活塞環岸斷裂的故障分析

張運泰 霍英賢 張 龍 韋 虹

（寧波吉利羅佑發動機零部件有限公司 浙江 寧波 315336）

引言

活塞作為發動機中關鍵的運動件，隨著近年來發動機設計爆發壓力的逐步提高，其承受的燃燒氣體壓力也越來越大。這就要求其本身的設計強度要能夠承受更高爆發壓力，不僅是活塞頭部強度、銷座強度以及裙部強度，活塞環岸的強度也是非常關鍵的一個部分。近些年來，增壓發動機的比例越來越高，在活塞環岸上發生的失效越來越多，其中非常重要的一個因素就是發動機爆震在增壓機型上比在自然吸氣機型上出現的機率大了很多。本文從某活塞環岸的失效現象分析，提出了使用環岸設計時的有限元分析方法對環岸強度如何進行分析改進提供了思路[1-3]。

1 故障現象

某型增壓汽油機在開始大批量裝機幾個月以后，市場不斷反饋有發動機出現活塞環岸斷裂的故障發生，環岸斷裂的活塞在每個缸都有出現。發動機拆機后所發現的活塞失效情況如圖1～4 所示。

圖1 二環岸裂紋

圖2 二環岸斷裂

圖3 二、三環岸斷裂

圖4 二環岸以下至裙部斷裂

該增壓汽油機在實驗室進行性能和耐久臺架試驗驗證時，各項性能指標均滿足設計要求，沒有發生過環岸斷裂的失效問題。市場返回的失效發動機行駛里程有長有短，少的有幾十千米，長的有幾千千米。

從以上圖片可以看出，失效活塞有的只是第二環岸斷裂，有的是第二和第三環岸都發生了斷裂，嚴重的從第二環岸向下一直到活塞整個裙部全部斷裂。

2 原因分析

活塞環岸斷裂是增壓汽油機失效故障中出現較多，并且是較為嚴重的一種發動機失效模式，輕者出現發動機功率轉矩降低、漏氣量變大、機油耗上升、異響等故障現象，更為嚴重者發動機停機，甚至活塞碎裂后，出現連桿將發動機缸體打穿，從而導致整個發動機報廢的重大事故，維修時只能更換發動機整機。

2.1 活塞本身質量問題排查

發生活塞環岸斷裂故障后，分析找到活塞環岸斷裂的真正原因，避免發動機再次出現同種因素造成的環岸斷裂故障是至關重要的。

首先需要確認該種故障是否是活塞本身質量原因造成的，如環岸部位有鑄造缺陷，活塞材料成分、金相是否合格。為此對失效活塞分別對斷裂部位外觀和斷面進行顯微鏡檢查，環岸根部外觀沒有發現鑄造缺陷，如圖5 所示。

圖5 環岸根部無鑄造缺陷

為了觀察斷面部位的情況，制作了如圖6 所示的樣塊。

圖6 斷面樣塊

對該樣塊的斷裂面進行顯微鏡觀察，也沒有發現鑄造缺陷，且金相組織均勻，如圖7 所示。

圖7 斷面圖

然后對材料成分金相進行了檢測，結果顯示材料成分和金相組織符合標準要求，沒有初晶硅晶粒粗大、分布不均勻的問題，金相組織如圖8 所示。

至此可以完全排除活塞本身的質量問題導致了環岸開裂的問題。

2.2 活塞環岸開裂的外部因素

活塞本身的質量原因排除后，接下來需要分析是何種外界因素導致了活塞環岸的斷裂。一般有三種可能的外部原因導致。

1）燃燒室進入液體：比如冷卻液泄漏、機油泄漏或過多的燃油進入燃燒室；

2）爆震或早燃發生：產生過高的爆壓，開裂方向如圖9 所示；

圖9 爆震開裂方向

3）安裝問題：裝配過程中外力導致環岸部位根部產生微裂紋，開裂方向如圖10 所示。

圖10 安裝不當開裂方向

2.3 該起故障的根本原因

根據以上幾種可能的原因，排除了活塞本身質量問題，從開裂方向上看也排除了安裝出現問題的可能性。拆機過程中沒有發現有冷卻液、機油泄漏進入燃燒室的跡象，也沒有過多燃油噴入的跡象。利用顯微鏡檢查故障活塞的環岸部位，觀察到如圖11、12的故障現象。

