雙輝光離子滲銅對缸套-活塞環摩擦學性能的影響*

張學成 饒 響 呂永剛 郭智威

(1.武漢理工大學交通與物流工程學院 湖北武漢 430063；2.武漢理工大學船舶與能源動力工程學院 湖北武漢 430063)

缸套-活塞環是柴油機能量轉換和動力輸出的核心部件，其性能好壞對柴油機的工作效率和使用壽命等都有著重大的影響[1-2]。相關研究結果表明，缸套-活塞環的摩擦功耗占整個柴油機摩擦功耗的25%～50%[3]。因此缸套-活塞環的摩擦學特性直接影響著柴油機的經濟性和可靠性，如何實現其潤滑減摩一直是該領域研究的熱點[4]。表面改性技術能以較低的成本使缸套獲得耐高溫、低摩擦、耐磨損等性能，是提升柴油機經濟性和穩定性的有效手段。雙輝光離子滲金屬技術是在離子氮化技術基礎上發展起來的新型表面改性技術，與傳統的表面改性技術相比，可以在表面獲得結合力強、表面質量好的合金層，顯著改變材料表面性能[5]，對缸套-活塞環摩擦副的主動優化設計、摩擦損失的降低、使用壽命的延長等具有十分重大的意義。

相關研究表明，在硬的金屬基體中分布軟質點可以形成一種理想的減摩耐磨組織[6]。銅作為常見的軟金屬，有剪切強度較低、且在一定條件下能發生晶間滑移的特點，可作為固體潤滑材料應用于摩擦學領域，不僅能夠降低材料的摩擦因數和磨損率，而且能夠使材料維持卓越的機械性能[7-8]。SHIN等[9]將Cu摻入Mo-N涂層，使Mo-N涂層的摩擦性能得到了明顯改善，隨著Cu含量的增加，涂層的摩擦因數由0.40降低到0.21。VERMA等[10]在室溫和高溫下研究了Cu對高熵合金微觀結構演化和磨損的影響，發現Cu在高溫下存在自潤滑行為，有效降低了合金磨損率。李斌等人[11]研究了活塞環Cu-Sn鍍層對缸套摩擦性能的影響，發現Cu-Sn鍍層有助于改善摩擦狀態，提高缸套的摩擦磨損性能。此外，微米及納米尺度的銅還常用作潤滑油添加劑。TARASOV等[12]將制備的納米Cu顆粒應用于潤滑油中，提高了潤滑油的承載能力，使摩擦副磨損率降低70%以上。于鶴龍等[13]考察了納米銅顆粒作為50CC潤滑油添加劑的摩擦磨損性能，發現添加納米銅的潤滑油有更優秀的耐磨減摩性能，可以在摩擦表面形成低剪切強度的銅保護膜。繆晨煒等[14]研究了溝槽與凹坑織構的耦合作用對缸套-活塞環摩擦學性能的影響，發現缸套材料中的Cu與耦合織構協同作用對缸套-活塞環的減摩耐磨起到了一定的促進作用。

然而現有文獻中對金屬銅對缸套-活塞環摩擦學性能影響的研究大多著眼于活塞環表面鍍層及潤滑油方面，對缸套表面改性的研究鮮有報道。本文作者使用雙輝光離子滲透技術在缸套試樣表面制備了不同厚度的滲銅層，在不同載荷、不同潤滑條件下進行了模擬試驗，研究滲銅改性對缸套-活塞環摩擦性能的影響，為優化缸套-活塞環表面結構與摩擦學性能提供參考。

1 試驗部分

1.1 試驗材料及制備

結合實際柴油機缸套-活塞環使用的材料，上試樣選用活塞環常用材料HT300鑄鐵，加工成直徑6.36 mm、高度16 mm的銷；下試樣材料選用船用柴油機缸套常用材料QT500-7鑄鐵，加工成43 mm×12 mm×5 mm長方形盤，并使用砂紙對其進行打磨，控制摩擦面的粗糙度Ra小于0.2 μm，用無水乙醇超聲波清洗后準備滲鍍。

滲鍍加工在雙輝光等離子滲金屬爐中進行，工作氣體為高純氬氣，背底真空度為1×10-2Pa。源極金屬為高純度的粉末冶金Cu板，加工采用脈沖放電模式，源極采用直流電源，試樣采用脈沖電源，加工設備如圖1所示。雙輝光離子滲金屬技術的原理和應用見文獻[15]。通過控制滲透時間使試樣表面形成不同厚度的滲銅層，具體工藝參數見表1。滲透時間為3、5、7 h時制備的試樣分別用S1、S2、S3表示。

