陽極氧化層對活塞熱負荷的影響研究

王　毅　楊　靖　張云飛　劉凱敏　鄧幫林　馮仁華

湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室,長沙,410082

陽極氧化層對活塞熱負荷的影響研究

王毅楊靖張云飛劉凱敏鄧幫林馮仁華

湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室,長沙,410082

為了探究某發(fā)動機鋁質(zhì)活塞陽極氧化對其熱負荷的影響,借助硬度塞溫度測試法及數(shù)值分析手段,分別對該發(fā)動機原始活塞和陽極氧化活塞進行溫度場和熱應力計算分析。結果表明,在最大負荷工況下，陽極氧化活塞最高溫度較原始活塞最高溫度降低了7.1%,其最大熱應力較原始活塞最大熱應力減小了24.5%,其他區(qū)域溫度和熱應力均有不同程度的減小。陽極氧化工藝降低了活塞的熱負荷,同時有利于增強活塞的可靠性,延長其使用壽命。

活塞;陽極氧化;溫度場;熱應力

0　引言

活塞是發(fā)動機的主要受熱零件，發(fā)動機工作時,活塞處于高溫、高壓、高負荷的惡劣環(huán)境中,經(jīng)受周期性交變機械負荷和熱負荷，容易發(fā)生故障[1]。熱負荷是造成活塞失效的主要因素之一，隨著發(fā)動機強化指標的不斷提高，熱負荷的影響作用也越來越突出[2-5]。陽極氧化技術廣泛應用于鋁及其合金的表面處理以提高其表面力學性能和耐蝕性，陽極氧化膜本身有著良好的耐高溫性能[6]。采用鋁件硬質(zhì)陽極氧化工藝能夠滿足高強度活塞耐腐蝕、抗摩擦等要求[7]。活塞熱負荷是發(fā)動機設計人員研究的重要內(nèi)容,楊杰[1]研究了DME發(fā)動機活塞的溫度場,薛明德等[5]利用有限元方法研究了活塞溫度場及熱應力。然而,目前的研究均沒有涉及活塞陽極氧化層對活塞熱負荷的影響。

為了提高發(fā)動機原始活塞的表面力學性能和耐蝕性,人們采用了陽極氧化工藝。因此，陽極氧化活塞的熱負荷狀況是設計者非常關心的問題。本文借助于發(fā)動機性能試驗數(shù)據(jù),計算活塞傳熱邊界條件,利用ABAQUS有限元分析軟件對活塞進行溫度場計算，然后利用溫度實測數(shù)據(jù)對其進行標定，在誤差小于5%的狀況下，分別得到原始活塞和陽極氧化活塞的溫度場分布，并分別進行了熱應力計算，對比分析陽極氧化后活塞熱負荷的變化情況。

1　活塞溫度測試及裝機試驗

1.1活塞溫度測試

硬度塞法測試溫度是利用某種合金經(jīng)過淬火后在不同溫度下進行回火,其表面硬度將隨之變化這一現(xiàn)象進行的。對好的硬度塞材料而言，其回火溫度和硬度變化特征基本成線性關系,同時材料在同一回火溫度下的硬度值穩(wěn)定。本次試驗選用材料為GCr15滾珠軸承鋼。

硬度塞的淬火處理在氣體保護電爐中進行，淬火后抽取10只硬度塞進行硬度測量，每只硬度塞上取3個測量點。測量數(shù)據(jù)表明，淬火后的硬度塞硬度均勻性很好，硬度值偏差在±5 MPa內(nèi)，滿足硬度塞材料要求,如圖1所示。

硬度塞達到所需硬度要求后進行硬度塞回火測試,整理不同溫度回火后的溫度數(shù)據(jù)，并利用最小二乘法擬合得到硬度-回火溫度標準曲線,如圖2所示。

圖1　硬度塞淬火后檢測值　圖2　硬度-回火溫度曲線

1.2裝機測試

為了更好地提供充足、可靠的試驗標定數(shù)據(jù)，本次試驗根據(jù)活塞結構選用了20個有代表性的測點。為了便于進行對比分析,原始活塞與陽極氧化活塞測點布置位置相同。

