鑲?cè)?nèi)冷一體活塞的數(shù)值研究

劉瑞，鄧立君，蘇道勝，林志雷

(1.濱州渤?；钊煞萦邢薰炯夹g(shù)中心，山東 濱州 256600；2.濱州學(xué)院機(jī)電工程學(xué)院，山東 濱州 256600；3.濱州市正道機(jī)械制造有限公司，山東 濱州 256600)

環(huán)與環(huán)槽的相對運(yùn)動會引起環(huán)槽表面的磨損。隨著柴油機(jī)功率的增加，活塞承受的熱負(fù)荷和機(jī)械負(fù)荷增加，導(dǎo)致一環(huán)槽磨損加重[1-3]。活塞第一環(huán)槽磨損導(dǎo)致活塞與活塞環(huán)間側(cè)隙增大，使活塞環(huán)的密封性能下降。當(dāng)環(huán)槽磨損到一定程度，會影響活塞的使用壽命[4]。

為減小第一環(huán)槽的磨損，防止出現(xiàn)開裂等失效，常對第一環(huán)槽使用環(huán)槽鑲?cè)?、改變活塞鑲?cè)Σ牧系葟?qiáng)化措施[5-7]。但是有研究表明[8-9]，單獨(dú)使用耐磨鑲?cè)档突钊紵业目煽啃?。鑲?cè)钊^部增加內(nèi)冷油腔可以有效降低第一環(huán)槽的溫度[10-14]，但內(nèi)冷油腔的鑄造工藝使得活塞的成本顯著提高，而且隨著柴油機(jī)壓縮高度的減小，內(nèi)冷油腔的位置對活塞燃燒室的可靠性產(chǎn)生很大影響[15-16]。因此，內(nèi)冷油腔的使用對提高環(huán)槽的耐磨性有好處，但其效果受到位置限制。

隨著柴油機(jī)的平均有效壓力越來越大，活塞承受的負(fù)荷越來越高，耐磨鑲?cè)σ殉蔀楝F(xiàn)代柴油機(jī)活塞上不可缺少的部分。為了在提高活塞第一環(huán)槽耐磨性的同時(shí)提高活塞的使用壽命，近年來，鑲?cè)?nèi)冷一體活塞成為研究的熱點(diǎn)。本研究對僅采用鑲?cè)?、同時(shí)采用鑲?cè)蛢?nèi)冷以及采用鑲?cè)?nèi)冷一體結(jié)構(gòu)的活塞組件進(jìn)行溫度場分析、結(jié)構(gòu)分析和疲勞分析。

1 試驗(yàn)材料及過程

1.1 試驗(yàn)材料

根據(jù)測溫需求，硬度塞材料要有良好的淬透性，淬火后的硬度應(yīng)≥65HRC，材料回火溫度和硬度變化之間最好呈線性關(guān)系或者近似線性關(guān)系，另外材料的金相顯微組織和化學(xué)成分要均勻。軸承鋼及高碳鋼基本符合作為硬度塞材料的要求，本試驗(yàn)中使用的硬度塞材料為GCr15，它是一種軸承鋼，含碳量0.95%～1.05%，具體成分見表1。

表1 硬度塞成分

1.2 試驗(yàn)過程

選擇鑲?cè)钊鳛樵囼?yàn)件，測溫過程主要包括曲線標(biāo)定、布點(diǎn)安裝、運(yùn)行和溫度評估。

1.2.1HV-T曲線標(biāo)定

將M3螺紋硬度塞進(jìn)行硬度-溫度(HV-T)曲線標(biāo)定。HV-T的曲線標(biāo)定是溫度場測試的基礎(chǔ)，曲線標(biāo)定的精度直接決定著溫度測試的準(zhǔn)確與否。曲線標(biāo)定時(shí)回火溫度一般是在100～400 ℃范圍內(nèi)。本研究中回火試驗(yàn)從130 ℃開始，每隔30 ℃測一次硬度，直至340 ℃左右。選取硬度合格的硬度塞若干，每次將6只硬度塞放在干井爐中進(jìn)行特定溫度的恒溫回火，恒溫時(shí)間為發(fā)動機(jī)試驗(yàn)的運(yùn)行時(shí)間。恒溫過后，取出硬度塞放在空氣中自然冷卻至室溫后拋光。然后，使用電子顯微硬度計(jì)測試回火后硬度塞的維氏硬度值，最后根據(jù)不同回火溫度對應(yīng)的硬度值做出HV-T標(biāo)定曲線。

