemäß den MDS-Ergebnissen18,19 exakt, und der zweite Term auf dieser Seite ist der Poiseuille-Fluss. Wie Gl. (1) zeigt, dass sich der Nichtkontinuumseffekt der eingeschlossenen Flüssigkeit im Term der Poiseuille-Strömung widerspiegelt. Bei einem verschwindenden Druckgradienten verschwindet die Poiseuille-Strömung und der Nichtkontinuumseffekt der eingeschlossenen Flüssigkeit verschwindet. Andererseits gilt für eine Filmdicke, die größer als die kritische Filmdicke ist, der Wert von in Gl. (1) ist −1, sodass Gl. (1) wird auf die Reynolds-Gleichung reduziert, die für eine Kontinuumsflüssigkeitsschmierung gilt; Andernfalls ist bei einer geringeren Filmdicke die Größe kleiner (weniger als eins) und der Nichtkontinuumseffekt der eingeschlossenen Flüssigkeit ist stärker. Je stärker der Nichtkontinuumseffekt der eingeschlossenen Flüssigkeit ist, desto stärker verringert sich die Stärke des Poiseuille-Flusses. Die Größe von S ist tatsächlich das Verhältnis der Poiseuille-Strömungsgeschwindigkeit der Nicht-Kontinuumsflüssigkeit zu der einer äquivalenten Kontinuumsflüssigkeit. wurde durch die MDS-Ergebnisse untermauert15,18,19, die zeigten, dass der Nichtkontinuumseffekt (dh die Diskontinuitäts- und Inhomogenitätseffekte über die Filmdicke) der eingeschlossenen Flüssigkeit die Größe der Fließgeschwindigkeit der Poiseuille-Strömung der eingeschlossenen Flüssigkeit verringert . Durch die Berücksichtigung der physikalischen Eigenschaften des eingeschlossenen Fluids und der Mitnahmegeschwindigkeit, die alle von der Fluid-Wand-Wechselwirkung abhängen, berücksichtigt Gleichung (1) den Grenzflächenschlupf, die physikalische Adsorption und Nichtkontinuumseffekte des eingeschlossenen Fluids. Wenn die Filmdicke h unter der kritischen Filmdicke liegt, wird der Schmierfilm zwischen zwei festen Wänden über die gesamte Filmdicke nicht-kontinuum, die herkömmliche (kontinuums-) hydrodynamische Schmierungstheorie versagt und eine entsprechende nicht-kontinuums-Schmierungstheorie, wie in gezeigt Gl. (1) anzuwenden. Bei einem gewöhnlichen Öl wie paraffinischen oder synthetischen Ölen liegt der Wert normalerweise im Bereich von 10 nm20; Bei einer einfachen Flüssigkeit wie flüssigem Argon und Wasser kann die Größe jedoch nur im Bereich von 1 nm liegen11,15.

Eine konventionelle (kontinuums-) hydrodynamische Schmierungstheorie wurde jemals zur Untersuchung der Leistung eines molekular dünnen Schmierfilmkontakts unter Einbeziehung der Oberflächendrücke aufgrund der Wandwechselwirkungen verwendet38. Ein solcher Ansatz litt unter den entscheidenden Mängeln bei der Modellierung der Rheologie der eingeschlossenen, nicht-kontinuumshaltigen Flüssigkeit und sollte normalerweise dazu führen, dass die Lasttragekapazität des geschmierten Kontakts viel geringer ist als diejenige, die durch eine nicht-kontinuumsschmierungstheorie, wie in Gl. (1) aufgrund der Vernachlässigung der physikalischen Adsorption und der Nichtkontinuumseffekte des Schmierfilms21,34. Wenn der Schmierfilm jedoch so dick ist, dass seine Dicke nicht wesentlich unter der kritischen Filmdicke liegt, können die physikalischen Adsorptions- und Nicht-Kontinuumseffekte des eingeschlossenen Films schwach und vernachlässigbar sein. In diesem Fall kann ein solcher Ansatz zu Übertrag führen Die Belastung des geschmierten Kontakts kommt der einer Nichtkontinuumsschmierungstheorie nahe21,34.

Eine ähnliche Gleichung kann für die Unterzone „II“ implementiert werden und lautet:

wobei die Bedeutung der jeweiligen Parameter jeweils mit denen in Gl. übereinstimmt. (1) mit der Ausnahme, dass der Index „II“ die Unterzone „II“ bezeichnet.

