葛廣彬,王龍飛,繆奇峰,張宇,劉震濤

(1.浙江大學動力機械及車輛工程研究所,浙江 杭州 310027;2.中國北方發(fā)動機研究所(天津),天津 300400;3.浙大城市學院機械電子工程學系,浙江 杭州 310015)

發(fā)動機不斷向著高強化、緊湊化、低油耗、低排放等方向發(fā)展,單位時間內的放熱量大幅增加,發(fā)動機缸內溫度和壓力也隨之升高,缸內環(huán)境越發(fā)惡化[1],這也對發(fā)動機受熱零部件的可靠性提出了更高的要求?；钊鳛榘l(fā)動機的核心零部件,工作時直接受到高溫高壓燃氣的作用,承受著更高的熱負荷,工作壽命受到了很大影響,也為發(fā)動機的穩(wěn)定工作埋下隱患。因此,為保障發(fā)動機的穩(wěn)定工作,需采取有效措施改善活塞的工作環(huán)境。此外,目前內燃機的熱效率一般在38%～45%[2],燃料燃燒所釋放的熱量,1/3由冷卻介質帶走,1/3傳入廢氣中,只有剩下的1/3熱量能被利用,故采取措施減少發(fā)動機熱損失對提高發(fā)動機熱效率具有重要意義[3-4]。綜合考慮提升熱效率及改善活塞工作環(huán)境的需求,采用隔熱防護涂層是可行途徑之一。

隔熱防護涂層,常稱為熱障涂層(Thermal Barrier Coatings,TBCs),這一概念最早出現在20世紀40年代,在航空航天領域有著廣泛的運用[5],多用于燃氣輪機和航空發(fā)動機的熱端部件[6]。隨著TBCs材料的相關研究越來越多,以及TBCs的噴涂制備工藝不斷進步,TBCs在汽車、內燃機等領域的應用與研究也不斷拓展。S. K. Rupangudi等[7]研究了柴油機活塞頂部加工TiO2涂層后的發(fā)動機性能,發(fā)現TiO2涂層提升了發(fā)動機有效熱效率及排氣溫度。Muhammet Cerit等[8]通過有限元方法研究了MgZrO3涂層對鋁合金活塞溫度和熱應力分布的影響,發(fā)現最高溫度出現在燃燒室中心和燃燒室喉口的活塞表面,且有涂層活塞較無涂層活塞燃燒室中心的最高溫度提高了32.7%。牛小強等[9]以柴油機活塞為對象,采用硬度塞法試驗測試了無涂層活塞的特征點溫度值,并通過有限元仿真分析發(fā)現熱障涂層能有效降低活塞頭部和環(huán)槽區(qū)域的工作溫度,但活塞基體頂面黏結層區(qū)域的熱應力會急劇升高。劉陽等[10]建立了不同厚度的熱障涂層活塞有限元仿真分析模型,分析了熱障涂層對活塞基體溫度場、熱應力及熱變形分布特點和變化規(guī)律的影響。

綜上所述,現階段的相關研究大多只考慮了某一種熱障涂層的單一參數影響,且研究手段大多局限于仿真或試驗的一種,沒有系統(tǒng)綜合地同時分析涂層的不同參數對隔熱效果的影響規(guī)律。因此,本研究以由活塞材料制成的平板為對象,建立有限元仿真分析模型,并通過試驗測溫對仿真結果的規(guī)律進行了驗證,同時選取某平頂活塞模型進行了有限元仿真計算,從涂層材料種類、涂層厚度、活塞頂面形狀等多方面分析不同參數下涂層對活塞隔熱效果影響規(guī)律的普適性,為后續(xù)熱障涂層活塞的試驗研究提供試驗設計參考依據,利于簡化熱障涂層活塞試驗設計,降低試驗成本。

1 帶涂層的活塞材料平板數值計算分析

1.1 熱能傳遞的基本理論

熱能的傳遞有3種基本方式[11],即熱傳導、熱對流和熱輻射。以涂有熱障涂層的鋁合金平板為分析對象,涂層氣孔尺度為納米級,通過涂層氣孔的對流傳熱比較小,且本研究的溫度范圍內輻射傳熱的影響也較小,因此為簡化分析,忽略了涂層內部的對流和輻射傳熱的影響,主要考慮涂層與平板間的熱傳導。

對于無限大平板,其長度和寬度都遠大于厚度,故平板兩側保持均勻邊界條件的穩(wěn)態(tài)導熱就可以歸納為一維穩(wěn)態(tài)導熱問題。通過單層無限大平板(見圖1)的穩(wěn)態(tài)導熱的數學描述為

