【日】　佐竹晃　孫正基　小林郁夫　益子正文　佐藤進(jìn)　小酒英范

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柴油機(jī)噴油裝置針閥體座面磨損和變形的研究

【日】佐竹晃孫正基小林郁夫益子正文佐藤進(jìn)小酒英范

柴油機(jī)噴油器針閥體座面的磨損是由于針閥對針閥體座面沖擊引起的，它會(huì)影響燃油噴霧的形態(tài)和噴油特性。近年來，在針閥表面采用涂上類金鋼石碳(DLC)覆層來防止磨損。介紹了磨損試驗(yàn)，并進(jìn)行了各種分析研究。利用場致發(fā)射掃描電子顯微鏡(FE-SEM)觀察針閥體座面磨損表面，發(fā)現(xiàn)在非DLC的常規(guī)噴油嘴中能夠看到腐蝕磨損痕跡，而DLC噴油嘴中則仍保留著機(jī)械磨損痕跡。所以，在磨損區(qū)域硬度測量的結(jié)果發(fā)現(xiàn)其表面以下硬度增加了。腐蝕磨損是非DLC噴油嘴的磨損原因，塑性變形是DLC噴油嘴的主要磨損原因。

熱機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)零部件潤滑噴油器針閥體座面磨損塑性變形

0　前言

近年來，為了降低柴油機(jī)氮氧化物(NOx)和顆粒物(PM)排放量，通常采用高噴油壓力和多次噴油等技術(shù)。此外，為了減少燃油中硫的含量和多環(huán)芳香烴的含量，對燃油進(jìn)行改質(zhì)處理[1]。

但噴油泵和噴油嘴的潤滑主要還是依靠燃油自身的潤滑性。如果上述噴射條件或燃油組成發(fā)生變化，則燃油噴射裝置各個(gè)部分的磨損和摩擦特性都將惡化，尤其是在噴油嘴內(nèi)部[2]。如圖1所示，通過針閥的開啟和關(guān)閉可以控制燃油的噴射過程。如果針閥體座面產(chǎn)生了變形，則會(huì)影響噴油嘴內(nèi)部的流動(dòng)，從而使噴油時(shí)間、噴霧角度和噴油量等噴霧特性參數(shù)產(chǎn)生變化。所以，要求研究清楚這些影響變形的因素。

圖1　噴油嘴偶件頭部結(jié)構(gòu)

現(xiàn)在，對于針閥座面磨損的解決辦法是在與針閥體座面相配的針閥座面加工1層類金剛石碳(DLC)覆層，即生產(chǎn)出1種DLC噴油嘴供市場使用[3]。DLC覆層具有表面平滑、摩擦系數(shù)低、對與之配合的表面損傷性較低的特點(diǎn)。研究已經(jīng)表明，DLC對降低針閥體座面磨損也有一定的效果[4]。

在此之前，用傳統(tǒng)的噴油嘴進(jìn)行磨損試驗(yàn)，采用掃描電子顯微鏡-電子探針顯微分析儀(SEM-EPMA)等對磨損面進(jìn)行研究分析，弄清楚磨損機(jī)理。但是，在DLC噴油嘴中，有報(bào)告認(rèn)為在噴油嘴內(nèi)產(chǎn)生的變形有可能是塑性變形引起的[5]。因此，必須研究清楚在DLC噴油嘴中的影響磨損和塑性變形的原因。

通過金屬滑動(dòng)等試驗(yàn)中已經(jīng)得知，由于滑動(dòng)面下的塑性硬化抑制了其后的變形，通過SEM觀察金屬晶體組織的流動(dòng)，在表面深度方向上可以決定塑性變形的程度等[6]。

在本項(xiàng)研究中，以常用的共軌式燃油系統(tǒng)為基礎(chǔ)，研制了燃油循環(huán)式磨損試驗(yàn)機(jī)。利用該設(shè)備組織試驗(yàn)，改變針閥體座面的溫度，采用帶DLC覆層或不帶DLC覆層等作為可變參數(shù)，測量針閥體座面的最大磨損深度和變形量，通過試驗(yàn)了解對噴油嘴內(nèi)的磨損和變性的影響。利用電子顯微鏡觀察座面部分，并對DLC噴油嘴和不帶DLC復(fù)層的非DLC噴油嘴進(jìn)行比較。此外，為了進(jìn)一步調(diào)查塑性變形的影響，還測量了針閥座滑動(dòng)面下的硬度。