Wie es die Strömungskontinuität erfordert, ; Wenn , , und S(h) in den Gl. (1) und (2) sind bekannt, für ein gegebenes h können die Druckverteilungen in den Unterzonen „I“ und „II“ jeweils aus diesen beiden Gleichungen unter Verwendung der Strömungskontinuitätsbedingung und der Druckrandbedingungen gelöst werden. Gleichzeitig werden die Massenströme und gelöst.

Weil die Adsorption der eingeschlossenen Flüssigkeit an der Wandoberfläche in der Unterzone „a1“ stärker ist als die an der Wandoberfläche in der Unterzone „a2“, , und 34. In diesem Zustand ist der Nichtkontinuumseffekt der eingeschlossenen Flüssigkeit in Die Subzone „I“ ist stärker als die in der Subzone „II“.

Wenn wir haben . Wie Gl. (1) und (2) zeigen, dass in diesem Zustand der Flüssigkeitsmassendurchsatz im Couette-Fluss in der Unterzone „I“ größer ist als in der Unterzone „II“. Wenn also in diesem Fall keine Drücke im Kontakt erzeugt würden, wäre die Strömungskontinuität im Kontakt nicht aufrechterhalten. In einem solchen Zustand müssen zur Aufrechterhaltung der Strömungskontinuität die Drücke im Kontakt erzeugt werden, um die entsprechende Poiseuille-Strömung zu erzeugen, um die Gesamtströmung auszugleichen. Offensichtlich ist in diesem Zustand das Lager mit einer gewissen Tragfähigkeit ausgebildet.

Da die Strömungskontinuität für einen bestimmten Betriebszustand erforderlich ist, ist =konstant. Somit ist nach Gl. (1) ist, wenn es konstant ist, für ein gegebenes h konstant. Denn das Gleiche ist, wenn es konstant ist, für ein gegebenes h konstant. Wie Abb. 1 zeigt, sind die Druckrandbedingungen: . Angenommen, für konstant und ist die Verteilung des Drucks innerhalb der eingeschlossenen Flüssigkeit in Abb. 2 dargestellt. Es wird gezeigt, dass in diesem Zustand die Drücke in den Unterzonen „I“ und „II“ jeweils linear verteilt sind und der maximale Druck auftritt an der Grenze zwischen diesen beiden Unterzonen.

Eine Darstellung der Druckverteilung im vorliegenden Lager.

ist der maximale Druck im Lager. Beschreibung: Die Drücke in den Unterzonen „I“ und „II“ im Lager sind jeweils linear verteilt und der maximale Druck tritt an der Grenze zwischen diesen beiden Unterzonen auf.

Lass und . Hier ist u die Geschwindigkeit der sich bewegenden festen Wand und und sind jeweils die relativen Schlupfbeträge der eingeschlossenen Flüssigkeit in den Unterzonen „I“ und „II“, die von den Scherfestigkeiten an der Grenzfläche zwischen Flüssigkeit und Wand in diesen beiden Unterzonen und den abhängig sind Betriebszustand21. Dabei sind und für einen gegebenen Betriebszustand jeweils konstant und ihre Werte werden vermutlich vorher angegeben. und sind dimensionslos und unterscheiden sich völlig von der herkömmlich definierten (dimensionalen) Gleitlänge, die zur Messung des Ausmaßes der Grenzflächengleitlänge verwendet wurde39. Hier weist ein höherer Betrag von oder auf einen stärkeren Grenzflächenschlupf in den Unterzonen „I“ oder „II“ hin, während die Größenordnungen von oder gleich Eins auf den schwersten Grenzflächenschlupf in den Unterzonen „I“ oder „II“ hinweisen . Sowohl die Vorzeichen von als auch können positiv oder negativ sein, je nachdem, ob der Grenzflächenschlupf die Couette-Flüsse in den Unterzonen „I“ und „II“ erhöht. Denn und der Grenzflächenschlupf in der „I“-Unterzone führt dazu, dass der Couette-Fluss der eingeschlossenen Flüssigkeit größer ist als der ohne Grenzflächenschlupf; Dies führt zu einem größeren Massenstrom, der in den Kontakt mitgerissen wird, und folglich zu höheren Filmdrücken und höherer Tragfähigkeit des Lagers. Dies ist zwar vorteilhaft für die Tragfähigkeit des Lagers, aber schädlich. Der Einfluss von ist entgegengesetzt; ist zwar vorteilhaft für die Tragfähigkeit des Lagers, aber auch schädlich.

