提高車用發動機活塞環摩擦學性能的試驗研究

朱凱，王守忠，向文華

(商丘職業技術學院,河南 商丘 476000)

提高車用發動機活塞環摩擦學性能的試驗研究

朱凱，王守忠，向文華

(商丘職業技術學院,河南 商丘 476000)

制備了直接離子滲氮環與超聲滾壓加工-離子滲氮環兩類摩擦學試樣。利用電子顯微鏡、硬度計、X射線衍射儀和能譜儀，對表面改性層進行了表征，分析了超聲滾壓預處理對316L不銹鋼活塞環離子滲氮行為的影響；在潤滑油條件下，使用往復式摩擦磨損試驗機，對比考察了直接滲氮環和超聲滾壓-滲氮環的摩擦學性能。結果表明，超聲滾壓-滲氮環相對于直接滲氮環滲氮層的氮含量增加了2.9倍，顯微硬度提高了1.1倍，摩擦因數降低了0.04,耐磨性提高了2.8倍。發動機臺架試驗表明，超聲滾壓-滲氮環與硼鑄鐵氮化氣缸套的匹配性最好。

活塞環；超聲滾壓；離子滲氮；摩擦學

活塞環是車用發動機的關鍵部件之一，經常處于高溫、高壓、高負荷和貧油等惡劣環境下，不僅存在高速高頻的往復運動，而且還在環槽中作激烈的振動。在與氣缸套配合工作的過程中，活塞環與氣缸套摩擦磨損形成的磨屑結合燃油不完全燃燒形成的積炭，會產生異質顆粒，從而使摩擦副形成三體摩擦；此外燃油燃燒產生的SO2和SO3等也會帶來腐蝕磨損的問題[1-3]，會造成活塞環與氣缸套內壁面強烈的磨損而失效，從而降低內燃機的動力性、經濟性、可靠性、排放性和使用壽命。

活塞環的失效形式多屬表面形態損傷，故表面強化處理是提高活塞環耐磨性最有效、最經濟的一種方法。徐佳子[4]等研究了陶瓷顆粒含量對Cr-Al2O3復合鍍活塞環摩擦磨損性能的影響，活塞環的磨損量隨著陶瓷含量的增加而先減小后增加。陶瓷顆粒的鑲嵌提高了活塞環的耐磨性能。陶瓷材料熱穩定性好,硬度高,鑲嵌的陶瓷顆粒量過少時,活塞環表面承載能力不足，鑲嵌的陶瓷顆粒量過多時,易引起陶瓷顆粒的應力剝落,不能夠很好地滿足高性能發動機對活塞環的耐磨、抗擦傷和耐腐蝕等性能的要求。孫韶[5]等研究了活塞環表面鍍鉻與激光微織構的復合工藝，認為活塞環先表面鍍鉻后激光加工的工藝順序更為合理，在合適的脈沖能量和脈沖次數條件下,凹坑直徑僅與單脈沖能量有關,凹坑深度只由脈沖次數決定,研究結果為探索在活塞環上應用復合表面加工技術的可行性提供了參考,也為表面織構從理論成果拓展到實際應用奠定了基礎。但鍍鉻層不能適應因短期的快速磨合而產生的超負荷,且鍍鉻工藝過程毒性大,污染環境;此外鍍鉻層極脆,容易脫落,會造成氣缸損傷。

目前，有關車用發動機活塞環經表面機械自身納米化預處理后再進行表面離子滲氮處理復合強化方面的研究鮮見報道。316L不銹鋼活塞環耐高溫、耐腐蝕，機械加工性能和力學性能較好，但其耐磨性較差，容易發生磨損而導致失效。為此，本研究采用超聲滾壓(USRP)納米技術和離子滲氮技術對活塞環基體表面進行了復合強化處理。借助相關儀器設備，測定分析了滲氮層的平均深度、含氮量、硬度、物相組成,在潤滑油條件下對比考察了直接滲氮環和超聲滾壓-滲氮環的摩擦學性能，最后，將超聲滾壓-滲氮環和采用其他措施表面處理的活塞環分別與硼鑄鐵氮化氣缸套進行了臺架試驗，考察了超聲滾壓-滲氮環與氣缸套的匹配性，力求為提高車用發動機活塞環的使用壽命提供理論參考。

1 試驗材料與方法

1.1試驗材料

試驗用活塞環為冷軋態316L不銹鋼活塞環，外徑為110 mm，內徑為70 mm，軸向厚度為3 mm，外環工作面硬度為190 HV，表面粗糙度Ra平均為4.5 nm，其化學成分見表1。

