活塞頂面熱障涂層對活塞熱負荷的影響

牛小強 雷基林 鄧晰文 文 均 溫志高

1.昆明理工大學云南省內(nèi)燃機重點實驗室，昆明，650500 2.成都銀河動力有限公司，成都，610505

0 引言

熱障涂層（thermal barrier coatings，TBC）是目前最有效的高溫防護涂層之一，因其良好的隔熱、抗高溫氧化、抗腐蝕、抗熱震、抗蠕變等特點，廣泛應用于燃氣輪機及渦輪發(fā)動機。雙層TBC是由頂部陶瓷層（top coating）和底部的金屬黏結層（bond coating）組成，陶瓷層熱導率極低，主要用于隔熱，金屬黏結層主要用于防止金屬基體的高溫氧化，并緩解承受陶瓷層和金屬基體之間由于熱膨脹不匹配而產(chǎn)生的應力集中［1?4］。當前，隨著內(nèi)燃機功率的不斷強化，活塞作為其核心部件所承受的熱負荷越來越高，已嚴重影響活塞工作的可靠性和耐久性，因此將TBC技術應用于內(nèi)燃機活塞成為解決活塞熱負荷問題的一個新途徑。

研究表明，將TBC技術應用于內(nèi)燃機活塞，不僅可以降低活塞熱負荷，延長活塞的使用壽命，還能有效減少流向活塞及冷卻水套的熱量，提高燃燒室內(nèi)的環(huán)境溫度，提高熱效率，減少HC排放，降低燃油及潤滑油的消耗［5］。人們開展了大量關于TBC對內(nèi)燃機性能影響的研究。DU?RAT等[6]和CERIT等［7］研究發(fā)現(xiàn)，PSZ中加入Y2O3可以改善汽油機冷啟動和穩(wěn)定工況下HC的排放，最大減少量可達43.2%。TAYMAZ［8］研究發(fā)現(xiàn)，在不同轉速、載荷下TBC均可以提高柴油機的熱效率并降低燃料消耗量。HEJWOWS?KI［9］通過試驗研究了不同厚度的TBC對柴油機活塞傳熱、疲勞性能的影響，結果表明金屬黏結層厚度為0.15 mm、陶瓷層厚度為0.35 mm時較為合適。BUYUKKAYA等［10］研究了TBC對鋁合金活塞和鋼制活塞溫度場的影響，結果表明TBC使鋁合金活塞溫度下降48%，使鋼制活塞溫度下降35%。綜上發(fā)現(xiàn)，對熱障涂層活塞的研究主要集中在不同熱障涂層材料和厚度對活塞溫度場的影響，以及熱障涂層活塞對內(nèi)燃機排放、燃油效率與熱效率的影響方面。因熱障涂層的隔熱作用影響了活塞溫度場的分布，從而導致活塞熱應力場分布也產(chǎn)生了較大的差異，因此，需要了解熱障涂層對活塞熱負荷的影響。

為此，針對一款非道路高壓共軌柴油機鋁合金活塞，采用試驗與仿真結合的方法，研究了TBC對活塞溫度場與熱應力場的分布特點和變化規(guī)律的影響，為開發(fā)新型耐高溫高強度TBC鋁合金活塞提供技術參考。

1 活塞溫度場測試

柴油機的標定工況和最大轉矩工況是熱負荷與機械負荷較高的兩種運行工況，也是最容易導致部件失效的兩種工況，因此選擇最大轉矩工況與標定工況為試驗工況。

1.1 研究機型及活塞的物性參數(shù)

研究機型為一款滿足非道路國三排放限值的高壓共軌柴油發(fā)動機，采用增壓中冷進氣方式、每缸2氣門，活塞為非TBC鋁合金活塞、縮口ω型偏置燃燒室。研究機型的主要參數(shù)見表1。