Für einen gegebenen Betriebszustand, wenn der Grenzflächenschlupf auftritt, wurde festgestellt, dass dieser für den Kontakt, der durch zwei parallele, feste, ebene Oberflächen gebildet wird, jeweils konstant ist21,40. Dies führt zu einer konstanten und in einem solchen Kontakt stehenden Betriebsbedingung. Wenn außerdem die Gleitgeschwindigkeit u groß genug ist, kann sie jeweils als von u40 unabhängige Konstante angenommen werden.

Für konstante und ergibt sich gemäß der in Abb. 2 dargestellten Druckverteilung:

Es wird aus Gl. gelöst. (3) dass:

Die vom Lager getragene Last pro Kontaktlängeneinheit beträgt:

Definieren Sie die folgenden dimensionslosen Parameter:

Hier sind und jeweils die Dichte und die Viskosität der Flüssigkeit bei Umgebungsbedingungen, wenn die Flüssigkeit ein Kontinuum ist; , und und sind jeweils die kritischen Filmdicken der eingeschlossenen Flüssigkeit in den Unterzonen „I“ und „II“, damit die eingeschlossene Flüssigkeit in diesen Unterzonen über die Filmdicke hinweg ein Kontinuum wird.

Der dimensionslose Maximaldruck beträgt:

Die vom Lager getragene dimensionslose Belastung beträgt:

Nach Gl. (6) Die Mechanismen der Tragfähigkeit des vorliegenden Lagers lassen sich wie folgt darstellen:

Da also kein Grenzflächenschlupf auftritt, wird dieser durch den Term bestimmt. In diesem Fall wird die Tragfähigkeit des Lagers durch die unterschiedliche physikalische Adsorption des eingeschlossenen Fluids an den stationären Wandoberflächen in den Unterzonen „I“ und „II“ erzeugt.

Wenn , wird durch den Term bestimmt, der positiv sein soll. In diesem Fall entsteht die Tragfähigkeit des Lagers durch den unterschiedlichen Grenzflächenschlupf in den Teilzonen „I“ und „II“. Beispielsweise kann eine solche Lasttragfähigkeit dadurch erreicht werden, dass jeweils eine niedrige Grenzflächenscherfestigkeit zwischen Flüssigkeit und Wand an der Wandoberfläche der Unterzone „a1“ und eine relativ hohe Grenzflächenscherfestigkeit zwischen Flüssigkeit und Wand an der Wandoberfläche der Unterzone „a1“ ausgelegt werden. a2“-Unterzone, so dass der Flüssigkeitsschlupf jeweils an der „a1“-Wandoberfläche in der „I“-Unterzone und an der beweglichen Wandoberfläche in der „II“-Unterzone auftritt. In diesem Fall > 21. Andererseits ergibt sich, dass für den für die Erzeugung der Tragfähigkeit des Lagers hilfreichen Grenzflächenschlupf in der Teilzone „I“ , sonst ; Während für die Grenzflächenschlupf in der Teilzone „II“ hilfreich für die Erzeugung der Tragfähigkeit des Lagers ist, ansonsten .

Tatsächlich kann der lasttragende Mechanismus des Lagers auf den kombinierten Effekten der physikalischen Adsorption, des Nichtkontinuums und des Grenzflächenschlupfes der eingeschlossenen Flüssigkeit beruhen. Die Bedingung für die Bildung des Lagers ist: . Wenn , für = , ist die Bedingung für die Bildung des Lagers immer erfüllt und die Tragfähigkeit des Lagers wird erzeugt.

Denn , , , und 21,

(5) Optimale Geometrie des Lagers:

Der optimale Wert von ψ für die maximale Tragfähigkeit des Lagers beträgt:

In diesem optimalen Zustand beträgt die vom Lager getragene dimensionslose Last:

Wo .

Aus Gl. (10) lässt sich feststellen, dass geringere Beträge und höhere Beträge zu höheren Tragfähigkeiten des Lagers führen. Beispielsweise führt eine Erhöhung der Wechselwirkungsstärken zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und den „a1“- und „a2“-Wänden für eine gegebene Filmdicke h zu niedrigeren Beträgen von und, aber höheren Beträgen von und 11,18 und kann somit die Belastung erhöhen. Tragfähigkeit des Lagers.