1.2.2布點(diǎn)及運(yùn)行

試驗(yàn)使用鑲?cè)钊诓黄茐幕钊Y(jié)構(gòu)的前提下確定布點(diǎn)位置(見圖1)。將安裝硬度塞的活塞裝入發(fā)動機(jī)中，磨合30 min，在標(biāo)定工況運(yùn)行2 h。

圖1 布點(diǎn)位置

1.2.3溫度評估

用電子顯微硬度計(jì)測試硬度塞的硬度值，獲取其在HV-T標(biāo)準(zhǔn)曲線上對應(yīng)的溫度，即為被測點(diǎn)在所測試工況下的溫度值。標(biāo)定工況下各缸活塞頭部測點(diǎn)的溫度值見表2。

表2 標(biāo)定工況下各缸測點(diǎn)的溫度 ℃

由表2可見，由于硬度塞的初始硬度值的差異，造成測得的同一測點(diǎn)各缸的溫度存在差異，故取各點(diǎn)的平均值作為最終結(jié)果。

2 模擬計(jì)算

為了發(fā)現(xiàn)不同結(jié)構(gòu)對活塞熱負(fù)荷的影響規(guī)律，使用有限元分析軟件Ansys、疲勞分析軟件FE-SAFE對活塞組件進(jìn)行迭代求解，在計(jì)算的同時(shí)顯示殘差曲線圖用于跟蹤計(jì)算過程，得到溫度場、應(yīng)力場、疲勞系數(shù)等結(jié)果。

2.1 模型的建立

考慮到活塞的對稱性，取活塞、活塞銷和連桿小頭的1/2模型為有限元分析模型。不同結(jié)構(gòu)的鑲?cè)钊Ｐ鸵妶D2。采用 Ansys自帶的網(wǎng)格劃分模塊由行網(wǎng)格劃分，活塞采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。為了較好地呈現(xiàn)數(shù)據(jù)變化規(guī)律并且更有效地對比計(jì)算結(jié)果，計(jì)算中采用統(tǒng)一的網(wǎng)格尺寸，且在溫度梯度較大或者特征面較小的部位，采用比較密集的網(wǎng)格，而在溫度梯度較小的部位，使用相對稀疏的網(wǎng)格。

圖2 不同結(jié)構(gòu)的鑲?cè)钊Ｐ?/p>

2.2 邊界條件

內(nèi)燃機(jī)的運(yùn)行過程可視為處于穩(wěn)定工況，因此可以將活塞溫度場按照穩(wěn)態(tài)溫度場處理。模型不同區(qū)域設(shè)置不同的傳熱系數(shù)，環(huán)境溫度以及傳熱系數(shù)一般根據(jù)經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行設(shè)定。利用硬度塞試驗(yàn)結(jié)果校核活塞關(guān)鍵部位的數(shù)據(jù)，進(jìn)行擬合計(jì)算直到各測溫點(diǎn)的溫度與實(shí)測溫度相吻合。不同結(jié)構(gòu)的活塞采用相同的初始溫度邊界條件進(jìn)行計(jì)算(見表3)，然后根據(jù)各自的硬度塞調(diào)節(jié)初始溫度邊界條件，從而得到真實(shí)的溫度場。

表3 不同區(qū)域傳熱系數(shù)及環(huán)境溫度的設(shè)置

表中，z1為燃燒室中心，z2為燃燒室底部，z3為燃燒室喉口，z4為頂部環(huán)形， z5為火力岸、第一環(huán)槽上側(cè)面和背面，z6為第一環(huán)槽下側(cè)面，z7為第二環(huán)岸、第二環(huán)槽上側(cè)面和背面，z8為第二環(huán)槽下側(cè)面，z9為第三環(huán)岸、第三環(huán)槽上側(cè)面和第三環(huán)槽背面，z10為第三環(huán)槽下側(cè)面。

