汽油機活塞環(huán)岸斷裂原因分析及改進

高永春,劉棟，王溪，趙文斌，熊培友

(1.濱州渤?；钊邢薰?，山東 濱州 256602；2.嘉利特荏原泵業(yè)有限公司，山東 濱州 256500)

0 引言

隨著近年來乘用車的迅猛發(fā)展，乘用車發(fā)動機向高負荷、高功率、高爆發(fā)壓力的方向發(fā)展[1-3]。汽油機的運行工況越來越惡劣，作為發(fā)動機的“心臟”，活塞承受著高溫高壓燃氣，因此有更高的性能要求[4-8]。活塞環(huán)岸作為活塞頭部的重要組成部分，承載著與活塞環(huán)配合、與缸體配合以及導(dǎo)向等多重工作，受到活塞環(huán)的擠壓以及上下氣體壓力，試驗中活塞環(huán)岸斷裂現(xiàn)象經(jīng)常發(fā)生[9-11]。針對這一現(xiàn)象，對活塞環(huán)岸斷裂原因進行有限元分析，并結(jié)合臺架壓力監(jiān)測數(shù)據(jù)確定環(huán)岸斷裂的原因，并對活塞進行改進，優(yōu)化設(shè)計，減少活塞環(huán)岸斷裂發(fā)生。

1 失效情況描述

失效件為某發(fā)動機廠開發(fā)的1.5 L增壓發(fā)動機活塞，該發(fā)動機為直列四缸、四沖程、增壓式，主要性能參數(shù)如表1所示。

表1 發(fā)動機主要性能參數(shù)

圖1 失效活塞頭部環(huán)岸位置

該發(fā)動機在400 h耐久臺架試驗過程中出現(xiàn)漏氣量突然增大的異常情況，拆機檢測發(fā)現(xiàn)第3缸活塞出現(xiàn)環(huán)岸斷裂現(xiàn)象，其余3缸活塞正常。失效活塞表面無明顯拉痕，斷口位置為主推力側(cè)的二環(huán)岸位置，如圖1所示。

2 失效原因分析

2.1 活塞環(huán)岸失效原因分析

1)活塞材料性能不達標(biāo)?；钊牧铣煞植缓细?，導(dǎo)致材料高溫抗拉強度等機械性能降低，無法滿足發(fā)動機的性能要求。

2)活塞金相不合格。在鑄造過程中由于澆鑄時間、澆鑄方式、澆道設(shè)計等參數(shù)設(shè)置不合理產(chǎn)生鑄造缺陷，導(dǎo)致活塞環(huán)岸位置宏觀、微觀不合格。

3)活塞環(huán)岸強度不足?；钊h(huán)岸厚度小，強度不足。

4)發(fā)動機缸內(nèi)燃燒異常。部分末端混合氣在火焰未傳到時，在高溫、高壓、已燃氣體輻射和壓縮等因素作用下自燃[12]，使得缸內(nèi)局部壓力迅速疊加并增大，出現(xiàn)爆燃爆震現(xiàn)象,形成強烈沖擊波導(dǎo)致零部件的早期失效。

圖2 活塞環(huán)岸斷裂形式

2.2 宏觀斷面和微觀組織分析

圖3 二環(huán)岸斷口裂紋延展形貌

1)宏觀分析。從活塞環(huán)岸斷裂形式上看，端口為正八字型，可以判斷失效是由于活塞一環(huán)槽下側(cè)面受到活塞環(huán)擠壓，導(dǎo)致環(huán)岸從上向下斷裂,如圖2所示；通過斷口裂紋延伸的形貌判斷，裂紋源區(qū)產(chǎn)生在A區(qū)邊緣位置，也就是一環(huán)槽槽底位置；然后在A區(qū)形成疲勞貝紋線，并在B區(qū)最終斷裂，如圖3所示；同時，A區(qū)邊緣處有高溫燃氣沖擊燒蝕現(xiàn)象，如圖4a)所示。

2)微觀分析。在電子顯微鏡下觀察裂紋源區(qū)，發(fā)現(xiàn)許多較狹窄且基本相互平行，并與裂紋擴展方向垂直的疲勞條紋,見圖4a)，是由周期性載荷造成；同時，在此區(qū)域未觀察到因鑄造產(chǎn)生的夾渣、縮松等缺陷，見圖4b)，因此判斷活塞開裂不是鑄造缺陷造成的。

