高強化柴油機活塞環-氣缸套邊界潤滑模型研究

張利敏,袁曉帥,呂步高,王延榮,強慧,劉旭康

(1.中國北方發動機研究所(天津),天津 300406;2.上海交通大學機械與動力工程學院,上海 200240)

隨著柴油機強化程度越來越高,活塞環-氣缸套摩擦副的工作條件也越來越苛刻,特別是在上止點位置,該摩擦副將承受高溫高壓等極惡劣工況條件,且摩擦副表面難以形成油膜潤滑,處于邊界潤滑狀態。邊界潤滑狀態下基材表面會與機油極壓添加劑發生化學反應,形成一層極薄的化學反應膜對基材表面進行保護,對摩擦副摩擦磨損性能有較大影響。由于邊界潤滑涉及極薄表面層的性質和變化,國內外學者多通過試驗手段對邊界潤滑開展研究,研究結果表明摩擦副表面特性會受到摩擦膜的影響[1-2]。Gosvami等[3]提出了在動態滑動下摩擦膜生長及磨損率的仿真模型,探明在單粗糙峰滑動接觸試驗中摩擦膜生長與應力有關。施洪生等[4]采用接觸電阻的方法考察了往復運動的活塞環-氣缸套摩擦副中表面膜的形成過程,并研究了表面膜的成分、厚度等特性。RUPESH等[5]建立了基底磨損與摩擦膜厚度之間的函數關系。LYU等[6]對摩擦膜的摩擦系數進行了探究,認為其只能通過試驗方法獲取。近些年來,在對摩擦膜形成機制和規律研究的基礎上,許多學者對摩擦膜影響下的摩擦磨損開展了研究。Ghanbarzadeh等[7]提出了考慮ZDDP摩擦膜影響的半確定性磨損模型,該模型的接觸壓力采用彈性-完全塑性理論進行計算,表面磨損采用修正的Archard磨損模型進行計算,模型中的磨損系數定義為隨著摩擦膜的生長發生改變。此后,Akchurin等[8]通過集成基于邊界元的接觸模型和應力激發摩擦膜生長方程,建立了用于模擬摩擦膜生成過程的模型。Chen等[9]建立了可模擬粗糙表面ZDDP摩擦膜形成和去除的模型,并將該模型應用于內燃機缸套表面摩擦膜模擬。Lyu等[10]針對往復摩擦副系統研究了考慮ZDDP影響的邊界潤滑模型,并通過試樣級往復試驗機開展邊界潤滑試驗,驗證了其模型的有效性。呂修頤等[11]在活塞環-氣缸套摩擦力計算過程中,通過考慮摩擦化學反應膜的影響,對摩擦力計算模型進行修正,并在試驗機上驗證其計算精度提高9%。

值得指出的是,雖然針對邊界潤滑以及摩擦膜已經開展了大量研究,但在工程應用中,仍然缺少可綜合考慮工程結構表面狀態的邊界潤滑模型。因此,本研究將通過建立摩擦膜生長演化模型、基于統計的粗糙表面接觸壓力分析模型、修正的邊界潤滑非線性磨損模型來表征活塞環-氣缸套邊界潤滑狀態的摩擦磨損性能,最后借助往復式摩擦磨損試驗機模擬邊界潤滑條件對計算結果進行驗證。

1 活塞環-氣缸套邊界潤滑模型

活塞環運動在上止點時,其速度為零,無法有效建立油膜,同時受到高溫、高壓燃氣作用,活塞環與缸套的接觸載荷較大,在該時刻摩擦副處于邊界潤滑狀態,主要依靠邊界膜進行承載。按照結構性質不同,邊界膜主要分為吸附膜和化學反應膜。由于在高溫、高壓和沖擊環境下摩擦副表面的吸附膜極易破裂,因此本研究未考慮吸附膜的影響,主要考慮化學反應膜對摩擦副摩擦磨損性能的影響。