圖3示出了主要測點(diǎn)的模擬計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)測試的平均溫度?？梢钥闯?，模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況吻合良好，計(jì)算結(jié)果可為設(shè)計(jì)及分析提供參考。

圖3 測點(diǎn)處活塞表面的平均溫度

3 結(jié)果和討論

3.1 關(guān)鍵位置溫度對比

根據(jù)校核后的邊界條件進(jìn)行模擬計(jì)算，得到不同結(jié)構(gòu)活塞關(guān)鍵位置溫度(見表4)。通過對比可知，在鑲?cè)ι鲜褂脙?nèi)冷油腔，燃燒室喉口最高溫度比僅采用鑲?cè)Φ幕钊档土?6 ℃，比鑲?cè)?nèi)冷結(jié)構(gòu)的活塞低了5 ℃，可以有效防止燃燒室喉口開裂。對于沒有任何降溫措施的鑲?cè)钊?，其燃燒室溫度比其他兩種結(jié)構(gòu)高20～30 ℃，影響了燃燒室的強(qiáng)度。從第一環(huán)槽根部位置的溫度可以看出，鑲?cè)?nèi)冷一體的活塞一環(huán)槽根部的溫度比其他兩種結(jié)構(gòu)的溫度分別低13 ℃和35 ℃?；钊谝画h(huán)槽溫度的降低，使得積炭減少，延長了活塞使用壽命。

表4 不同結(jié)構(gòu)活塞關(guān)鍵位置溫度 ℃

3.2 第一環(huán)槽變形和應(yīng)力分析

活塞在實(shí)際工作時(shí)會同時(shí)受到熱載荷和機(jī)械載荷的作用。根據(jù)活塞工作時(shí)的受力情況，考慮溫度、燃燒壓力、慣性力對活塞的影響，在不同工況下對活塞進(jìn)行模擬計(jì)算，通過熱分析和熱機(jī)耦合分析，得到不同工況下活塞關(guān)鍵位置的變形、應(yīng)力分布等結(jié)果。

3.2.1變形分析

對比不同結(jié)構(gòu)活塞第一環(huán)槽下側(cè)面根部和外緣的變形量(見圖4)。結(jié)果顯示，活塞第一環(huán)槽下側(cè)面最大熱變形位置相同，且鑲?cè)?nèi)冷一體的活塞第一環(huán)槽下側(cè)面的變形梯度和最大變形量最小。鑲?cè)?nèi)冷一體活塞結(jié)構(gòu)的使用，改變并增加了活塞散熱的途徑，使得活塞溫度梯度發(fā)生改變，進(jìn)而使得變形量減小。

圖4 第一環(huán)槽下側(cè)面熱變形量的變化規(guī)律

3.2.2應(yīng)力分析

活塞上的高溫、溫度梯度及機(jī)械載荷必然會使其產(chǎn)生熱變形和機(jī)械變形，進(jìn)而產(chǎn)生應(yīng)力。應(yīng)力較大和應(yīng)力集中的部位容易造成活塞失效。表5的數(shù)據(jù)顯示：僅有鑲?cè)Φ幕钊麘?yīng)力過大；內(nèi)冷油腔的使用降低了第一環(huán)槽的熱負(fù)荷，使得熱應(yīng)力和耦合應(yīng)力都降低了40 MPa以上；鑲?cè)?nèi)冷一體的活塞結(jié)構(gòu)使得內(nèi)冷油腔的位置上移，第一環(huán)槽下側(cè)面的最大熱應(yīng)力和最大耦合應(yīng)力進(jìn)一步減小。

