活塞頂面熱障涂層對(duì)活塞熱負(fù)荷的影響

牛小強(qiáng) 雷基林 鄧晰文 文 均 溫志高

1.昆明理工大學(xué)云南省內(nèi)燃機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，昆明，650500 2.成都銀河動(dòng)力有限公司，成都，610505

0 引言

熱障涂層（thermal barrier coatings，TBC）是目前最有效的高溫防護(hù)涂層之一，因其良好的隔熱、抗高溫氧化、抗腐蝕、抗熱震、抗蠕變等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于燃?xì)廨啓C(jī)及渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)。雙層TBC是由頂部陶瓷層（top coating）和底部的金屬黏結(jié)層（bond coating）組成，陶瓷層熱導(dǎo)率極低，主要用于隔熱，金屬黏結(jié)層主要用于防止金屬基體的高溫氧化，并緩解承受陶瓷層和金屬基體之間由于熱膨脹不匹配而產(chǎn)生的應(yīng)力集中［1?4］。當(dāng)前，隨著內(nèi)燃機(jī)功率的不斷強(qiáng)化，活塞作為其核心部件所承受的熱負(fù)荷越來(lái)越高，已嚴(yán)重影響活塞工作的可靠性和耐久性，因此將TBC技術(shù)應(yīng)用于內(nèi)燃機(jī)活塞成為解決活塞熱負(fù)荷問(wèn)題的一個(gè)新途徑。

研究表明，將TBC技術(shù)應(yīng)用于內(nèi)燃機(jī)活塞，不僅可以降低活塞熱負(fù)荷，延長(zhǎng)活塞的使用壽命，還能有效減少流向活塞及冷卻水套的熱量，提高燃燒室內(nèi)的環(huán)境溫度，提高熱效率，減少HC排放，降低燃油及潤(rùn)滑油的消耗［5］。人們開展了大量關(guān)于TBC對(duì)內(nèi)燃機(jī)性能影響的研究。DU?RAT等[6]和CERIT等［7］研究發(fā)現(xiàn)，PSZ中加入Y2O3可以改善汽油機(jī)冷啟動(dòng)和穩(wěn)定工況下HC的排放，最大減少量可達(dá)43.2%。TAYMAZ［8］研究發(fā)現(xiàn)，在不同轉(zhuǎn)速、載荷下TBC均可以提高柴油機(jī)的熱效率并降低燃料消耗量。HEJWOWS?KI［9］通過(guò)試驗(yàn)研究了不同厚度的TBC對(duì)柴油機(jī)活塞傳熱、疲勞性能的影響，結(jié)果表明金屬黏結(jié)層厚度為0.15 mm、陶瓷層厚度為0.35 mm時(shí)較為合適。BUYUKKAYA等［10］研究了TBC對(duì)鋁合金活塞和鋼制活塞溫度場(chǎng)的影響，結(jié)果表明TBC使鋁合金活塞溫度下降48%，使鋼制活塞溫度下降35%。綜上發(fā)現(xiàn)，對(duì)熱障涂層活塞的研究主要集中在不同熱障涂層材料和厚度對(duì)活塞溫度場(chǎng)的影響，以及熱障涂層活塞對(duì)內(nèi)燃機(jī)排放、燃油效率與熱效率的影響方面。因熱障涂層的隔熱作用影響了活塞溫度場(chǎng)的分布，從而導(dǎo)致活塞熱應(yīng)力場(chǎng)分布也產(chǎn)生了較大的差異，因此，需要了解熱障涂層對(duì)活塞熱負(fù)荷的影響。

為此，針對(duì)一款非道路高壓共軌柴油機(jī)鋁合金活塞，采用試驗(yàn)與仿真結(jié)合的方法，研究了TBC對(duì)活塞溫度場(chǎng)與熱應(yīng)力場(chǎng)的分布特點(diǎn)和變化規(guī)律的影響，為開發(fā)新型耐高溫高強(qiáng)度TBC鋁合金活塞提供技術(shù)參考。