本次測試分兩組進行,即對原始活塞和陽極氧化活塞分別進行試驗，試驗條件見表1。試驗時最大限度地確保外界條件的一致性，保證發(fā)動機前后試驗均在相同狀態(tài)下運行。

表1　試驗工況及試驗條件

注:p0為當時當?shù)赝饨绱髿鈮?kPa

1.3活塞測點溫度及數(shù)據(jù)分析

兩種活塞的測點溫度如圖3所示，可以看出,陽極氧化活塞頂部大部分測點溫度比原始活塞對應位置測點溫度低。活塞裙部測試數(shù)據(jù)(測點16、17、18、19、20)數(shù)值不穩(wěn)定,主要原因是受活塞與缸套間摩擦的影響。

圖3　活塞測點溫度

2　活塞傳熱邊界條件的建立

2.1活塞頂部傳熱邊界條件

發(fā)動機工作過程中,燃料燃燒釋放的熱能轉(zhuǎn)化為機械能，該過程中活塞頂部直接與高溫燃氣接觸，熱量通過活塞頂面?zhèn)鞯交钊^部，然后通過冷卻油腔和活塞環(huán)將熱量傳給其他冷卻介質(zhì)[7]。根據(jù)周期瞬態(tài)溫度波動理論[5,8],活塞頂面的溫度沿活塞頂面法線方向迅速衰減，而這個溫度的波動只發(fā)生在活塞頂面1～2 mm的表層，不對活塞的溫度場產(chǎn)生大的影響，所以在某一特定工況下一般將活塞溫度場近似為穩(wěn)定的溫度場。

活塞頂面的傳熱邊界條件包括傳熱系數(shù)和燃氣溫度。此次試驗測試了發(fā)動機的氣缸壓力，如圖4所示。

圖4　發(fā)動機p-φ圖

已知缸內(nèi)燃氣壓力后,可計算氣缸瞬時溫度:

(1)

式中,Tg為氣體瞬時溫度,K;pg為氣體瞬時壓力,MPa;V為氣缸工作容積；m為氣缸氣體質(zhì)量;R為理想氣體常數(shù)。

氣缸工作容積V隨曲軸轉(zhuǎn)角φ的變化關系為[6]

(2)

式中,Vs為氣缸總?cè)莘e;εs為發(fā)動機壓縮比;λs為發(fā)動機曲柄連桿比。

氣體與氣缸壁面之間瞬時對流換熱系數(shù)采用Eickelberg公式[9]計算,即

(3)

式中,um為活塞平均速度。

在本試驗工況下,氣體瞬時溫度與對流換熱系數(shù)結果如圖5所示。

圖5　氣體瞬時溫度與瞬時對流換熱系數(shù)

計算氣缸內(nèi)瞬時壓力和溫度后,可計算每個循環(huán)的平均對流換熱系數(shù)和平均溫度[6]：

(4)

(5)

為了更精確地分析活塞頂面?zhèn)鳠徇吔纾瑢钊敳窟M行分區(qū)。根據(jù)Seal等的活塞試驗所得公式來進行活塞頂面?zhèn)鳠嵯禂?shù)分區(qū)[6]:

αr=

(6)

式中,r為活塞半徑;N為活塞最大溫度發(fā)生點到其中心的距離。

2.2活塞內(nèi)腔傳熱邊界條件

活塞內(nèi)腔對流換熱系數(shù)與活塞內(nèi)腔溫度和曲軸箱內(nèi)部氣流的流動狀況相關。活塞內(nèi)腔表面的對流換熱系數(shù)為[8]

(7)

式中,T1、T2、Toil分別為活塞頂部溫度、活塞內(nèi)腔底部溫度、曲軸箱氣體溫度；k、σ分別為活塞的熱導率、活塞頂厚度；αoil為活塞內(nèi)腔表面與曲軸箱氣體的對流換熱系數(shù)。