(1)

式中:q為熱流密度;λ為導熱系數;t1和t2為平板兩側的溫度值;δ為平板厚度。

同樣地,對于n層板的導熱(見圖2),若邊界條件為第三類邊界條件,并假定層與層之間接觸良好沒有引入接觸熱阻,則熱流密度q可表示為

(2)

式中:T0和Tn+2分別為n層板兩側的環(huán)境溫度;h1和h2為兩側表面的傳熱系數;δi和λi為第i層板的厚度及導熱系數。

解得熱流密度q后,利用界面連續(xù)性條件,各層分界面上乃至層間位置的未知溫度均可求出。

圖2 n層板導熱模型

1.2 有限元模型建立

1.2.1 帶涂層平板的有限元模型建立

首先利用CAD軟件建立帶涂層平板的三維實體模型,為保證與實際試驗結果的對比驗證的準確性,平板的三維模型參照實際平板,于平板模型底部中心處設置直徑4 mm,深度13 mm的圓孔,將三維模型導入HYPERMESH軟件后進行網格劃分,并利用ANSYS軟件進行后續(xù)數值仿真計算。

帶涂層平板的模型包括平板基體層、黏結層、陶瓷面層,其中基體層尺寸為Φ110 mm×h15 mm,黏結層尺寸為Φ110 mm×h0.1 mm,陶瓷面層徑向尺寸與基體層及黏結層相同,為Φ110 mm,而厚度尺寸依據分析需求變化,變化范圍為0.3～1.2 mm。由于平板模型較為簡單且規(guī)則,網格劃分選取六面體網格,基體層網格數量為2 796 563,黏結層網格數量為376 800,陶瓷面層網格數量隨其厚度變化也相應變化。帶涂層平板的有限元模型如圖3所示。

1.2.2 材料屬性及邊界設置

1.2.2.1 活塞材料的選擇

發(fā)動機的缸內環(huán)境惡劣,活塞承受著高溫高壓的機械負荷和熱負荷,其對材料要求一般有:熱膨脹系數小、密度小、導熱好、高溫強度好、耐腐蝕、物化性能穩(wěn)定等[12]。目前已產業(yè)化的活塞有鋁合金活塞、鑄鋼活塞、鑄鐵活塞等,其中鋁合金活塞兼有質輕、高比強、成形性佳、經濟性較好等優(yōu)勢,成為目前的主流選擇。為此,本研究的平板材料選擇鋁合金。

1.2.2.2 熱障涂層材料的選擇

隔熱涂層一般是指具有一定厚度的陶瓷面層和金屬黏結層的復合涂層[13]。從涂層結構上來說,主要有三種形式:雙層結構、多層結構和梯度結構[14]。最常用的是由金屬黏結層和陶瓷面層組成的雙層結構形式。

(1) 黏結層:基底層與陶瓷面層之間的過渡層,通常與基底層有相近的物化性質,不與陶瓷面層發(fā)生反應,可增強陶瓷面層與基底層的機械結合,協(xié)調兩者之間的熱膨脹系數,避免陶瓷面層在寬溫域范圍內的分離等。根據加工方法的不同,黏結層厚度常為0.075～0.15 mm[13]。本研究選取常用黏結層NiCrAl,取厚度為0.1 mm。

(2) 陶瓷面層:常要求有高熔點、低導熱、與基底層相近的熱膨脹系數、高溫下機械強度高、良好的耐腐蝕性能、從環(huán)境溫度到操作溫度沒有相變、化學穩(wěn)定性強、低比重、低成本等[15]性質,可適用于高溫熱障涂層的陶瓷材料主要有ZrO2、Al2O3、氧化釔/氧化鈰穩(wěn)定氧化鋯、莫來石、稀土氧化物、硅酸鋯、鈦酸鋯陶瓷等?？紤]后續(xù)試驗加工等多種因素,陶瓷面層材料選取ZrO2,Al2O3,Cr2O3等3種材料。

具體的材料物性參數見表1[16-17]。

1.2.2.3 邊界條件設置

在常規(guī)的活塞熱分析中常采用的邊界條件為第三類邊界條件,故參照活塞的頂面、環(huán)岸、裙部等邊界條件設置形式,結合后續(xù)試驗條件及相應的經驗公式計算,對平板模型進行邊界條件設置,具體如下:頂面區(qū)域環(huán)境溫度743 K,傳熱系數473 W/(m2·K);側面區(qū)域環(huán)境溫度313 K,傳熱系數148 W/(m2·K);底面區(qū)域環(huán)境溫度303 K,傳熱系數43 W/(m2·K)。