2　磨損試驗(yàn)機(jī)及試驗(yàn)分析方法

2.1試驗(yàn)裝置

利用常用的6缸柴油機(jī)用共軌式燃油噴射系統(tǒng)為基礎(chǔ)開發(fā)了磨損試驗(yàn)機(jī)。圖2為試驗(yàn)裝置的構(gòu)成圖。

圖2　磨損試驗(yàn)機(jī)結(jié)構(gòu)圖

為了控制燃油消耗量，將燃油噴射到腔中，冷卻后再回流到油箱中循環(huán)利用。為了防止燃料著火、氧化和劣化等，試驗(yàn)裝置內(nèi)部首先用氬氣清掃。為了研究溫度對針閥體座面變形的影響，在噴油嘴周圍附近布置電加熱器對噴油嘴進(jìn)行加熱。此外，還需插入熱電偶測量噴油嘴的表面溫度。利用熱電偶測量得到的噴油嘴的表面溫度,通過比例-積分-導(dǎo)數(shù)(PID)控制加熱器的外加電壓[7]。噴油嘴表面溫度和座面溫度的關(guān)系用測溫噴嘴事先測定，在本系統(tǒng)中可以將座面溫度設(shè)定在100℃～350℃之間。

如圖1所示，針閥的材質(zhì)是高速工具鋼。當(dāng)座面溫度在120℃～240℃范圍內(nèi)時(shí)維氏硬度的定值為745HV。針閥體的材質(zhì)是經(jīng)過滲碳處理的鉻鉬鋼。座面溫度在120℃時(shí)維氏硬度是720HV，當(dāng)溫度為240℃時(shí)維氏硬度降低到680HV。本試驗(yàn)中使用的DLC噴油嘴只有針閥表面帶DLC覆層。

2.2試驗(yàn)條件

2.2.1采用DLC噴油嘴的磨損變形試驗(yàn)

表1中列出了采用DLC噴油嘴的磨損變形試驗(yàn)的條件。燃料采用與輕柴油等同的基本燃料，并添加提高酸系潤滑性的添加劑，調(diào)整高頻往復(fù)試驗(yàn)值到400μm之后使用。為了研究針閥體座面溫度對變形的影響，針閥體座面溫度分別設(shè)定為相當(dāng)于實(shí)機(jī)高負(fù)荷運(yùn)轉(zhuǎn)狀態(tài)下的250℃、300℃和350℃3種溫度條件。在試驗(yàn)經(jīng)過10h和25h的時(shí)候測量變形量。此外，考慮到初期變形經(jīng)過25h大致完成，所以25h結(jié)束試驗(yàn)。試驗(yàn)時(shí)燃油噴射壓力180MPa，噴油通電時(shí)間480μs，噴油泵固定轉(zhuǎn)速1400r/min，噴油嘴的孔徑是Φ 0.110mm，孔數(shù)為8孔。

表1　DLC噴油嘴試驗(yàn)的具體條件

2.2.2硬度測量和觀察金屬結(jié)構(gòu)采用的噴油嘴試驗(yàn)條件

表2中示出了硬度測量和觀察金屬結(jié)構(gòu)用噴油嘴試驗(yàn)條件。燃料、燃油噴射壓力、噴油通電時(shí)間和噴油泵轉(zhuǎn)速與前項(xiàng)相同。但是，為了研究DLC覆層的影響，DLC噴油嘴和傳統(tǒng)的不帶DLC覆層的噴油嘴的座面溫度在300℃和240℃的條件下進(jìn)行。

此外，這次測量過程中采用以前著眼于磨損試驗(yàn)中用過的噴油嘴，所以試驗(yàn)時(shí)間有所不同。

表2　噴油嘴的試驗(yàn)條件

2.3最大磨損深度及變形量的定義和測量方法

試驗(yàn)前后，采用觸針式表面粗糙度儀測量針閥體座面的表面形狀，通過相互比較，求出針閥體座面的最大磨損深度和針閥體座面的變形量。圖3示出了采用觸針式表面粗糙儀進(jìn)行測量的情況，圖4示出了磨損試驗(yàn)前后座面表面的數(shù)據(jù)和最大磨損深度、變形量的測量實(shí)例。此外，圖4中還示出了針閥的外形。

圖3　磨損的評價(jià)方法(感應(yīng)針儀)

