馬志軍，郭永春，暢 沛，高培虎，吳永興，劉繼林

（1．西安工業(yè)大學(xué) 材料與化工學(xué)院，西安710021；2中國人民解放軍駐616廠軍代室，大同037036）

熱障涂層利用陶瓷涂層來保護(hù)金屬基體，在航空、航天、汽車和大型火力發(fā)電等方面都有廣泛而重大的應(yīng)用價值，不僅可以提高抗腐蝕、進(jìn)一步提高發(fā)動機(jī)工作溫度，而且可以減少燃油消耗，延長發(fā)動機(jī)的使用壽命［1-3］．自20世紀(jì)80年代以來，熱障陶瓷涂層技術(shù)在航空發(fā)動機(jī)工業(yè)中應(yīng)用卓有成效，逐步向汽車、內(nèi)燃機(jī)行業(yè)推廣應(yīng)用，并取得顯著進(jìn)展［2，4-5］．

活塞作為內(nèi)燃機(jī)燃燒室中最主要的受熱零件之一，長期工作在惡劣環(huán)境下，承受很高的熱負(fù)荷，其頂部直接與燃?xì)饨佑|，是需進(jìn)行隔熱的主要部位之一，因此在活塞頂部制備熱障涂層在提高內(nèi)燃機(jī)效率方面具有廣泛的應(yīng)用前景［6-8］．用作隔熱的陶瓷材料主要有 ZrO2、Al2O3、SiC 和 Si3N4等［7］．目前，已有較多關(guān)于內(nèi)燃機(jī)絕熱層涂料的實驗性研究［9］，在這些實驗工作的基礎(chǔ)上，隨著計算機(jī)技術(shù)和數(shù)值仿真技術(shù)的飛速發(fā)展，對熱障涂層的隔熱性能進(jìn)行數(shù)值分析已經(jīng)可以取得較為準(zhǔn)確的結(jié)果，并可取代部分實驗［10-12］．孫力平等人［12］基于有限元對柴油機(jī)陶瓷涂層活塞進(jìn)行了熱分析，并就涂層對鋁合金和鋼制活塞溫度場影響進(jìn)行了對比分析，指出涂層應(yīng)選擇導(dǎo)熱系數(shù)較小的材料．Ekrem Buyukkaya［5，10］研究了梯度涂層和普通涂層對活塞溫度場的影響，不同涂層都在一定程度上提高了活塞的使用溫度．目前這方面的研究主要存在兩個基本問題：①研究的涂層較為單一，無法進(jìn)行橫向比較；②對涂層的溫度場分布沒有單獨(dú)進(jìn)行剝離研究，而涂層的溫度梯度變化卻最大．為了進(jìn)一步提高熱障涂層在內(nèi)燃機(jī)行業(yè)的應(yīng)用，帶涂層內(nèi)燃機(jī)活塞模型的三維結(jié)構(gòu)和熱分析的數(shù)值研究亟待進(jìn)一步加強(qiáng)．

本文借助有限元分析軟件，考察了不同陶瓷材料熱障涂層對活塞工作狀態(tài)下溫度場的影響；選取隔熱效果顯著的ZrO2陶瓷涂層，探討了熱障涂層厚度對活塞工作狀態(tài)下溫度場的影響，為活塞熱障涂層材料的選擇和制備工藝提供一定的理論和技術(shù)支持．

1 有限元模型建立

1．1 活塞有限元模型的建立

本文首先利用CAD軟件建立了活塞的三維實體模型，將其導(dǎo)入有限元分析軟件后并進(jìn)行網(wǎng)格劃分等后續(xù)處理得到相應(yīng)的有限元模型．活塞為縮口ω型活塞，其三維實體模型和三維有限元網(wǎng)格模型如圖1所示．為了保證計算精度，獲得準(zhǔn)確的計算結(jié)果，同時又能節(jié)約時間，在有限元分析軟件中對活塞進(jìn)行自由網(wǎng)格劃分，手動控制網(wǎng)格的密度和網(wǎng)格的形狀［13］．在考察了網(wǎng)格細(xì)化前后計算結(jié)果的基礎(chǔ)上，最終選取最大單元尺寸為3mm的四面體單元［14］，相應(yīng)得到了56 022個節(jié)點(diǎn)，276 825個單元的活塞網(wǎng)格模型．