Die Parameter und werden in der folgenden allgemeinen Form ausgedrückt41:

wobei und , und jeweils Konstanten sind.

Die Parameter und werden in der folgenden allgemeinen Form ausgedrückt41:

wobei , und jeweils Konstanten sind.

Die Parameter und werden in der folgenden allgemeinen Form ausgedrückt41:

wobei , und jeweils Konstanten sind.

Es wurden beispielhafte Berechnungen durchgeführt. In diesen Berechnungen ist die Wechselwirkung zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und der Wand in der Unterzone „a2“ relativ schwach und die Wechselwirkung zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und der Wand in der Unterzone „a1“ wird jeweils als mittelstark und relativ stark angenommen. In den Berechnungen sind nm, nm für die mittlere Wechselwirkung zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und der Wand in der Unterzone „a1“ und nm für die relativ starke Wechselwirkung zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und der Wand in der Unterzone „a1“. Die Werte von und wurden entsprechend den experimentellen Beobachtungen ausgewählt16,20. Die Werte der anderen Parameter in der Berechnung sind jeweils in den Tabellen 1, 2 und 3 aufgeführt. Die Vergleiche der Werte von , , , und für verschiedene Filmdicken basierend auf den Eingabeparameterwerten in den Tabellen 1, 2 und 3 wurden gezeigt in Ref. 41. Diese dimensionslosen rheologischen Parameterwerte der Flüssigkeit stimmen gut mit den experimentellen Messungen und den Ergebnissen der Molekulardynamiksimulation überein11,12,13,14,15,16.

Abbildung 3 zeigt die Werte für unterschiedliche Filmdicken, wenn die Wechselwirkung zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und der Wand in der Unterzone „a1“ relativ stark bzw. mittelstark ist. Der Wert von ist unabhängig vom Grenzflächenschlupf, hängt jedoch stark von den Wechselwirkungen zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und den Wänden in den Unterzonen „a1“ und „a2“ ab. Bei einer gegebenen Filmdicke h im Nanometerbereich erhöht die Zunahme der Adsorption des eingeschlossenen Fluids an der Wand in der Unterzone „a1“ den Wert von deutlich; Während die Erhöhung der Filmdicke den Wert von erheblich verringert.

Diagramme des Werts gegen die Filmdicke h, wenn die Wechselwirkung zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und der Wand in der Unterzone „a1“ relativ stark bzw. mittelstark ist.

ist der optimale Wert für die maximale Tragfähigkeit des Lagers. Beschreibung: Der Wert von ist unabhängig vom Grenzflächenschlupf, hängt jedoch stark von den Wechselwirkungen zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und den Wänden in den Unterzonen „a1“ und „a2“ ab.

In Abbildung 4(a) sind die Werte der dimensionslosen Maximallast, die das Lager trägt (im optimalen Zustand), gegen die Filmdicke h für verschiedene positive Werte von und bei der Wechselwirkung zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und der Wand in der Unterzone „a1“ aufgetragen ist mittelschwer. Beachten Sie das in dieser Abbildung. Dies bedeutet, dass der Grenzflächenschlupf in Abb. 4(a) hilfreich für die Erzeugung der Tragfähigkeit des Lagers ist (gemäß Gleichung (6)). Dieses Ergebnis ist in Abb. 4(a) deutlich zu sehen. Der Grenzflächenschlupf in Abb. 4(a) kann erreicht werden, wenn der Flüssigkeitsschlupf an der gesamten stationären Wandoberfläche vorhanden ist, an der gesamten beweglichen Wandoberfläche jedoch nicht vorhanden ist (aufgrund der starken Wechselwirkung und folglich der hohen Grenzflächenscherfestigkeit zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit). und die bewegliche Wand). Der Mechanismus der Erhöhung der Tragfähigkeit des Lagers durch den Grenzflächenschlupf in Abb. 4(a) besteht darin, dass für eine gegebene Filmdicke der Flüssigkeitsmassendurchsatz in der Couette-Strömung in der „I“-Unterzone (in Da die Dichte des eingeschlossenen Fluids in der Unterzone „I“ jedoch höher ist als die in der Unterzone „II“, beträgt dieser Massendurchsatzunterschied Mit dem Schlupf an der Grenzfläche erhöht sich die Strömungskontinuität im Lager. Um die Strömungskontinuität im Lager aufrechtzuerhalten, müssen jeweils höhere Drücke in den Unterzonen „I“ und „II“ erzeugt werden, um die entsprechenden Poiseuille-Ströme zu erzeugen, um den Gesamtmassenstrom durch das Lager auszugleichen, wenn die Grenzfläche erreicht ist Der Schlupf wird erhöht, sodass die Tragfähigkeit des Lagers mit dem Grenzflächenschlupf erhöht wird.