圖4　最大磨損深度及變形的定義

如圖5所示，在針閥的肩部接觸部分，沿著針閥形狀、座面與試驗(yàn)前相比較出現(xiàn)了凹陷。一般認(rèn)為，這種變形是磨損和塑性變形所造成的[8]。在本項(xiàng)研究中將這種凹陷最深部分稱為最大磨損深度。

另一方面，從最大磨損深度的位置開始向噴油嘴端部移動(dòng)，和試驗(yàn)前相比，針閥體座面很明顯產(chǎn)生了塑性變形，呈現(xiàn)出隆起。從最大磨損深度開始向噴油嘴端部移動(dòng)，直到針閥的下一個(gè)肩部(900m)的位置處的變形量定義為針閥座面的隆起量。

2.4采用FE-SEM觀察座面部分

為了觀察DLC噴油嘴的磨損情況，如圖5所示，用金屬絲放電加工法將試驗(yàn)后的噴油嘴端部剖開，做成觀察分析用的樣品。采用JEOL公司生產(chǎn)的JSM-6301F型場發(fā)射掃描電子顯微鏡觀察座面。

圖5　噴油嘴剖面實(shí)例(納米壓痕和FE-SEM觀察區(qū)域)

2.5用納米壓頭測量硬度

一般認(rèn)為，在產(chǎn)生了塑性變形的部位由于塑性硬化，整體硬度就會(huì)增加[9]。所以，采用納米壓頭測量硬度，研究判斷是否產(chǎn)生塑性變形。剖切噴油嘴端部之后，為了使表面變得光滑，采用金剛砂紙先后按照型號800、1200、2400和4000的順序進(jìn)行打磨拋光。最后采用Elionix公司生產(chǎn)的ENT-110a型硬度計(jì)測量硬度。

圖6　最大磨損深度和變形的定義

圖6中示出了測量范圍和測量方向。圖6中的針閥體座面和噴油嘴壓力室部分的交界面定義為坐標(biāo)原點(diǎn)。座面剖面的深度方向定義為Z坐標(biāo)軸，從座面表面開始，在2m和7m的深度位置上，以及在座面平行的17m間隔內(nèi)，在向著座面上游的方向上每1只試件測量160點(diǎn)。

3　結(jié)果和分析

3.1DLC噴油嘴針閥座面的SEM觀察

最初，為了比較DLC噴油嘴和非DLC噴油嘴的磨損情況，用場發(fā)射掃描電子掃描顯微鏡(FE-SEM)觀察未使用過的噴油嘴和過去進(jìn)行過磨損試驗(yàn)的DLC噴油嘴，以及非DLC噴油嘴的針閥體座面。圖7～圖9示出了上述3種噴油嘴的結(jié)果。試驗(yàn)中針閥體座面溫度都是240℃，DLC噴油嘴進(jìn)行試驗(yàn)的時(shí)間是100h，非DLC噴油嘴的試驗(yàn)時(shí)間是50h。此外，其他的試驗(yàn)條件如表2所示。

圖7　SEM圖像(800倍，3000倍)未使用的噴油嘴針閥體座面

圖7中看到的橫向線痕是噴油嘴生產(chǎn)時(shí)產(chǎn)生的機(jī)械加工痕跡，圖8中在DLC噴油嘴中可以觀察到這種機(jī)械加工的痕跡。而圖9中非DLC噴油嘴中表皮粗糙不平的圖像并未看到[4]?？梢酝茢?，在DLC噴油嘴中腐蝕磨損得到了抑制。

圖8　SEM圖像(800倍，3000倍)： DLC噴油嘴(針閥體座面240℃，酸性400m(100h))

圖9　SEM圖像(800倍，3000倍)： DLC噴油嘴針閥體(座面磨損表面240℃，酸性400m(50h))

3.2座面溫度與最大磨損深度及變形量的關(guān)系

圖10和圖11示出了DLC噴油嘴座面溫度對最大磨損深度及變形量的影響。這里所示出的數(shù)據(jù)是對兩組數(shù)據(jù)的平均值和誤差都進(jìn)行了統(tǒng)一后的結(jié)果。

圖10　針閥體座面的最大磨損深度

圖11　針閥體座面的變形

試驗(yàn)得出，在任何溫度下，隨著試驗(yàn)時(shí)間的延長最大磨損深度和變形量都會(huì)隨之增加。所以，在試驗(yàn)達(dá)到10h之前，針閥體座面的變形急劇變化，其后變化就會(huì)變小。此外，伴隨著溫度上升最大磨損深度，以及變形量也隨之增加。

