載荷對重型車輛發(fā)動機(jī)活塞環(huán)－缸套摩擦學(xué)性能的影響

李 奇，王憲成，蔡志海，底月蘭，何 星

（1裝甲兵工程學(xué)院 機(jī)械工程系，北京100072；2裝甲兵工程學(xué)院 裝備再制造工程系，北京100072）

重型車輛發(fā)動機(jī)的活塞環(huán)－缸套摩擦副，經(jīng)常處于高溫、高壓、邊界潤滑等惡劣工況，這就要求活塞環(huán)與缸套必須具有優(yōu)良的耐磨性和可靠性，確保發(fā)動機(jī)保持高功率、高轉(zhuǎn)速、長壽命的工作狀態(tài)。目前，國內(nèi)外學(xué)者通過實(shí)驗(yàn)研究了靜載荷對摩擦副摩擦學(xué)性能的影響［1－3］。發(fā)動機(jī)在工作過程中，活塞環(huán)－缸套摩擦副上并不是單一的靜載荷加載，而是復(fù)雜的動載荷加載。但是，動載荷對活塞環(huán)－缸套摩擦副摩擦學(xué)性能的影響卻鮮有報導(dǎo)［4］，因此研究動載荷對摩擦副摩擦學(xué)性能的影響具有重要意義。

本工作在SRV實(shí)驗(yàn)機(jī)上模擬活塞環(huán)－缸套摩擦副實(shí)際工況的動載荷和靜載荷環(huán)境，將重型車輛發(fā)動機(jī)實(shí)際使用的活塞環(huán)和缸套加工成試樣，測試了不同條件下摩擦副的摩擦因數(shù)和磨損量，并結(jié)合磨痕形貌和能譜分析，研究了摩擦副的磨損機(jī)制。目的是為改善摩擦副的減摩耐磨性，并為延長材料的使用壽命提供理論和實(shí)驗(yàn)依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

本實(shí)驗(yàn)采用SRV?4高溫摩擦磨損實(shí)驗(yàn)機(jī)。它是最新一代的摩擦學(xué)測試系統(tǒng)，可以方便地控制載荷、溫度、往復(fù)頻率、行程，能夠較好的模擬活塞環(huán)－缸套在靜載荷和動載荷條件下往復(fù)運(yùn)動的工作方式，使實(shí)驗(yàn)結(jié)果更具可比性，從而對實(shí)際應(yīng)用更具指導(dǎo)意義，目前已經(jīng)廣泛應(yīng)用于活塞環(huán)－缸套的摩擦學(xué)特性實(shí)驗(yàn)中［5，6］。

為了模擬發(fā)動機(jī)中活塞環(huán)－缸套的實(shí)際運(yùn)動方式，本實(shí)驗(yàn)采用相對滑動的面接觸運(yùn)動形式（見圖1）。由圖1可看出，上試樣取自實(shí)際球面梯形環(huán)的一部分，材料為65Mn鋼［7］，表面電鍍Cr。下試樣是用實(shí)際缸套加工制成的，材料為42MnCr52鋼，表面經(jīng)過珩磨處理，長×寬×高的尺寸為20mm×12mm×5mm。同時設(shè)計了符合SRV實(shí)驗(yàn)機(jī)要求的下卡具，設(shè)計的卡具具有便于拆卸，定位準(zhǔn)確的優(yōu)點(diǎn)。實(shí)驗(yàn)過程中固定下試樣不動，使上試樣進(jìn)行往復(fù)運(yùn)動。試樣之間的接觸部分采用CD10W／40號機(jī)油進(jìn)行潤滑。

圖1 活塞環(huán)－缸套試樣的接觸方式和運(yùn)動形式Fig.1 Contacting and sliding mode of piston ring－cylinder liner sample

通過發(fā)動機(jī)臺架考核實(shí)驗(yàn)可知，發(fā)動機(jī)實(shí)際工作過程中，氣缸內(nèi)壁最高溫度約為200℃，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力約為10MPa，換算成此實(shí)驗(yàn)機(jī)最大載荷為400N。摩擦學(xué)測試條件如表1，2所示。

表1 靜載荷條件下的摩擦學(xué)實(shí)驗(yàn)參數(shù)Table 1 Parameter of tribological experiments at different static loads

表2 動載荷條件下的摩擦學(xué)實(shí)驗(yàn)參數(shù)Table 2 Parameter of tribological experiments at different vibration loads