Auftragung des Wertes der dimensionslosen Maximallast, die das Lager (im optimalen Zustand) trägt, in Abhängigkeit von der Filmdicke h für verschiedene Werte von und wenn die Wechselwirkung zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und der Wand in der Unterzone „a1“ mittelstark ist.

und sind jeweils die relativen Schlupfmengen der eingeschlossenen Flüssigkeit in den Unterzonen „I“ und „II“. Beschreibung: Für gegebene Werte von und zeigt sich, dass die Reduzierung der Filmdicke den Wert von deutlich erhöht, insbesondere bei sehr geringen Filmdicken.

Abbildung 4(a) zeigt, dass bei gegebenen Werten von und die Reduzierung der Filmdicke den Wert von deutlich erhöht, insbesondere bei sehr geringen Filmdicken. Dies ist auf die Zunahme der Nichtkontinuums- und physikalischen Adsorptionseffekte der eingeschlossenen Flüssigkeit mit der Verringerung der Filmdicke zurückzuführen. Bei sehr geringen Filmdicken können die starken Nichtkontinuums- und physikalischen Adsorptionseffekte der eingeschlossenen Flüssigkeit die Tragfähigkeit des Lagers erheblich erhöhen21,34.

Abbildung 4(b) zeigt die Werte der dimensionslosen Maximallast, die das Lager trägt, in Abhängigkeit von der Filmdicke h für verschiedene negative Werte von und wenn die Wechselwirkung zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und der Wand in der Unterzone „a1“ mittelstark ist. Der Grenzflächenschlupf in Abb. 4(b) erweist sich als schädlich für die Erzeugung der Tragfähigkeit des Lagers. Es kann auftreten, wenn die Flüssigkeit aufgrund der schwachen Wechselwirkung und der geringen Grenzflächenscherfestigkeit zwischen der Flüssigkeit und der sich bewegenden Wand an der gesamten Oberfläche der beweglichen Wand abrutscht. Der Mechanismus des Einflusses des Grenzflächenschlupfes auf die Tragfähigkeit des Lagers in Abb. 4(b) ist ähnlich wie in Abb. 4(a). In Abb. 4(b) gilt für eine gegebene Filmdicke und negative Werte von und , wenn der Grenzflächenschlupf sowohl in der Lagereinlass- als auch in der Auslasszone zunimmt, die (positive) Differenz zwischen der Flüssigkeitsmassenströmungsrate im Couette-Fluss Die Unterzone „I“ und die Unterzone „II“ werden reduziert, da die Mitnahmegeschwindigkeiten und beide verringert werden. Um die Strömungskontinuität im Lager aufrechtzuerhalten, müssen in „I“ bzw. „II“ niedrigere Drücke entwickelt werden. Unterzonen erzeugen die entsprechenden Poiseuille-Ströme, um den gesamten Massenstrom durch das Lager auszugleichen. Daher wird die Lasttragfähigkeit des Lagers mit zunehmendem Grenzflächenschlupf verringert. Auch hier erhöht die Reduzierung der Filmdicke bei gegebenen Werten von und den Wert von deutlich, insbesondere bei sehr geringen Filmdicken.

