頂面陽極氧化對活塞二階運(yùn)動過程熱力特性影響研究＊

孫承 潘俊杰 楊靖

（湖南大學(xué)，汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長沙 410082）

1 前言

隨著內(nèi)燃機(jī)強(qiáng)化程度的不斷提高，其機(jī)械負(fù)荷、熱負(fù)荷隨之增大，為保證發(fā)動機(jī)的可靠性，已有較多相關(guān)研究成果運(yùn)用于發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)。張俊紅等[1]研究了熱機(jī)耦合作用下的缸蓋疲勞強(qiáng)度，Szmytka F等[2]采用試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算方法研究了柴油機(jī)活塞熱疲勞強(qiáng)度，Lu X等[3]與Lu Y等[4]研究了穩(wěn)態(tài)工況下活塞溫度場及熱應(yīng)力場。

在發(fā)動機(jī)改型換代過程中，為降低活塞的熱負(fù)荷，防止活塞在長時(shí)間高負(fù)荷工況下過熱以及產(chǎn)生表面燒蝕，可在活塞頂面涂覆熱障涂層或者進(jìn)行陽極氧化處理以降低高溫燃?xì)鈧魅牖钊w的熱流。牛小強(qiáng)等[5]研究了MgO-ZrO陶瓷與NiCrAl金屬粘結(jié)材料組合熱障涂層對活塞熱負(fù)荷的影響，Cerit M等[6]與Krishnamani S等[7]研究了氧化鋯涂層對活塞熱負(fù)荷及熱應(yīng)力的影響，Jalaludin H A等[8]研究了氧化鋯涂層活塞在天然氣內(nèi)燃機(jī)中的熱負(fù)荷情況，Wang Y等[9]研究了頂面陽極氧化對活塞熱負(fù)荷的影響，Wang P等[10]研究了Al2O3-ZrO2涂層對活塞熱負(fù)荷的影響。上述研究結(jié)果表明，熱障涂層對活塞熱負(fù)荷及熱應(yīng)力的降低有顯著效果，但是降低溫度的同時(shí)也影響了原始活塞的熱變形，從而使活塞裙部熱態(tài)型線發(fā)生改變。型線的變化導(dǎo)致活塞與缸套之間的間隙發(fā)生變化，從而使活塞二階運(yùn)動及潤滑狀態(tài)發(fā)生改變[11-12]，不正常的二階運(yùn)動將導(dǎo)致活塞與缸套間沖擊力變大、潤滑惡劣和磨損增加，從而影響發(fā)動機(jī)性能[13-14]。目前此方面的研究較少，因此有必要在頂面熱障涂層對活塞熱負(fù)荷影響的基礎(chǔ)上進(jìn)一步研究其對活塞二階運(yùn)動的影響。

本文以某發(fā)動機(jī)鋁合金活塞頂面陽極氧化前、后的活塞溫度測試為基礎(chǔ)，分析陽極氧化對活塞溫度場、熱應(yīng)力及熱變形的影響，利用數(shù)值仿真手段研究陽極氧化前、后活塞二階運(yùn)動及受力的變化情況，以期在活塞進(jìn)行頂面熱障涂層處理后，為裙部型線進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)和解決方案。

2 活塞溫度測試

2.1 活塞溫度測試方法

內(nèi)燃機(jī)活塞溫度測試方法較多[15-16]，本文根據(jù)實(shí)際情況選用了硬度塞法[17-18]，其利用合金淬火后在不同溫度下回火的表面硬度來測試溫度。

本文選用GCr15滾珠軸承鋼制作硬度塞，在氣體保護(hù)電爐中進(jìn)行淬火處理，試驗(yàn)及測試設(shè)備如圖1所示。

抽取10個(gè)淬火后硬度塞進(jìn)行測試，每個(gè)硬度塞取3個(gè)點(diǎn)測量其硬度；并在不同溫度下回火4 h后再測量其硬度（見表1），測量結(jié)果表明，硬度塞淬火后硬度均勻性好，偏差小于5 HV，硬度大于820 HV，證明所選用材料可以用于制作活塞測溫用硬度塞。

表1 硬度塞淬火后硬度 HV

圖2 硬度塞在不同回火溫度下的硬度

2.2 活塞溫度測試試驗(yàn)

為了獲得全面的活塞溫度信息并且盡少地使用測點(diǎn)，采用如圖3所示的測點(diǎn)布置方案，共有20個(gè)測點(diǎn)（測點(diǎn)12、13、16、17、20分別為測點(diǎn)14、11、18、15、19的對稱點(diǎn)），每個(gè)測點(diǎn)打孔、攻絲，裝入硬度塞并卯平。