實(shí)驗(yàn)前后，采用無水乙醇對活塞環(huán)和缸套試樣進(jìn)行超聲波清洗。利用Nova NanoSEM 450／650型高分辨場發(fā)射掃描電鏡觀察觀察活塞環(huán)、缸套表面摩擦磨損后的微觀形貌，采用Feature Max型X射線能譜儀分析表面元素分布情況。用精度為0.1mg的天平稱量試樣磨損前后的質(zhì)量，所得質(zhì)量差為試樣的磨損量。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 靜載荷條件下摩擦副的摩擦學(xué)性能

圖2為摩擦副在不同靜載荷下的摩擦因數(shù)圖。由圖2可見，摩擦副的摩擦因數(shù)隨載荷的增加而減小。當(dāng)載荷從50N時增加到170N時，摩擦因數(shù)下降的較為明顯，而載荷從170N時增加到400N時，摩擦因數(shù)下降的較為平緩。與50N相比，載荷為400N時摩擦因數(shù)下降了約26%。在摩擦過程中，隨著載荷的增加，摩擦表面的微凸體發(fā)生變形，導(dǎo)致接觸面積增加。由于活塞環(huán)表面的Cr電鍍層具有較高的硬度和承載能力，導(dǎo)致載荷增加的比例大于剪切強(qiáng)度和接觸面積增加比例的乘積，所以摩擦副的摩擦因數(shù)隨載荷的增加而減?。?，9］。

圖2 不同靜載荷下摩擦副的摩擦因數(shù)Fig.2 Friction coefficient of mate under different static loads

圖3為不同靜載荷下摩擦副的磨損總失重量。由圖3可見，摩擦副的總失重量隨載荷的增加而增加。當(dāng)載荷為50N和170N時，總失重量增加較為平緩，當(dāng)載荷超過170N后，隨載荷的增加，總失重量增加明顯。與50N相比，載荷為400N時摩擦副總失重量增加了約47%。

圖3 不同靜載荷下摩擦副的磨損總失重量Fig.3 Mass loss of mate under different static loads

圖4為摩擦副在不同載荷下磨損后的磨痕形貌。當(dāng)載荷為50N時，活塞環(huán)表面由于磨屑的犁削作用，形成輕微的犁溝，與之對磨的缸套表面劃痕呈細(xì)且淺的長條狀存在，活塞環(huán)和缸套的磨損機(jī)理以磨粒磨損為主（見圖4（a），（b））。當(dāng)載荷增加到400N時，與前幾種載荷相比，活塞環(huán)表面出現(xiàn)了嚴(yán)重的磨粒磨損，以及摩擦過程中因黏著－摩擦熱產(chǎn)生的黏著磨損（見圖4（c）），此時活塞環(huán)的磨損機(jī)理轉(zhuǎn)變?yōu)榫C合的磨粒磨損和黏著磨損，缸套表面犁溝明顯增深加寬（見圖4（d）），導(dǎo)致磨損失重量繼續(xù)增加。

從圖4（c）可以看出，活塞環(huán)表面覆蓋著條狀深色區(qū)域。通過能譜進(jìn)一步分析（見圖（5）），結(jié)果表明該區(qū)域有一定量來自機(jī)油的功能元素：P，Zn，Ca，說明在摩擦過程中，通過摩擦化學(xué)反應(yīng)，在活塞環(huán)表面形成摩擦反應(yīng)膜。這是因?yàn)?，?dāng)載荷增加到一定程度，摩擦副接觸面會產(chǎn)生很大的塑性應(yīng)力和剪切力，產(chǎn)生大量的摩擦熱，導(dǎo)致摩擦副接觸處摩擦溫度升高，在塑性應(yīng)力和高摩擦溫度下很容易產(chǎn)生磨屑的轉(zhuǎn)移從而形成摩擦反應(yīng)膜［10，11］。摩擦反應(yīng)膜可以減小摩擦副之間的接觸面積，這是摩擦因數(shù)會降低的另一個原因。此時，雖然摩擦副之間的接觸面積減小了，但是作用在已接觸的點(diǎn)上的壓力增加較大，再加上一些未形成摩擦反應(yīng)膜的區(qū)域發(fā)生了黏著磨損，因此磨損失重量增加較多。