In Abbildung 5(a) sind die Werte der dimensionslosen Maximallast, die das Lager trägt, gegen die Filmdicke h für und verschiedene positive Werte für den Fall aufgetragen, dass die Wechselwirkung zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und der Wand in der Unterzone „a1“ relativ stark ist. Der Grenzflächenschlupf in Abb. 5(a) ist schädlich für die Erzeugung der Tragfähigkeit des Lagers. Es kann vorhanden sein, wenn der Flüssigkeitsschlupf aufgrund der schwachen Flüssigkeit-Wand-Wechselwirkung und der dort geringen Grenzflächenscherfestigkeit zwischen Flüssigkeit und Wand nur an der stationären Wandoberfläche in der Unterzone „II“ auftritt. In Abb. 5(a) erhöht der Anstieg des Grenzflächenschlupfes bei einer gegebenen Filmdicke die Mitnahmegeschwindigkeit und verringert dann den Massendurchsatz des Fluids in der Couette-Strömung in der Unterzone „II“, um die Strömungskontinuität im Lager aufrechtzuerhalten In den Unterzonen „I“ und „II“ müssen jeweils Drücke erzeugt werden, um die Stärke der Poiseuille-Strömungen in diesen beiden Unterzonen zu verringern und den Gesamtmassendurchfluss durch das Lager auszugleichen, wenn der Grenzflächenschlupf zunimmt, und somit die Belastung. Die Tragfähigkeit des Lagers nimmt mit zunehmendem Grenzflächenschlupf ab.

Diagramme des Werts der dimensionslosen Maximallast, die das Lager (im optimalen Zustand) trägt, in Abhängigkeit von der Filmdicke h für verschiedene Werte von und wenn die Wechselwirkung zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und der Wand in der Unterzone „a1“ relativ stark ist.

(A) . und sind jeweils die relativen Schlupfmengen der eingeschlossenen Flüssigkeit in den Unterzonen „I“ und „II“. Beschreibung: Für gegebene Werte von und zeigt sich, dass die Reduzierung der Filmdicke den Wert von deutlich erhöht, insbesondere bei sehr geringen Filmdicken. Der Vergleich zwischen den Abbildungen 4(a) und 5(a) sowie der Vergleich zwischen den Abbildungen 4(b) und 5(b) zeigen, dass für eine gegebene Filmdicke h und gegebene Werte von und die Wechselwirkungsstärke zwischen Die eingeschlossene Flüssigkeit und die Wand in der Unterzone „a1“ erhöhen den Wert deutlich, insbesondere wenn die Filmdicke gering ist.

In Abbildung 5(b) sind die Werte der dimensionslosen Maximallast, die das Lager trägt, in Abhängigkeit von der Filmdicke h für verschiedene negative Werte von und dargestellt, wenn die Wechselwirkung zwischen der eingeschlossenen Flüssigkeit und der Wand in der Unterzone „a1“ relativ stark ist. Ähnlich wie in Abb. 4(b) ist der Grenzflächenschlupf in dieser Abbildung schädlich für die Erzeugung der Tragfähigkeit des Lagers.

Der Vergleich zwischen den Abbildungen 4(a) und 5(a) sowie der Vergleich zwischen den Abbildungen 4(b) und 5(b) zeigen, dass für eine gegebene Filmdicke h und gegebene Werte von und die Wechselwirkungsstärke zwischen Die eingeschlossene Flüssigkeit und die Wand in der Unterzone „a1“ erhöhen den Wert deutlich, insbesondere wenn die Filmdicke gering ist. Dies ist auf die zunehmenden Nichtkontinuums- und physikalischen Adsorptionseffekte der eingeschlossenen Flüssigkeit in der „I“-Subzone zurückzuführen, die bei geringen Schmierfilmdicken sehr stark ist.

Die Referenzen 21 und 34 zeigten die getragenen Lasten eines Nano-Stufenlagers im optimalen Zustand, wenn der Grenzflächenschlupf künstlich eingeführt bzw. nicht vorhanden war, indem die physikalischen Adsorptionsdaten der eingeschlossenen Flüssigkeit verwendet wurden, die denen in der vorliegenden Studie sehr nahe kamen. Der Vergleich zwischen den Traglasten dieses Lagers und denen des vorliegenden Lagers zeigt, dass im gleichen Betriebszustand die maximale Traglast des vorliegenden Lagers (im optimalen Zustand) mit der eines Nano-Stufenlagers vergleichbar ist, obwohl dies der Fall ist etwas niedriger als letzteres. Die Vorteile des vorliegenden Lagers liegen auf der Hand: ein Lager mit vergleichbarer Tragfähigkeit, aber einfachen Geometrien und Strukturen und den daraus resultierenden möglichen geringen Herstellungskosten.