表5 活塞第一環(huán)槽下側(cè)面最大應(yīng)力

3.3 燃燒室喉口強(qiáng)度

活塞在工作過程中，燃燒室部位主要受到兩個(gè)力的作用，即機(jī)械拉應(yīng)力和熱應(yīng)力，這兩種力易造成活塞燃燒室不同部位的開裂。

3.3.1沿銷孔軸線方向的機(jī)械應(yīng)力

做功沖程中，由于燃?xì)鈮毫Φ淖饔?，活塞會以銷為支點(diǎn)發(fā)生彎曲變形，此時(shí)在沿銷軸方向的喉口處會產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力，屬于機(jī)械應(yīng)力。由圖5可見，燃燒室底部和燃燒室喉口的機(jī)械應(yīng)力比較高。在熱負(fù)荷、燃燒壓力、慣性力的共同作用下，鑲?cè)钊某惺苣芰^低，燃燒室的溫度較高，變形量最大，機(jī)械應(yīng)力也最大。3種結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布趨勢一致，鑲?cè)?nèi)冷一體的活塞機(jī)械拉應(yīng)力最小，對活塞強(qiáng)度造成的損害也最小。

圖5 沿銷孔軸線方向的機(jī)械應(yīng)力

3.3.2沿推力軸方向的熱應(yīng)力

圖6示出燃燒室沿推力軸方向分布的熱應(yīng)力。負(fù)荷較大時(shí)，活塞溫度較高，在燃燒室喉口處產(chǎn)生了熱膨脹。由于存在約束作用，此處形成了壓應(yīng)力。對于只有鑲?cè)Φ幕钊?，溫度梯度較大，變形量最大，承受負(fù)荷的能力最低，燃燒室喉口的壓應(yīng)力最大，容易在燃燒室喉口邊緣形成裂紋。鑲?cè)?nèi)冷一體的活塞，無論是在燃燒室底部還是燃燒室喉口，都比鑲?cè)?nèi)冷活塞的熱應(yīng)力低，顯示了結(jié)構(gòu)的優(yōu)越性。

圖6 沿推力軸方向的熱應(yīng)力

3.4 疲勞分析

活塞工作時(shí)燃燒室第一環(huán)槽等關(guān)鍵部位經(jīng)常發(fā)生開裂等失效，而這些失效大多是由疲勞引起的。

對于任意給定的壽命，到達(dá)疲勞極限的循環(huán)，繪制在 Goodman 圖上。從原點(diǎn)開始到接近 Goodman 主線的一條直線，這條直線代表的是到達(dá) Goodman 主線前的等效平均應(yīng)力值(見圖7)。

圖7 疲勞系數(shù)與goodman曲線示意圖

活塞在720°曲軸轉(zhuǎn)角的完整循環(huán)中Sm為等效平均應(yīng)力，最大等效平均應(yīng)力Smax和最小等效平均應(yīng)力Smin之間的差值稱為應(yīng)變ΔS，其差值的一半為應(yīng)力幅Sa，A/B代表疲勞系數(shù)。

活塞第一環(huán)槽根部和燃燒室等關(guān)鍵部位的疲勞分析結(jié)果見表6。鑲?cè)Y(jié)構(gòu)的使用會造成活塞頭部熱負(fù)荷過高，燃燒室喉口的疲勞因子小于限值，可能會造成喉口開裂。同時(shí)使用鑲?cè)蛢?nèi)冷油腔可以達(dá)到降低熱負(fù)荷的作用。鑲?cè)?nèi)冷一體活塞相比于鑲?cè)?nèi)冷活塞降低熱負(fù)荷的效果更明顯，進(jìn)一步提高了活塞的可靠性。

表6 不同結(jié)構(gòu)活塞關(guān)鍵部位的疲勞因子

綜合以上分析可知，鑲?cè)?nèi)冷一體活塞結(jié)構(gòu)避免了應(yīng)力集中現(xiàn)象，既可以通過內(nèi)冷油腔降低活塞溫度，又可以通過鑲?cè)Φ氖褂眠_(dá)到提高環(huán)槽耐磨性的目的，有效提高了第一環(huán)槽和燃燒室的強(qiáng)度。

