润滑条件（精选3篇）
润滑条件 篇1
0前言
活塞 (环) -缸套是内燃机中最重要的摩擦副之一, 其润滑性能的好坏直接影响到内燃机的工作可靠性、耐久性和经济性等运行性能。在保证对燃烧室气体密封的前提下, 润滑性能好, 活塞环-缸套摩擦力小, 摩擦功耗也就小, 反之会造成相当大的摩擦功耗, 还会导致活塞环和缸套的过度磨损, 降低其使用寿命。近年来随着对内燃机动力性和可靠性要求的不断提高, 保证活塞 (环) -缸套摩擦副良好的润滑性能更具意义。
在活塞 (环) -缸套摩擦副的润滑分析中, 需要结合分析的实际问题采用合适的压力等边界条件。如何确定油膜压力的起点和终点是非常复杂的问题, 润滑油膜在收缩段形成油膜压力, 压力分布具有一定的规律, 但是扩散段情况极为复杂, 如何确定在哪一点产生油膜破裂或者油膜压力终止存在一定的困难。边界条件是数学模型和实际情况的结合点, 其合理性直接关系到润滑分析结果的正确性, 因此活塞 (环) -缸套摩擦副润滑分析中非常有必要提出合理的边界条件。
我们主要论述了国内外在活塞 (环) -缸套摩擦副润滑分析中的各种边界条件算法, 对存在的问题进行了讨论并展望了边界条件应用中需要进一步解决的问题。
1 典型的边界条件
在摩擦副润滑分析研究进程中, 最具代表性的边界条件有四种[1,2,3,4,5,6,7]。
1.1 Sommerfeld边界条件
该边界条件认为油膜腔内充满润滑油, 润滑油膜是连续的。这个假设与实际情况相差较大, 因为油膜腔扩散段中会产生负压, 使油膜破裂, 所以假设油膜连续是不可能的[1]。
1.2 Gumbel边界条件
该边界条件认为油膜不连续, 压力分布也不连续, 只在油膜腔内收缩段 (即从最大膜厚hmax到最小膜厚hmin) 形成连续油膜并产生连续压力分布, 在扩散段 (即从hmin到hmax) 油膜破裂, 不存在油膜压力。虽然该边界条件与客观实际尚有差距, 但由于便于数学处理, 因此在以往的计算中常被采用[8]。
1.3 Reynolds边界条件
该边界条件认为油膜不连续, 油膜压力的终止点是一种自然破裂现象, 即在经过最小膜厚hmin之后的扩散段一处破裂。该边界条件与实际情况比较接近, 但是计算相对较为复杂, 不容易确定终止点[1]。
1.4 质量守恒边界条件
该边界条件由Jakobsson、Floberg和Olsson提出, 其建立在油膜破裂和再形成边界处质量守恒的基础上, 认为整个润滑区域可分为油膜完整区和空穴区两部分。在油膜完整区使用Reynolds边界条件。JFO边界理论是对Reynolds边界条件的一种提高[9], 它不仅提供了油膜破裂条件, 而且提供了油膜再形成条件, 很好地处理了在油膜破裂和油膜重整时的气穴现象。
JFO理论的油膜破裂条件:
JFO理论的油膜再形成条件:
式中, n为法向, v为油膜速度, θ为油膜所占的体积比。
由于JFO理论的复杂性, JFO边界条件的数值实现比较困难, 它需要跟踪动态油膜边界, 为此许多学者对JFO边界理论的数值实现进行了研究。
Elord等在1974年提出了一种算法[10]。1981年Elrod又通过引入一个新的变量和一个开关函数g对该算法进行了进一步的改进[11], 将描述油膜完整区和空穴区的方程统一为通用方程, 在数值计算过程中自动确定边界条件。
其后, Brewe[12]和Vijayaraghavan[13]等分别对Elord算法进行了改进。Kumer在1991年提出了基于质量守恒条件的有限元空穴算法[14,15], 认为润滑油是不可压缩的, 在空穴区是油和空气 (蒸汽) 的两相混合物, 混合物的粘度和密度是变化的, 满足以下公式:
整个润滑区域分为两部分:完整油膜区和空穴区, 完整油膜区又根据密度的变化率划分为两个亚区, 第一个区域内润滑油密度不变, 第二个区域内润滑油密度有变小的趋势, 即开始向空穴区过渡。
其中完整区b可以认为是完整区a与空穴区之间的临界区, 虽然油膜仍然是完整的, 但润滑油密度的变化率已由等于零变化为小于零。
随后, Bayada[16]等人又提出了变分与有限元相结合的空穴计算方法, 并考察了与Reynolds边界条件的差别, 表明了JFO边界条件更接近实际工况。
2 不同边界条件的应用
Yu[17]对早期研究活塞环使用的边界条件进行了总结, 研究早期的边界条件不考虑气穴现象, 也不用半Sommerfeld边界条件, 而是使用Sommerfeld边界条件, 虽然使用简单, 但是违背了质量守恒边界条件。Yu提出了一种应用了质量守恒边界条件的解析方法求解活塞环润滑模型, 其中考虑了完整气穴和破裂气穴两种情况。在油膜破裂表面, 应用Reynolds边界条件, 在油膜重整表面应用质量守恒边界条件。结果表明除了活塞油环的下端面, 活塞组的其它润滑区域都处于相对贫油润滑状态, 活塞油环的下端润滑情况对整个活塞环组工作性能有显著影响。如果通过措施改善其润滑状况, 可以减少功耗损失, 同时提高润滑油的向上输送量, 改善了整个活塞环组的润滑状况。
Dowson[18]在分析单个活塞环润滑问题时, 应用了Reynolds边界条件和Swift-Stieber边界条件, 结果显示气穴区域开始于压力梯度下降的地方。Jeng[19]也应用Reynolds边界条件研究了活塞环的润滑状况, 结果和Dowson的一致, 但是研究都没有得到气穴区域的结束点。
Stanley[20]建立了一个简化的模型来研究活塞环组和裙部的摩擦润滑, 活塞环模型考虑了混合润滑和流体动力润滑, 活塞裙部模型只考虑流体动力润滑, 在两个模型中都用Reynolds方程求解流体动力润滑。应用的边界条件如下:油膜入口和出口处 (也就是油膜压力开始和结束处) 的压力等于大气压力;循环结束时相关点处的圆周压力与开始点的圆周压力相等。结果表明:活塞裙部以动压润滑为主, 裙部的摩擦力随着转速和润滑油粘度的变化呈线性变化;活塞环处于贫油状态, 可能会导致摩擦力增加25%。
叶晓明等[21]建立了活塞环-缸套三维动压混合润滑模型, 以平均Reynolds方程和表面微凸体接触方程为基础, 并考虑了燃烧室燃气泄露和表面粗糙度等因素的影响。应用的边界条件如下:
a.入口和出口处:假设活塞环被润滑油充分润滑, 油膜起始位置在活塞环的入口端面上;油膜起点和终点处的油膜压力等于该处的气体压力;当活塞环出口处发生油膜破裂时, 采用Reynolds边界条件。
b.活塞环间隙处:油膜压力等于该处的气体压力, 且从活塞环入口端到出口端按照线性变化。结果表明:在充分润滑情况下, 整个循环的绝大部分时间内活塞环为动压润滑, 在上下止点附件为混合润滑状态;分析活塞环-气缸套润滑性能时, 考虑气缸套圆周方向的变形及两表面粗糙度对润滑性能的影响是非常必要的。
Shah[22]研究了考虑流体弹性动力润滑的活塞二阶运动, 应用Reynolds方程描述活塞裙部-缸套表面的润滑。Dirichlet[23]边界条件被应用在活塞裙部的边缘处, 应用SOR迭代算法求解Reynolds方程[24], 为了使结果尽可能准确, 同时也应用了气穴边界条件。结果表明:润滑油膜的存在能够显著减小微凸体接触力, 活塞销的偏移值对接触力和摩擦力有较大的影响。
