潤滑條件與缸套材料對活塞環-缸套摩擦磨損特性的影響

瞿 磊，蔣 安，王 忠，謝緯安

(1.南通職業大學汽車與交通工程學院，南通 226007；2.上汽大通汽車有限公司，上海 200438；3.江蘇大學汽車與交通工程學院，鎮江 212013)

0 引 言

活塞環-缸套作為柴油機最重要的運動副之一，在相對運動過程中會發生摩擦磨損。研究[1-4]表明，因活塞環與缸套磨損而導致的整機失效約占整機摩擦故障的40%，活塞環-缸套摩擦功耗約占柴油機摩擦總功耗的45%～65%；活塞環與缸套之間的摩擦磨損對柴油機的動力性、經濟性、可靠性和使用壽命有著較大影響。隨著柴油機向高升功率、低油耗、低排放方向發展，活塞環-缸套運動副的工作條件更為苛刻，摩擦功耗進一步增大，活塞環與缸套之間的磨損變得更加嚴重[5-7]。如何改善活塞環和缸套之間的磨損成為研究的重點。BUDZYSKI等[8]采用離子氮化工藝對活塞環進行處理，氮化后活塞環的平均摩擦因數降低了64%，磨損量減少了36%。甄洪梅等[9]研究了表面處理對活塞環-缸套匹配特性的影響，結果表明鍍鉻缸套對潤滑條件比較敏感，在潤滑不良時易出現拉缸現象，氮化缸套匹配氮化鉻活塞環的摩擦磨損性能優良。江仁埔等[10]研究發現，加工表面織構(螺紋條數為1、螺距為40 mm、槽寬為3 mm)缸套的磨損量比未加工表面織構缸套減少了37.4%，匹配活塞環磨損量減少了約49%。KOVALCHENKO等[11]研究了活塞環表面織構對摩擦磨損特性的影響，發現表面織構可以擴大流體潤滑區域，提升摩擦副的摩擦學性能。

綜上所述，通過表面處理工藝和結構設計改善活塞環-缸套的摩擦磨損性能已有較多的研究。此外，材料屬性及潤滑條件對活塞環-缸套的摩擦磨損也會產生一定影響，而相關研究較少。為此，作者以某柴油機用活塞環-缸套為研究對象，研究了潤滑條件和缸套材料的改變對活塞環-缸套摩擦副摩擦性能的影響，以期為優化活塞環-缸套摩擦副的設計、降低摩擦損失提供一定依據。

1 試樣制備與試驗方法

1.1 試樣制備

試驗用活塞環為YH31合金鑄鐵錐面環，由儀征亞新科雙環活塞環有限公司提供，外徑為114 mm，錐度為1°，化學成分如表1所示。其中，未經離子氮化處理的活塞環的表面硬度在97～108 HRB，經離子氮化處理的活塞環的表面硬度在815～903 HV。試驗過程中采用的缸套均由揚州五亭橋缸套有限公司提供，一種為高硼銅鑄鐵缸套，另一種為鉻鉬鋁鑄鐵缸套。2種缸套的外徑均為106 mm，內徑為96 mm，表面粗糙度不大于1.9 μm。高硼銅鑄鐵缸套的表面硬度要求在450～460 HV，鉻鉬鋁鑄鐵缸套要求在320～340 HV。潤滑劑分別為CH-4潤滑油和添加質量分數為0.1%MoS2的CH-4潤滑油。CH-4潤滑油為市售潤滑油；MoS2固體潤滑劑由安徽科潤納米科技有限公司提供，組分如表2所示，平均粒徑為1.5 μm，彈性模量為3.2×105MPa，密度為4.8 g·cm-3。

表1 YH31合金鑄鐵活塞環的化學成分Table 1 Chemical composition of YH31 alloy cast iron piston ring %

