劉延棟 劉世英 蘇茂蔚 張毅 孫樹森

（山東理工大學(xué)，淄博 255049）

不同金相等級活塞的有限元分析＊

劉延棟 劉世英 蘇茂蔚 張毅 孫樹森

（山東理工大學(xué)，淄博 255049）

活塞材料的微觀金相結(jié)構(gòu)對活塞工作性能具有重大影響。通過試驗檢測不同金相等級活塞的物理及機械性能，并采用有限元軟件ANSYS對不同活塞的溫度場、熱應(yīng)力場、熱機耦合場進行模擬分析，研究活塞金相差異對活塞熱負(fù)荷和熱機負(fù)荷的影響。結(jié)果表明，隨著微觀金相等級的降低，活塞最高溫度、最大熱機耦合應(yīng)力和最大變形量均呈現(xiàn)增大趨勢，活塞最大許用應(yīng)力呈現(xiàn)減小趨勢，活塞可靠性呈現(xiàn)下降趨勢。

1 前言

能，并運用ANSYS軟件對不同金相等級的活塞進行溫度場和熱機耦合場的仿真分析。

活塞作為發(fā)動機的核心部件，直接承受著熱機負(fù)荷的交替作用，因此活塞材料的承載能力要求較高。過共晶活塞材料是一種高性能的活塞材料，但是在活塞鑄造過程中會產(chǎn)生不同的金相組織，而微觀金相組織的差異對活塞工作性能產(chǎn)生較大影響。趙士博等人[1]通過改善熱處理工藝，提高了活塞強度，獲得了綜合性能較好的過共晶鋁合金活塞材料。溫劍武[2]采用ANSYS有限元分析軟件，對活塞火力岸金相變化問題進行了仿真模擬，并比較了金相變化前后的活塞強度。

本文對某過共晶硅鋁合金活塞進行分級，對1～4級合格產(chǎn)品進行組織取樣，測試其熱物理性能和機械性

2 活塞微觀金相組織及性能測試

根據(jù)初晶硅和共晶硅的尺寸大小、形態(tài)和分布的均勻程度對活塞鑄造鋁合金進行分級，根據(jù)金相顯微鏡下放大100倍后的1～6級活塞金相圖譜可知，1～4級合金為合格產(chǎn)品。

為了進一步研究金相等級與合金性能的關(guān)系，對1～4級合金在不同環(huán)境溫度下的物理性能和機械性能進行測試，主要包括彈性模量、線膨脹系數(shù)、熱導(dǎo)率、屈服極限和強度極限。結(jié)果表明，熱導(dǎo)率、彈性模量、屈服強度、極限強度隨金相等級降低而減小，線膨脹系數(shù)隨金相等級降低而增大（見圖1）。

圖1 1～4級金相活塞線膨脹系數(shù)隨溫度變化曲線

由圖2可知，在20～300℃范圍內(nèi)，各級合金的線膨脹系數(shù)隨溫度的升高而增大；同一溫度下，線膨脹系數(shù)隨著金相等級的降低而增大。這是由于隨著金相等級的降低，共晶硅的尺寸由短針狀和細(xì)點狀逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)殚L針狀，其對基體的割裂程度增加[3]，受熱后極易發(fā)生局部膨脹，從而增大了合金的線膨脹系數(shù)。

1～4級金相活塞的熱導(dǎo)率如圖2所示。同一金相等級下，熱導(dǎo)率隨溫度的升高而增大；同一溫度下熱導(dǎo)率隨金相等級降低而減小。這是由于粗大的初晶硅和長條狀的共晶硅導(dǎo)熱差，會對基體的熱流傳導(dǎo)產(chǎn)生阻隔作用，導(dǎo)致金相等級較低的活塞導(dǎo)熱性能變差。

圖2 1～4級金相活塞熱導(dǎo)率隨溫度變化曲線

3 活塞有限元模型建立

3.1 活塞物理模型

由于冷卻油腔的存在使活塞結(jié)構(gòu)不具有對稱性，因此采用UG軟件按照活塞結(jié)構(gòu)建立幾何模型，對部分結(jié)構(gòu)倒角和過渡圓角進行適當(dāng)簡化，運用Hyper mesh軟件對模型進行四面體網(wǎng)格劃分，共獲得活塞網(wǎng)格單元181 457個，節(jié)點71 569個。