Zur Bewertung der Leistung des vorliegenden Lagers werden hier die Ergebnisse für ein beispielhaftes Lager angegeben. Die Gesamtbreite dieses Lagers beträgt 20 μm. Das verwendete Schmiermittel ist ein gewöhnliches Öl mit kurzkettigen Molekülen und hat bei Umgebungsbedingungen eine Viskosität von . Die stationäre Wandoberfläche in der Unterzone „II“ ist mit einer hydrophoben Beschichtung wie dem Material PTFE (Polytetrafluorethylen) bedeckt, so dass die Wechselwirkung zwischen dieser Wandoberfläche und dem Schmiermittel relativ schwach ist; Die physikalischen Adsorptionsdaten des eingeschlossenen Schmiermittels in der Unterzone „II“ werden wie in den Tabellen 1, 2, 3 und nm angegeben angenommen. Die stationäre Wandoberfläche in der „I“-Subzone ist mit einer hydrophilen Beschichtung, beispielsweise dem Material TiO2, bedeckt, so dass die Wechselwirkung zwischen dieser Wandoberfläche und dem Schmiermittel mittelmäßig ist; Die physikalischen Adsorptionsdaten des eingeschlossenen Schmiermittels in der Unterzone „I“ werden wie in den Tabellen 1, 2, 3 für die Wechselwirkung mit dem Medium und nm angegeben angenommen. In diesem Fall beträgt für nm der optimale Wert () von ψ für die maximale Tragfähigkeit des Lagers 1,53. Zur Realisierung dieser Bedingung hier μm und μm. Wenn mm/s und = = 0,25, wenn nm, beträgt die Dimensionslast (w) pro Kontaktlängeneinheit, die das Lager in diesem optimalen Zustand trägt, 21,12 N/m.

Der Artikel schlägt ein neuartiges Nanolager vor, das auf den unterschiedlichen physikalischen Adsorptionen des Schmierfilms an den spezifischen Kontaktflächen basiert. Das Lager besteht aus zwei parallelen, glatten, massiven, ebenen Wänden, die gegeneinander gleiten. Die herkömmliche Theorie der hydrodynamischen Schmierung verneinte die Entstehung eines solchen Lagers.

Basierend auf dem Fließfaktor-Ansatzmodell wurde eine Analyse für die Tragfähigkeit dieses Lagers abgeleitet. Die Bedingung für die Bildung dieses Lagers wurde wie folgt abgeleitet: . Außerdem wurde die optimale Geometrie für die maximale Tragfähigkeit und die entsprechende Traglast des Lagers abgeleitet. Es wurde festgestellt, dass der Mechanismus der Lasttragfähigkeit dieses Lagers tatsächlich auf den kombinierten Effekten der physikalischen Adsorption, des Nichtkontinuums und des Grenzflächengleitens der eingeschlossenen Flüssigkeit beruhen könnte; Jeder dieser drei Effekte ist in der Lage, bei entsprechenden Betriebsbedingungen eine erhebliche Tragfähigkeit des Lagers zu erzeugen. Bei geringen Schmierfilmdicken ist die Tragfähigkeit des Lagers aufgrund der starken physikalischen Adsorption und Nichtkontinuumseffekte der eingeschlossenen Flüssigkeit mit der eines Nano-Stufenlagers bei gleichen Betriebsbedingungen vergleichbar. Die Studie zeigt mögliche Einsatzmöglichkeiten dieses Lagers in mikromechanischen Systemen.

Zitierweise für diesen Artikel: Zhang, Y. Neuartige Nanolager, hergestellt durch physikalische Adsorption. Wissenschaft. Rep. 5, 14539; doi: 10.1038/srep14539 (2015).

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Hochschule für Maschinenbau, Universität Changzhou, Changzhou, 213016, Provinz Jiangsu, China

Yongbin Zhang

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ZY trug die Idee des erwähnten neuartigen Lagers bei, lieferte das analytische Modell, leitete die Analyse ab, berechnete die Ergebnisse und führte eine Diskussion und Schlussfolgerung der erzielten Ergebnisse durch.

Der Autor erklärt keine konkurrierenden finanziellen Interessen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Zhang, Y. Neuartige Nanolager, hergestellt durch physikalische Adsorption. Sci Rep 5, 14539 (2015). https://doi.org/10.1038/srep14539

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Eingegangen: 2. Februar 2015

Angenommen: 25. August 2015

Veröffentlicht: 28. September 2015

DOI: https://doi.org/10.1038/srep14539

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