圖1 活塞的三維模型Fig．1 Three-dimensional model of the piston

在活塞三維實體模型的基礎(chǔ)上，建立熱障涂層活塞的三維實體模型，如圖2所示．首先固定涂層厚度［4-5］為0．4mm，對比不同陶瓷材料熱障涂層的隔熱效果；然后固定一種涂層材料，選取6種不同的涂層厚度，從0．35～0．60mm，每次增加0．05 mm，考察涂層厚度對活塞溫度場的影響．熱障涂層和金屬基體的單元類型相同，均為4節(jié)點(diǎn)四面體單元．

圖2 帶熱障涂層活塞三維實體模型Fig．2 Three dimensional physical model of piston with TBC

1．2 活塞金屬基體和陶瓷涂層的物性參數(shù)

活塞金屬基體材料為Al-Si合金，活塞鑲環(huán)材料為鑄鐵，熱障涂層選用4種經(jīng)典的陶瓷涂層材料Al2O3、Si3N4、SiC和 ZrO2．活塞金屬基體、鑲環(huán)和不同陶瓷材料的熱物性參數(shù)見表1．

1．3 活塞的熱邊界條件

對活塞進(jìn)行溫度場的有限元計算時，合理地給出傳熱邊界條件是計算活塞溫度場的關(guān)鍵．由于活塞內(nèi)部的溫度分布極為復(fù)雜，通常通過實測的表面溫度場來反復(fù)修正邊界條件［15-16］．在確定熱交換邊界條件時，先參照經(jīng)驗或半經(jīng)驗公式（Woschni公式［4，13，17］、Eichelberg 公 式［8］或 Hohenberg［18-20］公式），其中，利用 Woschni公式或Eichelberg公式計算燃?xì)馀c活塞的換熱系數(shù)．

表1 金屬基體、鑲環(huán)和不同陶瓷涂層材料的物性參數(shù)Tab．1 Physical parameters of metal matrix，piston ring carrier and different coating materials

Woschni公式表達(dá)式為

式中：D為氣缸直徑（m）；T為燃?xì)鉁囟龋↘）；Pm為燃?xì)鈮毫Γ∕Pa）；vm為活塞的平均速度（m·s-1）；Vh為氣缸工作容積（m3）；p1，V1，T1均為壓縮始點(diǎn)的氣體參數(shù)；Δp為工作循環(huán)與拖動循環(huán)的瞬時壓力差（MPa）；c1為系數(shù)，換氣過程為7．14，壓縮過程為2．99；c2＝6．2×10-3．

Eichelberg公式表達(dá)式為

式中：vm為活塞平均速度（m·s-1）；pa，Ta分別為燃?xì)獾乃矔r壓力（MPa）和溫度（K）．得出初始值，利用有限元軟件計算溫度場，比較實測值與計算值，依據(jù)傳熱學(xué)原理修正其邊界條件后再重新計算，反復(fù)修正，最終獲得較為準(zhǔn)確的邊界條件［21］．本文根據(jù)已有的實驗數(shù)據(jù)和資料，結(jié)合Hohenberg公式

式中：hgas（t）為瞬時燃?xì)馀c活塞的對流換熱系數(shù)W·m-2·K-1；Vc（t）為瞬時氣缸容積（m3）；P（t）為瞬時氣缸壓力（bar）；T（t）為瞬時氣缸溫度（K）；為活塞平均速度（m·s-1）；a＝130；b＝1．4．對邊界條件進(jìn)行修正后，采用第三類邊界條件（已知對流換熱系數(shù)和介質(zhì)溫度）對活塞進(jìn)行溫度場計算，活塞的第三類熱邊界條件見表2．