3.2 活塞熱邊界條件

溫度場有限元分析以第三類邊界條件作為活塞熱邊界。燃燒室內(nèi)燃燒傳熱過程極為復(fù)雜，邊界條件也最難確定，因此通過采用GT-Power軟件對發(fā)動機各部件設(shè)置具體參數(shù)，建立整機模型，計算在標(biāo)準(zhǔn)工況下發(fā)動機各缸內(nèi)溫度和換熱系數(shù)隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化情況。GT-Power所建立的模型主要包括進/排氣系統(tǒng)、燃油供給系統(tǒng)、熱傳導(dǎo)模型、燃燒模型等。氣缸內(nèi)的幾何模型參照發(fā)動機參數(shù)進行設(shè)置，傳熱模型采用Woschni傳熱模型，燃燒模型采用Wiebe燃燒模型。表1為該發(fā)動機的主要參數(shù)。圖3為2號氣缸活塞頂面邊界條件變化曲線。

表1 發(fā)動機主要參數(shù)

圖3 2號氣缸活塞頂面邊界條件變化曲線

由軟件計算輸出各缸的頂面瞬時溫度Tg和瞬時換熱系數(shù)αg，可獲得活塞頂面燃?xì)馄骄鶞囟萒gm和平均換熱系數(shù)agm：

式中，φ為發(fā)動機曲軸轉(zhuǎn)角。

活塞其它區(qū)域邊界條件采用文獻[5]中經(jīng)驗公式結(jié)合以往經(jīng)驗值獲得?；钊饕吔鐥l件見表2。

3.3 活塞機械載荷施加

發(fā)動機在實際工作過程中要受到高溫燃?xì)鈮毫皯T性力的作用，因此機械載荷包括燃?xì)鈮毫d荷和因慣性而產(chǎn)生的慣性力載荷。為了避免對活塞約束過多帶來的計算誤差，在原來模型的基礎(chǔ)上增加活塞銷和連桿模型，對連桿下端進行固定約束以達到平衡受力。

圖4為活塞燃?xì)鈮毫蛻T性力具體加載情況。發(fā)動機在額定工況下的最大爆發(fā)壓力Pmax為20 MPa，燃燒室底面、活塞頂面、火力岸和第1環(huán)槽根部承受最大爆發(fā)壓力，其它表面的氣體壓力載荷由于節(jié)流作用而依次遞減?；钊麘T性力方向與活塞運動方向相反，可由動力學(xué)公式[4]求得。

表2 活塞第三類熱邊界條件設(shè)置

圖4 活塞機械載荷加載示意

4 活塞溫度測試與溫度場模擬結(jié)果及分析

4.1 活塞溫度測試試驗

活塞溫度測試采用硬度塞法，在活塞表面共選取8個測點，其分布見圖5。在各測點鉆孔并裝入硬度塞，隨后將活塞裝入發(fā)動機磨合30 min，然后在標(biāo)定工況下運行2 h，停機后取出硬度塞，用電子顯微硬度計測試其硬度，根據(jù)硬度值計算測點最高溫度值。

圖5 活塞各測點位置的布置

表3為第3級金相活塞的測試值與模擬值對比。8個測點誤差范圍都在5%以下，說明模擬所獲得的溫度場與實際活塞溫度場符合良好，所設(shè)定熱邊界條件可以用于溫度場的模擬分析。

表3 溫度場測試值與模擬值對比 ℃

4.2 溫度場結(jié)果分析

圖6為1～4級金相活塞溫度場分布云圖?？梢钥闯?，1～4級金相活塞的整體溫度場差別不大，1級與4級之間溫差約5℃，最高溫度都出現(xiàn)在活塞燃燒室喉口位置，整體溫度沿活塞軸線方向逐漸降低，最低溫度都出現(xiàn)在裙部位置?；钊紵覂?nèi)溫度梯度變化較為明顯。隨著金相等級降低，活塞表面最高溫度依次遞增，原因是活塞熱導(dǎo)率隨金相等級降低而減小，熱導(dǎo)率越低熱流傳遞越緩慢，在活塞內(nèi)部積留時間則越長，導(dǎo)致熱流密度增大，容易發(fā)生高溫。第4級金相活塞在第1環(huán)槽處的溫度平均為223℃，低于危險溫度240℃，當(dāng)潤滑油處于240℃或更高溫度下容易結(jié)焦[5]，導(dǎo)致潤滑惡化。

圖6 1～4級金相活塞的溫度場分布云圖

第3級金相活塞熱流密度分布云圖見圖7?？芍钊麩崃髅芏仍诘?環(huán)槽、燃燒室壁面和內(nèi)冷油腔壁面分布較高。第1環(huán)槽傳遞的熱流量占總熱流量的25%～30%，由燃燒室壁面到活塞環(huán)槽沿活塞徑向方向的熱流傳導(dǎo)反映了該傳遞過程。內(nèi)冷油腔在冷卻油的強制對流換熱作用下，分擔(dān)了來自活塞燃燒室及頂面的熱流量，對活塞頭部起到了良好的冷卻作用。