1.3 有限元熱分析

1.3.1 不同涂層材料的平板仿真

仿真計算得到使用不同涂層材料時(陶瓷面層厚度統(tǒng)一設置為0.3 mm)的涂層表面溫度場分布云圖,如圖4所示。Al2O3涂層、Cr2O3涂層、ZrO2涂層的涂層表面最高溫度分別約為551.3 K,555.9 K,560.9 K。

圖4 不同涂層材料的涂層表面溫度

為方便研究使用不同涂層后平板基體表面的溫度變化,比較無涂層及使用不同涂層后的平板基體表面溫度場分布云圖,如圖5所示。可以發(fā)現,無涂層、有Al2O3涂層、有Cr2O3涂層以及有ZrO2涂層時,平板基體上表面的最高溫度分別為550.6 K,548.2 K,541.5 K,534.8 K。使用3種涂層后,平板基體上表面的最高溫度分別降低了2.4 K,9.1 K,15.8 K,降幅分別為0.44%,1.65%,2.87%。

圖5 不同涂層材料的平板基體表面溫度

為便于后續(xù)仿真與試驗值的對比分析,記錄仿真中不同條件下的平板中心孔底溫度Thole,同時定義一個溫差值ΔT1,其值為涂層表面溫度的最大值TTBC與中心孔底最高溫度Thole的差值,即ΔT1=TTBC-Thole,ΔT1的值越大,則表示涂層隔熱效果越好。對于Al2O3涂層,TTBC=551.3 K,Thole=546 K,ΔT1=5.3 K;對于Cr2O3涂層,TTBC=555.9 K,Thole=539.4 K,ΔT1=16.5 K;對于ZrO2涂層,TTBC=560.9 K,Thole=532.7 K,ΔT1=28.2 K。可發(fā)現,不同涂層的ΔT1值變化明顯,即不同涂層的隔熱效果有明顯差異。

為進一步分析涂層導熱系數對隔熱效果的影響,繪制ΔT1隨導熱系數變化的曲線圖,如圖6所示?？梢娡繉拥膶嵯禂翟叫?ΔT1值越大,且ΔT1值隨導熱系數的變化呈非線性趨勢,導熱系數小于8 W/(m·K)時,ΔT1變化更為劇烈,導熱系數大于8 W/(m·K)時,ΔT1的變化相對平緩,涂層的隔熱效果有限。

圖6 ΔT1隨涂層導熱系數的變化

1.3.2 不同涂層厚度的平板仿真

由前文知,ZrO2涂層的隔熱效果較佳,為研究涂層厚度對平板溫度場分布的影響,選定ZrO2涂層,并分別設置厚度為0.3 mm,0.4 mm,0.5 mm,0.6 mm,0.7 mm,0.9 mm,1 mm,1.2 mm,計算得到涂層表面的溫度分布情況,如圖7所示。

圖7 不同厚度的涂層表面溫度分布

由圖7可見,涂層表面的最高溫度隨涂層厚度增加而增加。結合平板基體表面最高溫度、中心孔底的最高溫度Thole,計算ΔT1,繪制不同涂層厚度時的溫度場分析結果,如圖8和圖9所示。由圖8、圖9可知,平板基體表面的最高溫度及中心孔底的最高溫度均隨涂層厚度的增加而降低,而涂層表面最高溫度隨涂層厚度增加而增加。當涂層厚度由0.3 mm增加至1.2 mm時,涂層表面的最高溫度值由560.9 K上升至593.5 K,平板基體表面的最高溫度值由534.8 K下降至490.7 K,且兩者的變化速度不一致。故分析ΔT1值,由圖可見,隨著涂層厚度增加ΔT1值增加,但增長速度逐漸變緩,在厚度0.3～0.4 mm段,ΔT1值的增長幅度明顯高于其他厚度變化段,即該厚度變化段內的單位厚度變化帶來的隔熱效果最明顯。

從無限長平板的一維穩(wěn)態(tài)導熱分析可知,相同涂層厚度變化引起的溫度變化值理應相同,這是因為一維穩(wěn)態(tài)熱分析中忽略了平板的側面?zhèn)鳠?而在帶涂層平板的三維數值仿真中,側面?zhèn)鳠岵⒉荒芎雎?平板的側面溫度自上向下呈下降趨勢,其與外界的對流換熱也逐漸變弱,故涂層厚度超過某一值后,厚度變化雖仍能帶來ΔT1值增加,但增速逐漸放緩。

