柴油機(jī)活塞陽極氧化對結(jié)構(gòu)可靠性的影響

楊錦明，劉世英

（山東理工大學(xué)交通與車輛工程學(xué)院，山東 淄博 255000）

1 引言

發(fā)動機(jī)工作時活塞處于高溫、高壓、高負(fù)荷的惡劣環(huán)境中，經(jīng)受周期性交變機(jī)械負(fù)荷和熱負(fù)荷，容易發(fā)生故障[1]。然而活塞結(jié)構(gòu)可靠性直接關(guān)系到發(fā)動機(jī)的可靠性和耐久性。硬質(zhì)陽極氧化的實(shí)質(zhì)[2]是將鋁合金的表面層氧化為一層高密度的Al2O3膜，該膜具有良好的隔熱性能，在活塞頂面易開裂部位形成熱障，能夠減少從頂面進(jìn)入活塞基體的熱量。此外氧化層耐蝕性強(qiáng)并且能夠改善活塞頂面的應(yīng)力狀態(tài)，可以有效提高活塞使用壽命。相比其他熱障涂層，氧化層與活塞基體結(jié)合更為牢固，成本更低，在實(shí)際生產(chǎn)中具有重要意義。國內(nèi)某活塞廠對原始活塞和硬氧活塞進(jìn)行了材料性能測試和2500h耐久性對比試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，硬氧活塞未開裂而未采用硬氧處理的活塞喉口開裂。

根據(jù)硬度塞測溫法和材料性能測試獲取的相關(guān)參數(shù)，對有、無陽極氧化的活塞進(jìn)行仿真模擬，分別得到無硬氧活塞和硬氧活塞的溫度場、熱應(yīng)力場、熱機(jī)耦合場，對比分析陽極氧化對活塞結(jié)構(gòu)可靠性的影響。

2 活塞有限元模型

2.1 硬質(zhì)陽極氧化的機(jī)理

通常都采用直流電對活塞進(jìn)行陽極氧化。活塞接陽極，鉛板接陰極[2]。電解槽中的電解液通常以硫酸為主。通電時鋁與陽極上析出的氧原子反應(yīng)生成Al2O3并釋放大量能量，此過程生成的Al2O3又會溶解于硫酸：

當(dāng)氧化膜的生成速度大于溶解速度時，氧化膜才能生成，并保持一定厚度[3]。通常氧化層厚度范圍為50μm到200μm。

2.2 活塞三維模型

利用proe建立活塞分析模型，活塞直徑為106mm，采用偏置ω型燃燒室，氧化層厚度為100μm。用Hypermesh建立的活塞網(wǎng)格模型[4]，在保證網(wǎng)格質(zhì)量前提下適當(dāng)簡化[5]。

2.3 材料屬性

活塞組的材料屬性，包括密度ρ、熱膨脹系數(shù)α、彈性模量E、泊松比μ、導(dǎo)熱系數(shù)λ，如表1所示。

表1 活塞組各部分材料屬性Tab.1 Material Properties of the Piston Group

3 活塞邊界條件及載荷

3.1 活塞熱邊界條件

根據(jù)周期瞬態(tài)溫度波動理論[6]，最大爆發(fā)壓力下活塞溫度場可近似為穩(wěn)態(tài)溫度場，且無內(nèi)熱源。以第三類熱邊界條件[7]作為溫度場模擬的依據(jù)，通過試驗(yàn)獲取不同曲軸轉(zhuǎn)角φ對應(yīng)的氣缸瞬時壓力P并計(jì)算相對應(yīng)的氣缸瞬時溫度Tg和氣缸工作容積V[6]：

式中：m—?dú)飧讱怏w質(zhì)量；R—理想氣體常數(shù)；V0—?dú)飧卓側(cè)莘e；

ε—壓縮比；λ—曲柄連桿比。

根據(jù)艾歇伯格半經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算燃?xì)馑矔r換熱系數(shù)αg：

式中：β—修正系數(shù)；Cm—活塞平均速度。

一個循環(huán)內(nèi)活塞頂部平均換熱系數(shù)αgm和平均燃?xì)鉁囟萒gm：

活塞側(cè)面、內(nèi)腔邊界條件確定是由相關(guān)文獻(xiàn)中的經(jīng)驗(yàn)公式[8]結(jié)合經(jīng)驗(yàn)值進(jìn)行確定，獲得整個活塞熱邊界條件，如表2所示。