1 活塞溫度場(chǎng)測(cè)試

柴油機(jī)的標(biāo)定工況和最大轉(zhuǎn)矩工況是熱負(fù)荷與機(jī)械負(fù)荷較高的兩種運(yùn)行工況，也是最容易導(dǎo)致部件失效的兩種工況，因此選擇最大轉(zhuǎn)矩工況與標(biāo)定工況為試驗(yàn)工況。

1.1 研究機(jī)型及活塞的物性參數(shù)

研究機(jī)型為一款滿足非道路國(guó)三排放限值的高壓共軌柴油發(fā)動(dòng)機(jī)，采用增壓中冷進(jìn)氣方式、每缸2氣門，活塞為非TBC鋁合金活塞、縮口ω型偏置燃燒室。研究機(jī)型的主要參數(shù)見表1。

表1柴油機(jī)主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of diesel engine

1.2 活塞測(cè)點(diǎn)布置及測(cè)點(diǎn)溫度

采用硬度塞測(cè)溫法試驗(yàn)測(cè)量了活塞表面特征點(diǎn)在最大轉(zhuǎn)矩工況和標(biāo)定功率工況下的工作溫度。硬度塞為GCr15軸承鋼材料，形狀為?1.9 mm×5.6 mm。硬度塞的硬度與回火溫度之間的關(guān)系見圖1，硬度塞測(cè)溫試驗(yàn)具體操作方法見文獻(xiàn)［11?13］。

圖1 硬度塞硬度與回火關(guān)系曲線Fig.1 The relation curve between plug hardnesses and drawback temperatures

活塞測(cè)點(diǎn)編號(hào)布置及溫度值見圖2～圖4。在活塞頂面以燃燒室中心為中心、半徑為43 mm的圓周上布置6個(gè)測(cè)點(diǎn)，活塞燃燒室底部均布4個(gè)測(cè)點(diǎn)，燃燒室中心布置1個(gè)測(cè)點(diǎn)，活塞第一、二環(huán)槽均布4個(gè)測(cè)點(diǎn)［13?14］。因?yàn)榛钊斆娴臒嶝?fù)荷較為嚴(yán)重，且溫度分布不均勻，所以在進(jìn)氣門中心（編號(hào)9）與排氣門中心（編號(hào)11）各布置1個(gè)測(cè)點(diǎn)，靠主推力側(cè)（編號(hào)7）和次推力側(cè)方向（編號(hào)10）各布置1個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)6在圓周上并且與銷孔方向成20°夾角，測(cè)點(diǎn)8在圓周上并且與銷孔方向成35°夾角。由于試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)該發(fā)動(dòng)機(jī)活塞在最大轉(zhuǎn)矩工況下工作溫度最高，因此僅給出并分析了最大轉(zhuǎn)矩工況下的活塞溫度場(chǎng)分布情況。

試驗(yàn)結(jié)果表明，ω型燃燒室中心的溫度為303℃，底圈溫度差異不大，平均286℃；活塞頂面的最高溫度為338℃,位于主承壓面方向測(cè)點(diǎn)處，溫度值沿頂面圓周方向從主承壓面到副承壓面逐漸降低，副承壓面測(cè)點(diǎn)溫度為319℃。主承壓面環(huán)槽處測(cè)點(diǎn)溫度要高于副承壓面環(huán)槽處測(cè)點(diǎn)溫度，平行于銷孔方向兩側(cè)環(huán)槽測(cè)點(diǎn)溫度相差不大。

圖2 活塞頂面測(cè)點(diǎn)編號(hào)及溫度值Fig.2 Measuring points and temperatures on top surface of piston

圖3 A-A截面測(cè)點(diǎn)編號(hào)及溫度值Fig.3 Measuring points and temperatures of A-A section

圖4 B-B截面測(cè)點(diǎn)編號(hào)及溫度值Fig.4 Measuring points and temperatures of B-B section