表1活塞環材料的化學成分(質量分數) %

CCrNiMoMnCuFe0．0217．0611．942．031．681．15余量

1.2試樣的制備

將316L不銹鋼活塞環在丙酮中超聲清洗15 min烘干后，采用TJU-UMSNT-I超聲滾壓裝置[6]，在數控機床上設定并優化USRP處理工藝參數：振動頻率20 kHz, 振幅15 μm,載荷300 N,轉速200 r/min,進給量0.25 mm/r,工作頭直徑10 mm,往復加工次數16次。用LDM2-25離子滲氮爐將原始和USRP處理后的活塞環試樣一同進行離子滲氮處理[7]，滲氮介質為NH3,優化后的工藝參數分別為電壓700 V,真空度600,溫度500 ℃,時間4 h。

1.3試驗方法

1) 活塞環表觀、化學、物理及金相特性測試

采用JSM-7001F 場發射掃描電子顯微鏡觀察原始環和USRP處理環的表面形貌和截面組織結構；不同滲氮環經2%硝酸酒精腐蝕后,采用BX51M金相顯微鏡觀察它們橫截面的組織結構和滲氮層厚度；采用D/max-2500X射線衍射儀分析不同活塞環試樣的物相結構；用BIR-KV201 X射線光電子能譜儀測定不同滲氮環的氮含量；采用文獻[8]中的方法,用Scherrer-Wilson 方程根據衍射峰的寬化程度估算USRP處理環表面層的平均晶粒尺寸；采用52SVD數顯維氏硬度計測量不同活塞環試樣表面的硬度及表面至基體的硬度變化趨勢,載荷50 g,保荷時間5 s；采用TR-240便攜式粗糙度儀測試不同活塞環試樣的表面粗糙度。

2) 摩擦學性能測試及磨痕觀測

摩擦磨損試驗在往復式MMW-1萬能試驗機上進行，試驗過程的摩擦力矩由記錄儀全程記錄并由此計算摩擦因數。被測試樣分別為原始環、直接滲氮環和USRP-滲氮環，試樣尺寸均為20 mm×17 mm×3 mm，對磨偶件為GCr15鋼，硬度為750 HV，Ra≈0.025 μm，試驗載荷為20 N，滑動距離1.5 mm,速度為0.04 m/s；室溫下采用MoDTC油潤滑，試驗時間為30 min。采用QUANTA-200掃描電子顯微鏡觀察不同滲氮環磨痕形貌。用FA2004-B電子天平稱取摩擦磨損前后的質量，用摩擦磨損失重表征不同試樣的耐磨性能。

3) 匹配性試驗及耐磨性測試

不同措施處理的活塞環與氣缸套的匹配性試驗在柴油機試車臺上進行，配副氣缸套為硼鑄鐵氮化氣缸套，缸徑為110 mm，壁厚為8 mm，工作面硬度為750 HV，粗糙度為0.86 μm。試驗工況為35.3 kW，2 000 r /min, MoDTC油潤滑，用摩擦磨損失重和磨損量表征不同試樣的匹配性。

2 試驗結果與討論

2.1活塞環的微觀形貌與組織結構

從圖1可以看出，原始環表面經超聲滾壓(USRP)處理后，表層發生了明顯的塑性變形，表面出現明顯的微凹坑(斜劃痕為機械加工痕跡)，顯得比較粗糙。經測試，USRP 處理環表面顯微硬度為340 HV,比原始環表面硬度190 HV提高了1.6倍，表面粗糙度Ra平均為16 nm。

圖1 USRP處理環表面形貌

由圖2可以看出，原始環的表面組織為單一的奧氏體相，USRP 處理環的表層組織由奧氏體+馬氏體組成，這表明在USRP處理過程中形變誘發了馬氏體相變，并且奧氏體的衍射峰有所減弱，X射線的Bragg衍射峰發生了明顯的寬化。這表明USRP處理導致了試樣表層微觀應變增大和晶粒尺寸發生了細化，經計算USRP 處理環表面晶粒尺寸平均為19 nm，已細化至納米級。塑變致使晶粒細化和誘發馬氏體組織的形成是造成USRP 處理環表面顯微硬度提高的主要原因。