圖3 活塞測點(diǎn)分布

為了使測試數(shù)據(jù)更加可靠，取頂面陽極氧化前、后各3 個(gè)活塞進(jìn)行裝機(jī)試驗(yàn)，發(fā)動機(jī)參數(shù)及測試工況如表2所示。

表2 發(fā)動機(jī)參數(shù)及測試工況

試驗(yàn)時(shí)，發(fā)動機(jī)起動后轉(zhuǎn)速迅速提高至試驗(yàn)工況并穩(wěn)定運(yùn)行6 h后迅速卸載停機(jī)，取出硬度塞并測試其硬度，根據(jù)圖2 所示的溫度-硬度回火曲線獲得測點(diǎn)溫度。取3個(gè)相同位置測點(diǎn)溫度的平均值作為實(shí)測溫度，試驗(yàn)結(jié)果如圖4所示。

圖4 活塞測點(diǎn)溫度

由圖4 可知，頂面陽極氧化后，活塞整體溫度明顯下降，其中頂面測點(diǎn)1～測點(diǎn)6 以及火力岸（又稱第一環(huán)岸）測點(diǎn)7～測點(diǎn)10溫度下降顯著，說明頂面陽極氧化對燃燒室熱流流入活塞起到明顯的熱障作用。測點(diǎn)19、測點(diǎn)20 處于遠(yuǎn)離熱流流入面的活塞裙部下端，所以溫度變化較小。

3 活塞溫度場及熱變形分析

3.1 材料屬性

活塞基體材料采用2A70[19]可熱處理耐高溫強(qiáng)化鋁合金，泊松比為0.31，導(dǎo)熱系數(shù)、線膨脹系數(shù)以及楊氏模量參數(shù)如表3所示。

表3 活塞材料屬性

3.2 邊界條件標(biāo)定

發(fā)動機(jī)運(yùn)行過程中高溫燃?xì)馀c活塞頂部接觸，熱量傳入活塞，通過活塞環(huán)、裙部潤滑油膜及活塞內(nèi)腔將熱量導(dǎo)出。根據(jù)周期瞬態(tài)溫度波動理論[20]，活塞頂面溫度沿活塞頂面法線方向迅速衰減，其波動只發(fā)生在活塞頂面1 mm的表層，不對活塞溫度場產(chǎn)生較大影響，所以在某一特定工況下可將活塞溫度場近似為穩(wěn)定溫度場，故采用穩(wěn)態(tài)方法進(jìn)行處理。根據(jù)活塞形狀、工作特點(diǎn)，活塞溫度場數(shù)值模型傳熱邊界劃分情況如圖5所示。

圖5 活塞數(shù)值模型邊界劃分

各部分溫度及對流換熱系數(shù)采用理論計(jì)算及經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到初始值，采用以測點(diǎn)溫度為約束條件的計(jì)算反求法對換熱系數(shù)及溫度進(jìn)行修正[21]，直至仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的誤差滿足工程應(yīng)用。計(jì)算所得各傳熱部分溫度邊界條件如表4所示。

3.3 活塞溫度場分析

陽極氧化活塞及原始活塞溫度場如圖6所示，活塞頂面陽極氧化后最高溫度為288.3 ℃，相較于原始活塞下降了23.3 ℃，最低溫度下降了5.1 ℃，變化不大，且陽極氧化后活塞最大溫度與最小溫度差值減小。其中與燃?xì)饨佑|的活塞頂面溫度變化較大。

表4 換熱邊界條件

圖6 活塞溫度場

3.4 活塞熱變形分析

活塞熱態(tài)型線主要影響活塞二階運(yùn)動，為了解陽極氧化后活塞在缸內(nèi)的二階運(yùn)動變化情況，需要得到陽極氧化后熱變形情況?；谏鲜鰷囟葓鲇?jì)算結(jié)果，采用順序耦合法得到活塞熱變形狀態(tài)如圖7所示。

陽極氧化活塞與原始活塞變形趨勢基本一致，在活塞頂面與火力岸交界區(qū)域出現(xiàn)最大徑向熱變形，原始活塞和陽極氧化活塞最大徑向熱變形量分別為0.385 mm 和0.361 mm，這主要是由于活塞頂面陽極氧化層熱障作用，導(dǎo)致活塞的溫度和溫度梯度均有所降低。