Hronza[25]应用Navier-Stokes方程研究了活塞环组的流体动力润滑、润滑油流动和径向动力学三者之间的相互影响, 分析中考虑了表面张力。把缸套表面分为完全浸润区域和不完全浸润区域, 对于不同的区域, 使用了不同的边界条件。结果表明:缸套表面的润滑油供给量会影响活塞环-缸套间的间隙大小;下行程时, 第一道环上的润滑油膜厚度受到其它两道环余留在缸套上的润滑油量的影响。
周龙等[26]应用耦合分析法研究了内燃机活塞环-缸套传热润滑摩擦问题, 把缸内燃气、活塞、活塞环、润滑油膜、气缸套和冷却介质作为一个耦合体, 考虑各部件间及相应物理场间的耦合关系, 建立了活塞环-缸套的三维非稳态热混合润滑摩擦模型。应用平均Reynolds方程, 求解的边界条件如下:活塞环油膜起始位置在活塞环的入口端面上, 油膜起点和终点处的压力等于该处的气体压力, 出口处油膜破裂采用Reynolds边界条件处理。结果显示:随着曲轴转角、活塞和活塞环周向位置的不同, 最小油膜厚度都有较大的波动;在活塞环圆周上, 最小油膜厚度随活塞环弹力的减小而增大;活塞在上止点附近, 摩擦力最大, 摩擦热最大;活塞环和气缸套的温度场对润滑油膜的温度场有很大影响;黏度随温度升高而减小, 黏度越小, 油膜厚度越小, 油膜剪切力产生的摩擦力也越小。但油膜厚度减小, 容易造成混合润滑和边界润滑, 从而增大凸峰接触摩擦力。
尹会迎等[27]结合动力学方程和流体动压润滑方程, 对中凸型活塞裙部的流体动力润滑进行了分析, 应用Reynolds边界条件求解。与直线型活塞裙部比较表明, 中凸型线活塞裙部可以有效提高活塞的运行性能。
郭朋等[28]对内燃机活塞-缸套系统的流体动力润滑与动力学行为进行了耦合分析, 在考虑活塞二阶运动的基础上建立了活塞裙部润滑的数值模型。运用龙格-库塔方法求解二阶运动模型, 结合Reynolds边界条件采用有限元方法求解裙部润滑的平均Reynolds方程。结果表明:活塞销孔向主推力侧偏置可以有效改善活塞的二阶运动状况, 消减活塞对气缸的拍击;活塞裙部以中凸椭圆型面代替直筒面可以有效改善润滑油膜的分布, 使活塞裙部处于良好的动压润滑状态;润滑油的粘度大小对油膜作用在裙部的摩擦力有较大的影响, 而润滑油粘压特性对裙部润滑影响不大。
戴旭东等[29]建立了内燃机缸套活塞系统油膜润滑与动力学行为的耦合分析模型, 分析中同时考虑了活塞二阶运动和缸体振动对缸套-活塞间油膜润滑的影响。缸体结构振动响应用有限元法计算, 缸套和活塞间的流体润滑计算应用Reynolds边界条件通过有限差分法求解平均Reynolds方程进行, 其中考虑了微凸体接触的作用。结果表明, 缸体振动对摩擦润滑性能的影响非常大。
杨俊伟等[30]建立了结合活塞动力学方程和缸套-活塞裙部间流体动压润滑方程的活塞润滑模型, 采用改进的数值分析方法来研究活塞裙部的摩擦功率及二阶运动和活塞设计参数之间的关系, 分析了活塞的一些参数对活塞润滑性能的影响, 并对活塞结构参数的设计进行了研究。求解流体动压润滑方程应用Reynolds边界条件。结果表明, 活塞的一些参数对活塞的摩擦功耗和二阶运动有很大影响, 通过润滑分析可以选取适当的参数以降低摩擦, 减小横向运动, 提高活塞的工作性能;在活塞的参数设计时, 考虑到各个参数对活塞裙部摩擦功耗和横向运动有不同影响, 应该首先确定对两者有明显影响的参数, 如配缸间隙, 然后选择其余参数。
Duyar[31]建立了一个综合润滑模型研究活塞的运动和工作中活塞裙部所受微凸体接触力、润滑流体作用力和轴向摩擦力等, 应用计及润滑油输送状况的质量守恒算法求解润滑控制方程。结果显示, 润滑油的供给量对活塞的侧向运动、活塞裙部倾斜和裙部所受摩擦力都有显著影响;活塞裙部和缸套的变形对活塞的二阶运动、侧向运动和摩擦力都会产生影响。