3.3針閥體座面滑動(dòng)面下的硬度測量

圖12～圖14中分別示出了DLC噴油嘴、非DLC噴油嘴和未使用過的DLC噴油嘴的座面部分滑動(dòng)面以下的硬度測量結(jié)果。在圖12和圖13中還將表面形狀的輪廓同時(shí)示出，其中，實(shí)線代表深度為2m的硬度，虛線是深度為7m位置上的硬度。此外，形狀輪廓的虛線是針閥的形狀，實(shí)線是變形前后的形狀。

針閥和滑動(dòng)的針閥體座面部分的表面在試驗(yàn)之后硬度都會(huì)變大，而且與噴油嘴的種類無關(guān)。并且與表面相比，位置越深的部位的硬度越低。由此認(rèn)為，從針閥的肩部開始受到滑動(dòng)影響的表面產(chǎn)生了塑性變形，所以硬度增加了。另外，在DLC噴油嘴滑動(dòng)部分的表面硬度比非DLC噴油嘴的硬度大。這是由于DLC噴油嘴受到的塑性變形的影響比較大的緣故。

圖12　DLC噴油嘴的硬度和表面形狀

圖13　非DLC噴油嘴的硬度和表面形狀

圖14　未使用過的DLC噴油嘴

另外，DLC、非DLC的兩者在最大磨損深度的周圍都有一些部位的硬度急劇降低。這種現(xiàn)象可以解釋為由于針閥肩部引起的表面磨損，硬度比較低的表面不停顯露。并且在未使用過的DLC噴油嘴中也有一些部位會(huì)出現(xiàn)硬度急劇降低的現(xiàn)象，因此，由于實(shí)際測量點(diǎn)數(shù)較少，在生產(chǎn)噴油嘴的過程中已經(jīng)有一些局部區(qū)域可能已經(jīng)產(chǎn)生了硬度變化。所以，今后的研究中需要增加測量點(diǎn)數(shù)。

4　DLC覆層的變形

由上述結(jié)果可知,DLC噴油嘴的座面的變形與參考文獻(xiàn)[4]所介紹的磨損機(jī)理有很大不同。傳統(tǒng)的非DLC噴油嘴中的磨損機(jī)理的要點(diǎn)為： (1) 在高溫環(huán)境下，會(huì)促進(jìn)氧化范圍向座面部分發(fā)展；(2) 在高壓環(huán)境下，由于酸性添加劑向金屬表面附著和脫離，從而會(huì)造成座面的表面強(qiáng)度下降；(3) 由于針閥的沖擊，氧化區(qū)域會(huì)產(chǎn)生剝離。

在非DLC噴油嘴中由于針閥的沖擊導(dǎo)致氧化區(qū)域的剝離，一般認(rèn)為這是腐蝕磨損的痕跡，在SEM圖像中觀察到表面的粗糙不平。與此相反，在DLC噴油嘴中幾乎看不到座面部分任何腐蝕磨損的痕跡。這是由于DLC對配合面的攻擊性比較低，所以，不會(huì)因針閥造成氧化區(qū)域的剝離。如圖15所示，機(jī)械加工的痕跡仍然存在，針閥體的基部被壓陷，座面產(chǎn)生了塑性變形。由于DLC覆層降低了腐蝕，可以認(rèn)為是通過避免金屬和金屬之間直接接觸而防止咬合磨損。

圖15　DLC噴油嘴針閥體座面塑性變形概念圖

圖16　溫度對針閥座面最大磨損深度的影響

圖17　溫度對變形的影響(DLC噴油嘴和非DLC噴油嘴)

DLC噴油嘴和非DLC噴油嘴試驗(yàn)時(shí)座面溫度對最大磨損深度和變形量的影響如圖16和圖17所示。

盡管DLC噴油嘴相對非DLC噴油嘴的試驗(yàn)時(shí)間長度是2倍，但是，最大磨損深度比非DLC噴油嘴仍然偏小。這說明DLC覆層具有減輕腐蝕磨損的效果。

一方面，DLC噴油嘴的變形量大，抑制了磨損；另一方面，因針閥壓陷進(jìn)去的部分被擠向座面的下游避讓，生成凸起部分。所以，在這個(gè)過程中滑動(dòng)部分的表面硬度會(huì)增加。