圖2 原始試樣和 USRP 試樣的 XRD 圖譜

從圖3可以看出，直接滲氮環表面和經USRP預處理后的滲氮環表面均由細小的氮化物顆粒團聚而成，且表面存在著一些微孔，但后者比前者組織結構更加致密，孔隙數量較少。直接滲氮環與USRP-滲氮環的滲氮層在光學顯微鏡下呈白色，但前者滲氮層較為暗淡且不連續，后者的滲氮層較為明亮且完整。經測試，兩者滲氮層的平均厚度均約為20 μm,直接滲氮環滲氮層含氮量為5.48%，USRP-滲氮環滲氮層含氮量為15.89%，兩者相差2.9倍。

圖3 不同離子滲氮環表面與橫截面的 SEM 形貌

XRD衍射分析結果見圖4。直接滲氮層和USRP處理后的滲氮層均由膨脹奧氏體S相、γ′相(Fe4N)、ε相(Fe2-3N )和CrN相組成，滲氮層的最表面分別是γ′相、ε相和S相，亞表層是CrN 相。直接滲氮層中以S相為主，含有少量ε和γ′相及CrN合金氮化物；USRP處理后的滲氮層中以ε相為主，γ′相明顯增強，S 相有所減弱，CrN合金氮化物有所減少。

圖4 不同滲氮層的XRD圖譜

試驗結果表明，原始環直接滲氮時，氮原子只有沿著工件中固有的晶界、亞晶界和缺陷擴散,擴散阻力大，氮化物主要在晶界和亞晶界上形成,析出相的位置少，形核率低。隨著試驗時間的延長,滲氮層中的氮化物容易聚集長大成為氮化物顆粒，偏聚在晶界上的粗大氮化物將會阻礙氮元素的進一步滲入。因而直接滲氮環表面形成的氮化物層結構比較疏松，孔隙數量較多，ε和γ′相含量少，防腐蝕性差[8]，其滲氮層較為暗淡且不連續，由圖4可知,其滲氮層中的暗相主要是CrN相。

316L奧氏體不銹鋼經表面納米處理后，表層形成了大量的位錯、層錯、剪切帶、亞晶界等非平衡缺陷[9],這些非平衡缺陷處于高能量狀態,可為氮化物的形成提供額外的驅動力。由圖2可知，USRP處理還誘發了馬氏體相變，馬氏體的擴散系數比奧氏體大[10],而且馬氏體與氮的固溶度很小, 很容易達到飽和, 從而獲得一定的氮濃度梯度, 促使氮原子向金屬內部快速擴散。另外，USRP處理還使得晶粒尺寸細化為19 nm，則界面體積分數增大，氮原子沿晶界擴散的活化能遠低于沿晶粒內部擴散的活化能,從而促進了氮離子向試樣內部的擴散[11]。這些因素都為氮原子或氮離子在材料表面擴散提供通道，有利于材料表面氮化合物的形成。因此，在相同的滲氮試驗條件下，USRP-滲氮環的滲氮量要遠高于直接滲氮環。當氮原子或氮離子滲入到基體后，氮化物將優先在USRP 預處理所形成的位錯、層錯、剪切帶等缺陷處形核,提高了氮化物形核率，氮化物晶粒不易長大，尺寸也較為細小[12]。所以，如圖3、圖4所示，USRP-滲氮環表面形成的氮化物層結構更加致密，孔隙數量較少，ε和γ′相明顯增強，特別是ε相化學穩定性較高，這些因素也無疑提高了USRP-滲氮層的防腐蝕性，故其滲氮層較為明亮和完整。

2.2活塞環的耐磨性

由表2可知，316L不銹鋼活塞環經USRP處理后再進行滲氮，相對于直接滲氮環, 顯微硬度提高了約10%,摩擦因數降低了0.004，耐磨性提高了1.76倍，表明USRP-滲氮工藝有利于改善316L不銹鋼活塞環在油潤滑條件下的摩擦磨損行為。

表2 兩種氮化環的耐磨性對比

由圖5可見，直接滲氮環和USRP-滲氮環的磨損表面均較平整，存在著未磨損掉的塊狀氧化皮，但前者表面的顆粒狀氮化物幾乎全部被磨損掉，而后者表面明顯存在著未被完全磨損掉的氮化物顆粒，表明USRP-滲氮環的抗磨效果更為優異，二者的磨損機制以氧化磨損為主。