1.1 摩擦膜的生長與消耗模型

在邊界潤滑中,摩擦化學反應生成的固體反應膜有效地阻隔了微凸體直接接觸,從而降低摩擦、減小磨損,作為邊界潤滑最后一道防線阻止了表面膠合失效的發生。以ZDDP添加劑為例,吸附于表面的ZDDP分子在摩擦化學反應作用下形成ZDDP反應膜,ZDDP反應膜在不斷生成的同時也在不斷地被磨損去除,其厚度變化取決于生成與去除過程的平衡情況。

為表征在邊界潤滑中化學反應膜(ZDDP膜)的生長情況,模型中采用了基于切應力激發的邊界膜生成模型,來確定反應膜的生長速率?；瘜W反應膜的生長率的計算公式如下:

τ=μpasp。

式中:τ為切應力,即摩擦力;μ為摩擦系數;pasp為接觸壓力;Γ0為前置常數;ΔUact為熱激發下的分子內部激發能;ΔVact為激發體積常數;kB為玻爾茲曼常數;T為溫度。以上參數可以通過邊界潤滑試驗進行標定。使用以上公式可以計算得到反應膜的厚度生成速率,可以看出其主要與接觸壓力、環境溫度以及摩擦系數有關。

在邊界潤滑中,反應膜的機械特性,包括硬度和彈性模量等會隨著反應膜的厚度和環境溫度發生變化,進而影響其接觸壓力和承載情況,需要在模型中加以考慮。反應膜的硬度與其厚度密切相關,靠近基體的硬度較高,而接近表層的硬度較低,并且二者基本上呈線性關系[8]。此外,反應膜的硬度也會受到溫度影響,溫度越高,硬度越低。而反應膜的彈性模量受溫度的影響較小,可以當成常數來處理。

針對邊界膜的去除計算,模型中采邊界膜的厚度與其去除率呈線性相關的模型關系。去除率的計算可根據下面的公式:

式中:α為擬合參數;hr為反應膜厚度。根據這個關系可知,磨損率隨著反應膜的生長而增加,這主要是由于反應膜的硬度隨著其厚度的增加而下降。

因此,反應膜的生長和磨損之間的平衡決定了其厚度演化過程。反應膜厚度的變化通過下式計算:

根據上式,模型可以表征在邊界潤滑中反應膜厚度經歷的快速生長-逐漸穩定-消耗破壞3個變化階段。并且可以預見的是,在摩擦發生的初始階段,反應膜厚度較低、硬度較高,根據應力激發機制,其生成率大于磨損速率,因此厚度持續增加。但此后生成率逐漸下降,磨損消耗增加,當生成率和消耗率相等時,反應膜的厚度保持不變,進入穩定存在階段,此時摩擦系統進入正常的邊界潤滑階段。隨著潤滑劑中ZDDP不斷消耗,如果得不到補充,那么反應膜的生成率會逐漸下降,導致其磨損消耗率大于生成率,反應膜厚度會持續降低。當反應膜被磨損殆盡時,會發生大面積的金屬-金屬的直接接觸,產生嚴重的黏著磨損,甚至發生表面膠合失效。

1.2 多層粗糙接觸統計學模型

實際工程表面,化學反應膜只是部分存在于基體表面,實際表面摩擦狀態是由化學反應膜和基體共同決定的,由于化學反應膜并不是均勻地在基體表面形成,因此兩者的接觸占比和接觸壓力可通過粗糙接觸統計學模型進行定義。兩個粗糙接觸表面可以等效為一個粗糙平面與一個剛性平面接觸(如圖1所示),在等效接觸模型中,剛性平面距離參考平面為h,其中參考平面為鍍層基體形貌高度的平均位置,htri為化學反應膜的厚度,并且假設表面粗糙峰高度分布服從概率函數φ(z)。

