汽油機活塞環岸斷裂原因分析及改進

高永春,劉棟，王溪，趙文斌，熊培友

(1.濱州渤海活塞有限公司，山東 濱州 256602；2.嘉利特荏原泵業有限公司，山東 濱州 256500)

0 引言

隨著近年來乘用車的迅猛發展，乘用車發動機向高負荷、高功率、高爆發壓力的方向發展[1-3]。汽油機的運行工況越來越惡劣，作為發動機的“心臟”，活塞承受著高溫高壓燃氣，因此有更高的性能要求[4-8]。活塞環岸作為活塞頭部的重要組成部分，承載著與活塞環配合、與缸體配合以及導向等多重工作，受到活塞環的擠壓以及上下氣體壓力，試驗中活塞環岸斷裂現象經常發生[9-11]。針對這一現象，對活塞環岸斷裂原因進行有限元分析，并結合臺架壓力監測數據確定環岸斷裂的原因，并對活塞進行改進，優化設計，減少活塞環岸斷裂發生。

1 失效情況描述

失效件為某發動機廠開發的1.5 L增壓發動機活塞，該發動機為直列四缸、四沖程、增壓式，主要性能參數如表1所示。

表1 發動機主要性能參數

圖1 失效活塞頭部環岸位置

該發動機在400 h耐久臺架試驗過程中出現漏氣量突然增大的異常情況，拆機檢測發現第3缸活塞出現環岸斷裂現象，其余3缸活塞正常。失效活塞表面無明顯拉痕，斷口位置為主推力側的二環岸位置，如圖1所示。

2 失效原因分析

2.1 活塞環岸失效原因分析

1)活塞材料性能不達標?；钊牧铣煞植缓细?，導致材料高溫抗拉強度等機械性能降低，無法滿足發動機的性能要求。

2)活塞金相不合格。在鑄造過程中由于澆鑄時間、澆鑄方式、澆道設計等參數設置不合理產生鑄造缺陷，導致活塞環岸位置宏觀、微觀不合格。

3)活塞環岸強度不足?；钊h岸厚度小，強度不足。

4)發動機缸內燃燒異常。部分末端混合氣在火焰未傳到時，在高溫、高壓、已燃氣體輻射和壓縮等因素作用下自燃[12]，使得缸內局部壓力迅速疊加并增大，出現爆燃爆震現象,形成強烈沖擊波導致零部件的早期失效。

圖2 活塞環岸斷裂形式

2.2 宏觀斷面和微觀組織分析

圖3 二環岸斷口裂紋延展形貌

1)宏觀分析。從活塞環岸斷裂形式上看，端口為正八字型，可以判斷失效是由于活塞一環槽下側面受到活塞環擠壓，導致環岸從上向下斷裂,如圖2所示；通過斷口裂紋延伸的形貌判斷，裂紋源區產生在A區邊緣位置，也就是一環槽槽底位置；然后在A區形成疲勞貝紋線，并在B區最終斷裂，如圖3所示；同時，A區邊緣處有高溫燃氣沖擊燒蝕現象，如圖4a)所示。

2)微觀分析。在電子顯微鏡下觀察裂紋源區，發現許多較狹窄且基本相互平行，并與裂紋擴展方向垂直的疲勞條紋,見圖4a)，是由周期性載荷造成；同時，在此區域未觀察到因鑄造產生的夾渣、縮松等缺陷，見圖4b)，因此判斷活塞開裂不是鑄造缺陷造成的。

2.3 失效活塞材料金相組織和化學成分檢驗

圖5 活塞失效取樣區域金相組織圖

對故障件失效區域取樣，分析其金相、材料成分，觀察其顯微組織，其基體α-固溶體較細，共晶硅呈短條狀，部分呈小塊狀，初晶硅(邊長≤0.06 mm)呈小塊狀，合金相較細，分布較均勻(二級)。觀察其鐵相，少量點狀、細小塊狀、魚骨狀鐵相夾雜物(二級)。

活塞金相化學成分檢測結果如表2所示。結果顯示取樣區域材料成分符合鋁合金材料標準，并且顯微組織達到二級，如圖5所示。

表2 活塞金相化學成分的質量分數 %

SiCuFeMnMg12.483.30.450.20.98

通過以上檢測，活塞潛在失效原因中可排除材料和金相不合格兩項失效原因。

2.4 有限元分析

對該活塞的熱狀態進行有限元分析。以活塞中心線為z軸,x軸、y軸分別平行、垂直于活塞銷軸。取活塞、活塞銷和連桿小頭的四分之一模型為有限元分析模型，應用網格自動生成技術產生有限元網格，共生成57 105節點和35 904個四面體和六面體單元，如圖6所示；然后在活塞、活塞銷和連桿小頭的對稱平面施加對稱邊界條件；在連桿小頭的底面施加y方向的自由度約束；活塞和活塞銷、活塞銷和連桿作為面面接觸對[5-7]。

在發動機每個循環過程中，溫度波動僅對活塞表面2 mm之內的厚度層起作用，而在表面深度2 mm以下，溫度基本穩定[8]。因此，假定活塞溫度分布保持穩定，輸入相關數據，對活塞的溫度、熱變形、疲勞系數等進行計算，結果表明，活塞二環岸處溫度t=211 ℃，疲勞系數aSY最低為1.492，活塞環岸強度及熱負荷符合要求，分析結果如圖7所示(圖7a)單位為℃)。

因此活塞潛在失效原因中可以排除強度不足。

a) 溫度分布 b) 疲勞系數圖7 活塞溫度分布及疲勞系數

圖8 爆震壓力下活塞疲勞系數

根據發動機公司反饋，發動機在試驗過程中，運行170 h左右出現劇烈爆震，且爆震壓力達到15.4 MPa。將此壓力加至有限元模型可計算得到活塞二環岸疲勞系數為0.86，已經低于限值1，不能滿足此爆震壓力下的強度要求，如圖8所示。據此斷定環岸斷裂是發動機爆燃爆震所導致的。

3 設計改進

a)改進前 b) 改進后圖9 改進前后環岸結構

由于此發動機強化程度極高，在全負荷工作時不可避免地會產生不可控的偶發性爆燃爆震現象。因此，發動機公司要求必須通過進一步增加活塞環岸強度來滿足發動機爆燃爆震的工況。根據以上分析結果，將活塞二環岸厚度增加0.5 mm，從而加大環岸強度。改進前后的結構如圖9所示。

對改進后的活塞強度進行有限元模擬計算，按照爆震時的最大壓力15.4 MPa加載，改進后活塞在爆震壓力下的疲勞系數仿真結果如圖10所示。顯然，環岸厚度增加后，在爆震壓力為15.4 MPa時，活塞二環岸疲勞系數最低為1.28，滿足強度要求。

將改進后的活塞裝入發動機進行400 h耐久試驗，沒有發生活塞環岸失效現象，驗證改進方案有效，并通過各項可靠性試驗。

4 結論

圖10 改進后活塞在爆震壓力下的疲勞系數

1)汽油機出現爆燃爆震現象，形成強烈沖擊波導致零部件早期失效。

2)將活塞二環岸高度增加0.5 mm后，活塞在爆震壓力下二環岸疲勞系數由原來的0.86提高到1.28，滿足發動機出現爆燃爆震時的強度要求，有效解決環岸斷裂問題。