圖7 第3級金相活塞熱流密度分布云圖

4.3 熱應(yīng)力結(jié)果分析

第3級金相活塞基于第四強度理論的熱應(yīng)力分布如圖8所示。最大應(yīng)力值出現(xiàn)在冷卻油腔與噴油道接合處，達到70 MPa，這是由該處的結(jié)構(gòu)尖角使局部應(yīng)力過大導(dǎo)致的。第1環(huán)岸的應(yīng)力值較大，為48 MPa。第2環(huán)槽處的熱應(yīng)力達到54 MPa，這是因為內(nèi)冷油腔距離第2環(huán)槽位置較近，其表面換熱系數(shù)較大，導(dǎo)致環(huán)槽局部溫度梯度變化明顯，產(chǎn)生熱應(yīng)力集中?；钊紵液砜跓釕?yīng)力沿周向變化比較明顯，在沿活塞銷軸向方向的應(yīng)力值最大，這是由活塞沿周向的溫度分布不均引起的。喉口處熱應(yīng)力最大值達到42.9 MPa，低于材料許用應(yīng)力值。若此處熱應(yīng)力值過大，容易導(dǎo)致活塞喉口沿活塞銷軸線方向開裂的現(xiàn)象[6]。

圖8 第3級金相活塞熱應(yīng)力分布云圖

活塞各位置最大熱應(yīng)力隨金相等級變化見圖9。活塞在4個位置的熱應(yīng)力最大值都隨金相等級的降低而增大。原因是隨著金相等級的降低，初晶硅尺寸增大，而初晶硅與基體組織的熱膨脹系數(shù)差別較大，大塊且并不均勻的初晶硅容易產(chǎn)生較大的內(nèi)部應(yīng)力。

圖9 最大熱應(yīng)力隨金相等級變化曲線

4.4 熱變形結(jié)果分析

圖10所示為3級金相活塞整體的熱變形云圖。可知，熱變形由活塞頂部沿軸線向下呈下降趨勢，最大熱變形位置出現(xiàn)在活塞頂面外緣，最大值為0.486 mm。裙部的最小變形為0.11 mm，燃燒室其它部位的變形量也較大，為0.38～0.41 mm。

圖10 第3級金相活塞熱變形分布云圖

表4所示為1～4級金相活塞頂面外緣處的最大熱變形，最大熱變形隨金相等級降低呈增大趨勢。原因是由于活塞頂面處的溫度隨金相等級降低而升高，而活塞線膨脹系數(shù)也隨金相等級的降低而增大。

表4 1～4級金相活塞頂面外緣最大熱變形量 mm

5 活塞熱機耦合場模擬結(jié)果及分析

5.1 熱機耦合應(yīng)力結(jié)果分析

圖11為第3級金相活塞熱機耦合應(yīng)力場。最大耦合應(yīng)力值為169 MPa，出現(xiàn)在銷座內(nèi)側(cè)正上方的兩側(cè)，此處主要受機械負(fù)荷的影響[7]；最小值出現(xiàn)在活塞裙部。

圖11 第3級金相活塞熱機耦合應(yīng)力分布

活塞燃燒室喉口和活塞第2環(huán)槽處的耦合應(yīng)力分別達到52.8 MPa和91.2 MPa，喉口處的最大耦合應(yīng)力與熱應(yīng)力位置基本一致，耦合應(yīng)力值比熱應(yīng)力值增加10 MPa，說明此處耦合應(yīng)力值受熱負(fù)荷的影響比重較大[8]；第2環(huán)槽位置由于節(jié)流作用所受燃?xì)鈮毫^小，該處產(chǎn)生較高的耦合應(yīng)力也是受熱負(fù)荷的影響。

圖12為1～4級金相活塞在3處不同位置的熱機耦合應(yīng)力和最大許用應(yīng)力變化曲線。第1級金相活塞在銷座處的最大耦合應(yīng)力值為165.2 MPa，第4級達到171.4 MPa，最大耦合應(yīng)力隨金相等級的降低而增大。其主要是因為金相中初晶硅的尺寸越大，材料彈性模量越低，活塞整體剛度越大，導(dǎo)致活塞銷座處接觸應(yīng)力隨金相等級降低而增大。第2環(huán)槽處和喉口位置的耦合應(yīng)力隨金相等級下降稍有提高，總體變化值不大，最大值分別為91.4 MPa和53.1 MPa，兩處受熱負(fù)荷影響程度較大。3個位置的最大許用應(yīng)力隨金相等級降低均呈現(xiàn)減小趨勢，但均高于最大耦合應(yīng)力，兩者差值隨金相等級降低而減小，因此活塞金相等級越高，其可靠性越強。