1.3 TBC活塞溫度場(chǎng)試驗(yàn)

在另一組活塞相同的特征點(diǎn)位置處安裝同一批次標(biāo)定好的硬度塞，然后采用等離子噴涂技術(shù)在其頂面制成0.15 mm金屬黏結(jié)層及0.35 mm陶瓷層的熱障涂層，并進(jìn)行與非TBC活塞相同的溫度場(chǎng)試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果為：測(cè)點(diǎn)1～19的溫度值分別為269℃、271℃、249℃、258℃、272℃、301℃、300℃、304℃、299℃、294℃、289℃、250℃、249℃、234℃、236℃、252℃、253℃、238℃、229℃。

2 活塞有限元仿真模型的建立

研究用的TBC活塞由0.35 mm厚的MgO?ZrO2（MgZrO3）陶瓷層材料與0.15 mm厚的NiCrAl金屬黏結(jié)層材料組成［5?10］。TBC 活塞結(jié)構(gòu)見圖 5，TBC及活塞基體的材料屬性見表2、表3。在涂層有限元分析過(guò)程中，采用復(fù)合材料等參法進(jìn)行建模［15?17］，即在建模的過(guò)程中，將熱障涂層與基體建立成一個(gè)整體，但涂層的各層與基體分別賦予相應(yīng)的材料屬性。

圖5 TBC活塞的基本構(gòu)成Fig.5 Basic composition of TBC piston

表2 TBC物性參數(shù)Tab.2 Physical parameters of TBC

表3 活塞物性參數(shù)Tab.3 Physical parameters of piston

2.1 活塞有限元模型的建立

建模過(guò)程中對(duì)活塞的閉門坑及銷座內(nèi)側(cè)倒角進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，并采用二階四面體單元建立了非TBC活塞及鑲?cè)θS有限元分析模型，共1 818 237個(gè)節(jié)點(diǎn)、1 227 126個(gè)單元。在非TBC活塞模型的基礎(chǔ)上，采用復(fù)合材料等參法在非TBC活塞頂面建立熱障涂層模型，并采用二階柱狀五面體單元對(duì)金屬黏結(jié)層和陶瓷層進(jìn)行網(wǎng)格劃分，見圖6、圖7，TBC活塞模型共210 224個(gè)單元、738 335個(gè)節(jié)點(diǎn)。

圖6 活塞網(wǎng)格模型Fig.6 Mesh model of piston

圖7 A處局部放大圖Fig.7 Local enlarged image of A

2.2 傳熱邊界條件的確定

準(zhǔn)確的邊界條件是分析活塞溫度場(chǎng)、熱應(yīng)力場(chǎng)的基礎(chǔ)。采用第三類邊界條件，通過(guò)經(jīng)驗(yàn)或半經(jīng)驗(yàn)公式初步確定傳熱邊界條件，然后結(jié)合活塞實(shí)測(cè)溫度值進(jìn)行修正，最終獲得活塞仿真模型換熱邊界條件。

2.2.1 活塞頂部傳熱系數(shù)和燃?xì)馄骄鶞囟?/p>

在一個(gè)工作循環(huán)中，燃?xì)鉁囟萒g和燃?xì)鈱?duì)活塞頂部的傳熱系數(shù)ag是瞬時(shí)變化的,瞬時(shí)傳熱系數(shù)采用Eickelberg公式［18］計(jì)算,即

式中：Cm為活塞平均速度；S為活塞行程；N為轉(zhuǎn)速；pg為氣體的瞬時(shí)壓力。

燃?xì)鈱?duì)活塞頂部平均傳熱系數(shù)agm和燃?xì)馄骄鶞囟萒gm分別為［19］

式中，θ為曲軸轉(zhuǎn)角。

工質(zhì)的擾流特性會(huì)隨位置、工質(zhì)成分、溫度、噴油位置及方向、燃?xì)饬飨蚣傲魉俚鹊淖兓兓?。采用?jīng)驗(yàn)公式試算，并結(jié)合試驗(yàn)測(cè)試值修正得到不同徑向區(qū)域活塞頂面平均傳熱系數(shù)。

2.2.2 活塞側(cè)面?zhèn)鳠嵯禂?shù)和環(huán)境溫度

根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，火力岸的換熱處可取頂部傳熱系數(shù)的1/4～1/5；以冷卻水溫度作為環(huán)境溫度，通過(guò)式（4）可以計(jì)算活塞環(huán)區(qū)及裙部的傳熱系數(shù)，即