表1柴油機主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of diesel engine

1.2 活塞測點布置及測點溫度

采用硬度塞測溫法試驗測量了活塞表面特征點在最大轉矩工況和標定功率工況下的工作溫度。硬度塞為GCr15軸承鋼材料，形狀為?1.9 mm×5.6 mm。硬度塞的硬度與回火溫度之間的關系見圖1，硬度塞測溫試驗具體操作方法見文獻［11?13］。

圖1 硬度塞硬度與回火關系曲線Fig.1 The relation curve between plug hardnesses and drawback temperatures

活塞測點編號布置及溫度值見圖2～圖4。在活塞頂面以燃燒室中心為中心、半徑為43 mm的圓周上布置6個測點，活塞燃燒室底部均布4個測點，燃燒室中心布置1個測點，活塞第一、二環(huán)槽均布4個測點［13?14］。因為活塞頂面的熱負荷較為嚴重，且溫度分布不均勻，所以在進氣門中心（編號9）與排氣門中心（編號11）各布置1個測點，靠主推力側（編號7）和次推力側方向（編號10）各布置1個測點，測點6在圓周上并且與銷孔方向成20°夾角，測點8在圓周上并且與銷孔方向成35°夾角。由于試驗發(fā)現(xiàn)該發(fā)動機活塞在最大轉矩工況下工作溫度最高，因此僅給出并分析了最大轉矩工況下的活塞溫度場分布情況。

試驗結果表明，ω型燃燒室中心的溫度為303℃，底圈溫度差異不大，平均286℃；活塞頂面的最高溫度為338℃,位于主承壓面方向測點處，溫度值沿頂面圓周方向從主承壓面到副承壓面逐漸降低，副承壓面測點溫度為319℃。主承壓面環(huán)槽處測點溫度要高于副承壓面環(huán)槽處測點溫度，平行于銷孔方向兩側環(huán)槽測點溫度相差不大。

圖2 活塞頂面測點編號及溫度值Fig.2 Measuring points and temperatures on top surface of piston

圖3 A-A截面測點編號及溫度值Fig.3 Measuring points and temperatures of A-A section

圖4 B-B截面測點編號及溫度值Fig.4 Measuring points and temperatures of B-B section

1.3 TBC活塞溫度場試驗

在另一組活塞相同的特征點位置處安裝同一批次標定好的硬度塞，然后采用等離子噴涂技術在其頂面制成0.15 mm金屬黏結層及0.35 mm陶瓷層的熱障涂層，并進行與非TBC活塞相同的溫度場試驗。試驗結果為：測點1～19的溫度值分別為269℃、271℃、249℃、258℃、272℃、301℃、300℃、304℃、299℃、294℃、289℃、250℃、249℃、234℃、236℃、252℃、253℃、238℃、229℃。

2 活塞有限元仿真模型的建立

研究用的TBC活塞由0.35 mm厚的MgO?ZrO2（MgZrO3）陶瓷層材料與0.15 mm厚的NiCrAl金屬黏結層材料組成［5?10］。TBC 活塞結構見圖 5，TBC及活塞基體的材料屬性見表2、表3。在涂層有限元分析過程中，采用復合材料等參法進行建模［15?17］，即在建模的過程中，將熱障涂層與基體建立成一個整體，但涂層的各層與基體分別賦予相應的材料屬性。

圖5 TBC活塞的基本構成Fig.5 Basic composition of TBC piston

表2 TBC物性參數(shù)Tab.2 Physical parameters of TBC

表3 活塞物性參數(shù)Tab.3 Physical parameters of piston

2.1 活塞有限元模型的建立

建模過程中對活塞的閉門坑及銷座內(nèi)側倒角進行適當簡化，并采用二階四面體單元建立了非TBC活塞及鑲圈三維有限元分析模型，共1 818 237個節(jié)點、1 227 126個單元。在非TBC活塞模型的基礎上，采用復合材料等參法在非TBC活塞頂面建立熱障涂層模型，并采用二階柱狀五面體單元對金屬黏結層和陶瓷層進行網(wǎng)格劃分，見圖6、圖7，TBC活塞模型共210 224個單元、738 335個節(jié)點。