依據(jù)上述內(nèi)容，在非DLC噴油嘴中腐蝕磨損是座面變形的主要原因，但DLC噴油嘴與之不同，塑性變形是主要原因。

5　結(jié)論

通過試驗(yàn)調(diào)查研究了柴油機(jī)燃油噴射裝置噴油嘴針閥座面溫度和DLC覆層對針閥體座面磨損及塑性變形的影響，得到了如下結(jié)論：

(1) 用FE-SEM仔細(xì)觀察試驗(yàn)用的DLC噴油嘴的座面部分發(fā)現(xiàn)，可以看到生產(chǎn)噴油嘴時(shí)的機(jī)械加工的痕跡，但并未出現(xiàn)如非DLC噴油嘴中常見的由于腐蝕磨損引起粗糙不平的表面圖紋。

(2) 在溫度為100～240℃時(shí)，采用DLC和非DLC噴油嘴進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)發(fā)現(xiàn)，非DLC噴油嘴最大磨損深度較大，DLC噴油嘴變形量偏大。

(3) 隨著試驗(yàn)時(shí)間增加，DLC針閥體座面最大磨損深度及變形量都會(huì)隨之增加，但增加率卻逐步減小。

(4) 采用DLC噴油嘴進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，當(dāng)座面溫度處在250～350℃范圍內(nèi)，隨著溫度上升，最大磨損深度和變形量都會(huì)增大。

(5) 在未使用過的DLC噴油嘴中，靠近滑動(dòng)部分的表面的硬度比表面下硬度要更大，這是由于針閥肩部的接觸滑動(dòng)，表面產(chǎn)生塑性變形而導(dǎo)致的硬度增加。

(6) 磨損試驗(yàn)后的非DLC噴油嘴也是呈現(xiàn)靠近滑動(dòng)部分的表面硬度比其他部位要高，但是，與DLC噴油嘴相比，其表面硬度略低，與非DLC噴油嘴相比，DLC噴油嘴受到的塑性變形的影響比較大。

(7) 無論是DLC噴油嘴、還是非DLC噴油嘴，其最大磨損深度周圍的硬度都會(huì)急劇降低。這是因?yàn)橛捎卺橀y肩部的作用，座面部分磨損，形成硬度比較低的新的表面層，但是，在未使用的DLC噴油嘴中也存在硬度急劇降低的區(qū)域。

由上可以認(rèn)為，關(guān)于噴油嘴針閥體座面磨損及變形問題，在傳統(tǒng)的非DLC噴油嘴中主要是腐蝕磨損引起，在DLC噴油嘴中主要是塑性變形引起。

[1] Liu Y, Erdemir A, Meletis EI. A study of the wear mechanism of diamond-like carbon films[J]. Surface and Coating Technology, 1996,82： 48-56.

[2] Liu Y, Erdemir A, Meletis E I. LH investigation of the relationship between graphitization and frictional behavior of DLC coatings[J]. Surface and Coating Technology, 1996,86-87： 564-568.

[3] 三好崇之，黑崎祐樹，上酒英範(fàn)，ほか，テイセル燃料噴射裝置のノズルツ卜部摩耗機(jī)構(gòu)に関まゐ研究[C].自動(dòng)車技術(shù)會(huì)論文集.2010，43(4)： 655-660.

[4] 掘子喜浩，三好崇之，山下徹，ほか.テイセル燃料噴射裝置のボテイツ卜部摩耗に関まゐ研究[C].自動(dòng)車技術(shù)會(huì)論文集.2012，41(3)： 881-886.

[5] Jeonggee S, Yamashita T, Sato S, et al.A study on mechanism of wear on body seat in nozzle of diesel fuel injector[C]. TAE Proceedings 2013 of 9th International Colloquium, Fuels Conventional and future Energy for Automobiles, 2013： 211-220.

[6] Cimenoglu H. Subsurface characteristics of an abraded low carbon steel[C]. Surface and Coating Technology, 1997，210： 204-210.

[7] Pradeep L, Menezesa, Kishorea, et al. Role of surface texture of harder surface on subsurface deformation[C]. Surface and Coating Technology, 2009,226： 103-109.

[8] Alpas A T, Hu H, Zhang J. Plastic deformation and damage accumulation below the worn surfaces[C]. Surface and Coating Technology, 1993,162-164: 188-195.

[9] Khanafi-Benghalema N, Felderb E, Loucif K, et al. Plastic deformation of 25CrMo4 steel during wear: effect of the temperature, the normal force, the sliding velocity and the structural state[C]. Surface and Coating Technology, 2010，268： 23-40.

2015-10-29)