表2 MoS2固體潤滑劑的組成Table 2 Composition of MoS2 solid lubricant %

1.2 試驗方法

在室溫下，采用圓盤式摩擦磨損試驗機進行活塞環-缸套的摩擦磨損試驗，缸套固定于圓盤中央，用金屬桿將活塞環固定并緊貼在缸套上方。在金屬桿一端施加載荷200 N，通過電機帶動圓盤轉動使活塞環與缸套發生相對運動，模擬柴油機活塞環-缸套實際工作時的運行狀態。摩擦磨損試驗時，圓盤轉速為200 r·min-1，端面跳度不超過0.05 mm，試驗時間為60 min。潤滑形式為全潤滑，應用離心力原理將潤滑劑均勻布滿活塞環與缸套的接觸表面。在摩擦磨損過程中，利用壓力傳感器采集摩擦力信號，摩擦力與正壓力的比值即為摩擦因數。在研究未添加和添加MoS2潤滑條件對活塞環-缸套摩擦磨損特性的影響時，所用合金鑄鐵活塞環的表面未經離子氮化處理，并采用高硼銅鑄鐵缸套與之配合，兩種潤滑條件下各測試4組；在研究高硼銅鑄鐵及鉻鉬鋁鑄鐵兩種缸套材料對摩擦磨損特性影響時，所用合金鑄鐵活塞環的表面經離子氮化處理，兩種缸套材料條件下各測試2組，且潤滑條件為未添加MoS2。

摩擦磨損試驗結束后，將活塞環和缸套置于乙醇中超聲波清洗15 min，采用CV-3100型輪廓儀測定摩擦表面沿法向方向的尺寸變化，計算得到活塞環及缸套的體積磨損量。采用JSM-7001F型熱場發射掃描電子顯微鏡(SEM)觀察活塞環和缸套磨損表面形貌。

2 試驗結果與討論

2.1 摩擦因數

2.1.1 潤滑條件對摩擦因數的影響

根據摩擦因數波動幅值和頻率，可以將活塞環和缸套的摩擦磨損過程分為磨合、穩定磨損和劇烈磨損3個階段。

由圖1可以看出：潤滑油中未添加MoS2時，在磨合階段，表面未氮化合金鑄鐵活塞環-高硼銅鑄鐵缸套摩擦副的摩擦因數變化顯著，最大值達到0.071 5，這主要是由于未經磨損的活塞環和缸套具有一定的表面粗糙度，活塞環與缸套接觸表面的凸起處發生微觀金屬接觸，且摩擦表面未能建立穩定的油膜，摩擦力的變化幅值較大，因此摩擦因數波動較大；進入穩定磨損階段后摩擦因數幅值逐漸穩定，主要集中在0.06～0.07區間，這是因為經過磨合階段，摩擦副表面微凸體已被磨平，且該階段的摩擦副表面已形成較為穩定的油膜，處于流體動力潤滑狀態，磨損較為穩定；當試驗時間達到30 min時，摩擦副出現劇烈磨損現象，摩擦因數幅值有所增加，這主要是由于摩擦副在長期的交變應力作用下發生疲勞磨損，油膜遭到破壞，磨損加劇。潤滑油中添加MoS2后，摩擦副磨合階段對應的時間明顯縮短，由未添加MoS2的8 min縮短至5 min左右；穩定磨損階段對應的時間明顯延長，摩擦因數變化較小，主要集中在0.028～0.037區間，且摩擦因數遠小于未添加MoS2的摩擦因數。

圖1 不同潤滑條件下未氮化合金鑄鐵活塞環-高硼銅鑄鐵缸套摩擦副的摩擦因數曲線Fig.1 Friction coefficient curves of rubbing pair of unnitrided alloy cast iron piston ring-high boron copper cast iron cylinder liner under different lubrication conditions:(a)without MoS2 and (b)adding MoS2