圖6 活塞網(wǎng)格模型Fig.6 Mesh model of piston

圖7 A處局部放大圖Fig.7 Local enlarged image of A

2.2 傳熱邊界條件的確定

準確的邊界條件是分析活塞溫度場、熱應力場的基礎。采用第三類邊界條件，通過經(jīng)驗或半經(jīng)驗公式初步確定傳熱邊界條件，然后結合活塞實測溫度值進行修正，最終獲得活塞仿真模型換熱邊界條件。

2.2.1 活塞頂部傳熱系數(shù)和燃氣平均溫度

在一個工作循環(huán)中，燃氣溫度Tg和燃氣對活塞頂部的傳熱系數(shù)ag是瞬時變化的,瞬時傳熱系數(shù)采用Eickelberg公式［18］計算,即

式中：Cm為活塞平均速度；S為活塞行程；N為轉速；pg為氣體的瞬時壓力。

燃氣對活塞頂部平均傳熱系數(shù)agm和燃氣平均溫度Tgm分別為［19］

式中，θ為曲軸轉角。

工質的擾流特性會隨位置、工質成分、溫度、噴油位置及方向、燃氣流向及流速等的變化而變化。采用經(jīng)驗公式試算，并結合試驗測試值修正得到不同徑向區(qū)域活塞頂面平均傳熱系數(shù)。

2.2.2 活塞側面?zhèn)鳠嵯禂?shù)和環(huán)境溫度

根據(jù)經(jīng)驗，火力岸的換熱處可取頂部傳熱系數(shù)的1/4～1/5；以冷卻水溫度作為環(huán)境溫度，通過式（4）可以計算活塞環(huán)區(qū)及裙部的傳熱系數(shù)，即

式中，λ1、λ2、λ3分別為活塞環(huán)、氣缸壁和環(huán)槽間隙內(nèi)潤滑油或燃氣的熱導率；a為活塞環(huán)的厚度；b為汽缸壁的厚度；c為間隙的距離；λw為氣缸壁與水之間的熱導率；λf為平均水溫時水的熱導率；deq為水套當量直徑；Nuf為努塞爾特準則數(shù)，可查表得到。

2.2.3 活塞裙內(nèi)側與曲軸箱油霧之間傳熱系數(shù)

取曲軸箱內(nèi)機油的溫度作為活塞內(nèi)側的環(huán)境溫度，活塞內(nèi)側與曲軸箱油霧之間傳熱系數(shù)可取經(jīng)驗值［18］。

結合活塞溫度實測值并不斷修正，獲得了該柴油機鋁合金活塞在最大轉矩工況下各表面的綜合傳熱系數(shù)和環(huán)境溫度（表4）。

表4 活塞各個表面的傳熱系數(shù)與溫度Tab.4 Heat transfer coefficients and temperatures of each surface of piston

3 TBC對活塞基體熱負荷的影響分析

3.1 TBC對活塞溫度場的影響

圖8分別為非TBC活塞仿真值、TBC活塞基體仿真值、TBC活塞實測值和非TBC活塞實測值在各個測點處的溫度對比圖。由圖8可知，TBC活塞實測值在特征點處與TBC活塞仿真結果相差不大，其中在特征點12處仿真結果與實測結果的誤差最大，其誤差值為9℃，其余各特征點處仿真值與實測值之間的誤差均在9℃之內(nèi)，從而驗證了TBC活塞模型的準確性。與非TBC活塞實測值相比，TBC活塞實測值在其頂面各測點處的溫度下降值均大于20℃，在環(huán)槽各測點處的溫度下降值在15～18℃之間，由此得出，TBC對活塞基體溫度場的影響從活塞頂面向下逐漸減弱。

圖8 實測溫度值與計算溫度值對比Fig.8 Comparison of measured temperatures and calculated temperatures