如圖2和圖4所示，原始環的表層組織為單一的奧氏體相，而兩種滲氮試樣的表層組織由S、γ′、ε和CrN復相組成，這些相對基體產生的固溶強化、析出強化[13]等的協同作用，使得滲氮試樣的硬度提高。而S和γ′相又均屬非晶態相，特別是γ′相具有非金屬特性[14], 具有良好的固體減摩作用，降低了與對磨偶件的咬合力和運動阻力，可限制微凸體的接觸面積,減少焊合的機會，從而避免了黏著磨損的發生。如表2所示，由于直接滲氮環和USRP-滲氮環表面的硬度遠高于對磨偶件GCr15鋼球硬度(770 HV)，在正壓力和切向力的作用下，對磨偶件不能有效地壓入其表面材料內，也不能夠對其表面形成有效地切削，僅能夠在它們的表面進行滑切運動而造成一定的擦傷，導致輕微的疲勞磨損。另外，ε相具有較高的溶氧性(溶氧量約為2%)，在對磨產生的高接觸溫度作用下，氮原子被氧原子代替而形成氧化膜,有效地避免了對磨偶件和試樣表面的直接接觸[15]。在對磨過程中,滲氮表面呈現出氧化→擦傷→氧化循環現象。當摩擦磨損產生的微粒落到試樣表面或混雜在潤滑油中，可起到微“滾動軸承”的作用[16]，減少摩擦表面的接觸面積，能持續地發揮氧化物層的抗磨作用，所以，316L不銹鋼活塞環經離子滲氮處理后，不會發生黏著磨損，有輕微的疲勞磨損，磨損機制以氧化磨損為主。

圖5 不同滲氮環磨損表面的 SEM 形貌

就減少磨損而言，活塞環表面必須具有良好的減磨性和儲油性。如表2所示，USRP-滲氮環的表面粗糙度Ra≈100 nm，稍大于直接滲氮環，這主要是由于USRP處理形成了微凹坑，斜溝劃痕在離子滲氮后會繼承下來，滲氮層會顯得凸凹不平所致。較為粗糙的表面有利于儲油能力的提高和潤滑油膜的形成，反而具有較好的減摩作用。但USRP-滲氮環表面的粗糙度數值遠小于摩擦副表面粗糙度0.32～1.25 μm的數值范圍[17]。另外，如表2所示，USRP-滲氮環的表面硬度高于直接滲氮環，在相同試驗載荷的作用下，直接滲氮環產生的塑性變形量要高于USRP-滲氮環，對磨過程中的運動阻力相對較大，其摩擦因數也相對較大。

Rad H F[18]認為磨損率最低的樣品有最高的硬度和最多的ε相。由圖4可知，直接滲氮環層中以S 相為主，ε相成分較少，晶粒尺寸也比較粗大。而USRP-滲氮環層中以ε相為主，不但ε相數量多，且尺寸也比較細小。尺寸細小時，則晶界多，強化效果明顯，強度、硬度較高。另外，由于支撐直接滲氮環層的是軟基體原始環，硬度僅為190 HV，承載能力低，在一定的試驗載荷作用下，滲氮層發生塑性變形而出現“壓潰”、“開裂”的可能性要比USRP-滲氮環大，滲氮層一旦破壞，則摩擦副匹配性變差，導致磨損加劇[19]。而支撐USRP-滲氮環層的是硬基體USRP環，硬度高達340 HV，能為滲氮層提供良好的支撐，可持續地發揮USRP-滲氮層的減摩抗磨作用，所以USRP-滲氮環磨損率低于直接滲氮環。

3 匹配性臺架試驗

活塞環工作時是和氣缸套配合使用的,其中某一方的磨損量過大時,密封性能都會下降，從而降低車用發動機的工作性能。為了進一步驗證活塞環的匹配性,將USRP-滲氮環、鍍鉻環、陶瓷復合鍍鉻環作為頂環與同一硼鑄鐵氮化氣缸套分別配副，進行可靠性試驗。6 h后各環與硼鑄鐵氮化氣缸套配副時的磨損面的SEM形貌見圖6，摩擦因數和磨損失重測試結果見表3。

圖6 不同活塞環與同一氣缸套配副磨損表面SEM 形貌

活塞環類型表面硬度/HV摩擦因數磨損失重/mg鍍鉻環9250．1026．3陶瓷復合鍍鉻環9200．1005．2USRP?滲氮環10400．0533．7

從圖6a可見，鍍鉻環面磨損后，表面有明顯的塊條狀剝落凹坑，沿磨損運動方向出現微犁削痕跡。其磨損機制顯然以磨粒磨損和疲勞磨損為主。這主要是因為鍍鉻層脆性較大，易碎裂脫落，脫落的硬質顆粒加劇氣缸的磨損所致[20]；從圖6 b可見，陶瓷復合鍍鉻環表面磨損后，沿磨損運動方向出現少量的切削犁溝,復合鍍層沿滑動方向出現了塑性流動紋路，摩擦表面明顯可以看到較均勻分布的陶瓷顆粒，其磨損機制顯然以磨粒磨損為主。這首先是由于陶瓷材料熔點與缸套材料的熔點相差很大, 不會發生固相焊接現象；其次由于陶瓷薄膜厚度過薄(3～5 μm)，導致其承載能力較差[21]。而USRP-滲氮環表面磨損后，其磨損表面形貌基本與圖5b相同，其磨損機制仍以氧化磨損為主。