計算得到潤滑油中未添加MoS2和添加0.1%MoS2時，合金鑄鐵活塞環-高硼銅鑄鐵缸套摩擦副的平均摩擦因數分別為0.056 5，0.022 8。可見在潤滑油中添加MoS2固體潤滑劑能夠有效降低活塞環-缸套摩擦副的摩擦因數。MoS2是由S—Mo—S原子共價鍵結合形成的層狀結構，具有較高的表面能與吸附力。在活塞與缸套摩擦過程中，MoS2結構中的滑移面會依附于二者表面，使得原本金屬之間的摩擦轉化為MoS2層狀結構之間剪切面的滑移[12]；此外，MoS2為球狀微納米顆粒，在摩擦過程中能起到類似于“微軸承”作用，形成滾動摩擦[13]。因此，MoS2的添加能減小摩擦副的摩擦力，從而降低摩擦因數。

2.1.2 缸套材料對摩擦因數的影響

在潤滑油中未添加MoS2的潤滑條件下，經表面氮化處理的YH31合金鑄鐵活塞環和不同材料(高硼銅鑄鐵和鉻鉬鋁鑄鐵)缸套摩擦副的摩擦因數變化曲線如圖2所示。由圖2(a)可以看出：活塞環配合高硼銅鑄鐵缸套，磨合階段共持續了約15 min，該階段摩擦因數變化劇烈，最小為0.024，最大為0.066；磨合15 min后進入穩定磨損階段，摩擦因數主要集中在0.035～0.047區間，波動較小，且穩定磨損階段一直持續到試驗結束。由圖2(b)可以看出，活塞環配合鉻鉬鋁鑄鐵缸套，磨合階段大約持續了10 min，該階段摩擦因數最大為0.091；穩定磨損階段持續了20 min，該階段摩擦因數變化較小；摩擦磨損30 min后摩擦因數變化劇烈，進入劇烈磨損階段。與高硼銅鑄鐵缸套相比，采用鉻鉬鋁鑄鐵缸套時的穩定磨損開始時間較早，且穩定磨損階段持續時間較短。計算得到活塞環配合高硼銅鑄鐵缸套和鉻鉬鋁鑄鐵缸套時的平均摩擦因數分別為0.040 0，0.041 3。在鑄鐵材料中添加少量鉻、鉬、鋁等元素，在一定程度上提高了缸套的耐磨性能、耐熱性和強度，但也使得缸套硬度有所降低[14]，在摩擦過程中會產生較多磨屑；隨著摩擦磨損的進行，磨屑數量逐漸增多，導致在后期摩擦因數變化劇烈，平均摩擦因數稍有增大。

2.2 體積磨損量

計算得到未添加MoS2潤滑條件下，表面未氮化合金鑄鐵活塞環和高硼銅鑄鐵缸套的平均體積磨損量分別為7.815×10-11，5.820×10-10mm3；添加0.1%MoS2潤滑條件下，活塞環和缸套的平均體積磨損量分別為4.185×10-11，3.853×10-10mm3。在潤滑油中添加MoS2后，活塞環與缸套的體積磨損量均減少，且活塞環體積磨損量減少的程度高于缸套。這是因為MoS2固體潤滑劑的運動軌跡平行于活塞環和缸套的運動軌跡，MoS2顆粒與兩表面的接觸應力較低，且MoS2顆粒粒徑小于潤滑油在摩擦副表面形成的油膜厚度，這有助于減少摩擦副表面大顆粒磨粒的產生[15]，從而降低磨粒磨損程度。

在未添加MoS2的潤滑條件下對磨后，表面氮化合金鑄鐵活塞環和高硼銅鑄鐵缸套的平均體積磨損量分別為7.465×10-11，7.130×10-10mm3，活塞環和鉻鉬鋁鑄鐵缸套的平均體積磨損量分別為2.230×10-10，3.535×10-9mm3。可見合金鑄鐵活塞環和鉻鉬鋁鑄鐵缸套對磨后磨損較為嚴重。這主要是由于鉻鉬鋁鑄鐵的硬度較小，在摩擦過程中其表面易發生崩塌，產生較多磨粒而導致磨粒磨損；同時磨粒聚集在摩擦副表面，導致油膜不完整而使得摩擦副表面易被擦傷，體積磨損量增加。