Gulwadi基于质量守恒算法建立了活塞环润滑和润滑油输送混合模型[32], 研究动压润滑与边界润滑的交互作用、润滑油流动和活塞环径向动力学。结果表明, 活塞环表面轮廓直接影响润滑油流动状况, 缸套表面的油膜厚度对活塞环的径向运动和活塞环进口的润滑油量有显著影响;润滑油供给量增加时流量增加, 最大油膜压力随油膜供给厚度的增加而减小, 微凸体作用力、总摩擦力和功耗都随供给量的减小而增加。
3 结束语
综上所述, 内燃机活塞 (环) -缸套摩擦副润滑分析中主要采用的边界条件包括:Sommerfeld边界条件、半Sommerfeld边界条件、Reynolds边界条件和质量守恒边界条件。Sommerfeld边界条件假设摩擦副处于充分润滑, 压力与油膜均连续, 但是负压的产生会使空气混入, 油膜是非连续的, 故存在不合理;活塞 (环) -缸套摩擦副润滑研究早期由于条件限制, 多使用此边界条件。半Sommerfeld边界条件假设油膜及压力均不连续, 从动压油膜形成过程分析, 也存在不合理。Reynolds边界条件假设油膜不连续, 压力连续, 但其不能很好地处理油膜破裂与重整时的气穴现象。质量守恒 (JFO) 边界条件可以很好地处理这油膜破裂与重整时的气穴现象, 其最接近于实际情况, 因此现在被较多应用在活塞 (环) -缸套摩擦副润滑分析中。
随着对内燃机性能要求的不断提高, 活塞 (环) -缸套摩擦副润滑分析日益趋于实际运行情况, 计算中一般应用多维混合润滑模型, 同时对边界条件的合理性要求也在不断提高。虽然现在使用的边界条件 (特别是质量守恒边界条件) 基本可以满足要求, 但是由于内燃机工作中活塞 (环) -缸套摩擦副的实际润滑状况不稳定, 只有根据具体情况才能实现合理地使用边界条件, 保证计算分析的准确性。现有的边界条件直接使用都无法做到实时跟踪活塞 (环) -缸套摩擦副的润滑状态, 这需要分析中考虑润滑油输送流动状况等对于边界条件确定的影响等。因此, 对于内燃机活塞 (环) -缸套摩擦副润滑分析, 有待探索更为贴近实际情况的边界条件和算法。
摘要：论述了内燃机活塞 (环) -缸套摩擦副润滑分析中的几种典型边界条件和不同边界条件算法的应用, 讨论并展望了需要进一步解决的问题。
关键词：内燃机,活塞,缸套,润滑,边界条件
润滑条件 篇2
随着应用领域的拓宽和服役环境的苛刻, 3Cr13涂层在工作过程中出现了加速磨损现象, 造成零件设备提前失效。为了模拟涂层工作的加速环境, 选择合适的加速条件, 成为许多学者研究的新方向[5,6]。本工作结合已有的研究, 提出了在润滑油中加入超硬陶瓷SiO2磨粒的方法, 加入的磨粒在磨损接触区主要产生两个加速作用: (1) 导致涂层表面产生材料微观畸变、嵌入或刺透等缺陷, 效果相当于在涂层表面萌生磨损接触中产生的微裂纹; (2) 由于磨粒介入使得磨损接触区局部应力增大, 在该应力的作用下, 涂层材料自身缺陷如: 孔、夹杂物或微裂纹被诱发、扩展, 效果相当于在涂层内部萌生磨损微裂纹[7], 进而起到加速磨损的作用。本工作研究的重点是通过对比分析找出合适的加速磨损颗粒并研究磨粒加速磨损机理。
1 实验方法
1.1 涂层的制备条件