圖8 不同涂層厚度時的各點最高溫度

圖9 ΔT1隨涂層厚度的變化

2 帶涂層的活塞材料平板的試驗研究

2.1 試驗準備

2.1.1 試驗材料及設備

試驗對象為Φ110 mm×h15 mm鋁合金平板,平板分別進行涂層加工。熱障涂層的制備工藝已有了較為成熟的發(fā)展,目前應用最為廣泛的是APS大氣等離子噴涂技術[18],本研究采取等離子噴涂工藝對平板分別進行ZrO2、Al2O3、Cr2O3涂層的加工,黏結層材料均為NiCrAl。等離子噴涂過程示意以及試驗采用的平板加工樣件分別見圖10和圖11。

圖11 原始試件及加工有涂層的平板試件

試驗的測溫方式為熱電偶測量,選用K型露點鎧裝熱電偶,其穩(wěn)定測溫范圍為-50～800 ℃,最大測溫不超過1 100 ℃,熱電偶容差為±0.4%。溫度數據采集選用CompactDAQ系列硬件構成的溫度采集系統(tǒng),其中主要選用NIcDAQ-9184機箱及9213溫度采集模塊。試驗利用加熱臺對帶涂層的鋁合金平板的涂層側加熱,熱電偶測溫并由數據采集系統(tǒng)采集、上傳至計算機,以便后續(xù)進行數據處理分析。

2.1.2 熱電偶布點設計

為便于布置熱電偶,以在高溫環(huán)境下準確測量并采集記錄熱障涂層系統(tǒng)在活塞材料樣件上的溫度數據,需對試件進行鉆孔處理。為了匹配熱電偶的安裝尺寸,鉆孔直徑約為4 mm。考慮需進行的試驗數量較多,為提高試驗效率,需對試件溫度場的測試梯度進行設計,首先對鉆孔深度的選擇進行試驗分析。

取一塊帶涂層的平板試件,在同一圓周上進行鉆孔處理,深度控制在5～13 mm,即孔底距離平板涂層側的基體上表面分別為2 mm,4 mm,6 mm,8 mm,10 mm,對涂層表面進行加熱,測量并記錄平板各深度孔底的溫度值。分析發(fā)現,在設定試驗條件下,距平板上表面2 mm處孔的溫度上升較其他孔更快,溫度終值更高,溫度變化更大,更有利于分析涂層的隔熱效果,故后續(xù)試驗組的熱電偶布點統(tǒng)一設置為距平板上表面2 mm的中心孔。

2.2 試驗結果分析

2.2.1 不同涂層材料的平板

分別對平板噴涂0.3 mm的ZrO2、Al2O3、Cr2O3涂層,加熱平板試件至溫度穩(wěn)定。參考前文仿真計算中評價隔熱效果的ΔT1,再定義一個溫差值ΔT2,其值為試驗測點的涂層側表面溫度T上與中心孔處溫度T孔的差值,即ΔT2=T上-T孔,ΔT2值越大,則表示涂層隔熱效果越好。

試驗各組的測點溫度如圖12所示。由圖可知,3種涂層材料相比,帶有ZrO2涂層試件的涂層上表面溫度最高,T上=515 K,中心孔溫度最低,T孔=489.1 K,而Al2O3涂層試件的上表面溫度最低,T上=506.5 K,中心孔溫度最高,T孔=501.6 K,Cr2O3涂層試件介于兩者之間,T上=510.8 K,T孔=495.7 K。就隔熱效果ΔT2值進行排序,隔熱效果依次為ZrO2,Cr2O3,Al2O3。

圖12 不同涂層材料平板的測點溫度

同時類比仿真分析,繪制ΔT2隨涂層導熱系數的變化曲線,如圖13所示。與仿真所得規(guī)律一致,涂層的導熱系數越小,ΔT2值越大,涂層隔熱性能越好,且ΔT2值隨導熱系數的變化呈非線性趨勢,導熱系數大于8 W/(m·K)時,ΔT2的變化較為平緩,因此選用熱障涂層時應優(yōu)先考慮導熱系數小于8 W/(m·K)的材料。

