柴油機活塞燃燒室疲勞開裂失效機理研究

熊培友，田小青，張俊青，宋樹峰，趙旭東，喬信起

(1.上海交通大學 機械與動力工程學院，上海，200240；2.濱州渤?；钊邢薰?，山東 濱州，256600；3.濱州職業學院 國際學院，山東 濱州，256600)

受能源危機和大氣污染等因素的影響，汽車尾氣排放標準不斷升級，各項指標越來越嚴苛[1-2]。為滿足節能減排的多重要求，柴油機的強化程度和爆發壓力不斷提高，目前，柴油機的爆發壓力甚至已經超過了25 MPa，而升功率也已接近100 kW/L[3-4]?；钊鳛榘l動機“心臟”，承受著越來越高的交變熱負荷和機械負荷[5]，容易引起活塞裙部、頭部、銷孔、銷座等部位發生磨損、拉缸及疲勞開裂等[6]，其中，疲勞開裂引起的失效占活塞失效的70%左右?；钊紵移陂_裂失效問題嚴重制約了活塞的服役壽命和整機可靠性的提高，亟需采取有效措施予以解決。

為了解決活塞燃燒室開裂失效問題，在活塞頭部設置了冷卻油腔，使活塞獲得良好的冷卻效果[7-8]。此外，還可以在活塞表面制備涂層，使用該技術可以顯著降低失效風險并提高活塞的使用壽命，但涂層在極端溫度和壓力條件下會出現剝落[9-10]。因此，有必要在研究活塞疲勞開裂失效機理的基礎上，提高活塞自身的抗疲勞特性，以解決疲勞開裂問題。王浩宇等[11]以船用柴油機活塞為研究對象，利用仿真模擬分析了實際工況下的活塞頂部燒蝕和開裂問題。謝建新等[12]通過試驗研究發現，活塞燒蝕失效的主要原因是頂面溫度過高。CALDERA等[13]通過對失效活塞的微觀組織、化學成分和斷口進行分析，確定了輕型卡車柴油機活塞燃燒室失效的原因。DEULGAONKAR等[14]針對重型柴油發動機活塞發生失效的原因進行探索，發現活塞表面存在過量的積碳。高尉尉等[15]研究了高強化柴油機活塞燃燒室喉口開裂問題，發現活塞在高爆發壓力下引起的材料機械疲勞會導致活塞失效。上述學者通過活塞失效的案例分析了失效的原因，為工程應用中解決活塞失效問題提供了有益參考。

活塞疲勞失效通常與材料內部微觀組織結構密切相關。在活塞所用鋁硅合金中，硅主要以初晶硅和共晶硅的形式存在。初晶硅可以提高材料的耐磨性，但粗大的初晶硅顆粒會降低熱疲勞強度[16]。LI等[17-18]通過將熱疲勞模擬試驗與有限元方法相結合，研究了活塞在不同溫度循環條件下的熱疲勞問題，發現不均勻的塑性變形導致初晶硅周圍萌生微裂紋，最終導致活塞燃燒室喉口發生疲勞開裂。AZADI等[19]通過試驗分析了鋁硅合金材料的高周疲勞性能，疲勞試驗數據可用于有限元計算。陳文旗等[20]對某款柴油機活塞運行50 000 km后頂面出現開裂的原因進行了分析，發現在高周熱循環作用下活塞表面的初晶硅形成微裂紋，從而導致活塞失效。VENKATACHALAM等[21]研究發現活塞從頂部到裙部的表面硬度出現了明顯的變化，合金中硅含量高，可以延長活塞壽命；尺寸較小、有棱角的初生硅和Mg2Si顆粒分布在整個組織中的鋁固溶體基體中。閆富華等[22]以某船用活塞為例進行研究，發現材料中的縮松缺陷會導致裙部開裂。這些研究從活塞用鋁合金材料方面解釋了疲勞開裂的原因，為活塞用合金材料開發及強化提供了依據。

目前的研究都是針對某一種發動機活塞的失效原因或者對活塞用合金材料疲勞問題進行分析，而有關相同試驗工況下不同結構活塞燃燒室的疲勞失效機理研究相對較少。本文以一款重型柴油機鋁合金活塞為研究對象，利用發動機臺架試驗，基于相同試驗工況對2種不同結構的活塞進行耐久性測試，直至活塞發生疲勞開裂；結合金相顯微鏡、掃描電鏡等設備以及有限元模擬技術從微觀組織、硬度、溫度、應力等方面對開裂后的活塞進行失效分析，并對不同設計方案的活塞在應力水平、應力分布等方面存在的共性和差異以及由此引起的開裂失效機理進行研究，以期為活塞抗疲勞設計提供參考。