3Cr13涂层采用装备再制造技术国防科技重点实验室自行研制的HAS-2高速电弧喷枪和CMD-AS-3000型电弧喷涂系统进行喷涂制备。首先喷砂预处理45#钢基体表面, 砂料为棕刚玉, 粒度为16目, 气压0.7MPa, 喷砂角度45°, 喷砂距离150mm。然后用高速电弧喷枪在基体表面喷涂3Cr13涂层, 喷涂电压35V, 喷涂电流160A, 压缩空气0.7MPa, 喷涂距离150mm。即在基体表面得到厚度约为0.5mm的3Cr13涂层, 采用Talysurf-120表面粗糙度仪测量涂层表面粗糙度, 其特征参量Ra为7.4。高速电弧喷涂得到3Cr13涂层后, 表面进行磨削处理使粗糙度达到0.6μm, 同时保证涂层的厚度达到0.2mm。
1.2 加速磨损实验
实验是在MM200摩擦磨损试验机上进行的, 采用飞溅润滑, 具体实验条件参数如表1所示。为了筛选合适的加速磨损硬质SiO2磨粒的粒度, 选择了亚微米级、微米级和毫米级3种不同粒径的SiO2磨粒分别添加到润滑油中, 并通过一定时间的机械搅拌使磨粒均匀分散在润滑油中。借助Quanta200型扫描电镜 (SEM) 对磨损形貌进行分析, 找出合适的加速磨损颗粒度并分析可能的机理。
2 结果与讨论
2.1 磨粒筛选结果
涂层在常规条件下磨损失效主要为犁沟、微切削、微断裂、黏着、疲劳剥落等材料去除机制[8,9], 加速磨损实验遵循加速寿命实验基本标准[10], 即保持常规条件下磨损的失效机理、同时不增加新的失效因素的前提下, 强化实验条件, 加快涂层磨损。因此, 如何选择合适粒度的SiO2磨粒对涂层加速磨损实验来说是首先需要解决的问题。借助扫描电镜对含不同粒度磨粒润滑条件下涂层磨损表面形貌进行观察分析, 结果如图1所示。
(a) 无颗粒; (b) 亚微米级; (c) 微米级; (d) 毫米级 (a) no particles; (b) sub-micron particles; (c) micron particles; (d) millimeter particles
实验结果证实: 不同粒度的硬质SiO2磨粒对涂层磨损的影响十分显著, 这与早期的文献报道结果相一致[11,12]。在相同的磨损时间内对比图1a, b可知, 润滑油中含有亚微米级SiO2磨粒的涂层摩擦接触表面光亮, 基本无犁削沟现象出现, 摩擦接触表面变化很小, SiO2磨粒基本没起到加速磨损作用。这是因为在磨粒粒度较小时, 涂层的间隙能够容纳一定数量的磨粒, 减小了磨粒对涂层的犁削。润滑油中含有毫米级SiO2磨粒的涂层摩擦接触表面犁削沟较深并出现了分布均匀尺寸较大的坑, 出现了严重的磨粒磨损现象, 如图1d所示, 也不适合进行加速磨损;而润滑油中含有微米级 SiO2磨粒的涂层磨损接触表面只有局部区域出现了尺寸很小的坑并且犁沟较浅, 如图1c所示。这说明微米级 SiO2磨粒在涂层表面受到法向载荷和切向摩擦力作用下, 法向力使磨粒压入涂层表面, 切向力使磨粒在涂层表面切削形成犁沟, 模拟了常规条件下磨料磨损中磨粒的微观切削, 可以判定为较轻的磨粒磨损。通过上述实验可知, 微米级SiO2磨粒不仅制造了涂层表面缺陷, 而且未出现较为严重的磨粒磨损现象, 符合加速磨损试验的标准。
2.2 磨粒的加速磨损机理分析
微米级SiO2磨粒加速磨损的失效试样分析发现, 磨粒对3Cr13涂层的加速磨损作用方式主要有3种:微切削、挤压和磨粒的聚集效应。其相应的涂层磨损失效机制也各不相同。
2.2.1 磨粒的微切削作用