圖1 邊界潤滑等效接觸模型

依據Greenwood和Tripp提出的統計模型可定義基體與剛性平面的接觸壓力為

反應膜與剛性平面的接觸壓力可表示為

表面形貌服從高斯分布,即

1.3 邊界潤滑下摩擦磨損模型

1.3.1 摩擦力模型

對于實際工程表面來說,總的接觸摩擦力如下:

Ffriction=μsαsps+μrαrpr。

式中:μs,μr分別為基體和反應膜的接觸摩擦系數,可以通過試驗來確定。摩擦膜和基體的摩擦力均為摩擦系數、接觸占比系數和接觸壓力的乘積。

1.3.2 磨損模型

基體材料的磨損主要來源于兩個方面。首先是在多層接觸模型中,基體之間的接觸和滑移造成的機械磨損,可以由Archard磨損模型直接計算:

此外,在化學反應膜的生成過程中,基體材料與潤滑油中的添加劑會相互反應,不斷產生新的反應膜,消耗基體材料,這也會造成一定的磨損,稱為反應磨損。研究采用邊界潤滑中的輕微磨損模型來表征反應磨損。此模型假設輕微磨損主要來自于由基體材料和潤滑添加劑之間化學反應生成的摩擦膜的去除。當摩擦膜部分被去除,系統的化學平衡(邊界潤滑膜形成與去除)將被打破,而系統將通過消耗基體材料來重新獲得化學平衡。

此類磨損是由基體原子擴散到反應膜中造成的,屬于化學磨損,和應用Archard模型的機械磨損有著本質的區別,它和反應物濃度、溫度以及反應膜的消耗速率等密切相關。而在反應膜不同厚度處的基體材料原子的濃度并不相同,具體來看,在反應膜與基體結合的位置濃度最高,并沿著反應膜厚度向外依次減小,在反應膜的自由表面的濃度最低?；w材料在反應膜中的原子濃度可由下面的關系確定:

C(h)=e-C1h。

式中:C(h)為基體材料原子的濃度;C1為常數,可由試驗確定。因此基體材料的化學磨損可由下式計算:

因此,應用Archard磨損模型以及輕微磨損模型可以分別計算出邊界潤滑中基體材料的機械磨損和化學磨損,最終較為準確地確定基體的總磨損。

2 邊界潤滑模型參數標定

前述建立的活塞環-氣缸套摩擦膜以及磨損性能模型中如邊界摩擦系數、磨損系數以及應力激發模型中的一些關鍵參數均需通過試驗確定或者進行標定。

2.1 邊界摩擦力計算標定

在邊界潤滑的接觸摩擦力(Ffriction)計算模型中,總的摩擦力包括基體接觸摩擦力和化學反應膜接觸摩擦力。其中需要進行標定的參數為基體接觸摩擦系數μs和化學反應膜的摩擦系數μr。

基體接觸摩擦系數μs通過干摩擦試驗(無潤滑油)確定,試驗結果如圖2a所示,取穩定情況下的摩擦系數;化學反應膜的摩擦系數μr通過邊界潤滑試驗標定,即在給定工況下(載荷160 N、溫度90 ℃、頻率2 Hz)試驗得到穩定狀態下的摩擦系數,通過與仿真的總摩擦系數對比(結果如圖2b)來標定μr。在基體摩擦系數已知的情況下,給定反應膜的摩擦系數μr,若總摩擦系數的仿真結果與試驗結果接近,可以確定反應膜的摩擦系數μr,反之則修正μr,重新計算。修正的標準是:若仿真結果較大,則減小μr,反之則增大μr。

圖2 摩擦系數標定結果

2.2 磨損計算標定

反應磨損是指磨損膜消耗造成的基體材料損失,這部分磨損占比很小,相關參數根據文獻[8]確定。機械磨損,也即Archard磨損模型中的磨損,屬于黏著磨損,是主要磨損形式,需要通過邊界潤滑試驗標定。在給定工況下(載荷160 N、溫度90 ℃、頻率2 Hz),試驗停止后,在多個位置分別測量活塞環和缸套試樣的磨損量(見圖3),以平均磨損深度來迭代確定活塞環和缸套的磨損系數。磨損系數可以根據試驗結果修改,磨損深度越大,磨損系數也就越大,而且基本上與磨損深度等比例相關。