式中，λ1、λ2、λ3分別為活塞環(huán)、氣缸壁和環(huán)槽間隙內(nèi)潤(rùn)滑油或燃?xì)獾臒釋?dǎo)率；a為活塞環(huán)的厚度；b為汽缸壁的厚度；c為間隙的距離；λw為氣缸壁與水之間的熱導(dǎo)率；λf為平均水溫時(shí)水的熱導(dǎo)率；deq為水套當(dāng)量直徑；Nuf為努塞爾特準(zhǔn)則數(shù)，可查表得到。

2.2.3 活塞裙內(nèi)側(cè)與曲軸箱油霧之間傳熱系數(shù)

取曲軸箱內(nèi)機(jī)油的溫度作為活塞內(nèi)側(cè)的環(huán)境溫度，活塞內(nèi)側(cè)與曲軸箱油霧之間傳熱系數(shù)可取經(jīng)驗(yàn)值［18］。

結(jié)合活塞溫度實(shí)測(cè)值并不斷修正，獲得了該柴油機(jī)鋁合金活塞在最大轉(zhuǎn)矩工況下各表面的綜合傳熱系數(shù)和環(huán)境溫度（表4）。

表4 活塞各個(gè)表面的傳熱系數(shù)與溫度Tab.4 Heat transfer coefficients and temperatures of each surface of piston

3 TBC對(duì)活塞基體熱負(fù)荷的影響分析

3.1 TBC對(duì)活塞溫度場(chǎng)的影響

圖8分別為非TBC活塞仿真值、TBC活塞基體仿真值、TBC活塞實(shí)測(cè)值和非TBC活塞實(shí)測(cè)值在各個(gè)測(cè)點(diǎn)處的溫度對(duì)比圖。由圖8可知，TBC活塞實(shí)測(cè)值在特征點(diǎn)處與TBC活塞仿真結(jié)果相差不大，其中在特征點(diǎn)12處仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的誤差最大，其誤差值為9℃，其余各特征點(diǎn)處仿真值與實(shí)測(cè)值之間的誤差均在9℃之內(nèi)，從而驗(yàn)證了TBC活塞模型的準(zhǔn)確性。與非TBC活塞實(shí)測(cè)值相比，TBC活塞實(shí)測(cè)值在其頂面各測(cè)點(diǎn)處的溫度下降值均大于20℃，在環(huán)槽各測(cè)點(diǎn)處的溫度下降值在15～18℃之間，由此得出，TBC對(duì)活塞基體溫度場(chǎng)的影響從活塞頂面向下逐漸減弱。

圖8 實(shí)測(cè)溫度值與計(jì)算溫度值對(duì)比Fig.8 Comparison of measured temperatures and calculated temperatures

圖9所示為非TBC活塞與TBC活塞基體溫度分布情況。由圖9可知，非TBC活塞與TBC活塞基體的溫度分布規(guī)律基本一致，但非TBC活塞在頂面、燃燒室、火力岸、第一環(huán)槽、第二環(huán)岸、第二環(huán)槽及內(nèi)腔的溫度均明顯高于TBC活塞基體。計(jì)算結(jié)果表明，非TBC活塞的最高溫度為350℃，TBC活塞基體的最高溫度為318℃，均位于主承壓側(cè)活塞喉口處；TBC活塞基體在喉口處的平均溫度分別為312℃，非TBC活塞在喉口處的平均溫度為341℃；與非TBC活塞相比，TBC活塞基體在火力岸、第一環(huán)槽、第二環(huán)岸及燃燒室中心的平均溫度分別下降了21 ℃、22 ℃、18 ℃、24 ℃［20］。