油润滑条件下, 在3Cr13涂层和SiO2磨粒之间存在一层润滑油膜, 当油膜厚度小于润滑油中磨粒的尺寸时, 由于SiO2磨粒的硬度远高于涂层, 当磨粒进入接触区后, 就被接触正压力压入涂层表面, 当摩擦副间发生相对滑动时, 在切向力的作用下, 磨粒对涂层表面产生剪切、犁皱和切削作用[13], 导致在涂层表面留下平行于滑动方向的犁沟, 同时如图2a所示, 在磨粒微切削过程中导致涂层表面微凸体的塑性变形和微观断裂, 从而加速形成了点蚀坑。通过截面图2b发现, 在加速磨损形成的犁沟和点蚀坑过程中会在涂层表面伴随产生微裂纹, 微裂纹很可能从表面萌生, 向涂层次表面扩展, 最后可能产生二次裂纹折向表面。
(a) 表面图; (b) 截面图 (a) worn surface; (b) worn cross-section
2.2.2 磨粒的挤压作用
由于SiO2磨粒介入使得磨损接触区局部应力增大, 同时当磨粒从表面滑过时, 涂层材料都要连续地经受压缩拉伸的循环应力作用[14], 这直接加速导致了涂层内部微观缺陷 (孔隙、微裂纹等) 的周围会存在较大的应力集中, 这种应力集中, 促使着微观裂纹的萌生和扩展, 促使涂层表面出现大的剥落坑, 如图3a所示。同时在磨损过程中, 由于摩擦力和磨粒挤压双重作用, 产生了发生在表面上的最大压应力和发生在离表面一定距离处最大剪应力, 这可能导致了涂层局部位置引发较大的塑性变形, 这样的塑性变形会导致涂层内部氧化物相和合金相分离, 其分离裂纹扩展的方向不是随意的, 而是总倾向于涂层内微观缺陷处, 一旦扩展裂纹与涂层内微观缺陷处裂纹相互连接, 可能会沿着涂层表面几乎平行的方向继续扩展, 形成如图3b所示的贯通裂纹, 最终造成如图3c所示分层剥落, 加速涂层磨损, 此现象符合常规条件下涂层磨损失效的常见模式[15]。
2.2.3 磨粒的聚集作用
当SiO2磨粒进入摩擦接触区时, 未进入接触区的磨粒聚集在摩擦副 (见图4) 润滑入口区, 造成磨粒在该表面聚集, 导致区域内点蚀坑较多, 如图5a所示。同时磨粒的逐渐聚集严重影响磨损接触区正常的供油量, 并导致较大温升, 使润滑油的黏度下降, 因此这些磨粒的堆积效应也将间接地影响接触区的润滑性能, 供油量不足和温升都将严重恶化润滑状态, 导致磨粒与涂层材料直接接触大大增加[16]。高速电弧喷涂3Cr13涂层属于脆性材料结构, 磨粒和涂层产生粘着磨损的几率较小, 但润滑油的减少使得磨粒对涂层犁和滚压的作用增加, 图5b是图5a局部放大区域出现了缺少润滑被磨粒直接严重破坏的涂层表面。
3 结论
(1) 提出利用超硬磨粒效应进行涂层加速磨损实验的新方法, 分析得出粒度为微米级SiO2磨粒适用于高速电弧喷涂3Cr13涂层加速磨损实验。
(2) 微米级SiO2磨粒引起的加速磨损作用及相关失效形式有3种:磨粒的微切削作用主要引起涂层表面的点蚀坑和微裂纹;磨粒的挤压作用主要加速涂层表层出现大的剥落坑, 同时可能引起涂层内部分层现象;磨粒的聚集作用主要是减少了润滑, 加剧了磨粒对涂层的犁和滚压的作用。
摘要：提出3Cr13涂层加速磨损失效新的实验方法。采用该方法在MM200摩擦磨损试验机上, 对高速电弧喷涂3Cr13涂层在含SiO2磨粒的润滑条件下磨损失效开展了加速磨损试验, 通过对比分析扫描电镜照片筛选合适的磨粒颗粒, 并分析SiO2磨粒加速涂层磨损可能的机理。结果表明:适合3Cr13涂层的加速磨损试验的磨粒粒度为微米级, 通过磨损表面照片得出了磨粒在润滑条件下对涂层加速磨损作用主要表现为:微观切削、挤压和磨粒的聚集。
润滑条件 篇3