圖1 雙輝光等離子滲金屬爐

表1 雙輝光離子滲銅工藝參數

對3種表面滲銅試樣進行了合金層厚度及組織分析，如圖2所示。可見，試樣表面形成了均勻的合金層，未形成明顯的沉積層，滲層區基體元素和滲層銅之間有明顯的相互擴散區，形成了良好的冶金結合。在SEM下，試樣表面平整，未見明顯缺陷，形成了致密的滲層。經由EDS能譜分析，3種試樣表面Cu質量分數分別為15%、30%和50%，Cu含量隨厚度增加逐漸降低，形成了厚度約為20、40、60 μm的合金層。

圖2 滲銅試樣的表層結構

1.2 試驗方法

為模擬缸套-活塞環摩擦副的往復運動形式，試驗在裝有高頻往復模塊的RTEC多功能摩擦磨損試驗機上進行。試驗時，上試樣銷由夾具固定不動，下試樣盤固定在底座上，隨底座往復運動，如圖3所示。船用發動機一般為低速二沖程柴油機，為模擬實船的低速重載的實際工況，設置往復頻率為3 Hz，對應二沖程柴油機轉速180 r/min；載荷設為50、100 N，對應缸套活塞環的壓力為1.57、3.15 MPa，每組試驗進行30 min。為使摩擦行為更加明顯且縮短試驗時間，潤滑劑采用70N基礎油，其40 ℃運動黏度為13 mm2/s。試驗前一次性將潤滑油滴注在銷盤接觸面，試驗在20 ℃室溫下進行，相對濕度為40%。

使用Tescan公司VEGA 3 XMU掃描電鏡及配套的EDS(Oxford)進行表面形貌和成分分析，通過RTEC多功能摩擦磨損試驗機自動記錄摩擦因數，使用Keyence公司VK-X3000激光共聚焦顯微鏡測量磨損體積。

圖3 試驗裝置示意

為模擬不同工況，通過控制載荷和潤滑條件將試驗分為3組，第一組使用油潤滑在50 N載荷下進行；第二組使用油潤滑在100 N載荷下進行；第三組不使用潤滑油在50 N載荷下進行，即50 N干摩擦下進行。

2 結果與討論

2.1 不同工況下滲銅試樣的摩擦因數和磨損量分析

2.1.1 不同工況下滲銅試樣的摩擦因數分析

圖4所示為不同工況下滲銅試樣的平均摩擦因數對比。可知，不同工況下滲銅試樣的摩擦因數均低于普通鑄鐵試樣，說明滲銅處理對摩擦副的減摩起到了積極作用，但不同工況下摩擦因數隨滲銅厚度的下降幅度和變化趨勢不同。50 N油潤滑條件下，摩擦因數隨著滲銅厚度的增加而降低，滲銅厚度為60 μm時摩擦因數最低為0.107，與未滲銅試樣相比下降了4.24%，摩擦因數平均下降2.51%；100 N油潤滑條件下，摩擦因數隨滲透銅厚度的增加先降低再升高，在滲銅厚度為40 μm時最低，為0.102，比未滲銅試樣降低了13.15%，平均下降9.33%；50 N干摩擦條件下，摩擦因數隨滲透銅厚度的增加先降低再升高，但與100 N油潤滑條件不同的是摩擦因數在滲銅厚度為20 μm時最低，為0.163，比未滲銅試樣降低了30.86%，平均下降22.77%。油潤滑條件下，滲銅層在50 N工況下的減摩效果并不理想，但在100 N下顯著降低了摩擦因數，說明較高載荷有利于滲銅層發揮減摩作用；相同載荷條件下，干摩擦條件下滲銅層的減摩作用更加明顯，可大幅降低摩擦因數，說明滲銅層可滿足潤滑不良環境下的減摩要求；不同工況下，摩擦因數的變化趨勢和最小摩擦因數對應的滲銅厚度不同，說明滲銅層的厚度和其減摩作用并不是簡單的線性關系，選擇合適的滲銅厚度才能實現減摩目的。