圖3 磨損量標定結果

2.3 摩擦膜計算標定

摩擦膜生成模型中,潤滑油添加劑的激活能(ΔUact)和激活體積(ΔVact)這兩個參數決定摩擦膜的生成速率,而摩擦膜去除系數(α)決定了摩擦膜去除的速率。以上參數的標定是以文獻[8]中的參數為基礎,并考慮到所用潤滑油添加劑的成分更為復雜,需要再根據邊界潤滑試驗做進一步的修正,即通過測量在給定工況下(載荷160 N、溫度 70,90,110 ℃、頻率2 Hz)摩擦膜的厚度進行修正。由于有3個參數需要標定,因此標定試驗也需要做3組。但考慮到整機使用的潤滑油和往復式邊界潤滑試驗中的一致,對于同一款潤滑油,其添加劑的激活能(ΔUact)和激活體積(ΔVact)應相等,因此,如實際測量的摩擦膜厚度與仿真結果有差距,則修正摩擦膜去除系數(α),即測量結果較小應增大α,反之則減小α,最終獲得如圖4所示的仿真與試驗對比圖。

圖4 摩擦膜生成模型參數標定結果

3 邊界潤滑模型試驗驗證

采用往復式摩擦磨損試驗機,開展邊界潤滑試樣級試驗驗證。缸套試樣安裝于加熱塊的試樣槽,由曲柄連桿機構帶動做往復運動;活塞環試樣固定在壓塊內的夾具上,其接觸狀態如圖5所示。試驗載荷通過加載系統施加到缸套與活塞環的接觸界面,由試驗機通過旋緊加載螺桿對板簧施加正壓力。

圖5 往復式缸套-活塞環摩擦磨損試驗機

試驗缸套選用鍍鉻缸套,厚度7 mm,將缸套按照9°沿圓周方向均勻等分,再切成約45 mm等長小段作為試驗試樣;活塞環選用噴鉬活塞環,與實際使用的開口活塞環相同,按照12°沿圓周方向均分切割。試樣安裝前用汽油、酒精進行超聲波清洗15 min。潤滑油為RP-4652D潤滑油。

摩擦磨損性能評價的試驗條件見表1。共進行5次重復性試驗,去掉最大值和最小值,其余的3次結果取平均值作為最終試驗結果。

表1 摩擦磨損性能試驗參數

按照前述的邊界潤滑模型參數標定方法開展試驗標定,標定后的邊界潤滑模型關鍵參數見表2。

表2 模型參數標定結果

借助正向設計的思想,采用本研究建立的模型在新工況下進行結果預測,其中工況載荷為66 MPa,速度為200 r/min,往復行程為30 mm,溫度為100 ℃,130 ℃,160 ℃,190 ℃,仿真模擬時長為24 h。采用鍍鉻缸套和噴鉬活塞環,在邊界潤滑狀態下其表面生成高黏度的流體摩擦膜,主要是ZDDP自身摩擦化學反應的產物[12]。通過與同工況試驗進行對比,試驗與仿真結果偏差在10%以內(見圖6),驗證了邊界潤滑模型的有效性。

圖6 修正的邊界潤滑模型仿真結果與試驗結果的對比

4 結束語

建立了摩擦膜的生長與消耗模型、多層粗糙接觸統計學模型,在此基礎上建立了考慮摩擦膜影響的活塞環-氣缸套邊界潤滑模型,并給出了模型關于摩擦系數、磨損率以及摩擦膜生成相關的關鍵系數標定方法。選取全新工況對活塞環-氣缸套邊界潤滑模型計算結果和模擬同工況邊界潤滑的往復試驗結果進行對比,摩擦系數和磨損量結果具有很好的吻合性,驗證了該模型的有效性。