圖9 活塞溫度分布情況Fig.9 Distributions of temperature

圖10所示為非TBC活塞和TBC活塞基體在頂面垂直于銷孔方向上距離與溫度的分布曲線。由圖10可知，TBC對(duì)活塞基體頂面的降溫作用明顯，降溫范圍在20～32℃之間。非TBC活塞與TBC活塞基體頂面溫度分布規(guī)律相似，從活塞頂面的邊緣到活塞喉口溫度逐漸上升，在喉口處達(dá)到最大，然后沿燃燒室內(nèi)環(huán)面逐漸下降，在燃燒室底圈到達(dá)最小，最后在燃燒室中心又達(dá)到峰值。由此可以看出，活塞頂面采用熱障涂層后，其隔熱效果明顯，大大降低了活塞頭部的溫度，減少了高溫燃?xì)庵苯訉?duì)活塞頭部及頂面的熱沖擊作用。由于熱慣性及散熱作用，熱障涂層對(duì)活塞環(huán)岸及裙部溫度場(chǎng)影響較小。

圖10 垂直于銷孔方向上距離與溫度的關(guān)系Fig.10 The relation between temperatures and thrust directions

圖11所示為TBC活塞陶瓷層及金屬黏結(jié)層溫度場(chǎng)分布情況。由圖11可知，陶瓷層的整體溫度明顯高于金屬黏結(jié)層，計(jì)算結(jié)果表明，陶瓷層頂面的最高溫度為440℃，位于陶瓷層主承壓面?zhèn)群砜谔?，并且陶瓷層上表面與下表面之間存在較大的溫度差，差值普遍在60℃以上。金屬黏結(jié)層的最高溫度值為321℃，同樣位于金屬黏結(jié)層主承壓面?zhèn)群砜谔帯?/p>

圖11 陶瓷層及金屬黏結(jié)層溫度場(chǎng)分布情況Fig.11 Distributions of temperature on top coating and bond coating

通過(guò)比較TBC活塞基體與非TBC活塞的溫度場(chǎng)分布情況可知，陶瓷層承受了大部分的熱載荷，大大減少了流向活塞其他區(qū)域的熱流量，為燃燒室提供了一個(gè)溫度更高的工作環(huán)境，并降低了活塞工作溫度，進(jìn)而降低了因活塞火力岸高溫蒸發(fā)而產(chǎn)生的機(jī)油消耗，提高了燃料熱值的利用率，降低了HC的排放。

3.2 TBC對(duì)活塞熱應(yīng)力的影響

在活塞溫度場(chǎng)的基礎(chǔ)上，采用順序耦合方法計(jì)算獲得活塞整體熱應(yīng)力。圖12為非TBC活塞與TBC活塞基體的von Mises熱應(yīng)力云圖。與非TBC活塞相比，TBC活塞基體在燃燒室內(nèi)環(huán)面、底圈、喉口、火力岸及活塞頂面棱角處的熱應(yīng)力均有大幅提升。計(jì)算結(jié)果表明，非TBC活塞的最大熱應(yīng)力出現(xiàn)在耐磨鑲?cè)Φ谋砻?，?yīng)力值為103 MPa，因?yàn)殍側(cè)哂休^多尖銳的棱角，熱導(dǎo)率較小，熱阻較大，形成較大的溫度梯度，同時(shí)耐磨鑲?cè)Φ挠捕容^大，故整個(gè)鑲?cè)Φ臒釕?yīng)力較大［21］；TBC活塞基體的最大熱應(yīng)力出現(xiàn)在活塞頂面邊緣棱角上，應(yīng)力值為181 MPa，并沿棱角兩側(cè)逐漸降低［18］，這是因?yàn)榛钊斆孢吘壌嬖诩怃J的棱角，在熱量傳遞過(guò)程產(chǎn)生了較大的熱阻，以至于形成了較大的溫度梯度，同時(shí)金屬黏結(jié)層的熱膨脹系數(shù)遠(yuǎn)小于活塞基體的熱膨脹系數(shù)，限制了活塞基體在其邊緣處的膨脹變形，因而產(chǎn)生了應(yīng)力集中現(xiàn)象。

