表面织构对缸套-活塞环摩擦学性能的影响

表面织构对缸套-活塞环摩擦学性能的影响

内套固定圈的性能对发动机的工作性能（动力性、经济性、排放性、稳定性等）和寿命效应有重大影响。内套筒固定圈摩擦的副性能对发动机的气压损失和气压排放有显著影响。由于其协调运动的平滑性，活动器对内部套筒的振动影响，并影响机的噪声。其摩擦油耗占叶片总摩擦损失的45%65%。目前,国内外学者针对缸套、活塞环表面织构的摩擦学性能开展了大量的工作综上所述,对缸套的表面织构特征研究大多着眼于理论仿真试验和缸套-活塞环切片的往复摩擦磨损试验研究,与真实柴油机的运行状态存在一定的差异,且少有涉及缸套表面织构对缸套-活塞环密封性能的研究,而在整机试验中大多通过燃料消耗和废气成分鉴于此,笔者设计并加工了两种螺纹槽的表面织构缸套并应用自制的TCLPR-1缸套-活塞环摩擦磨损试验机进行试验,采集试验中缸套-活塞环间油膜的接触电阻和该摩擦副的平均摩擦力、缸压等数据,并测量试验后活塞环磨损量、缸套磨损表面三维形貌,以综合分析这两种缸套螺纹槽表面织构对缸套-活塞环间油膜润滑减摩、密封与抗磨等工作特性的影响.1试验平台的设计和实现1.1试验台架和辅助模块缸套-活塞环摩擦磨损试验机包括台架模块、辅助模块和测控模块,结构布置示意见图1.其中,试验机无传统气缸盖以缸盖板代替,试验将缸盖板上的进气单向阀反装,活塞下行时气缸内将出现负压.台架模块主要包括缸盖板、气缸体、缸套-活塞组件、曲柄连杆机构、双平衡轴、弹性联轴器和变频电机等,通过电机倒拖的方式来实现活塞组件的往复运动,其主要尺寸如表1所示.辅助模块主要用于试验变量的控制,包括恒温装置、润滑装置和空气加载装置.可实现试验缸套-活塞环温度、滑油供给量和缸压负载调控.测控模块用于控制试验机的运转和数据采集,主要包括相关信号传感器及变送器、NIPCI6251数据采集卡和测控PC软件.可采集缸压负载、缸套-活塞环间油膜接触电阻、缸套-活塞摩擦力和缸套温度等信号.各信号测试精度见表2.1.2缸套-活塞环间油膜接触电阻测试原理和约束接触电阻测油膜是利用金属导电性与润滑油导电性相差悬殊的特性检测摩擦副接触电压降,并利用油膜厚度与油膜电阻率之间的关系来计算摩擦副表面间的油膜厚度.摩擦副被油膜完全隔开时,油膜接触电阻较大,电压降较大;而当油膜较薄时,摩擦副表面的微凸体刺穿油膜而接触,导通电流,电压降趋近小值.接触电阻传感器如图2所示,实质上是一个恒压源与待测电阻组成回路,再从待测电阻两端引线,采集待测电阻两端的电压信号,即可得到待测电阻值式中:R缸套-活塞环间油膜接触电阻的布置方式是在活塞环的非摩擦面贴上耐高温、高压的绝缘胶布,使之与活塞绝缘.考虑到引线方便,以油环为对象,将引线穿过活塞油环槽上的布油孔,沿连杆引出机体,与缸套电极引线接入接触电阻传感器,连通油环与缸套间的测量回路如图3所示.控制缸套温度、滑油供给量不变,空载(不加缸盖板)分别在100、200和300,r/min转速下检测缸套-活塞环间油膜的接触电阻,并与同转速的活塞往复运动速度对比,如图4所示.不同转速下,相同之处是:在上止点和下止点附近,接触电阻均较小,且大小在0~0.8,Ω内,说明活塞环在止点附近处于边界润滑状态,金属接触明显;在活塞行程中段,接触电阻明显增大,原因是活塞环与缸套之间的油膜建立良好,有效避免了金属摩擦副的直接接触.总之,循环内接触电阻的整体变化趋势和活塞往复速度的变化趋势相符.但是接触电阻在局部小范围内波动,说明润滑油膜的状态在不断变化,原因是运行过程中活塞环整体偏转、扭转变形、缸套活塞环表面物理变形和化学变化、磨屑运动以及试验机振动、活塞组件对缸套的冲击振动等因素加剧活塞销、曲轴等的配合间隙变化所引起的油膜状态变化;不同之处是:不同转速的行程中段的接触电阻幅值差异较明显,且与不同转速活塞往复运动的速度差异规律相对应;说明转速在100~300,r/min内,随着转速的升高,活塞环-缸套之间油膜的接触电阻整体呈上升趋势,润滑油膜厚度逐渐增大,与理论相符.