2.3 磨損形貌

2.3.1 潤滑條件對磨損形貌的影響

由圖3可以看出：未添加MoS2潤滑條件下摩擦磨損后，合金鑄鐵活塞環和高硼銅鑄鐵缸套表面因磨削而出現較深的磨痕，并且附著大量黏著物，同時表面出現裂紋；在潤滑油中添加MoS2后，合金鑄鐵活塞環和高硼銅鑄鐵缸套表面磨痕清晰且較為規律，沒有附著黏著物，磨削產生的磨痕較未添加MoS2條件下更細更淺，未出現裂紋等現象。對比可知，潤滑油中添加的MoS2在整個磨損過程中發揮了抗磨效果，能夠明顯改善活塞環-缸套摩擦副表面的磨損行為。這主要是由于在磨損過程中，MoS2微納米顆粒能夠填充摩擦表面的凹坑與磨痕，對摩擦表面起到一定的修復作用[16]。

圖3 未添加和添加MoS2潤滑條件下未氮化合金鑄鐵活塞環和高硼銅鑄鐵缸套的表面磨損形貌Fig.3 Surface wear morphology of unnitrided alloy cast iron piston ring (a,c)and high boron copper cast iron cylinder liner(b,d)under lubrication conditions without (a-b)and with (c-d)MoS2

2.3.2 缸套材料對磨損形貌的影響

由圖4可以看出：與高硼銅鑄鐵缸套對磨的表面氮化合金鑄鐵活塞環表面較為光滑，沿滑動方向出現輕微磨痕，局部出現材料剝落的現象，該活塞環的磨損機制主要為拋光磨損；高硼銅鑄鐵缸套磨損表面除了存在與滑動方向平行且深淺不一的磨痕外，局部還存在輕微劃傷、微裂紋及材料剝落的現象，其磨損機制主要為磨粒磨損和疲勞磨損[9]。由圖5可以看出：與鉻鉬鋁鑄鐵缸套對磨的表面氮化合金鑄鐵活塞環表面存在與滑動方向平行的深淺不一的磨痕，磨損表面較平整，未出現明顯塑性變形和材料剝落現象，主要表現為拋光磨損機制；鉻鉬鋁鑄鐵缸套磨損表面分布著與滑動方向平行且深淺不一的磨痕，并無明顯塑性變形和黏著磨損特征，磨損機制主要為磨粒磨損。

圖4 未添加MoS2潤滑條件下氮化合金鑄鐵活塞環和高硼銅鑄鐵缸套的表面磨損形貌Fig.4 Surface wear morphology of nitrided alloy cast iron piston ring (a)and high boron copper cast iron cylinder liner (b) under lubrication condition without MoS2

圖5 未添加MoS2潤滑條件下氮化合金鑄鐵活塞環和鉻鉬鋁鑄鐵缸套的表面磨損形貌Fig.5 Surface wear morphology of nitrided alloy cast iron piston ring (a)and CrMoAl cast iron cylinder liner (b)under lubrication condition without MoS2

3 結 論

(1)在潤滑油中添加MoS2固體潤滑劑，可以縮短表面未氮化合金鑄鐵活塞環與高硼銅鑄鐵缸套的磨合時間，延長穩定磨損時間，摩擦副摩擦因數明顯降低，體積磨損量減小；摩擦副表面的磨痕清晰且較為規律，沒有附著黏著物，磨削產生的磨痕較未添加MoS2條件下更細更淺，未出現裂紋缺陷。

(2)在未添加MoS2潤滑條件下，相比于與高硼銅鑄鐵缸套對磨，表面氮化合金鑄鐵活塞環與鉻鉬鋁鑄鐵缸套對磨時更早進入穩定磨損階段，但穩定磨損持續時間較短，平均摩擦因數有所增大，體積磨損量大幅增加；表面氮化合金鑄鐵活塞環的磨損機制均為拋光磨損，與之對磨的高硼銅鑄鐵缸套和鉻鉬鋁缸套的磨損機制分別為磨粒磨損+疲勞磨損和磨粒磨損。