朱凱，王守忠，向文華

(商丘職業(yè)技術(shù)學(xué)院,河南 商丘 476000)

提高車用發(fā)動機(jī)活塞環(huán)摩擦學(xué)性能的試驗(yàn)研究

朱凱，王守忠，向文華

(商丘職業(yè)技術(shù)學(xué)院,河南 商丘 476000)

制備了直接離子滲氮環(huán)與超聲滾壓加工-離子滲氮環(huán)兩類摩擦學(xué)試樣。利用電子顯微鏡、硬度計(jì)、X射線衍射儀和能譜儀，對表面改性層進(jìn)行了表征，分析了超聲滾壓預(yù)處理對316L不銹鋼活塞環(huán)離子滲氮行為的影響；在潤滑油條件下，使用往復(fù)式摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)，對比考察了直接滲氮環(huán)和超聲滾壓-滲氮環(huán)的摩擦學(xué)性能。結(jié)果表明，超聲滾壓-滲氮環(huán)相對于直接滲氮環(huán)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(shù)降低了0.04,耐磨性提高了2.8倍。發(fā)動機(jī)臺架試驗(yàn)表明，超聲滾壓-滲氮環(huán)與硼鑄鐵氮化氣缸套的匹配性最好。

活塞環(huán)；超聲滾壓；離子滲氮；摩擦學(xué)

活塞環(huán)是車用發(fā)動機(jī)的關(guān)鍵部件之一，經(jīng)常處于高溫、高壓、高負(fù)荷和貧油等惡劣環(huán)境下，不僅存在高速高頻的往復(fù)運(yùn)動，而且還在環(huán)槽中作激烈的振動。在與氣缸套配合工作的過程中，活塞環(huán)與氣缸套摩擦磨損形成的磨屑結(jié)合燃油不完全燃燒形成的積炭，會產(chǎn)生異質(zhì)顆粒，從而使摩擦副形成三體摩擦；此外燃油燃燒產(chǎn)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(huán)與氣缸套內(nèi)壁面強(qiáng)烈的磨損而失效，從而降低內(nèi)燃機(jī)的動力性、經(jīng)濟(jì)性、可靠性、排放性和使用壽命。

活塞環(huán)的失效形式多屬表面形態(tài)損傷，故表面強(qiáng)化處理是提高活塞環(huán)耐磨性最有效、最經(jīng)濟(jì)的一種方法。徐佳子[4]等研究了陶瓷顆粒含量對Cr-Al2O3復(fù)合鍍活塞環(huán)摩擦磨損性能的影響，活塞環(huán)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(huán)的耐磨性能。陶瓷材料熱穩(wěn)定性好,硬度高,鑲嵌的陶瓷顆粒量過少時,活塞環(huán)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(yīng)力剝落,不能夠很好地滿足高性能發(fā)動機(jī)對活塞環(huán)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(huán)表面鍍鉻與激光微織構(gòu)的復(fù)合工藝，認(rèn)為活塞環(huán)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(shù)條件下,凹坑直徑僅與單脈沖能量有關(guān),凹坑深度只由脈沖次數(shù)決定,研究結(jié)果為探索在活塞環(huán)上應(yīng)用復(fù)合表面加工技術(shù)的可行性提供了參考,也為表面織構(gòu)從理論成果拓展到實(shí)際應(yīng)用奠定了基礎(chǔ)。但鍍鉻層不能適應(yīng)因短期的快速磨合而產(chǎn)生的超負(fù)荷,且鍍鉻工藝過程毒性大,污染環(huán)境;此外鍍鉻層極脆,容易脫落,會造成氣缸損傷。

目前，有關(guān)車用發(fā)動機(jī)活塞環(huán)經(jīng)表面機(jī)械自身納米化預(yù)處理后再進(jìn)行表面離子滲氮處理復(fù)合強(qiáng)化方面的研究鮮見報(bào)道。316L不銹鋼活塞環(huán)耐高溫、耐腐蝕，機(jī)械加工性能和力學(xué)性能較好，但其耐磨性較差，容易發(fā)生磨損而導(dǎo)致失效。為此，本研究采用超聲滾壓(USRP)納米技術(shù)和離子滲氮技術(shù)對活塞環(huán)基體表面進(jìn)行了復(fù)合強(qiáng)化處理。借助相關(guān)儀器設(shè)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(huán)和超聲滾壓-滲氮環(huán)的摩擦學(xué)性能，最后，將超聲滾壓-滲氮環(huán)和采用其他措施表面處理的活塞環(huán)分別與硼鑄鐵氮化氣缸套進(jìn)行了臺架試驗(yàn)，考察了超聲滾壓-滲氮環(huán)與氣缸套的匹配性，力求為提高車用發(fā)動機(jī)活塞環(huán)的使用壽命提供理論參考。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1試驗(yàn)材料