表2 活塞的第三類熱邊界條件Tab．2 The third class thermal boundary condition of piston

2 結(jié)果與分析

2．1 無熱障涂層情況下活塞的溫度場分布

活塞在沒有熱障涂層的情況下的溫度場分布如圖3所示，圖3（a）和圖3（b）分別為活塞x-z剖面和y-z剖面溫度場分布情況．

圖3 無熱障涂層活塞的溫度場分布云圖Fig．3 Temperature field of piston without TBC

由圖3可以看出，活塞溫度場的分布層次清晰，溫度沿活塞軸線方向從上往下，溫度迅速下降，高溫區(qū)域主要集中在活塞頭部，裙部溫度相對較低．活塞的最高溫度為367．9℃，出現(xiàn)在活塞頂內(nèi)邊緣處，活塞裙底部溫度最低，最低值約為109．7℃．活塞頭部金屬的溫度梯度很大，尤其是在活塞火力岸上和冷卻油道的上部．活塞喉口處（頂內(nèi)邊緣的棱角上）的最高溫度超過350℃，這是由于此區(qū)域受熱面積大、散熱條件差造成的．活塞第一環(huán)岸的溫度明顯高于第二環(huán)岸，其最高溫度為264℃．活塞內(nèi)腔頂部溫度較高，大部分區(qū)域溫度在230℃以上，油槽以下的活塞裙部和內(nèi)腔的溫度不高，最高溫度大約為177℃，冷卻油道起了關(guān)鍵的冷卻作用．

2．2 不同陶瓷材料的熱障涂層活塞的溫度場分布

不同陶瓷材料的熱障涂層活塞y-z剖面的溫度場分布如圖4所示．由溫度分布云圖可直觀看出，在活塞頂面噴涂熱障陶瓷涂層后，活塞陶瓷涂層頂面的溫度整體升高，活塞裙部以下溫度幾乎沒有變化．不同陶瓷涂層的隔熱效果明顯不同，ZrO2陶瓷隔熱效果最好，活塞陶瓷涂層頂面的最高溫度升高到454．6℃，SiC陶瓷的隔熱效果最差，活塞陶瓷涂層頂面的最高溫度為375．3℃，Si3N4和Al2O3陶瓷的隔熱效果介于SiC和ZrO2之間，其活塞陶瓷涂層頂面的最高溫度分別382．9℃和381．4℃．

當(dāng)涂層厚度為0．4mm時，不同陶瓷材料的熱障涂層活塞金屬基體頂面和陶瓷涂層頂面沿半徑方向上的溫度分布曲線如圖5～6所示，并將無熱障涂層時活塞基體頂面的溫度曲線一同顯示在圖中作為參照．由圖5～6可以看出，活塞金屬基體頂面和陶瓷涂層頂面沿徑向的溫度分布規(guī)律性很強(qiáng)，在半徑方向上溫度有3個極大值和3個極小值，極大值均出現(xiàn)在棱角處和受熱面積較大的部位，分別在活塞燃燒室中心、燃燒室底部兩個淺圓之間形成的棱上和活塞頂?shù)膬?nèi)邊緣處，極小值均出現(xiàn)在散熱較好的部位，分別在兩個淺圓的底部和活塞頂?shù)耐膺吘壧帲?jīng)過計算，SiC、Al2O3、Si3N4和ZrO2陶瓷涂層活塞金屬基體頂面的平均溫度較無熱障涂層時分別下降1．6℃、3．3℃、3．8℃和28．9℃．陶瓷涂層頂面的平均溫度較無熱障涂層時分別上升3．6℃、7．1℃、8．0℃和56．9℃．對比可以看出，ZrO2陶瓷的隔熱能力明顯強(qiáng)于其它三種陶瓷材料，活塞金屬基體頂面的平均溫度較無涂層時降低了8．8%，陶瓷涂層頂面的平均溫度較無涂層時升高了17．3%，其較低的導(dǎo)熱系數(shù)和高的比熱容是其主要原因，這為熱障涂層材料的選擇提供了一定的理論依據(jù)．