2.3活塞側(cè)面?zhèn)鳠徇吔鐥l件

活塞火力岸、環(huán)槽和裙部對流換熱系數(shù)比較難確定，目前一般采用經(jīng)驗公式的方法。傳熱模型如圖6所示，影響這些區(qū)域的對流換熱系數(shù)的因素主要有氣膜厚度、油膜厚度、活塞環(huán)厚度、缸套厚度，還有油膜、活塞環(huán)、缸套的熱導率和缸套與冷卻水之間的對流換熱系數(shù)，活塞側(cè)面區(qū)域的對流換熱系數(shù)求解公式如下[1]:

圖6　活塞側(cè)面?zhèn)鳠崮Ｐ?/p>

(1)火力岸對流換熱系數(shù)

(2)其他環(huán)岸對流換熱系數(shù)

(3)氣環(huán)槽上下緣對流換熱系數(shù)

(4)油環(huán)上下緣表面對流換熱系數(shù)

(5)環(huán)槽內(nèi)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)

(6)活塞裙部表面對流換熱系數(shù)

式中,λ0、λ1、λ2、λ3分別為燃氣、活塞環(huán)、機油、缸套的熱導率;a、c、d、e、f、g、h為活塞、活塞環(huán)及氣缸組件計算模型的結構尺寸，如圖6所示。

活塞在最大負荷工況下各個區(qū)域的對流換熱邊界條件見表2。

表2　活塞傳熱邊界條件

3　材料屬性與最終邊界條件的確定

3.1材料屬性

活塞基體材料為鍛鋁，其彈性模量為72 GPa，泊松比為0.33,抗拉強度為375 MPa;活塞環(huán)槽鑲?cè)Σ牧蠟殍T鐵，其彈性模量為202 GPa，泊松比為0.28，抗拉強度為635 MPa；其他隨溫度變化的屬性如表3所示。

表3　材料屬性

3.2最終邊界條件的確定及誤差分析

數(shù)值計算過程中，所有初始邊界條件都是從以上邊界條件模型計算得來的[9],但部分邊界條件是由經(jīng)驗公式推導出來的,會出現(xiàn)一定的誤差。因此，結合試驗數(shù)據(jù)對邊界條件進行標定是解決誤差問題的有效方法。

計算結果與試驗值比較如圖7、圖8所示，結果表明,計算值與試驗值吻合較好，誤差均小于±5%,此次計算的精度達到工程應用要求[9-10]。

圖7　原始活塞試驗值與仿真值比較

圖8　陽極化活塞試驗值與仿真值比較

4　計算結果及分析

4.1溫度場計算結果及分析

活塞溫度場分布如圖9、圖10所示,原始活塞最高溫度為295.5℃,陽極氧化活塞最高溫度為274.5℃,陽極氧化后活塞最高溫度降低了7.1%,最高溫度均出現(xiàn)在活塞頂部。同時還可以看出，陽極氧化后活塞頭部溫度明顯降低，這表明活塞頂部陽極氧化層熱導率較小，具有一定的隔熱作用。試驗中,對試驗活塞所在氣缸的缸蓋進行了溫度監(jiān)測,工況穩(wěn)定后,裝上原始活塞,測試缸蓋溫度為190℃；裝上陽極氧化活塞,測試缸蓋的溫度為208℃。根據(jù)能量守恒定律，進一步說明活塞陽極氧化層具有一定的隔熱作用，缸蓋溫度的升高是由于活塞散熱量減少所引起的。

圖9　原始活塞溫度場

圖10　陽極氧化活塞溫度場

圖11所示為活塞內(nèi)腔中心對稱面沿AB路徑溫度分布,整體上看,原始活塞溫度分布在144～286℃之間,陽極氧化活塞溫度分布在141～269℃之間,陽極氧化活塞溫度梯度較原始活塞降低了9.86%。局部上看,沿AB路徑70～130 mm間，原始活塞溫度分布在270.4～286℃之間，陽極氧化活塞溫度分布在263～269℃之間,陽極氧化活塞溫度梯度較原始活塞降低了61.5%。