試驗(yàn)用活塞環(huán)為冷軋態(tài)316L不銹鋼活塞環(huán)，外徑為110 mm，內(nèi)徑為70 mm，軸向厚度為3 mm，外環(huán)工作面硬度為190 HV，表面粗糙度Ra平均為4.5 nm，其化學(xué)成分見表1。

表1活塞環(huán)材料的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)) %

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

1.2試樣的制備

將316L不銹鋼活塞環(huán)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(shù)控機(jī)床上設(shè)定并優(yōu)化USRP處理工藝參數(shù)：振動頻率20 kHz, 振幅15 μm,載荷300 N,轉(zhuǎn)速200 r/min,進(jìn)給量0.25 mm/r,工作頭直徑10 mm,往復(fù)加工次數(shù)16次。用LDM2-25離子滲氮爐將原始和USRP處理后的活塞環(huán)試樣一同進(jìn)行離子滲氮處理[7]，滲氮介質(zhì)為NH3,優(yōu)化后的工藝參數(shù)分別為電壓700 V,真空度600,溫度500 ℃,時間4 h。

1.3試驗(yàn)方法

1) 活塞環(huán)表觀、化學(xué)、物理及金相特性測試

采用JSM-7001F 場發(fā)射掃描電子顯微鏡觀察原始環(huán)和USRP處理環(huán)的表面形貌和截面組織結(jié)構(gòu)；不同滲氮環(huán)經(jīng)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(jié)構(gòu)和滲氮層厚度；采用D/max-2500X射線衍射儀分析不同活塞環(huán)試樣的物相結(jié)構(gòu)；用BIR-KV201 X射線光電子能譜儀測定不同滲氮環(huán)的氮含量；采用文獻(xiàn)[8]中的方法,用Scherrer-Wilson 方程根據(jù)衍射峰的寬化程度估算USRP處理環(huán)表面層的平均晶粒尺寸；采用52SVD數(shù)顯維氏硬度計(jì)測量不同活塞環(huán)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(huán)試樣的表面粗糙度。

2) 摩擦學(xué)性能測試及磨痕觀測

摩擦磨損試驗(yàn)在往復(fù)式MMW-1萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)過程的摩擦力矩由記錄儀全程記錄并由此計(jì)算摩擦因數(shù)。被測試樣分別為原始環(huán)、直接滲氮環(huán)和USRP-滲氮環(huán)，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(yàn)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(yàn)時間為30 min。采用QUANTA-200掃描電子顯微鏡觀察不同滲氮環(huán)磨痕形貌。用FA2004-B電子天平稱取摩擦磨損前后的質(zhì)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(yàn)及耐磨性測試

不同措施處理的活塞環(huán)與氣缸套的匹配性試驗(yàn)在柴油機(jī)試車臺上進(jìn)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(yàn)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(yàn)結(jié)果與討論

2.1活塞環(huán)的微觀形貌與組織結(jié)構(gòu)

從圖1可以看出，原始環(huán)表面經(jīng)超聲滾壓(USRP)處理后，表層發(fā)生了明顯的塑性變形，表面出現(xiàn)明顯的微凹坑(斜劃痕為機(jī)械加工痕跡)，顯得比較粗糙。經(jīng)測試，USRP 處理環(huán)表面顯微硬度為340 HV,比原始環(huán)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(huán)表面形貌

由圖2可以看出，原始環(huán)的表面組織為單一的奧氏體相，USRP 處理環(huán)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(fā)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(fā)生了明顯的寬化。這表明USRP處理導(dǎo)致了試樣表層微觀應(yīng)變增大和晶粒尺寸發(fā)生了細(xì)化，經(jīng)計(jì)算USRP 處理環(huán)表面晶粒尺寸平均為19 nm，已細(xì)化至納米級。塑變致使晶粒細(xì)化和誘發(fā)馬氏體組織的形成是造成USRP 處理環(huán)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(huán)表面和經(jīng)USRP預(yù)處理后的滲氮環(huán)表面均由細(xì)小的氮化物顆粒團(tuán)聚而成，且表面存在著一些微孔，但后者比前者組織結(jié)構(gòu)更加致密，孔隙數(shù)量較少。直接滲氮環(huán)與USRP-滲氮環(huán)的滲氮層在光學(xué)顯微鏡下呈白色，但前者滲氮層較為暗淡且不連續(xù)，后者的滲氮層較為明亮且完整。經(jīng)測試，兩者滲氮層的平均厚度均約為20 μm,直接滲氮環(huán)滲氮層含氮量為5.48%，USRP-滲氮環(huán)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(huán)表面與橫截面的 SEM 形貌