圖4 不同陶瓷材料的熱障涂層及其活塞基體的溫度場分布云圖Fig．4 Temperature field of piston with different ceramic coating materials of TBC

圖5 不同材料的熱障涂層活塞金屬基體頂面半徑方向的溫度分布曲線Fig．5 Temperature distribution along the radial direction on the top surface of metal matrix of piston with different coating materials of TBC

圖6 不同材料的熱障涂層活塞陶瓷涂層頂面半徑方向的溫度分布曲線Fig．6 Temperature distribution along the radial direction on the top surface of ceramic coating of piston with different coating materials of TBC

2．3 涂層厚度對ZrO2熱障涂層活塞溫度場分布的影響

選取隔熱效果最好的ZrO2熱障涂層作為研究對象，選取6種不同的涂層厚度h，從0．35mm到0．60mm，每次增加0．05mm，考察涂層厚度對活塞溫度場的影響．ZrO2熱障涂層活塞金屬基體和陶瓷涂層頂面的最高溫度和平均溫度隨涂層厚度的變化曲線如圖7所示．A為活塞金屬基體頂面的平均溫度；B為活塞金屬基體頂面的最高溫度；C為活塞陶瓷涂層頂面的平均溫度；D為活塞陶瓷涂層頂面的最高溫度．活塞金屬基體頂面的最高溫度和平均溫度都隨著涂層厚度的增加而降低，活塞陶瓷涂層頂面的最高溫度和平均溫度都隨著涂層厚度的增加而升高．當(dāng)涂層厚度從0．35mm增加到0．60mm時，活塞金屬基體頂面的最高溫度由340．2℃降低到322．1℃，平均溫度由303．5℃降低到286．3℃，活塞陶瓷涂層頂面的最高溫度由440．1℃升高到481．6℃，平均溫度由379．9℃升高到407．8℃．經(jīng)過計算，涂層厚度每增加0．05 mm時，活塞金屬基體頂面的最高溫度和平均溫度的下降曲線幾乎呈線性分布，其平均下降幅度分別為3．2℃和3．4℃，活塞陶瓷涂層頂面的最高溫度和平均溫度的上升幅度略有減小，其平均增加幅度分別為8．3℃和5．6℃．說明隨著涂層厚度的增加，活塞金屬基體頂面的最高溫度和平均溫度下降的幅度比活塞陶瓷涂層頂面的最高溫度和平均溫度上升的幅度小．但受制備工藝和熱殘余應(yīng)力等因素的影響，陶瓷涂層的厚度不可能無限制的增加［4］．

圖7 熱障涂層厚度對活塞最高溫度和平均溫度的影響Fig．7 The Effect of TBC thickness on the average and the highest temperature of piston

3 結(jié) 論

1）在活塞頂面涂覆熱障陶瓷涂層可以降低活塞金屬基體的溫度．ZrO2陶瓷的隔熱效果明顯優(yōu)于SiC、Al2O3和Si3N4陶瓷，當(dāng)其厚度為0．4mm時，活塞金屬基體頂面的平均溫度降低了28．9℃，較無涂層時降低了8．8%，陶瓷涂層頂面的平均溫度升高了56．9℃，較無涂層時升高了17．3%．低導(dǎo)熱系數(shù)和高比熱容的陶瓷材料可獲得隔熱效果較佳的熱障涂層．

2）通過增加熱障涂層的厚度，可以使活塞金屬基體頂面的溫度顯著下降，活塞陶瓷涂層頂面的溫度顯著上升，ZrO2涂層厚度每增加0．5mm，活塞金屬基體頂面的最高溫度下降約3．2℃，陶瓷涂層頂面的最高溫度上升約8．3℃．

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