摩擦[1]磨损[2]是较为常见的自然现象,上至航空航天,下至生产与生活,摩擦现象都会出现,而磨损、腐蚀[3]和断裂是常见机械零部件失效的三大原因。据统计,每年仅我国因为生产中的磨损造成的损失就高达上千亿元[4]。润滑[5]技术是减摩降磨的有效技术,故机械零件使用过程中常添加润滑油,而润滑油性能的好坏很大程度上受润滑油添加剂[6]的影响。因纳米[7]材料自身具有良好的扩散性、比表面积较大、熔点低等性能,现代的摩擦学研究中,常将纳米材料[8]作为添加剂作为新型的润滑材料应用在试验中,我国的部分学者也提出了一些有关纳米材料表面成膜及自修复的设想,纳米材料性能的研究对于摩擦学的发展有至关重要的作用。文中采用纳米氮化钛、纳米二氧化硅、纳米氧化铝进行试验,并对试验结果进行了分析。
1 试验
1.1 试验材料
试验中选用的基础油系为中石油兰州润滑油厂生产的中负荷工业闭式齿轮油L-CKC220[9]。
采用的分散剂[10]分子量为200的聚乙二醇(PEG),分子式为HO(CH2CH2O)n H。是一种无色无臭粘稠液体。
本文的磨损试验中,选用GCr15滚珠轴承钢作为球体试验材料,平面材料选用#45钢。试验中使用的GCr15滚珠球体的具体参数为:直径φ=40 mm,表面粗糙度Ra=0.02μm;#45钢块尺寸10 mm×10 mm×35 mm,利用P1500砂纸打磨后,进行机械抛光至表面粗糙度Ra=0.03~0.04μm。
1.2 试验仪器
试验均在PLINT Deltalab-NENE-7卧式电液伺服微动磨损试验机[11]进行,用来对磨斑进行观测的主要仪器有光学显微镜和带能谱分析仪的分析扫描电镜(EDX),使用的扫描电镜(SEM)为JSM-5600LV型,对磨斑磨损量的测量主要使用JB-5C粗糙度轮廓仪来完成。
1.3 试验参数
试验参数为:振幅0.1 mm;频率2 Hz;循环次数10 000次;法向载荷100 N。
2 试验结果与分析
2.1 摩擦系数分析
图1是频率为2 Hz,法向载荷为100 N,浓度为5%的纳米氮化钛添加剂润滑条件下与基础油润滑条件下的摩擦系数曲线对比图。从图中可以看出,跑合期、上升期、稳定期[12]相对基础油润滑的摩擦系数都在减小,尤其以上升期比较明显。摩擦系数从试验开始阶段就迅速增加,跑合期有所缩短,上升期也较快完成,摩擦系数的顶峰值约维持在0.4左右,与基础油的顶峰值0.55相比,下降了约1/4,最后摩擦系数稳定在0.15左右,与基础油润滑下的0.22相比,也下降了约1/3,幅度较大,由图1中数据可知,纳米氮化钛是很好的减摩降磨材料。
图2是频率为2 Hz,法向载荷为100 N,浓度为5%的纳米氧化铝添加剂润滑条件下与基础油润滑下的摩擦系数曲线对比图。可以明显看出,整个摩擦系数曲线相比在基础油润滑条件下曲线都小一圈,说明其摩擦系数都较小。无论是跑合期、上升期还是稳定期整个磨损情况都有所缓解。上升期摩擦系数的顶峰值为0.4,相对基础油的0.55下降明显,在循环至200次时,摩擦系数就趋于稳定,随后以较为缓慢地下降,速度稳定至0.17,较基础油的0.22也下降了约为1/4。纳米氮化铝也起到了良好的减摩降磨效果。
图3是频率为2 Hz,法向载荷为100 N,浓度为5%的纳米二氧化硅添加剂润滑条件下与基础油润滑下的摩擦系数对比图。摩擦系数在跑合期与稳定期与基础油润滑条件下相比,区别不大,甚至顶峰值0.57还超过基础油的0.55,此时纳米二氧化硅的减摩降磨效果还是不确定。但是在达到顶峰值后,其摩擦系数曲线迅速下降至稳定值,且稳定值低于基础油润滑下的摩擦系数,并且最终稳定在0.165左右,较基础油的稳定值0.22也下降了约1/4,稳定期内纳米二氧化硅还是很好的减摩降磨材料。
2.2 磨斑形貌分析
由图4磨斑形貌看出,磨斑由粘着区和滑移区[13]2部分组成,内部颜色较深的部分即为粘着区。滑移区的磨损情况相对较轻,出现了一些沟槽。粘着区的磨损情况相对较为严重,由图5磨痕中心放大图看出,不仅出现了大量的磨损。还出现了磨坑及块状剥落[14],伴随着裂纹,磨斑表面严重破坏。