圖9所示為非TBC活塞與TBC活塞基體溫度分布情況。由圖9可知，非TBC活塞與TBC活塞基體的溫度分布規(guī)律基本一致，但非TBC活塞在頂面、燃燒室、火力岸、第一環(huán)槽、第二環(huán)岸、第二環(huán)槽及內(nèi)腔的溫度均明顯高于TBC活塞基體。計算結果表明，非TBC活塞的最高溫度為350℃，TBC活塞基體的最高溫度為318℃，均位于主承壓側活塞喉口處；TBC活塞基體在喉口處的平均溫度分別為312℃，非TBC活塞在喉口處的平均溫度為341℃；與非TBC活塞相比，TBC活塞基體在火力岸、第一環(huán)槽、第二環(huán)岸及燃燒室中心的平均溫度分別下降了21 ℃、22 ℃、18 ℃、24 ℃［20］。

圖9 活塞溫度分布情況Fig.9 Distributions of temperature

圖10所示為非TBC活塞和TBC活塞基體在頂面垂直于銷孔方向上距離與溫度的分布曲線。由圖10可知，TBC對活塞基體頂面的降溫作用明顯，降溫范圍在20～32℃之間。非TBC活塞與TBC活塞基體頂面溫度分布規(guī)律相似，從活塞頂面的邊緣到活塞喉口溫度逐漸上升，在喉口處達到最大，然后沿燃燒室內(nèi)環(huán)面逐漸下降，在燃燒室底圈到達最小，最后在燃燒室中心又達到峰值。由此可以看出，活塞頂面采用熱障涂層后，其隔熱效果明顯，大大降低了活塞頭部的溫度，減少了高溫燃氣直接對活塞頭部及頂面的熱沖擊作用。由于熱慣性及散熱作用，熱障涂層對活塞環(huán)岸及裙部溫度場影響較小。

圖10 垂直于銷孔方向上距離與溫度的關系Fig.10 The relation between temperatures and thrust directions

圖11所示為TBC活塞陶瓷層及金屬黏結層溫度場分布情況。由圖11可知，陶瓷層的整體溫度明顯高于金屬黏結層，計算結果表明，陶瓷層頂面的最高溫度為440℃，位于陶瓷層主承壓面?zhèn)群砜谔帲⑶姨沾蓪由媳砻媾c下表面之間存在較大的溫度差，差值普遍在60℃以上。金屬黏結層的最高溫度值為321℃，同樣位于金屬黏結層主承壓面?zhèn)群砜谔帯?/p>

圖11 陶瓷層及金屬黏結層溫度場分布情況Fig.11 Distributions of temperature on top coating and bond coating

通過比較TBC活塞基體與非TBC活塞的溫度場分布情況可知，陶瓷層承受了大部分的熱載荷，大大減少了流向活塞其他區(qū)域的熱流量，為燃燒室提供了一個溫度更高的工作環(huán)境，并降低了活塞工作溫度，進而降低了因活塞火力岸高溫蒸發(fā)而產(chǎn)生的機油消耗，提高了燃料熱值的利用率，降低了HC的排放。

3.2 TBC對活塞熱應力的影響

在活塞溫度場的基礎上，采用順序耦合方法計算獲得活塞整體熱應力。圖12為非TBC活塞與TBC活塞基體的von Mises熱應力云圖。與非TBC活塞相比，TBC活塞基體在燃燒室內(nèi)環(huán)面、底圈、喉口、火力岸及活塞頂面棱角處的熱應力均有大幅提升。計算結果表明，非TBC活塞的最大熱應力出現(xiàn)在耐磨鑲圈的表面，應力值為103 MPa，因為鑲圈具有較多尖銳的棱角，熱導率較小，熱阻較大，形成較大的溫度梯度，同時耐磨鑲圈的硬度較大，故整個鑲圈的熱應力較大［21］；TBC活塞基體的最大熱應力出現(xiàn)在活塞頂面邊緣棱角上，應力值為181 MPa，并沿棱角兩側逐漸降低［18］，這是因為活塞頂面邊緣存在尖銳的棱角，在熱量傳遞過程產(chǎn)生了較大的熱阻，以至于形成了較大的溫度梯度，同時金屬黏結層的熱膨脹系數(shù)遠小于活塞基體的熱膨脹系數(shù)，限制了活塞基體在其邊緣處的膨脹變形，因而產(chǎn)生了應力集中現(xiàn)象。