将缸套-活塞环间油膜的接触电阻与郭智威1.3传感器的安装采用双螺杆型膜合拉压力传感器,搭配±5,V输出的JC-BC-II变送器,在主、副推力面的缸体上对称加工有两个凹槽用于安装传感器:缸套下端攻有两个螺纹孔,带有螺杆的小平板与之配合,传感器的上螺杆穿过小平板的光孔通过螺母固定;在固定平板对应位置开有光孔,传感器的下螺杆穿过固定平板的光孔通过螺母固定.图5所示对称布置两个传感器,两者测力之和即为缸套-活塞组件的摩擦力.双螺杆型拉压力传感器可测得试验机运行多个循环摩擦力的平均值.2试验材料的制备和试验方案2.1螺纹槽的尺寸缸套制备为:95缸径柴油机光面缸套3个,1个内表面不处理的原始缸套,2个用精密数控加工中心在内表面加工螺纹槽,分别标记为双纹缸套、单纹缸套.两螺纹槽的尺寸与区别分别如表3和图6所示,双纹缸套两螺纹在端面的相位差为180°.润滑油为APICD15,W-40.活塞环为95缸径柴油机活塞环3组,每组包括前3道桶面气环和第4道油环(该油环不加涨圈,非摩擦面用耐高温绝缘胶布包围,其与活塞之间的绝缘阻值超过200,MΩ).2.2缸套、活塞环的贸易摩擦试验试验前测取活塞环的质量,所用电子天平精度为0.1,mg,型号为FA2104N.缸套-活塞环在试验机不加缸盖板的情况下进行磨合,磨合转速为100,r/min,磨合润滑油量为40,mL/h,磨合缸套温度为40,℃,磨合期间观察测控界面显示的接触电阻增长趋势,待接触电阻明显增大且稳定后即可,磨合时间设置为40,min.磨合结束后停机,用擦镜纸将活塞燃烧室、缸套内壁的润滑油及磨屑擦干净,注入新的润滑油,在低转速(30,r/min)下运转并将活塞环间的磨屑洗出,需重复擦洗.安装缸盖板,并将进气单向阀反装,此处空气只出不进,则活塞下行时气缸内将出现负压.应用原始缸套、双纹缸套和单纹缸套分别进行3组试验,每组试验采用新的活塞环.其他试验变量控制:转速为200,r/min,缸套温度为40,℃,润滑油流量及滑油泵出口压力分别为12,mL/h、2.15,MPa,最大缸压为0.15,MPa,运行时间为60,min.试验采样频率设为2,kHz,在该试验转速下可达1.2°,CA的信号分辨率.每运行20,min采集2,min数据.试验结束后,将缸套、活塞环除油后,用超声波清洗.用电子天平测量活塞环质量;用接触式表面轮廓测量仪测量缸套主、副推力面的上、下止点区域的磨损三维形貌特征,测点要选择4道活塞环均经过的位置,测点测量区间为0.8,mm×0.8,mm,采样间隔为16,μm×16,μm.可采集活塞燃烧室内的油做油液分析.3结果与讨论原始缸套、双纹缸套和单纹缸套3组试验的平均值数据见表4.将数据以同种数据最大值为基准归一化处理如图7所示.3.1循环内外压力变化试验均在200,r/min的初定转速下运行,而后活塞压缩空气受载转速有所降低.初期,缸内空气量较多,排气量大于从活塞环间隙的进气量,气缸压力下降,缸内真空度变大;活塞环间隙进气量和排气量达到动态平衡,各循环缸内空气量的变化趋近于周期性,缸内达到一个平均压力水平,转速达到稳定平均转速.因而该稳定平均转速与缸内平均压力水平可用于评价缸套-活塞环的密封性能.双纹缸套的密封性能不佳,如表4和图7所示.双纹缸套的平均气缸压力大于原始缸套,且其平均稳定转速小于原始缸套;进一步观察循环内气体压力变化,如图8所示,每循环内双纹缸套的气缸压力整体上显著大于原始缸套,说明从双纹缸套-活塞环之间漏进气缸的气体较多.双纹缸套的密封性能不佳,原因有:(1)双纹缸套的螺距S较大,换算得的角度θ较大为30.5°,螺纹槽在缸套内壁绕过的圈数少,相比于几道活塞环在活塞轴线的跨度而言,螺纹槽接近平行于轴线的直槽,气体容易从螺纹槽内进入气缸.气体的通过破坏了螺纹槽内建立的油膜,导致油膜压力无法建立,进一步降低了油膜的密封性能;(2)双纹缸套的局部磨损严重(图6、图11),加大活塞环-缸套间隙,加剧了漏气.单纹缸套的密封性能优于原始缸套,如表4和图7所示.