XRD衍射分析結(jié)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(qiáng)，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(yàn)結(jié)果表明，原始環(huán)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(kuò)散,擴(kuò)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(yàn)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(jìn)一步滲入。因而直接滲氮環(huán)表面形成的氮化物層結(jié)構(gòu)比較疏松，孔隙數(shù)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(xù)，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(jīng)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(tài),可為氮化物的形成提供額外的驅(qū)動力。由圖2可知，USRP處理還誘發(fā)了馬氏體相變，馬氏體的擴(kuò)散系數(shù)比奧氏體大[10],而且馬氏體與氮的固溶度很小, 很容易達(dá)到飽和, 從而獲得一定的氮濃度梯度, 促使氮原子向金屬內(nèi)部快速擴(kuò)散。另外，USRP處理還使得晶粒尺寸細(xì)化為19 nm，則界面體積分?jǐn)?shù)增大，氮原子沿晶界擴(kuò)散的活化能遠(yuǎn)低于沿晶粒內(nèi)部擴(kuò)散的活化能,從而促進(jìn)了氮離子向試樣內(nèi)部的擴(kuò)散[11]。這些因素都為氮原子或氮離子在材料表面擴(kuò)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(yàn)條件下，USRP-滲氮環(huán)的滲氮量要遠(yuǎn)高于直接滲氮環(huán)。當(dāng)?shù)踊虻x子滲入到基體后，氮化物將優(yōu)先在USRP 預(yù)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(xì)小[12]。所以，如圖3、圖4所示，USRP-滲氮環(huán)表面形成的氮化物層結(jié)構(gòu)更加致密，孔隙數(shù)量較少，ε和γ′相明顯增強(qiáng)，特別是ε相化學(xué)穩(wěn)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(huán)的耐磨性

由表2可知，316L不銹鋼活塞環(huán)經(jīng)USRP處理后再進(jìn)行滲氮，相對于直接滲氮環(huán), 顯微硬度提高了約10%,摩擦因數(shù)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(huán)在油潤滑條件下的摩擦磨損行為。

表2 兩種氮化環(huán)的耐磨性對比

由圖5可見，直接滲氮環(huán)和USRP-滲氮環(huán)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(huán)的抗磨效果更為優(yōu)異，二者的磨損機(jī)制以氧化磨損為主。

如圖2和圖4所示，原始環(huán)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(fù)相組成，這些相對基體產(chǎn)生的固溶強(qiáng)化、析出強(qiáng)化[13]等的協(xié)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(tài)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(yùn)動阻力，可限制微凸體的接觸面積,減少焊合的機(jī)會，從而避免了黏著磨損的發(fā)生。如表2所示，由于直接滲氮環(huán)和USRP-滲氮環(huán)表面的硬度遠(yuǎn)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(nèi)，也不能夠?qū)ζ浔砻嫘纬捎行У厍邢?，僅能夠在它們的表面進(jìn)行滑切運(yùn)動而造成一定的擦傷，導(dǎo)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(chǎn)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(xiàn)出氧化→擦傷→氧化循環(huán)現(xiàn)象。當(dāng)摩擦磨損產(chǎn)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(xù)地發(fā)揮氧化物層的抗磨作用，所以，316L不銹鋼活塞環(huán)經(jīng)離子滲氮處理后，不會發(fā)生黏著磨損，有輕微的疲勞磨損，磨損機(jī)制以氧化磨損為主。

圖5 不同滲氮環(huán)磨損表面的 SEM 形貌

就減少磨損而言，活塞環(huán)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(huán)的表面粗糙度Ra≈100 nm，稍大于直接滲氮環(huán)，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(huán)表面的粗糙度數(shù)值遠(yuǎn)小于摩擦副表面粗糙度0.32～1.25 μm的數(shù)值范圍[17]。另外，如表2所示，USRP-滲氮環(huán)的表面硬度高于直接滲氮環(huán)，在相同試驗(yàn)載荷的作用下，直接滲氮環(huán)產(chǎn)生的塑性變形量要高于USRP-滲氮環(huán)，對磨過程中的運(yùn)動阻力相對較大，其摩擦因數(shù)也相對較大。