圖4 摩擦副在不同靜載荷下磨損后的磨痕形貌（a）活塞環(huán)50N；（b）缸套50N；（c）活塞環(huán)400N；（d）缸套400NFig.4 SEM morphologies of wear marks of mate under different static loads（a）piston ring 50N；（b）cylinder liner 50N；（c）piston ring 400N；（d）cylinder liner 400N

2.2 動載荷條件下摩擦副的摩擦學(xué)性能

圖6為摩擦副在不同強(qiáng)度動載荷條件下的摩擦因數(shù)曲線。由圖6（a）可知，載荷為50N和170N交替循環(huán)時，摩擦副的摩擦因數(shù)隨載荷的變化而呈循環(huán)變化。當(dāng)載荷為50N時，摩擦因數(shù)約為0.24，當(dāng)載荷增加到170N時，摩擦因數(shù)約為0.19。與50N的靜載荷相比，摩擦因數(shù)上升了約14%；與170N的靜載荷相比，摩擦因數(shù)上升了約12%。

由圖6（b）可見，與低強(qiáng)度動載荷條件下的情況類似，載荷為170N和290N交替循環(huán)時，摩擦副的摩擦因數(shù)也隨載荷的變化呈循環(huán)變化。當(dāng)載荷為170N時，摩擦因數(shù)約為0.19，當(dāng)載荷增加到290N時，摩擦因數(shù)約為0.18。與290N的靜載荷相比，摩擦因數(shù)上升了約13%；與低強(qiáng)度動載荷條件下相比，摩擦因數(shù)有所下降。

如圖6（c）所示，與低強(qiáng)度和中等強(qiáng)度動載荷條件下的情況不同，載荷為290N和400N交替循環(huán)時，摩擦副的摩擦因數(shù)沒有太大變化，基本保持在約0.17。與400N的靜載荷相比，摩擦因數(shù)上升了約13%。與低強(qiáng)度和中等強(qiáng)度動載荷條件下相比，摩擦因數(shù)有所下降。由此可見，與靜載荷相比，在其他條件不變的情況下，動載荷條件下摩擦副的摩擦因數(shù)有所上升。而隨著動載荷強(qiáng)度的增加，摩擦因數(shù)呈下降趨勢。

圖5 載荷為400N時活塞環(huán)磨損表面元素的面分布圖（a）Cr；（b）P；（c）O；（d）Zn；（e）Ca；（f）CFig.5 EDS analysis of wear marks of piston ring under 400N load（a）Cr；（b）P；（c）O；（d）Zn；（e）Ca；（f）C

圖6 摩擦副在動載荷條件下摩擦因數(shù)曲線（a）低強(qiáng)度；（b）中等強(qiáng)度；（c）高強(qiáng)度Fig.6 Friction coefficient curves of mate under vibration loads（a）low strength；（b）moderate strength；（c）high strength

圖7為摩擦副在不同動載荷下的磨損失重量。由圖7可見，摩擦副的總失重量隨動載荷強(qiáng)度的增加而增加。與低強(qiáng)度動載荷相比，高強(qiáng)度動載荷條件下摩擦副的總失重量增加了約31%。載荷為50N和170N交替循環(huán)時，與50N的靜載荷相比，活塞環(huán)和缸套的失重量有所上升，但小于170N靜載荷時的失重量。載荷為170N和290N，290N和400N交替循環(huán)時，與低強(qiáng)度動載荷條件下相似，活塞環(huán)和缸套的失重量分別介于靜載荷為170N和290N的失重量之間、靜載荷為290N和400N的失重量之間。

圖7 摩擦副在不同動載荷下的磨損失重量Fig.7 Mass loss of mate under different vibration loads

圖8是摩擦副在不同強(qiáng)度動載荷條件下磨損后的磨痕形貌。當(dāng)載荷為50N和170N交替循環(huán)時，活塞環(huán)表面存在磨粒的犁削痕跡，犁溝的特征為細(xì)且淺的長條狀；缸套表面不但存在犁溝，而且局部出現(xiàn)涂抹現(xiàn)象?；钊h(huán)和缸套的磨損機(jī)理以磨粒磨損為主（見圖8（a），（b））。