图6为基础油磨斑轮廓,基础作用条件下的磨斑宽度很大,由-400μm延伸至400μm左右,约为800μm,磨损严重的粘着区宽度也有600μm,磨损的轮廓宽且深,最深处达到19μm,且可看出由2个较大的沟槽组成,磨损的总面积很大,材料损失严重。
由图7明显看出,粘着区相对基础油润滑条件下比较集中,粘着区域中部偏右部分出现新的银白色物质,在试验过程中,磨损同时还发生了新的化学反应。滑移区域相对来说更为平滑,只出现了一些比较轻微的划痕。图8为纳米氮化钛与基础油在同样工况下的磨斑轮廓图,与磨斑光镜图及摩擦系数曲线一致,氮化钛的磨斑整体较小较浅,粘着区域的磨斑为-200μm到100μm之间,最大宽度仅为300μm,最大深度也只有-13μm,由图上看来,整个磨损面积仅为原来的1/3,磨损情况显著减弱。
图9为纳米氧化铝添加下的磨斑轮廓图,相比一般的磨斑轮廓图,因为纳米氮化铝材料的自身特性[15],黏度较大,导致其磨斑边缘不够光滑,没有呈现明显的椭圆形,但还是由粘着区与滑移区2部分组成,只是分界线不够明显,滑移区出现了沟槽,同时异于其他材料还出现了明显的塑性变形[16],这与其材料特性有密切的联系,粘着区也有明显的磨坑。由图10磨斑轮廓对比图可以看出,磨斑宽度与深度也有大幅减小,磨斑最深处仅为-14μm,与基础油的最深处磨斑-19μm相比,降幅明显。
磨斑中心粘着区宽度由-100μm延伸至200μm,宽度仅为300μm,与基础油的900μm相比,降幅很大。因为纳米氧化铝本身黏性较大,磨斑边缘不够光滑,可以看出其轮廓图边缘有一些凹凸不平的部分,不够平整。但整个磨损面积也有效减小,仅为基础油润滑条件下的1/3。
图11为纳米二氧化硅添加下的磨斑轮廓图,其磨斑呈现为椭圆形,由粘着区与滑移区组成,两个区域分界明显。粘着区磨损较为严重,可以看出有3个较深的磨坑,边缘的滑移区磨损较为轻微。由图12的磨斑轮廓对比图可以看出,与磨斑形貌图一致,边缘磨损轻微,粘着区磨损严重,粘着区宽度由-300μm延伸至300μm,有600μm宽,相对其他添加剂而言较宽,但相对基础油还是有一定程度的降低,磨斑最深处约为-18μm,与基础油润滑条件下深度差别不大,整个磨斑面积相对基础润滑油条件下有小幅下降。
2.3 自修复性能分析
图13为基础油作用下的磨斑EDX能谱图,在清洗干净试件测试后看出试件本身含有Si元素、O元素、S元素及大量的Fe元素,此图用于与其他纳米添加剂下磨斑EDX能谱图进行对比,观察纳米添加剂的自修复效果。
图14为纳米氮化钛作为添加剂润滑下的EDX能谱图,与基础油下EDX能谱图比较,非常明显地出现了区别,有一个小小的Ti元素波峰。这可以说明在磨斑处检测到了较大量的Ti元素。由于原来试件几乎不含有Ti元素,间接说明了在试验的过程中,纳米氮化钛发生了自修复反应,并且反应后产物附着在磨斑表面,有较好的自修复效果。
图15为纳米氧化铝添加下的EDX能谱图,磨斑能谱图中出现了Al元素的波峰,检测到了Al元素,原材料不含有Al元素,故应发生了自修复反应,纳米氧化铝也具有自修复效果。
图16为纳米二氧化硅作为添加剂作用下的EDX能谱图,与基础油润滑条件下得EDX能谱图相比,有一定的区别,Si元素的含量有变化,但只是一个小小的波峰,并且由于原材料中本身有一定的Si元素,故Si元素归属并不明确。纳米二氧化硅是否具有自修复效果还有待试验证明。
3 结语
1)仅基础油润滑条件下,摩擦系数高,磨斑大,磨损剧烈。纳米添加剂的加入可以显著减小摩擦系数,降低磨损。