圖13 ΔT2隨涂層導熱系數的變化

2.2.2 不同涂層厚度的平板

理論上,涂層厚度增加,熱源向基體的傳熱更加困難,涂層的隔熱效果更好,由仿真計算也能得出相似規(guī)律。但是,厚度增加可能帶來涂層微觀結構的改變,實際隔熱效果的變化與仿真計算規(guī)律是否相符具有不確定性。為此,需通過試驗驗證涂層厚度變化對隔熱效果的影響規(guī)律。對平板試件加工ZrO2涂層,厚度分別為0.3 mm,0.4 mm,0.5 mm,0.6 mm,0.7 mm,0.9 mm,1 mm,1.2 mm。加熱試件至溫度穩(wěn)定,記錄采用不同厚度涂層時的溫度,如圖14所示。

圖14 不同涂層厚度時的試驗測點溫度

計算試驗所得的不同涂層厚度時的ΔT2值,并結合仿真結果繪制測點溫差值隨涂層厚度的變化曲線圖,如圖15所示?？梢园l(fā)現,在仿真及試驗中,ΔT1與ΔT2的值均隨涂層厚度的增加而增加,且增加速度趨緩,變緩趨勢也較為一致,兩者均在0.3～0.4 mm段上升更為迅速。

圖15 ΔT1及ΔT2隨涂層厚度的變化

ΔT1與ΔT2存在誤差,對其分析可知,由于涂層平板的加熱試驗并未在完全封閉的環(huán)境內進行,從熱源到試件之間的換熱存在部分熱損失,這是導致試驗中的上表面溫度測量值較仿真計算結果小的主要原因。同時,熱電偶本身的精度問題也會帶來實測結果的誤差,試驗加工的涂層材料的實際物性參數以及實際試驗環(huán)境下試件表面的對流傳熱系數等數值也無法與仿真計算的參數設置保持完全吻合,這些因素都能引起誤差。考慮數值仿真與試驗值的誤差保持在10%以內,故可認為數值仿真的計算結果可靠。上述研究方法和結果可對后續(xù)試驗研究提供指導,如需對不同熱障涂層的最佳厚度進行選值試驗,可通過仿真結果獲取隔熱效果變化規(guī)律較為明顯的涂層厚度段,對隔熱收益較低的厚度可不進行涂層加工及相應試驗,縮小了試驗的選值范圍,以此降低試件的涂層加工成本,并減少實際試驗的工作量。

3 帶涂層的平頂活塞的數值計算分析

汽油機大多采用平頂活塞,與平板有相似之處,故選擇某型汽油機平頂活塞為對象,通過仿真計算分析改變涂層加工表面形狀后,涂層的參數變化對隔熱效果的影響規(guī)律。

3.1 有限元模型的建立及熱邊界條件

為提高仿真計算效率,利用活塞結構的對稱性,取缸徑110 mm活塞的1/2為研究對象?；钊膸缀文Ｐ图坝邢拊Ｐ腿鐖D16所示。

平頂活塞的熱邊界條件依舊設置為第三類邊界條件,具體設置見表2[19]。

表2 活塞的熱邊界條件

3.2 涂層材料對平頂活塞頂面溫度的影響

由前文可知,涂層材料影響著隔熱效果,故在涂層材料對平頂活塞溫度場影響的研究中,選擇導熱系數差異較大的MgZrO3、ZrO2和Al2O3涂層。

比較無涂層及有涂層的活塞基體表面溫度,如圖17所示。同時對比圖5帶涂層平板的表面溫度分布,可以發(fā)現,相較于平板的平整表面,活塞頂面的凹凸形狀對基體表面溫度分布有一定影響。對平板而言,上表面溫度最高值出現在中心處,且沿徑向呈環(huán)狀遞減;而對活塞而言,活塞上表面溫度變化不再是單一徑向遞減分布,而是呈現溫度變化交叉分布,高溫區(qū)域不再局限于中心處,燃燒室中心及頂面喉口位置溫度均較高,同時有涂層的平頂活塞基體表面較無涂層的活塞,雖未改變上表面的溫度分布趨勢,但基體表面的高溫區(qū)域與低溫區(qū)域的溫差減小,基體表面的熱負荷分布得到改善。