當(dāng)載荷增加到170N和290N交替循環(huán)時，活塞環(huán)表面不但存在犁溝、黏著，同時局部出現(xiàn)材料的剝離（見圖8（c））。其原因?yàn)?，?jīng)過中等強(qiáng)度載荷的循環(huán)變化，材料表面在磨粒磨損過程中會產(chǎn)生較大的摩擦力，摩擦力對Cr電鍍層產(chǎn)生剪切作用，隨著磨損的進(jìn)行，持續(xù)的剪切使得Cr電鍍層與基體的結(jié)合遭到破壞，導(dǎo)致鍍層被剝離基體。活塞環(huán)的磨損機(jī)理是綜合的磨粒磨損、黏著磨損。缸套表面存在犁溝、黏著，同時涂抹現(xiàn)象更加明顯（見圖8（d））。缸套的磨損機(jī)理是綜合的磨粒磨損、黏著磨損。

當(dāng)載荷增加到290N和400N交替循環(huán)時，活塞環(huán)表面發(fā)生嚴(yán)重的黏著磨損，局部沿垂直于滑動方向出現(xiàn)裂紋（見圖8（e））。出現(xiàn)上述磨損特征的原因，是由于載荷對摩擦副摩擦磨損特性的影響，取決于摩擦副接觸面積的大小和變形程度。隨著載荷的增加，活塞環(huán)和缸套接觸表面的實(shí)際接觸面積增加，微凸體變形程度加劇，引起表面和亞表面的塑性變形，在表層內(nèi)形成裂紋的成核點(diǎn)。高強(qiáng)度載荷的循環(huán)變化導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展到表面，微凸體發(fā)生剝離形成大量的磨損粒子。同時，載荷的脈沖變化使得潤滑油膜劇烈減薄，致使微凸體接觸點(diǎn)焊合在一起，形成黏著（見圖8（e））?；钊h(huán)的磨損機(jī)理是綜合的磨粒磨損、黏著磨損、疲勞磨損。缸套表面的原始珩磨紋已經(jīng)被磨平，表面變得相對平滑，犁溝數(shù)量明顯增多。高強(qiáng)度載荷的循環(huán)變化，會導(dǎo)致缸套產(chǎn)生表層變形，表面最終剝離出大碎片，留下凹坑，致使局部出現(xiàn)點(diǎn)蝕（見圖8（f））。缸套的磨損機(jī)理是綜合的磨粒磨損、黏著磨損。

圖8 摩擦副在不同動載荷下磨損后的磨痕形貌（a）活塞環(huán)50N－170N－50N；（b）缸套50N－170N－50N；（c）活塞環(huán)170N－290N－170N；（d）缸套170N－290N－170N；（e）活塞環(huán)290N－400N－290N；（f）缸套290N－400N－290NFig.8 SEM morphologies of wear marks of mate under different vibration loads（a）piston ring 50N－170N－50N；（b）cylinder liner 50N－170N－50N；（c）piston ring 170N－290N－170N；（d）cylinder liner 170N－290N－170N；（e）piston ring 290N－400N－290N；（f）cylinder liner 290N－400N－290N

綜上所述，隨動載荷強(qiáng)度的增加，活塞環(huán)和缸套的磨損程度逐漸增加，使得摩擦副的總失重量增加。但是，由于載荷增加的比例大于材料剪切力和接觸面積增加比例的乘積，因此摩擦副的摩擦因數(shù)隨動載荷強(qiáng)度的增加而減?。?，12］。

3 結(jié)論

（1）隨靜載荷的增加，摩擦副的摩擦因數(shù)減小，總失重量增加?；钊h(huán)和缸套的磨損機(jī)理以磨粒磨損為主。在400N條件下，活塞環(huán)的磨損機(jī)理轉(zhuǎn)變?yōu)榫C合的磨粒磨損和黏著磨損，表面形成摩擦反應(yīng)膜。

（2）在低強(qiáng)度和中等強(qiáng)度動載荷條件下，載荷交替循環(huán)時，摩擦副的摩擦因數(shù)隨載荷的變化而呈循環(huán)變化。在高強(qiáng)度動載荷條件下，摩擦副的摩擦因數(shù)保持穩(wěn)定。摩擦副的總失重量隨動載荷強(qiáng)度的增大而增加。

（3）在低強(qiáng)度動載荷條件下，摩擦副的磨損機(jī)理以磨粒磨損為主；在中等強(qiáng)度動載荷條件下，摩擦副的磨損機(jī)理以磨粒磨損、黏著磨損為主；在高強(qiáng)度動載荷條件下，活塞環(huán)的磨損機(jī)理是綜合的磨粒磨損、黏著磨損、疲勞磨損，缸套的磨損機(jī)理是綜合的磨粒磨損、黏著磨損。

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