孫承 潘俊杰 楊靖

（湖南大學，汽車車身先進設計制造國家重點實驗室，長沙 410082）

1 前言

隨著內燃機強化程度的不斷提高，其機械負荷、熱負荷隨之增大，為保證發(fā)動機的可靠性，已有較多相關研究成果運用于發(fā)動機設計。張俊紅等[1]研究了熱機耦合作用下的缸蓋疲勞強度，Szmytka F等[2]采用試驗與數值計算方法研究了柴油機活塞熱疲勞強度，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力場。

在發(fā)動機改型換代過程中，為降低活塞的熱負荷，防止活塞在長時間高負荷工況下過熱以及產生表面燒蝕，可在活塞頂面涂覆熱障涂層或者進行陽極氧化處理以降低高溫燃氣傳入活塞體的熱流。牛小強等[5]研究了MgO-ZrO陶瓷與NiCrAl金屬粘結材料組合熱障涂層對活塞熱負荷的影響，Cerit M等[6]與Krishnamani S等[7]研究了氧化鋯涂層對活塞熱負荷及熱應力的影響，Jalaludin H A等[8]研究了氧化鋯涂層活塞在天然氣內燃機中的熱負荷情況，Wang Y等[9]研究了頂面陽極氧化對活塞熱負荷的影響，Wang P等[10]研究了Al2O3-ZrO2涂層對活塞熱負荷的影響。上述研究結果表明，熱障涂層對活塞熱負荷及熱應力的降低有顯著效果，但是降低溫度的同時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。型線的變化導致活塞與缸套之間的間隙發(fā)生變化，從而使活塞二階運動及潤滑狀態(tài)發(fā)生改變[11-12]，不正常的二階運動將導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荷影響的基礎上進一步研究其對活塞二階運動的影響。

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

2 活塞溫度測試

2.1 活塞溫度測試方法

內燃機活塞溫度測試方法較多[15-16]，本文根據實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，在氣體保護電爐中進行淬火處理，試驗及測試設備如圖1所示。

抽取10個淬火后硬度塞進行測試，每個硬度塞取3個點測量其硬度；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

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

圖3 活塞測點分布

為了使測試數據更加可靠，取頂面陽極氧化前、后各3 個活塞進行裝機試驗，發(fā)動機參數及測試工況如表2所示。

表2 發(fā)動機參數及測試工況

試驗時，發(fā)動機起動后轉速迅速提高至試驗工況并穩(wěn)定運行6 h后迅速卸載停機，取出硬度塞并測試其硬度，根據圖2 所示的溫度-硬度回火曲線獲得測點溫度。取3個相同位置測點溫度的平均值作為實測溫度，試驗結果如圖4所示。

圖4 活塞測點溫度

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1～測點6 以及火力岸（又稱第一環(huán)岸）測點7～測點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19、測點20 處于遠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]可熱處理耐高溫強化鋁合金，泊松比為0.31，導熱系數、線膨脹系數以及楊氏模量參數如表3所示。

表3 活塞材料屬性

3.2 邊界條件標定

發(fā)動機運行過程中高溫燃氣與活塞頂部接觸，熱量傳入活塞，通過活塞環(huán)、裙部潤滑油膜及活塞內腔將熱量導出。根據周期瞬態(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)方法進行處理。根據活塞形狀、工作特點，活塞溫度場數值模型傳熱邊界劃分情況如圖5所示。

圖5 活塞數值模型邊界劃分

各部分溫度及對流換熱系數采用理論計算及經驗公式計算得到初始值，采用以測點溫度為約束條件的計算反求法對換熱系數及溫度進行修正[21]，直至仿真結果與試驗結果的誤差滿足工程應用。計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。其中與燃氣接觸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動，為了解陽極氧化后活塞在缸內的二階運動變化情況，需要得到陽極氧化后熱變形情況?；谏鲜鰷囟葓鲇嬎憬Y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 活塞二階運動分析

活塞在缸套內往復運動時受力情況如圖10所示，Fl為缸套對活塞的反作用力，Fr為連桿作用力，Fgas為缸內氣體對活塞的壓力，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，活塞在缸內運動時存在橫向運動（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軟件計算活塞在缸套內的二階運動。規(guī)定ψ順時針為正，d往ATS面方向為正。

活塞繞銷軸擺動隨曲軸轉角變化情況如圖11 所示，0°為活塞點火上止點位置。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

活塞的橫向運動如圖12 所示，原始活塞的橫向位移在上止點0°處由正轉負。

圖12 活塞橫向位移

以缸套中心為基準，陽極氧化后，其正、負向最大位移分別為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動幅度增大，導致活塞與缸套之間的作用力發(fā)生變化。

活塞在點火上止點后，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氣的熱障作用導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。

為恢復活塞原有的二階運動規(guī)律，可采用補償法優(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，補償量為熱障涂層處理前、后活塞型線的徑向熱脹差值。

5 結論

本文采用硬度塞法測得活塞表面測點溫度，標定活塞數值仿真?zhèn)鳠崮Ｐ?。研究結果表明，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%，活塞在缸內的二階運動惡化顯著。用陽極氧化前、后活塞裙部熱態(tài)型線的徑向差值來補償設計活塞冷態(tài)型線，可以避免陽極氧化后活塞二階運動惡化。