圖7 活塞熱變形場

活塞裙部型線高度如圖8所示，其中6～36 mm為本文所研究活塞的裙部型線高度。

圖8 活塞裙部型線高度

活塞冷態(tài)型線及陽極氧化活塞與原始活塞裙部型線熱膨脹量如圖9所示，陽極氧化后活塞熱態(tài)型線與原始活塞相比變化較大，裙部型線因熱膨脹導(dǎo)致的徑向變化量隨活塞高度增加而顯著增加。

圖9 活塞冷態(tài)型線及型線熱脹量

4 活塞二階運(yùn)動分析

活塞在缸套內(nèi)往復(fù)運(yùn)動時(shí)受力情況如圖10所示，F(xiàn)l為缸套對活塞的反作用力，F(xiàn)r為連桿作用力，F(xiàn)gas為缸內(nèi)氣體對活塞的壓力，G為活塞重力。由于活塞與缸套之間的間隙及連桿的作用力，活塞在缸內(nèi)運(yùn)動時(shí)存在橫向運(yùn)動（距離為d）及繞銷軸的擺動（角度為ψ），TS 為主推力面、ATS為次推力面。

圖10 活塞受力情況

根據(jù)活塞冷態(tài)型線及熱脹變形量得出活塞熱態(tài)型線，借助AVL公司的EXCITE軟件計(jì)算活塞在缸套內(nèi)的二階運(yùn)動。規(guī)定ψ順時(shí)針為正，d往ATS面方向?yàn)檎?/p>

活塞繞銷軸擺動隨曲軸轉(zhuǎn)角變化情況如圖11 所示，0°為活塞點(diǎn)火上止點(diǎn)位置。由圖11可知，原始活塞繞銷軸的擺角范圍為-0.152°～0.072°，陽極氧化活塞繞銷軸的擺角范圍為-0.217°～0.096°，相較原始活塞其擺角分別增大了33.3%、42.6%。

圖11 活塞繞銷軸擺動

活塞的橫向運(yùn)動如圖12 所示，原始活塞的橫向位移在上止點(diǎn)0°處由正轉(zhuǎn)負(fù)。

圖12 活塞橫向位移

以缸套中心為基準(zhǔn)，陽極氧化后，其正、負(fù)向最大位移分別為0.112 mm、-0.207 mm，相較于原始活塞，其最大橫向擺動位移正、負(fù)向分別增加了38.2%、34.4%。由以上分析可知，陽極氧化后活塞的繞銷軸擺動及橫向運(yùn)動幅度增大，導(dǎo)致活塞與缸套之間的作用力發(fā)生變化。

活塞在點(diǎn)火上止點(diǎn)后，其與缸套之間作用力劇增，如圖13所示。原始活塞和陽極氧化活塞的最大作用力分別為4 519 N、5 609 N，陽極氧化后活塞與缸套之間最大作用力增大了24.1%。

圖13 活塞—缸套作用力

活塞頂面陽極氧化后二階運(yùn)動發(fā)生較大變化，其橫向位移、繞銷軸擺動及活塞缸套之間接觸力增大，主要原因是陽極氧化層對高溫燃?xì)獾臒嵴献饔脤?dǎo)致活塞整體溫度以及溫度梯度變小，影響活塞熱態(tài)型線，并增大了活塞與缸套之間的工作間隙，而過大的橫向位移與活塞繞銷軸擺動最終會引起活塞拍擊噪聲和活塞裙部磨損增加。

為恢復(fù)活塞原有的二階運(yùn)動規(guī)律，可采用補(bǔ)償法優(yōu)化陽極氧化活塞熱態(tài)型線，使其與原始活塞熱態(tài)型線保持一致，補(bǔ)償量為熱障涂層處理前、后活塞型線的徑向熱脹差值。

5 結(jié)論

本文采用硬度塞法測得活塞表面測點(diǎn)溫度，標(biāo)定活塞數(shù)值仿真?zhèn)鳠崮Ｐ汀Ｑ芯拷Y(jié)果表明，頂面陽極氧化后活塞整體溫度下降明顯，最高溫度下降23.3℃。相比較于原始活塞，頂面陽極氧化后活塞繞銷軸擺角及橫向位移顯著增大，活塞與缸套間作用力增大24.1%，活塞在缸內(nèi)的二階運(yùn)動惡化顯著。用陽極氧化前、后活塞裙部熱態(tài)型線的徑向差值來補(bǔ)償設(shè)計(jì)活塞冷態(tài)型線，可以避免陽極氧化后活塞二階運(yùn)動惡化。