4 結(jié)論

a) 通過對同一型號、不同結(jié)構(gòu)的活塞分析可知，活塞第一環(huán)槽下側(cè)面最大熱變形位置相同，鑲?cè)?nèi)冷一體的活塞第一環(huán)槽根部變形量的梯度和最大變形量最?。?/p>

b) 鑲?cè)?nèi)冷一體活塞在提高活塞第一環(huán)槽耐磨性的同時(shí)，降低了第一環(huán)槽的溫度；鑲?cè)?nèi)冷一體的活塞燃燒室應(yīng)力分布沒有變，但拉應(yīng)力和壓應(yīng)力都有不同程度的減小，提高了活塞的可靠性；

c) 鑲?cè)?nèi)冷一體活塞結(jié)構(gòu)的使用，避免了應(yīng)力集中現(xiàn)象，可以有效改善燃燒室喉口的開裂問題，提高活塞承載能力，延長活塞使用壽命。

[1] 張昭，杜冬梅，劉世英.基于熱分析的活塞頭部設(shè)計(jì)規(guī)律及優(yōu)化[J].電力科學(xué)與工程，2014，30(4):61-65.

[2] Kajiwara H，F(xiàn)ujioka Y，Suzuki T，et al.An analytical approach for prediction of piston temperature distribution in diesel engines[J].JSAE review，2002，23(4):429-434.

[3] Aguilar J M A，Arroyo R L，Cruz J M.Study of the thermal-structural behavior of a piston diesel with gallery through finite element method[C]//ASME 2012 International Mechanical Engineering Congress and Exposition.[S.l.]：American Society of Mechanical Engineers，2012:759-767.

[4] 吳軍超，楊現(xiàn)卿，吳習(xí)耕.礦用L型活塞式壓縮機(jī)常見故障分析[J].煤礦機(jī)械，2007，28(6):195-198.

[5] Manasijevic S.Aluminum Piston Alloys[D].Belgrade:LOLA Institute,2012.

[6] Manasijevic S，Radia R，Brodarac Z Z，et al.Al-Fin bond in aluminum piston alloy & austenitic cast iron insert[J].International Journal of Metalcasting，2015，9(4):27-32.

[7] Uthayakumar M，Prabhakaran G，Aravindan S，et al.Precision machining of an aluminum alloy piston reinforced with a cast iron insert[J].International Journal of Precision Engineering and Manufacturing，2009，10(1):7-13.

[8] 蘇道勝，劉國強(qiáng).鋁活塞耐磨鑲?cè)?續(xù)篇5)[J].內(nèi)燃機(jī)配件，2004(5):23-26.

[9] 周楊，李亞江，蘇道勝，等.高鎳奧氏體蠕墨鑄鐵活塞耐磨環(huán)的耐磨性與熱疲勞性[J].內(nèi)燃機(jī)與配件，2016(1):12-15.

[10] Zhang H，Lin Z，Xing J.Temperature field analysis to gasoline engine piston and structure optimization [J].Journal of Theoretical & Applied Information Technology，2013，48(2):904-910.

[11] Leites J M M.Heat Flow in an Articulated Piston[C].SAE Paper 891896，1989.

[12] Bhagat A R，Jibhakate Y M.Thermal Analysis and Optimization of IC Engine Piston using finite element method[J].International Journal of Modern Engineering Research (IJMER)，2012，2(4):2919-2921.

[13] Agarwal A K，Goyal S K，Srivastava D K.Time resolved numerical modeling of oil jet cooling of a medium duty diesel engine piston[J].International Communications in Heat and Mass Transfer，2011，38(8):1080-1085.

[14] Peng W，Jizu L，Minli B，et al.Numerical simulation on the flow and heat transfer process of nanofluids inside a piston cooling gallery[J].Numerical Heat Transfer，Part A:Applications，2014，65(4):378-400.

[15] Deng Lijun，Liu Yongqi，Wang Zhiming，et al.Optimization of the location of the oil cooling gallery in the diesel engine piston [J].The Open Mechanical Engineering Journal，2016，10:126-134.

[16] 原彥鵬,王月,張衛(wèi)正,等.冷卻油腔位置改變對活塞溫度場的影響[J].北京理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2008，28(7):585-588.