2.3 失效活塞材料金相組織和化學(xué)成分檢驗

圖5 活塞失效取樣區(qū)域金相組織圖

對故障件失效區(qū)域取樣，分析其金相、材料成分，觀察其顯微組織，其基體α-固溶體較細，共晶硅呈短條狀，部分呈小塊狀，初晶硅(邊長≤0.06 mm)呈小塊狀，合金相較細，分布較均勻(二級)。觀察其鐵相，少量點狀、細小塊狀、魚骨狀鐵相夾雜物(二級)。

活塞金相化學(xué)成分檢測結(jié)果如表2所示。結(jié)果顯示取樣區(qū)域材料成分符合鋁合金材料標(biāo)準(zhǔn)，并且顯微組織達到二級，如圖5所示。

表2 活塞金相化學(xué)成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù) %

SiCuFeMnMg12.483.30.450.20.98

通過以上檢測，活塞潛在失效原因中可排除材料和金相不合格兩項失效原因。

2.4 有限元分析

對該活塞的熱狀態(tài)進行有限元分析。以活塞中心線為z軸,x軸、y軸分別平行、垂直于活塞銷軸。取活塞、活塞銷和連桿小頭的四分之一模型為有限元分析模型，應(yīng)用網(wǎng)格自動生成技術(shù)產(chǎn)生有限元網(wǎng)格，共生成57 105節(jié)點和35 904個四面體和六面體單元，如圖6所示；然后在活塞、活塞銷和連桿小頭的對稱平面施加對稱邊界條件；在連桿小頭的底面施加y方向的自由度約束；活塞和活塞銷、活塞銷和連桿作為面面接觸對[5-7]。

在發(fā)動機每個循環(huán)過程中，溫度波動僅對活塞表面2 mm之內(nèi)的厚度層起作用，而在表面深度2 mm以下，溫度基本穩(wěn)定[8]。因此，假定活塞溫度分布保持穩(wěn)定，輸入相關(guān)數(shù)據(jù)，對活塞的溫度、熱變形、疲勞系數(shù)等進行計算，結(jié)果表明，活塞二環(huán)岸處溫度t=211 ℃，疲勞系數(shù)aSY最低為1.492，活塞環(huán)岸強度及熱負荷符合要求，分析結(jié)果如圖7所示(圖7a)單位為℃)。

因此活塞潛在失效原因中可以排除強度不足。

a) 溫度分布 b) 疲勞系數(shù)圖7 活塞溫度分布及疲勞系數(shù)

圖8 爆震壓力下活塞疲勞系數(shù)

根據(jù)發(fā)動機公司反饋，發(fā)動機在試驗過程中，運行170 h左右出現(xiàn)劇烈爆震，且爆震壓力達到15.4 MPa。將此壓力加至有限元模型可計算得到活塞二環(huán)岸疲勞系數(shù)為0.86，已經(jīng)低于限值1，不能滿足此爆震壓力下的強度要求，如圖8所示。據(jù)此斷定環(huán)岸斷裂是發(fā)動機爆燃爆震所導(dǎo)致的。

3 設(shè)計改進

a)改進前 b) 改進后圖9 改進前后環(huán)岸結(jié)構(gòu)

由于此發(fā)動機強化程度極高，在全負荷工作時不可避免地會產(chǎn)生不可控的偶發(fā)性爆燃爆震現(xiàn)象。因此，發(fā)動機公司要求必須通過進一步增加活塞環(huán)岸強度來滿足發(fā)動機爆燃爆震的工況。根據(jù)以上分析結(jié)果，將活塞二環(huán)岸厚度增加0.5 mm，從而加大環(huán)岸強度。改進前后的結(jié)構(gòu)如圖9所示。

對改進后的活塞強度進行有限元模擬計算，按照爆震時的最大壓力15.4 MPa加載，改進后活塞在爆震壓力下的疲勞系數(shù)仿真結(jié)果如圖10所示。顯然，環(huán)岸厚度增加后，在爆震壓力為15.4 MPa時，活塞二環(huán)岸疲勞系數(shù)最低為1.28，滿足強度要求。

將改進后的活塞裝入發(fā)動機進行400 h耐久試驗，沒有發(fā)生活塞環(huán)岸失效現(xiàn)象，驗證改進方案有效，并通過各項可靠性試驗。

4 結(jié)論

圖10 改進后活塞在爆震壓力下的疲勞系數(shù)

1)汽油機出現(xiàn)爆燃爆震現(xiàn)象，形成強烈沖擊波導(dǎo)致零部件早期失效。

2)將活塞二環(huán)岸高度增加0.5 mm后，活塞在爆震壓力下二環(huán)岸疲勞系數(shù)由原來的0.86提高到1.28，滿足發(fā)動機出現(xiàn)爆燃爆震時的強度要求，有效解決環(huán)岸斷裂問題。