圖12 活塞熱應力分布情況Fig.12 Thermal stress distributions of piston

圖13為非TBC活塞與TBC活塞基體在各個關鍵位置處熱應力的對比圖。計算結果表明，由于熱障涂層的作用，TBC活塞基體的熱應力分布規(guī)律與非TBC活塞相比有較大變化，在TBC活塞頂面燃燒室偏離一側邊緣棱角6處，應力平均值增加了120 MPa，在火力岸1、喉口3、底圈4及內(nèi)環(huán)面5處應力平均值分別增加了21 MPa、10 MPa、15 MPa、19 MPa［22］；同時，在頂面2、鑲圈7、內(nèi)腔8處的平均應力值分別減小了 4 MPa、7 MPa、6 MPa。由此可知，與金屬黏結層直接接觸的地方，除了2處的平均應力值有所下降，其余均上升。

圖13 非TBC活塞與TBC活塞基體在關鍵位置處的熱應力對比Fig.13 Comparisons of thermal stress between common piston and substrate TBC piston at critical position

圖14所示為金屬黏結層和陶瓷層的熱應力分布情況。結果表明，金屬黏結層的最大應力為291 MPa，位于金屬黏結層與活塞基體分界面的喉口處，陶瓷層的最大熱應力為221 MPa，位于陶瓷層與金屬黏結層分界面的喉口表面，并且陶瓷層與金屬黏結層都存在很大的熱應力梯度，形成這種應力分布情況的主要原因是：陶瓷層與金屬黏結層的熱導率極小，故在其內(nèi)部形成較大的溫差，同時它們的熱膨脹系數(shù)也較小，不利于熱應力的釋放，因此產(chǎn)生較大的熱應力梯度；陶瓷層與金屬黏結層硬度都較大，且金屬黏結層的硬度幾乎是陶瓷層硬度的2倍，金屬黏結層上會產(chǎn)生更大的熱應力。在活塞喉口區(qū)域因其幾何形狀的過度最為劇烈，阻礙了熱量的傳遞，形成較大的溫差，產(chǎn)生較大的熱應力。雖然金屬黏結層和陶瓷層的熱應力分布在允許的范圍內(nèi)［21?23］，但是由于喉口處熱應力值較大，在柴油機長期高熱負荷的交變沖擊下，容易導致熱障涂層剝落失效。

圖14 金屬黏結層及陶瓷的熱應力分布Fig.14 Thermal stress distributions of top coating and bond coating

4 結論

（1）活塞頭部頂面熱障涂層隔熱效果明顯，有效降低了活塞頭部和環(huán)槽區(qū)域的工作溫度。在活塞頭部頂面區(qū)域溫度下降幅度達到20～32℃，第一、二環(huán)槽區(qū)域溫度下降幅度達到15～18℃。

（2）活塞頭部頂面熱障涂層因其熱導率低，承載了較高的熱負荷。在高溫燃氣熱沖擊作用下，熱障涂層表面的最高溫度達到440℃，陶瓷層上下表面溫差均在60℃以上。熱障涂層的最大熱應力出現(xiàn)在金屬黏結層與活塞基體分界面的燃燒室喉口處，最大值為291 MPa，容易導致熱障涂層剝落失效。

（3）活塞頂面熱障涂層對活塞頭部頂面的熱應力值和分布區(qū)域有較大的影響。由于熱障涂層的存在，TBC活塞基體的頭部頂面熱應力普遍升高，在頂面偏離燃燒室一側邊緣棱角處產(chǎn)生了應力集中現(xiàn)象，活塞頂面邊緣棱角處平均應力值升高了約120 MPa。

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