圖4 不同工況下滲銅試樣的平均摩擦因數

圖5所示為試驗過程中，不同工況下滲銅試樣摩擦因數隨時間的變化。在油潤滑環境下，未滲銅試樣在不同載荷下試驗后期摩擦因數均出現明顯波動，這是因為隨著試驗的進行，大量硬質磨粒進入潤滑油液，加之接觸界面上的潤滑油不斷損失，在試驗后期難以形成穩定的油膜，摩擦因數出現較大波動[16]。油潤滑環境下滲銅試樣在試驗過程中摩擦因數波動較小，說明在試驗過程中，滲銅層對油膜的產生和維持起到了積極作用，此外滲銅層表面還可能形成了其他類型的減摩膜，與油膜共同參與摩擦。具體來看，50 N油潤滑條件下，3種不同厚度滲銅層的減摩效果相近，試驗穩定后摩擦因數波動較小，區分度不明顯，但均起到了穩定摩擦因數的作用；100 N油潤滑條件下，20和40 μm厚度滲銅試樣的摩擦因數隨著試驗的進行逐漸升高，60 μm厚度滲銅試樣的初始摩擦因數較大，但隨著試驗的進行摩擦因數逐漸減小，三者的摩擦因數變化趨勢明顯，短時間內波動幅度較小，尤其是40和60 μm厚度滲銅試樣的后期摩擦因數已趨于穩定。這說明在較高的載荷下，較大的滲銅厚度更有利于穩定摩擦因數，使摩擦因數的變化趨勢更加平穩。50 N干摩擦條件下，滲銅試樣摩擦因數較短時間內穩定，波動幅度較小，說明在干摩擦條件下，滲銅層仍起到了穩定摩擦因數的作用，其中40和60 μm厚度的滲銅試樣在試驗過程中摩擦因數無明顯波動，甚至優于同載荷下的油潤滑試樣，說明干摩擦環境下試樣表面形成了更為穩定的潤滑膜層，但20 μm厚度的滲銅試樣在試驗過程中出現多次摩擦因數突變，推測是由于潤滑膜層經歷了破壞-重建的過程。

圖5 不同工況下滲銅試樣摩擦因數對比

滲銅層在不同工況下均起到了減摩和穩定摩擦因數的作用，但不同工況下的減摩效果不同，其中重載和干摩擦環境下減摩效果最為理想。另外，不同厚度滲銅層的減摩效果也有所差異，不同試驗條件對應不同的最佳滲銅層厚度。

2.1.2 不同工況下滲銅試樣的磨損量分析

圖6所示為不同工況下滲銅試樣的體積磨損量。50 N油潤滑條件下，只有40 μm厚度的滲銅層起到了小幅度的耐磨作用；100 N油潤滑和50 N干摩擦條件下，20和40 μm滲銅厚度的試樣均表現出良好的耐磨性，其中40 μm滲銅層厚度的試樣耐磨效果最佳，100 N油潤滑和50 N干摩擦條件下可使磨損量分別降低30.70%和38.57%；60 μm滲銅厚度的試樣在不同工況下的磨損量均為最大，不僅高于其他滲銅厚度的試樣，也高于未滲銅試樣，這是由于在60 μm的滲銅厚度下，試樣表面形成了50%銅含量的銅鐵合金，該合金層與基材相比硬度和剪切強度較低，降低了材料的耐磨性。

圖6 不同工況下滲銅試樣的體積磨損量

2.2 磨損表面形貌

表2給出了不同試樣試驗后的表面微觀形貌。原始試樣磨損表面粗糙并伴有大量不規則剝落坑及犁溝，且在犁溝上分散著大量細小磨屑，100 N油潤滑和50 N干摩擦條件下的磨損尤為嚴重。這是因為摩擦過程中產生的磨屑在摩擦副的碾壓過程中導致工作面硬化，硬度升高，形成硬質點，在摩擦表面刮擦形成了明顯的犁溝[17]。摩擦副之間由于摩擦熱在表面的集聚導致摩擦對偶之間發生黏著，導致材料從摩擦表面剝落，其主要磨損形式為磨粒磨損和黏著磨損。滲銅試樣表面相對平整，有塑性變形痕跡，生成了階梯狀膜層，剝落的硬質顆粒鑲嵌在表面，形成不規則凹坑，猜測表面膜層對硬質點有吸納、鑲嵌的作用，減少了摩擦副的進一步磨損，其主要磨損形式為黏著磨損。

表2 不同工況下滲銅試樣磨損后表面形貌

在不同載荷下，相比50 N油潤滑，100 N油潤滑下的磨損表面成膜區域更大，表面更平整，說明較高載荷更有利于表面膜的生成。這對應了高載荷下滲銅處理減摩耐磨效果更顯著的現象，較高的載荷促進了完整光滑膜層的產生，從而提高材料表面的潤滑性與耐磨性。