表2 活塞熱邊界條件Tab.2 Thermal Boundary Conditions of the Piston

3.2 活塞力學(xué)邊界條件

活塞最大爆發(fā)壓力Pmax為20MPa?；钊?xì)鈮毫Ψ植?，如?所示。

表3 活塞燃?xì)鈮毫Ψ植糡ab.3 Piston Gas Pressure Distribution

由動力學(xué)公式，可計(jì)算出活塞慣性力[9]。

式中：R—曲軸半徑；ω—活塞轉(zhuǎn)動角速度；λ=R/l—連桿比；l—連桿長度；m—活塞質(zhì)量。

為保證計(jì)算精度，在原來模型基礎(chǔ)上增加活塞銷和連桿，連桿下端進(jìn)行固定約束以平衡受力。

4 活塞熱負(fù)荷分析

4.1 活塞溫度測試試驗(yàn)

采用硬度塞法測試活塞溫度，選取11個測點(diǎn)，測點(diǎn)位置（測點(diǎn)11在銷孔靠近內(nèi)腔中心處）并且原始活塞和硬氧活塞測點(diǎn)布置相同，如圖1所示。

圖1 測點(diǎn)布置示意圖Fig.1 Monitoring Points Arrangement

根據(jù)硬度值計(jì)算測點(diǎn)最高溫度。溫度數(shù)據(jù)取自距離活塞表面3mm深度處。兩活塞測點(diǎn)溫度對比，在活塞喉口、火力岸等高溫區(qū)域兩活塞對應(yīng)測點(diǎn)溫差較大，第二環(huán)槽以下兩活塞對應(yīng)測點(diǎn)溫差較小，說明氧化層的隔熱效果主要影響區(qū)域是活塞頭部，如表4所示。

表4 兩活塞測點(diǎn)溫度Tab.4 Tempreture of Two Pistons Monitoring Points

兩活塞模擬溫度場與測試值比較，如圖2、圖3所示。模擬值和測試值誤差均小于5%，說明模擬計(jì)算的精度達(dá)到工程應(yīng)用要求。

圖2 原始活塞試驗(yàn)值與仿真值Fig.2 Original Piston Test Value and Simulation Value

圖3 硬氧活塞試驗(yàn)值與仿真值Fig.3 Anodic Oxidation Piston Test Value and Simulation Value

4.2 溫度場結(jié)果分析

原始活塞溫度場，如圖4所示。其最高溫度為320.37℃，隱藏氧化層后活塞基體溫度場，如圖5所示。其最高溫度為313.79℃，相比原始活塞最高溫度下降6.58℃。兩活塞基體最高溫度均出現(xiàn)在活塞喉口處。氧化層上表面最高溫度達(dá)到327.26℃，氧化層上下表面溫差13.47℃，這是因?yàn)檠趸瘜訜釋?dǎo)率35W·m-1·K-1遠(yuǎn)低于活塞基體熱導(dǎo)率162W·m-1K-1，氧化層在活塞頂面形成熱障，減少了由頂面進(jìn)入活塞的熱量，整體降低了活塞基體的溫度?；钊^部重點(diǎn)區(qū)域溫度范圍及溫度梯度變化，如表5所示。說明由于氧化層隔熱作用降低活塞頭部溫度的同時也減小了活塞頭部各區(qū)域溫度梯度，減少活塞頭部承受的熱負(fù)荷。燃燒室底部溫度低于頂部溫度，因?yàn)榈撞颗c內(nèi)腔之間厚度更小，能夠更快速將熱量散失掉。

圖4 原始活塞溫度場Fig.4 Temperature Field of Original Piston

圖5 硬氧活塞溫度場Fig.5 Temperature Field of Anodic Oxidation Piston

表5 活塞頭部各區(qū)域溫度范圍Tab.5 Temperature Range of Each Region of Piston Head

4.3 熱應(yīng)力結(jié)果分析

兩活塞最大熱應(yīng)力（Von Mises應(yīng)力）均出現(xiàn)在燃燒室底部靠近內(nèi)腔中心處分別為110.2MPa和96.1MPa，這是由于此處厚度小溫差大，導(dǎo)致局部溫度梯度大產(chǎn)生熱應(yīng)力集中。相比原始活塞，硬氧活塞最大熱應(yīng)力下降14.1MPa，因?yàn)檠趸瘜痈魺嶙饔媒档土祟^部溫度，燃燒室底部與內(nèi)腔頂部之間的溫差減小，熱應(yīng)力下降。