圖11　沿AB路徑活塞溫度對比

圖12所示為活塞頂部對稱面沿CD路徑溫度分布,整體上看,原始活塞溫度分布在274.8～295.5℃之間，陽極氧化活塞溫度分布在250.6～274.5℃之間,陽極氧化活塞溫度梯度較原始活塞升高了15%。局部上看，沿CD路徑距離在0～30 mm間,原始活塞溫度分布在274.8～295.5℃之間,陽極氧化活塞溫度分布在250～274.5℃之間,陽極氧化活塞溫度梯度較原始活塞也升高了15%，沿CD路徑在95～125 mm間的趨勢與之相同。然而沿CD路徑在30～95 mm間，原始活塞溫度分布在276.1～295.5℃之間,陽極氧化活塞溫度分布在273～274.5℃之間，陽極氧化活塞溫度梯度較原始活塞降低了92%。

圖12　沿CD路徑活塞溫度對比

圖13所示為活塞對稱面上鑲?cè)εc活塞本體接觸邊界溫度分布,原始活塞溫度分布在256.1～284.9℃之間，陽極氧化活塞溫度分布在234.9～256.7℃之間,陽極氧化活塞溫度梯度較原始活塞降低了24.3%。

圖13　沿EF路徑活塞溫度對比

4.2熱應力計算結果

活塞熱應力計算結果如圖14、圖15所示，原始活塞最大熱應力為113.4 MPa，陽極氧化活塞最大熱應力為85.6 MPa，陽極氧化后活塞最大熱應力較原始活塞減小了24.5%,最大熱應力均出現(xiàn)在活塞鑲?cè)吘壧帯ｊ枠O氧化活塞頂部熱應力比原始活塞與之對應區(qū)域的熱應力小。

圖14　原始活塞熱應力分布

圖15　陽極氧化活塞熱應力分布

圖16　沿GH路徑活塞熱應力對比

活塞鑲?cè)εc活塞本體接觸邊界的熱應力狀況是評價活塞熱負荷的重要指標[10-11]。圖16所示為沿路徑GH活塞熱應力對比情況，可以看出,沿GH路徑，陽極氧化活塞熱應力比原始活塞小。活塞周向沿OP路徑熱應力如圖17所示,可看出陽極氧化活塞熱應力也比原始活塞熱應力小。

圖17　沿OP路徑活塞熱應力對比

5　結論

(1)在相同工況下，陽極氧化活塞最高溫度較原始活塞降低了7.1%；活塞內(nèi)腔對稱面陽極氧化活塞溫度梯度較原始活塞降低了9.86%；活塞表面陽極氧化可以有效減少活塞頂面導入的熱量，同時減少了活塞裙部向外導出的熱量，因此有效降低了活塞的溫度梯度。

(2)在相同工況下，陽極氧化后活塞最大熱應力較原始活塞減小了24.5%，陽極氧化活塞頂部熱應力比原始活塞與之對應區(qū)域的熱應力小;在活塞鑲?cè)εc活塞本體接觸邊界，陽極氧化活塞熱應力也有所減小。

(3)陽極氧化工藝提高表面力學性能及耐蝕性的同時，陽極氧化層有一定的隔熱作用，對減小活塞熱應力、提高活塞可靠性和壽命有積極作用。

[1]楊杰.DME發(fā)動機活塞溫度場的三維有限元分析與試驗研究[D].武漢:華中科技大學,2007.[2]雷基林,申立中,畢玉華,等.增壓中冷柴油機活塞溫度場試驗研究[J].內(nèi)燃機工程,2007,28(5):41-44. Lei Jilin,Shen Lizhong,Bi Yuhua,et al.Experimental Research on Piston Temperature Field of a Turbocharged Intercooled Diesel Engine[J].Chinese Internal Combustion Engine Engineering,2007,28(5):41-44.