在不同潤滑條件下，相比50 N油潤滑，50 N干摩擦條件下能在更小的滲銅厚度下形成完整的膜層，這說明干摩擦加快了膜層的產生。但在干摩擦條件下，60 μm滲銅厚度試樣的表面膜層出現了大面積的剝落現象，猜測是由于干摩擦條件下摩擦熱無法及時擴散，接觸界面的溫度升高，進一步降低了膜層表面剪切強度，使材料表面發生了焊合現象，膜層破裂而發生剝落。

2.3 滲銅層作用機制探討

SEM分析表明，滲銅試樣表面均形成了膜層，該膜層是滲銅層發揮作用的關鍵。為研究該膜層的減摩耐磨機制，對膜層的成分進行了分析。對40 μm滲銅厚度試樣的磨損邊緣區域進行了分析，該區域同時存在成膜區和未成膜區，能譜分析結果如圖7所示。

圖7 磨損表面成分

由能譜分析結果可以看出，在成膜區域銅的含量明顯高于未成膜區域，是表面膜的主要成分，這說明在摩擦過程中，試樣內部的銅元素存在某種析出行為，聚集并鋪展在試樣表面[18]。銅作為軟金屬，流動性好，本身具有低剪切特性，易于發生晶間滑移，形成的膜層具有優良的減摩作用。在摩擦磨損過程中，該膜層隔絕了摩擦副的直接接觸，使摩擦過程主要發生在潤滑膜之間，從而降低了摩擦因數，使摩擦因數的變化更加平穩[19]。另外，該膜層硬度較低，對硬質磨屑等起到了包裹和鑲嵌作用，防止磨屑持續劃傷磨痕處，引起更嚴重的磨損和表面損傷；對磨痕起到了填平作用，降低了表面的粗糙度，對材料的耐磨性起到了積極作用。

對于該膜層的形成機制，主要受控于2個因素：一是鐵和銅在常溫下有良好的相容性；二是摩擦過程中存在局部和瞬時溫度升高。常溫狀態下銅分散在改性層中，摩擦過程中微凸體間相互作用，出現局部和瞬時溫度升高，在壓應力和表面晶界能的影響下，改性層內部的銅會由均勻分布的狀態向上遷移，并通過改性層內部的晶界間隙、孔洞等位置析出，在摩擦副相對運動產生的剪切作用下鋪展在摩擦表面，并最終形成一層富銅的保護膜，其成膜機制如圖8所示。摩擦熱對膜層的生成起到了關鍵作用，較高的溫度有利于軟金屬的析出過程，有利于表面成膜[18]。這也解釋了高載荷和干摩擦條件下磨損表面更加平整的原因，高負荷下摩擦副的微凸體之間的摩擦行為更劇烈，產生大量摩擦熱，使局部溫度快速升高，加速了成膜過程；干摩擦條件下，產生的摩擦熱無法被及時帶走，同樣加速了成膜過程。此外，隨著滲透厚度的增加，摩擦表面的銅含量也越高，對成膜效果也有影響，銅含量較高的試樣表面更容易形成表面膜層，但過高銅含量的膜層反而會加劇材料表面的黏著磨損。

圖8 表面成膜機制

3 結論

(1)缸套材料表面滲銅可以起到減摩和耐磨作用，在高載荷和干摩擦工況下的作用效果尤為顯著。其中高載荷環境下，40 μm厚度的滲銅層有最佳的減摩耐磨作用，摩擦因數最高降低13.15%、體積磨損量最高下降30.70%；干摩擦條件下，20 μm厚度的滲銅層減摩作用最佳，摩擦因數最高下降30.86%，40 μm厚度的滲銅層耐磨作用最佳，磨損量最高降低38.57%。綜合來看，40 μm是較為合適的滲銅層厚度，在不同工況下起到減摩和穩定摩擦因數作用的同時，還可使材料表面具有優良的耐磨性。

(2)在摩擦過程中，滲銅試樣表面形成了具有減摩作用的膜層，該膜層的剪切強度低，起到了降低和穩定摩擦因數的作用，同時該膜層還減少了磨粒磨損，對摩擦表面起到了保護和修復作用，提高了材料表面的耐磨性。

(3)滲銅層的作用機制主要為：在局部和瞬時高溫的作用下，改性層內部的銅逐漸析出并聚集在材料表面，受到摩擦剪切的作用在材料表面鋪展形成膜，高載荷和干摩擦條件對膜層的形成起到促進作用。