5 活塞熱機(jī)耦合分析

5.1 活塞耦合應(yīng)力分析

最大爆發(fā)壓力下兩活塞基體熱機(jī)耦合應(yīng)力場（正值為拉應(yīng)力，負(fù)值為壓應(yīng)力），如圖6、圖7所示。圖6中原始活塞在A方向（垂直活塞銷方向）活塞頂部受壓應(yīng)力作用，在B方向（活塞銷方向）活塞頂部受拉應(yīng)力作用。因?yàn)锳方向應(yīng)力大于B方向應(yīng)力，通?；钊敳苛鸭y首先在A方向上出現(xiàn)，這與試驗(yàn)結(jié)果一致。相比無硬氧活塞，硬氧活塞基體頂部應(yīng)力狀態(tài)得以明顯改善，如圖7所示。這是由于氧化層熱膨脹系數(shù)8.40E-06m·K-1遠(yuǎn)小于活塞基體熱膨脹系數(shù)2.38E-05m·K-1，同時氧化層與基體金屬結(jié)合緊密，所以在高溫環(huán)境中氧化層區(qū)域下的活塞基體表面會受到拉應(yīng)力的作用，對活塞頂部原有的應(yīng)力狀態(tài)產(chǎn)生很大影響。

圖6 原始活塞熱機(jī)耦合場Fig.6 Thermo-Mechanic Coupling Stress of Original Piston

圖7 硬氧活塞熱機(jī)耦合場Fig.7 Thermo-Mechanic Coupling Stress of Anodic Oxidation Piston

利用活塞基體與氧化層之間產(chǎn)生的拉應(yīng)力可以有效改善頂部應(yīng)力狀態(tài)。其基本原則是對原始活塞頂部受壓應(yīng)力較大的區(qū)域進(jìn)行氧化以平衡壓應(yīng)力，對原始活塞頂部受拉應(yīng)力或受較小壓應(yīng)力的區(qū)域做絕緣處理避免氧化后增大應(yīng)力。硬氧活塞頂部應(yīng)力狀態(tài)改善可以有效減少裂紋的產(chǎn)生。兩活塞頭部各區(qū)域耦合應(yīng)力最大值，如表6所示。原始活塞頂面和喉口在A方向受較大壓應(yīng)力，在B方向受拉應(yīng)力，所以在該區(qū)域整體覆蓋氧化層的基礎(chǔ)上要在B方向開槽，平衡壓應(yīng)力的同時避免增大拉應(yīng)力。原始活塞燃燒室底部整體受拉應(yīng)力局部受較小壓應(yīng)力，應(yīng)避免覆蓋氧化層。

表6 活塞頭部各區(qū)域耦合應(yīng)力最大值Tab.6 The Maximum Coupling Stress of the Piston Head

5.2 活塞耦合變形分析

整體上兩活塞耦合變形量自上而下逐漸減少，最大耦合變形均出現(xiàn)在A方向頂面外緣處，分別為0.456mm和0.439mm，均符合活塞設(shè)計(jì)要求。

從表7活塞頭部各區(qū)域最大耦合變形可以看出，硬氧活塞相比原始活塞在各個區(qū)域的最大耦合變形量都有不同程度下降?；钊斆妗⑷紵液偷谝画h(huán)岸的耦合變形主要取決于熱變形。裙部最大耦合變形量出現(xiàn)在裙部底端，主要受到機(jī)械負(fù)荷影響[10]，此處結(jié)構(gòu)相對較薄，活塞銷的支反力導(dǎo)致此處變形量相對較大。

表7 活塞頭部各區(qū)域最大耦合變形/mmTab.7 The Maximum Coupling Deformation of Each Region of the Piston Head/mm

6 結(jié)論

（1）氧化層良好的隔熱作用有效減少了由頂面進(jìn)入活塞基體的熱量，整體降低了活塞基體的溫度，對活塞頭部溫度影響最為明顯。最大負(fù)荷工況下，硬氧活塞基體最高溫度和最大熱應(yīng)力較原始活塞分別下降了6.58℃和14.1MPa。

（2）利用活塞基體與氧化層之間產(chǎn)生的拉應(yīng)力改善頂部應(yīng)力狀態(tài)，基本原則是原始活塞受壓應(yīng)力較大區(qū)域覆蓋氧化層，原始活塞受拉應(yīng)力和壓應(yīng)力較小區(qū)域絕緣處理避免氧化。

（3）在惡劣工作環(huán)境中，相比其他隔熱涂層，氧化層與基體金屬結(jié)合更為緊密不易脫落。氧化層的隔熱耐高溫性、耐腐蝕性以及能夠改善頂面應(yīng)力狀態(tài)的特點(diǎn)，可以有效減少活塞頂面裂紋的產(chǎn)生，提高活塞可靠性從而延長活塞使用壽命。