圖17 活塞基體上表面溫度分布

進一步比較不同涂層平頂活塞基體表面的溫度場,發(fā)現活塞基體表面的最高溫度分布趨勢基本不變,但最高溫度值隨著涂層變化而變化。無涂層時,活塞表面最高溫度為543.13 K,而涂有Al2O3、ZrO2、MgZrO3涂層后,活塞基體表面最高溫度值分別降低4.72 K,28.84 K,43.89 K,降幅分別達0.87%,5.31%,8.08%。使用不同涂層時的涂層表面溫度分布如圖18所示,活塞頂面噴涂熱障涂層后,涂層表面溫度整體升高,涂層表面溫度的最高值從大到小依次為MgZrO3涂層、ZrO2涂層、Al2O3涂層。

由圖17、圖18可見,涂層的導熱系數越小,涂層表面溫度越高,活塞基體表面溫度越低,即涂層表面與活塞基體表面的溫差越大,涂層的隔熱效果也越好。由此繪制涂層表面溫度與活塞基體頂面溫度的溫差隨涂層導熱系數變化的曲線,如圖19所示。對活塞而言,涂層的隔熱效果隨著導熱系數的減小而改善,且改善呈非線性趨勢,導熱系數小于8 W/(m·K)的材料帶來的隔熱效果更佳,這與平板研究中的影響規(guī)律是極其相近的。

圖18 涂層表面溫度分布

圖19 涂層與基體表面溫差隨導熱系數的變化

3.3 涂層厚度對平頂活塞頂面溫度的影響

為分析涂層厚度對平頂活塞的隔熱效果影響規(guī)律,設置涂層厚度為0.1 mm,0.2 mm,0.3 mm,0.4 mm,0.5 mm,0.7 mm,0.9 mm,1.1 mm?；钊w上表面的最高溫度、涂層表面最高溫度以及兩者溫差值隨涂層厚度的變化如圖20所示。涂層厚度增加,涂層表面最高溫度上升,而活塞基體上表面最高溫度下降,兩者的溫差變大,且隨著厚度增加,兩者的溫度變化趨勢都是漸緩的,這與平板研究中的影響規(guī)律也是一致的。

圖20 測點最高溫度隨涂層厚度的變化

為分析具體厚度變化對隔熱效果改善的效率變化,分析各階段每增加0.1 mm涂層時,活塞基體表面的溫降變化,如圖21所示。考慮到涂層厚度0～0.1 mm段是有無涂層的區(qū)別,涂層對基體最高溫度的影響必然是最大的,故主要分析涂層厚度為0.1 mm后的變化規(guī)律?？梢园l(fā)現,涂層厚度變化在0.2～0.3 mm及0.3～0.4 mm段時,單位涂層厚度變化帶來的活塞基體表面溫降是最明顯的,表征該段的涂層厚度變化的隔熱效率是最大的,這也與平板研究中的規(guī)律相近。

圖21 活塞基體表面溫降隨涂層厚度的變化

由此可知,通過增加涂層厚度可以獲得更好的隔熱效果,但厚度增加帶來的隔熱效果增益是有限的,考慮實際情況中,過厚的涂層也增加了加工成本,故實際應用中需結合隔熱需求、成本等多方面,選擇最佳厚度值,具體選擇原則有待進一步研究總結。

4 結論

a) 熱障涂層可以有效降低平板基體表面溫度,不同涂層材料的隔熱效果不同,涂層的導熱系數越小,隔熱效果越好,且隔熱效果與導熱系數之間呈非線性關系,涂層的導熱系數大于8 W/(m·K)時,涂層材料變化帶來的隔熱效果改善有限,應優(yōu)先選擇導熱系數小于8 W/(m·K)的涂層材料;

b) 涂層厚度增加,涂層的隔熱效果也會隨之改善,但單位厚度變化帶來的隔熱效果改善效率隨涂層厚度的增加而減小;本研究中,涂層厚度從0.3 mm增長至0.4 mm時,隔熱效果增加約3.5%,而后每增加0.1 mm,隔熱效果增加約1.4%,可知0.3～0.4 mm是隔熱效率最高的厚度段;

c) 通過對涂層平板的數值仿真和試驗研究對比,可以發(fā)現數值仿真計算得出的規(guī)律與試驗結果的規(guī)律具有較高的吻合度,兩者誤差在10%以內,因此可通過數值仿真的預先計算,尋找試驗條件設置的合理區(qū)間,進而減少試驗工作量,控制試驗成本;

d) 通過對汽油機平頂活塞的涂層仿真研究,發(fā)現實際活塞表面形狀對活塞傳熱性能的影響小于表面涂層的影響,通過研究平板獲得的涂層材料導熱系數、涂層厚度等參數對隔熱效果的影響規(guī)律,對于研究實際的活塞模型也具有參考意義。