圖11 斷裂部位的一環槽上方氧化層被破壞

圖12 未斷裂部位的一環槽上方氧化層被破壞

該活塞一環槽部位進行了陽極氧化處理，活塞環槽的陽極氧化可以強化一環槽表面的材料強度，增強一環槽表面的耐磨性。陽極氧化部位的顏色一般呈現灰黑色的顏色，如圖11 和圖12 環槽下環岸的顏色所示。在斷裂部位的一環槽上方和未斷裂部位的一環槽上方都能觀察到陽極氧化層部位原先的灰黑色變成了很淺的灰白色，這是一種典型的爆震或早燃產生很大爆發壓力后產生的現象。

有一起活塞環岸斷裂的發動機火花塞也出現了側電極斷裂及中心陶瓷體開裂的失效現象，這也是發動機爆震的典型失效模式之一。因此，綜合以上分析，該系列活塞環岸斷裂的根本原因是由爆震或早燃導致。

3 改進方案及分析

對增壓汽油機來說，特別是對增壓直噴汽油機而言，出現爆震或早燃是非常常見的，并且很難杜絕爆震或早燃的發生。為解決該活塞環岸斷裂的故障繼續發生，除對發動機標定進行優化外，也對活塞本體進行了改進，以適應該機型的燃燒狀況。

3.1 改進方案

該活塞在初期設計時進行過FEA 分析，在最大設計爆壓9.0 MPa 的條件下，分析結果滿足安全系數大于1.0 的設計要求，初始FEA 分析結果如圖13和圖14 所示。

圖13 活塞頭部分析結果

圖14 活塞外部分析結果

但是初始設計分析沒有考慮爆震爆壓對活塞環岸的影響，因為在開發初期，還不能給出爆震爆壓在多少壓力水平。

原活塞的第二環岸設計高度是4 mm，因壓縮高度所限無法增加鑄鐵鑲圈結構，將其第二環岸高度提高了1.5 mm 改為5.5 mm。重新進行FEA 分析，并著重關注環岸部位對于爆震爆壓在改進前后的影響。

3.2 改進后分析結果

因最大設計爆壓不變，活塞整體的FEA 分析看不出改進方案對環岸部位的影響程度，因為原來的環岸強度就是滿足要求的。現在根據爆震對環岸的影響，單獨進行環岸部位的強度分析，取活塞頭部作為分析模型，如圖15 所示。

圖15 活塞頭部分析模型

然后在活塞頭部和一環槽部位分別施加15.0 MPa，18.0 MPa 和20.0 MPa 的爆震爆壓，溫度取前面分析得到的活塞頭部溫度，如圖16 所示。

圖16 爆震爆壓施加部位

通過分析得出如圖17 和圖18 兩個改進前后的分析結果。根據FEA 分析結果可以得出，第二環岸強度安全系數提高了20%左右。

圖17 改進前

圖18 改進后

3.3 試驗驗證

方案改進后的活塞，很快制作了試驗樣件，進行裝機臺架試驗和整車試驗驗證，并增加了爆震耐久試驗項目。改進后的活塞順利通過了發動機及整車的試驗驗證，并且很快切換批量生產。通過對改進后活塞的市場跟蹤，市場上極少有同樣的環岸斷裂故障的發生，故障PPM 值在可接受范圍內。

4 結束語

本文通過某汽油發動機活塞環岸開裂的故障實例，詳細介紹了故障查找的分析過程，找到了故障發生的根本原因，提出了活塞本身的改進措施，并進行了FEA 分析對比。結果活塞環岸的強度提高了20%，新方案通過了發動機臺架和整車試驗驗證，批量生產也切換為新方案。

隨著近年來汽油機性能的不斷提高，特別是增壓直噴汽油機，平均最大爆發壓力達到了12.0 MPa以上，最大爆壓達到13.5 MPa 以上，爆震爆壓可以達到18.0 MPa，甚至20.0 MPa 以上。對活塞環岸的強度要求越來越高，因此僅僅增加第二環岸厚度已不能解決問題，許多活塞在一環槽，甚至一、二環槽都加上了鑄鐵鑲圈，以適應高爆壓和爆震爆壓的要求。