单纹缸套的平均气缸压力小于原始缸套,且其稳定平均转速与原始缸套相近;进一步观察循环内的气体压力变化,如图8所示.每循环内单纹缸套的气缸压力整体上小于原始缸套,说明从单纹缸套-活塞环之间漏进气缸的气体较少.单纹缸套的密封性能优于原始缸套与双纹缸套,原因有:(1)单纹缸套的螺距S较小,换算得到的角度θ为7.6°较小,螺纹槽在缸套内壁绕过的圈数多,相比于几道活塞环在活塞轴线的跨度而言,螺纹槽能够保持螺纹的特性,活塞环对应螺纹槽的部分,摩擦副间空隙体积增大,从活塞环与非螺纹槽部分缸套接触面及活塞环开口间隙间的漏气量减少,而受压力势的推动进入螺纹槽,螺纹槽形成迷宫密封,削弱了气体的通过速度,在活塞快速运动的瞬间,漏气无法实现,进而提升密封性能;(2)单纹缸套以及活塞环的磨损小(图6、图11),有助于保持密封性能.3.2螺纹槽表面织构与油膜磨损的接触电阻分析润滑油膜润滑减摩特性为单纹缸套>原始缸套>双纹缸套.表4和图7所示平均接触电阻的大小顺序是单纹缸套>原始缸套>双纹缸套,平均摩擦力的大小顺序是单纹缸套<原始缸套<双纹缸套,说明单纹缸套的螺纹槽具有促进润滑、减小摩擦的功效,而双纹缸套的润滑效果不佳,其摩擦力略有减小,原因是:螺纹槽结构能够储存一部分的磨屑,避免磨屑陷入缸套-活塞环的摩擦表面,具有一定的减磨效果.进一步观察循环内的接触电阻的变化趋势,如图9所示.单纹缸套的接触电阻幅值明显大于原始缸套,且其行程局部波动很小,说明整个中段运行过程中油膜建立完善,极少受到周边因素干扰而被刺穿或发生震荡;双纹缸套的接触电阻幅值明显小于原始缸套,且其行程局部波动很大,尤其是当活塞从上止点开始下行过程中(0~120°CA),接触电阻连续波动,甚至小于止点附近的接触电阻值,说明油膜受到破坏.原因是:双纹缸套的密封性较差,尤其在活塞从上止点开始下行过程中,缸内迅速形成负压,空气通过双纹缸套的螺纹槽窜进气缸内,使螺纹槽及其周边区域不能形成良好的流体动压润滑状态,甚至直接吹散了油膜;另外,双纹缸套的表面占有率S而单纹缸套的螺纹槽的表面占有率S3.3缸套磨损情况的对比研究所选取的表面形貌特征参数:表面粗糙度均方根S3组缸套试验后其主、副推力面上、下止点区域的表面形貌特征参数和活塞环磨损量见表5和图11,表面形貌如图12所示.从磨损区域分析:主推力面的表面形貌参数普遍大于副推力面,与活塞的运动规律相符合;副推力面上、下止点的表面形貌参数相近,而主推力面上止点的表面形貌参数显著小于下止点,这和柴油机上止点附近磨损更为严重的现象不符合.原因是:试验机是基于倒拖的纯压缩和膨胀过程,且3组试验的气缸压力水平较低,大部分时间处于真空状态(图8),即大气将通过活塞环窜气进入气缸,下止点附近缸内外的压差明显大于上止点附近,因而活塞环在下止点附近受到气体的影响大于上止点.另外,试验机的润滑油是从缸盖板注入沿着缸套内壁分布,因而上止点区域比下止点附近供油及时而充分.综上,试验机主推力面下止点的运行工况相对于上止点更恶劣,导致缸套下止点附近磨损较为严重,而副推力面本身工况优于主推力面,上、下止点差异不大.此外,试验机活塞与缸套的配合校中,也会对不同区域磨损产生一定影响.从表面形貌参数整体趋势分析,不同表面织构缸套对应的3个表面形貌参数变化趋势几乎一致,上止点主推力面的S活塞环的磨损情况:不同表面织构的活塞环平均磨损量大小关系为单纹缸套<双纹缸套<原始缸套,说明在缸套表面加工出螺纹槽,有利于减小活塞环的磨损,其中小螺距且表面占有率S3.4内套筒结构的综合摩擦学性能求取双纹、单纹缸套各评估参数平均值,得到螺纹槽表面织构缸套对缸套-活塞环摩擦学性能和密封性能相对于原始缸套变化率,如表6所示.4螺纹槽结构对摩擦学性能的影响(1)双纹缸套过低的表面占有率与过大的螺纹角度,使其密封性下降14.7%,;窜气加剧油膜震荡甚至刺破油膜,其螺纹槽附近不易形成良好的流体动压润滑油膜,导致其油膜接触电阻局部波动剧烈,油膜平均接触电阻减小34%,,润滑