[3]周龍,白敏麗,呂繼組,等.納米流體強化活塞組-氣缸套傳熱的數(shù)值模擬研究[J].內(nèi)燃機工程,2011,32(6):74-81．

Zhou Long,Bai Minli,Lü Jizu,et al.Numerical Simulation on Enhancement of Piston Set-Cylinder Liner Heat Transfer by Applying Nanofluids[J].Chinese Internal Combustion Engine Engineering,2011,32(6):74-81.

[4]Madison D,Miers S,Barna G,et al.Comparison of Piston Temperature Measurement Methods:Templugs Versus Wireless Telemetry with Thermocouples[J].ASME J. Eng. Gas Turbines Power,2013,135:061602-1-8.

[5]薛明德,丁宏偉,王利華.柴油機活塞的溫度場、熱變形與應力三維有限元分析[J].兵工學報,2001,22(1):11-18.

Xue Mingde,Ding Hongwei,Wang Lihua.3-D Finite Element Analysis of the Temperature Field Thermal Deformation and Stress of Piston in Diesel Engine[J].Acta Armamentarii,2001,22(1):11-18.

[6]劉偉華.熱循環(huán)作用下鋁合金陽極氧化膜的開裂行為與機理研究[D].北京:北京化工大學,2008.

[7]李賢成.鋁件常溫硬質(zhì)陽極氧化[J].電鍍與環(huán)保:2001,31(1):49-50.

Li Xiancheng.Normal Temperature Hard Anodization of Aluminum Parts[J].Electroplating & Pollution Control,2001,31(1):49-50.

[8]Buyukkaya E.Thermal Analysis of Functionally Graded Coating AlSi Alloy and Steel Pistons[J].Surface and Coatings Technology,2008,202:3856-3865.[9]Floweday G,Petrov S,Tait R B,et al.Thermo-mechanical Fatigue Damage and Failure of Modern High Performance Diesel Pistons[J].Engineering Failure Analysis,2011,18:1664-1674.

[10]Lu X,Li Q,Zhang W, et al.Thermal Analysis on Piston of Marine Diesel Engine[J].Applied Thermal Engineering,2013,50:168-176.

[11]Cerit M.Thermo Mechanical Analysis of a Partially Ceramic Coated Piston Used in an SI Engine[J].Surface and Coatings Technology,2011,205:3499-3505.

(編輯蘇衛(wèi)國)

Influences of Anodic Oxidation Coating on Thermal Loads of Piston

Wang YiYang JingZhang YunfeiLiu KaiminDeng BanglinFeng Renhua

State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacture for Vehicle Body,Hunan University,Changsha,410082

In order to investigate heat loads of an engine piston made of aluminum after anodic oxidation,both of temperature field and thermal stress of original piston and anodic oxidation piston were researched combined simulation with experiments.It shows that,under peak load conditions,compared with the original piston the highest temperature of anodic oxidation piston is reduced by 7.1%,the maximum thermal stress is reduced by 24.5%, the situations of other points of piston are of the same trends.As a result, heat loads of the piston are decreased after anodic oxidation and it is benefit for the reliability and working life of piston.

piston;anodic oxidation;temperature field;thermal stress

2013-11-28

國家高技術研究發(fā)展計劃(863計劃)資助項目(2012AA111801)

TK411.6< class="emphasis_italic">DOI

：10.3969/j.issn.1004-132X.2015.09.004

王毅,男,1986年生。湖南大學機械與運載工程學院博士研究生。研究方向為車用發(fā)動機結構設計。發(fā)表論文4篇。楊靖,女,1957年生。湖南大學機械與運載工程學院教授、博士研究生導師。張云飛，男,1989年生。湖南大學機械與運載工程學院碩士研究生。劉凱敏，1987年生。湖南大學機械與運載工程學院博士研究生。鄧幫林，男，1981年生。湖南大學機械與運載工程學院博士研究生。馮仁華，男，1983年生。湖南大學機械與運載工程學院博士研究生。