圖12 活塞各位置最大耦合應(yīng)力與最大許用應(yīng)力曲線

5.2 熱機耦合變形結(jié)果分析

活塞在頂部外緣、第1環(huán)岸、裙部底端3個位置最大耦合變形隨金相等級變化曲線如圖13所示。由于活塞頂部外緣和第1環(huán)岸處主要受到熱負(fù)荷的影響，耦合變形量很大程度上來自于熱變形，與熱變形隨金相的變化一致。活塞裙部底端的變形量主要受到機械負(fù)荷的影響，此處變形量隨金相等級的降低稍有下降。由于隨著金相等級的下降，活塞整體彈性下降，整體剛度逐漸增強，裙部抗擠壓變形能力增強，因此變形量呈現(xiàn)遞減趨勢。

圖13 活塞各位置最大耦合變形隨金相等級變化

6 結(jié)束語

a.熱導(dǎo)率、彈性模量、屈服強度、極限強度隨金相等級降低而減小，線膨脹系數(shù)則反之。

b.1～4級金相活塞溫度場分布比較均勻，最高溫度都出現(xiàn)在喉口位置，且隨金相等級降低而升高，1級和4級最高溫度差約5℃?；钊麩釕?yīng)力較大區(qū)域主要分布在燃燒室喉口、第1環(huán)岸、第2環(huán)槽及內(nèi)腔頂部，各處應(yīng)力值都隨金相等級降低而增大。最大熱變形量出現(xiàn)在活塞頂部外緣，且隨金相等級降低而增大。

c.最大熱機耦合應(yīng)力出現(xiàn)在活塞銷座內(nèi)側(cè)正上方的兩側(cè)位置。喉口和第2環(huán)槽處的耦合應(yīng)力主要受熱負(fù)荷影響，最大值為50 MPa和90 MPa，活塞銷座處的熱機耦合應(yīng)力隨金相等級的下降明顯增大，喉口和第2環(huán)槽處的應(yīng)力值隨金相等級降低略有升高。3個位置的許用應(yīng)力值隨金相等級降低而減小，最大耦合應(yīng)力均未超過最大許用應(yīng)力，活塞金相等級越高其可靠性能越強。

1 趙士博,馮增建.高性能汽車發(fā)動機活塞材料與熱處理工藝的研究.汽車技術(shù),2001（10）:30～32.

2 溫劍武.對柴油機活塞金相變化問題仿真分析:[學(xué)位論文].太原：中北大學(xué),2012.

3 吳玉露.過共晶Al-28wt.%Si活塞合金的研究:[學(xué)位論文].重慶：重慶大學(xué),2010.

4 張俊紅,何振鵬,張桂昌,等.柴油機活塞熱負(fù)荷和機械負(fù)荷耦合研究.內(nèi)燃機學(xué)報,2011（1）:78～83.

5 楊睿,杜斌,張志凌,等.潤滑油結(jié)焦行為的試驗室評價.石油學(xué)報(石油加工),2013（5）:813～817.

6 劉世英,丁國棟,王志明.提高活塞燃燒室抗疲勞開裂性能的新途徑.汽車技術(shù),2006（8）:14～17.

7 祖炳鋒,方強,劉捷,等.基于熱機耦合的國Ⅴ柴油機活塞強度及變形數(shù)值分析.內(nèi)燃機工程,2014（1）:99～104.

8 寧海強,孫平,梅德清,等.高速柴油機活塞溫度場試驗與熱力耦合仿真.內(nèi)燃機工程,2014（1）:105～109.

（責(zé)任編輯 晨 曦）

修改稿收到日期為2016年10月1日。

Finite Element Analysis of Pistons of Different Metallographic Grades

Liu Yandong,Liu Shiying,Su Maowei,Zhang Yi,Sun Shusen
（Shandong University of Technology,Zibo 255049）

The micro-metallographic structure of piston material has great impact on the performance of piston.The physical and mechanical properties of pistons of different metallographic grades were tested by experiments,and finite element analysis software ANSYS was used in the simulation of temperature field,thermal stress field,thermal-mechanical coupled field of different pistons.The impact of the different metallography on the thermal load and thermal-mechanical coupled load of the pistons was studied.The results showed that with the decline of the micro-metallographic grade,the maximum temperature and the maximum thermal-mechanical coupled stress and the maximum deformation of pistons showed an increasing trend,whereas the maximum allowable stress and the reliability of pistons showed a decreasing trend.

Piston,Metallographic grade,Finite element

活塞 金相等級 有限元

U464.133+.1

A

1000-3703（2017）04-0053-05

山東省自然科學(xué)基金（ZR2010EM070）。