從表3可知， USRP-滲氮環相對于鍍鉻環和陶瓷復合鍍鉻環，摩擦因數分別降低了0.049和0.047，磨損失重分別減少了2.6 mg和1.5 mg。硼鑄鐵氮化氣缸套分別與3種不同活塞環配副時，其磨損量均幾乎為零。因此，USRP-滲氮環與氣缸套的匹配性明顯優于采用其他措施表面處理的活塞環。

一般來說，配磨材料的硬度差為零時磨損最小。但由于活塞環斷面和整體面積都很小，工作時散熱面積小，活塞環受熱后硬度和彈性會有所降低，耐磨性也會隨之降低。而缸套外有冷卻液散熱配置，散熱面積也較大，散熱性能好，工作時硬度變化小，因此，提高活塞環工作面的硬度并使其硬度高于氣缸套時，才能夠有利于改善或提高活塞環的摩擦學性能，使其工作壽命基本同步。但活塞環工作面的硬度不宜過高，過高時會對氣缸套工作面的犁削和碾壓作用增強，磨損量增大，摩擦副的匹配性變差，發動機的工作性能下降。這也就是說活塞環與氣缸套工作面存在著一個合理的硬度差問題,這有待于今后進一步研究探討。

4 結論

a) 316L不銹鋼活塞環表面經超聲滾壓加工納米化后，表層組織結構由單一的奧氏體組織轉變為奧氏體+馬氏體，晶粒尺寸由36 μm細化為19 nm，表面顯微硬度由190 HV提高到340 HV；

b) 在相同的離子滲氮工藝條件下，USRP-滲氮環和直接滲氮環滲氮層均由S、γ′、ε相和CrN組成，平均厚度均約為20 μm；USRP-滲氮環滲氮層含氮量為15.89%，是直接滲氮環滲氮層含氮量5.48%的2.9倍；表面硬度1 140 HV是直接滲氮環950 HV的1.1倍；

c) 在相同的摩擦磨損試驗條件下，兩種滲氮環試樣磨損機制均以氧化磨損為主；USRP-滲氮環的摩擦因數和磨損失重質量僅為0.057，4.6 mg,比直接滲氮環摩擦因數降低了0.004，耐磨性提高了1.8倍；

d) 在與同一硼鑄鐵氮化氣缸套臺架試驗結果表明，USRP-滲氮環相對于鍍鉻環和陶瓷復合鍍鉻環，摩擦因數分別降低了0.049和0.047，磨損失重分別減少了2.6 mg和1.5 mg，因此，超聲滾壓-滲氮環與硼鑄鐵氮化氣缸套的匹配性最好。

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ExperimentalStudyonImprovingTribologicalPropertiesofPistonRingforVehicleEngine

ZHU Kai,WANG Shouzhong，XIANG Wenhua

(Shangqiu Polytechnic，Shangqiu 476000,China)

Two kinds of test specimens were prepared by direction nitriding and ultrasonic rolling following with ion nitriding respectively. The surface characteristics were expressed by using electron microscope, sclerometer, X-ray diffractometer and energy dispersive spectrometer and the effect of ultrasonic rolling pretreatment on ion nitriding behavior of 316L stainless steel piston ring was further analyzed. Then the tribological properties of direct nitriding rings and ultrasonic rolling/nitriding rings were compared and investigated with friction-abrasion testing machine. The results show that the nitrogen content of nitriding layer for the ultrasonic rolling/nitriding ring is 2.9 times as that of direct nitridation ring. The microhardness increases by 1.1 times, the friction factor decreases by 0.04 and the wear resistance increases by 2.8 times. The further engine bench test shows that the ultrasonic rolling/nitriding ring has the best matching performance with the boron cast iron nitriding cylinder liner.

piston ring;ultrasonic rolling;ion nitriding;tribology

2016-12-26;

2017-05-22

朱凱(1971—)，男，教授，主要從事汽車零部件與熱處理方面的研究;gjzscqf@126.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.05.005

TH117.1

B

1001-2222(2017)05-0021-06

[編輯: 李建新]