Rad H F[18]認(rèn)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(huán)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(huán)層中以ε相為主，不但ε相數(shù)量多，且尺寸也比較細(xì)小。尺寸細(xì)小時，則晶界多，強(qiáng)化效果明顯，強(qiáng)度、硬度較高。另外，由于支撐直接滲氮環(huán)層的是軟基體原始環(huán)，硬度僅為190 HV，承載能力低，在一定的試驗(yàn)載荷作用下，滲氮層發(fā)生塑性變形而出現(xiàn)“壓潰”、“開裂”的可能性要比USRP-滲氮環(huán)大，滲氮層一旦破壞，則摩擦副匹配性變差，導(dǎo)致磨損加劇[19]。而支撐USRP-滲氮環(huán)層的是硬基體USRP環(huán)，硬度高達(dá)340 HV，能為滲氮層提供良好的支撐，可持續(xù)地發(fā)揮USRP-滲氮層的減摩抗磨作用，所以USRP-滲氮環(huán)磨損率低于直接滲氮環(huán)。

3 匹配性臺架試驗(yàn)

活塞環(huán)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(fā)動機(jī)的工作性能。為了進(jìn)一步驗(yàn)證活塞環(huán)的匹配性,將USRP-滲氮環(huán)、鍍鉻環(huán)、陶瓷復(fù)合鍍鉻環(huán)作為頂環(huán)與同一硼鑄鐵氮化氣缸套分別配副，進(jìn)行可靠性試驗(yàn)。6 h后各環(huán)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(shù)和磨損失重測試結(jié)果見表3。

圖6 不同活塞環(huán)與同一氣缸套配副磨損表面SEM 形貌

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

從圖6a可見，鍍鉻環(huán)面磨損后，表面有明顯的塊條狀剝落凹坑，沿磨損運(yùn)動方向出現(xiàn)微犁削痕跡。其磨損機(jī)制顯然以磨粒磨損和疲勞磨損為主。這主要是因?yàn)殄冦t層脆性較大，易碎裂脫落，脫落的硬質(zhì)顆粒加劇氣缸的磨損所致[20]；從圖6 b可見，陶瓷復(fù)合鍍鉻環(huán)表面磨損后，沿磨損運(yùn)動方向出現(xiàn)少量的切削犁溝,復(fù)合鍍層沿滑動方向出現(xiàn)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(jī)制顯然以磨粒磨損為主。這首先是由于陶瓷材料熔點(diǎn)與缸套材料的熔點(diǎn)相差很大, 不會發(fā)生固相焊接現(xiàn)象；其次由于陶瓷薄膜厚度過薄(3～5 μm)，導(dǎo)致其承載能力較差[21]。而USRP-滲氮環(huán)表面磨損后，其磨損表面形貌基本與圖5b相同，其磨損機(jī)制仍以氧化磨損為主。

從表3可知， USRP-滲氮環(huán)相對于鍍鉻環(huán)和陶瓷復(fù)合鍍鉻環(huán)，摩擦因數(shù)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(huán)配副時，其磨損量均幾乎為零。因此，USRP-滲氮環(huán)與氣缸套的匹配性明顯優(yōu)于采用其他措施表面處理的活塞環(huán)。

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(huán)斷面和整體面積都很小，工作時散熱面積小，活塞環(huán)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(huán)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(huán)的摩擦學(xué)性能，使其工作壽命基本同步。但活塞環(huán)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(qiáng)，磨損量增大，摩擦副的匹配性變差，發(fā)動機(jī)的工作性能下降。這也就是說活塞環(huán)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(jìn)一步研究探討。

4 結(jié)論

a) 316L不銹鋼活塞環(huán)表面經(jīng)超聲滾壓加工納米化后，表層組織結(jié)構(gòu)由單一的奧氏體組織轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體+馬氏體，晶粒尺寸由36 μm細(xì)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(huán)和直接滲氮環(huán)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(huán)滲氮層含氮量為15.89%，是直接滲氮環(huán)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(huán)950 HV的1.1倍；

c) 在相同的摩擦磨損試驗(yàn)條件下，兩種滲氮環(huán)試樣磨損機(jī)制均以氧化磨損為主；USRP-滲氮環(huán)的摩擦因數(shù)和磨損失重質(zhì)量僅為0.057，4.6 mg,比直接滲氮環(huán)摩擦因數(shù)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(yàn)結(jié)果表明，USRP-滲氮環(huán)相對于鍍鉻環(huán)和陶瓷復(fù)合鍍鉻環(huán)，摩擦因數(shù)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(huán)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]