圖12 活塞熱應(yīng)力分布情況Fig.12 Thermal stress distributions of piston

圖13為非TBC活塞與TBC活塞基體在各個(gè)關(guān)鍵位置處熱應(yīng)力的對(duì)比圖。計(jì)算結(jié)果表明，由于熱障涂層的作用，TBC活塞基體的熱應(yīng)力分布規(guī)律與非TBC活塞相比有較大變化，在TBC活塞頂面燃燒室偏離一側(cè)邊緣棱角6處，應(yīng)力平均值增加了120 MPa，在火力岸1、喉口3、底圈4及內(nèi)環(huán)面5處應(yīng)力平均值分別增加了21 MPa、10 MPa、15 MPa、19 MPa［22］；同時(shí)，在頂面2、鑲?cè)?、內(nèi)腔8處的平均應(yīng)力值分別減小了 4 MPa、7 MPa、6 MPa。由此可知，與金屬黏結(jié)層直接接觸的地方，除了2處的平均應(yīng)力值有所下降，其余均上升。

圖13 非TBC活塞與TBC活塞基體在關(guān)鍵位置處的熱應(yīng)力對(duì)比Fig.13 Comparisons of thermal stress between common piston and substrate TBC piston at critical position

圖14所示為金屬黏結(jié)層和陶瓷層的熱應(yīng)力分布情況。結(jié)果表明，金屬黏結(jié)層的最大應(yīng)力為291 MPa，位于金屬黏結(jié)層與活塞基體分界面的喉口處，陶瓷層的最大熱應(yīng)力為221 MPa，位于陶瓷層與金屬黏結(jié)層分界面的喉口表面，并且陶瓷層與金屬黏結(jié)層都存在很大的熱應(yīng)力梯度，形成這種應(yīng)力分布情況的主要原因是：陶瓷層與金屬黏結(jié)層的熱導(dǎo)率極小，故在其內(nèi)部形成較大的溫差，同時(shí)它們的熱膨脹系數(shù)也較小，不利于熱應(yīng)力的釋放，因此產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力梯度；陶瓷層與金屬黏結(jié)層硬度都較大，且金屬黏結(jié)層的硬度幾乎是陶瓷層硬度的2倍，金屬黏結(jié)層上會(huì)產(chǎn)生更大的熱應(yīng)力。在活塞喉口區(qū)域因其幾何形狀的過(guò)度最為劇烈，阻礙了熱量的傳遞，形成較大的溫差，產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力。雖然金屬黏結(jié)層和陶瓷層的熱應(yīng)力分布在允許的范圍內(nèi)［21?23］，但是由于喉口處熱應(yīng)力值較大，在柴油機(jī)長(zhǎng)期高熱負(fù)荷的交變沖擊下，容易導(dǎo)致熱障涂層剝落失效。

圖14 金屬黏結(jié)層及陶瓷的熱應(yīng)力分布Fig.14 Thermal stress distributions of top coating and bond coating

4 結(jié)論

（1）活塞頭部頂面熱障涂層隔熱效果明顯，有效降低了活塞頭部和環(huán)槽區(qū)域的工作溫度。在活塞頭部頂面區(qū)域溫度下降幅度達(dá)到20～32℃，第一、二環(huán)槽區(qū)域溫度下降幅度達(dá)到15～18℃。

（2）活塞頭部頂面熱障涂層因其熱導(dǎo)率低，承載了較高的熱負(fù)荷。在高溫燃?xì)鉄釠_擊作用下，熱障涂層表面的最高溫度達(dá)到440℃，陶瓷層上下表面溫差均在60℃以上。熱障涂層的最大熱應(yīng)力出現(xiàn)在金屬黏結(jié)層與活塞基體分界面的燃燒室喉口處，最大值為291 MPa，容易導(dǎo)致熱障涂層剝落失效。

（3）活塞頂面熱障涂層對(duì)活塞頭部頂面的熱應(yīng)力值和分布區(qū)域有較大的影響。由于熱障涂層的存在，TBC活塞基體的頭部頂面熱應(yīng)力普遍升高，在頂面偏離燃燒室一側(cè)邊緣棱角處產(chǎn)生了應(yīng)力集中現(xiàn)象，活塞頂面邊緣棱角處平均應(yīng)力值升高了約120 MPa。

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