1 試驗裝置和方法

1.1 試驗設備

在一臺缸內直噴六缸柴油機上進行試驗，發動機的主要參數如表1所示。使用AVL-B500型電渦流測功機控制轉速并測量扭矩，發動機臺架系統示意圖見圖1。

表1 發動機的主要參數Table 1 Main parameters of the engine

圖1 發動機臺架系統示意圖Fig.1 Schematic diagram of the engine bench system

1.2 試驗方案

試驗活塞材料為鋁硅合金，活塞頭部設計有內冷油腔結構，一環槽鑲鑄高鎳鑄鐵鑲圈，活塞和活塞銷的主要結構參數如表2所示。設計2種不同方案的活塞A和B進行試驗，其主要區別是活塞B在活塞A基礎上更改內冷油道的形狀，且將其位置向上移動1.5 mm；在保證壓縮比不變的前提下，將燃燒室形狀及尺寸也做出相應的改變，并根據燃燒室形狀對內腔頂部進行等壁厚隨形設計，內腔頂部向上抬高8 mm，具體如圖2所示。

表2 活塞組件的主要結構參數Table 2 Main structure parameters of the piston component

圖2 活塞幾何模型Fig.2 Model of the piston

1.3 試驗方法

為了對比2種活塞的可靠性，將A、B這2種活塞裝入同一臺發動機中進行可靠性耐久試驗，其中第1、3、5缸裝入A活塞，2、4、6缸裝入B活塞。發動機在額定工況下進行試驗，其轉速、扭矩以及冷卻水溫度、機油溫度等控制參數如表3所示。試驗過程中，若某一種活塞出現失效，則記錄發動機運行時間，并換下失效活塞，裝入同種型號的新活塞繼續進行試驗，直到另一種型號的活塞也出現失效則停止試驗。然后，拆機取出活塞，對試驗后活塞的材料成分、微觀組織及開裂斷面進行檢測表征，進而對活塞疲勞失效原因及機理進行分析。

表3 發動機試驗參數Table 3 Parameters of the engine test

2 有限元仿真

2.1 有限元模型

考慮到活塞及其組件的結構對稱性，以活塞、缸套、活塞銷及連桿小頭的1/2模型為研究對象，利用ANSYS軟件建立有限元仿真模型。其中，活塞采用二階四面體網格，網格邊長為2 mm，單元數量為308 386個，節點數量為454 062個，有限元網格模型如圖3所示。不同溫度下活塞材料特性參數如表4所示。分別定義活塞裙部-缸套、活塞銷-銷孔、活塞銷-連桿之間的接觸；設置活塞、活塞銷、連桿及缸套對稱面的約束；設置活塞熱邊界條件；施加活塞頂部、環槽以及環岸等部位的載荷。對活塞溫度場及應力進行求解，得到活塞工作時的溫度場及應力分布。

表4 不同溫度下活塞材料特性參數Table 4 Characteristic parameters of the piston body material at different temperature

圖3 有限元網格模型Fig.3 Finite element mesh model

2.2 邊界條件及載荷

2.2.1 機械載荷

活塞在發動機中運行時承受的主要機械載荷是燃氣爆發壓力，在活塞頂部、火力岸及第1環槽加載最大爆發壓力18 MPa；根據RICARDO公司RINGPAK軟件模擬計算得到第2環岸及環槽、第3環岸及環槽壓力分別為1.31 MPa和0.27 MPa，如圖4(a)所示。

在整個工作循環中，除了爆發壓力外，活塞、活塞銷等摩擦副組件以變加速度的形式沿著氣缸做往復直線運動時所受到的慣性力也不可忽略，仿真計算時通過定義加速度的形式進行加載，最大值為-4 019.2 m/s2。此外，由于連桿的擺動，往復運動過程中活塞會給氣缸壁一個側向的分力，同時活塞裙部會受到氣缸壁的反作用側向力，最大值為18.88 kN。加速度及側向力通過RICARDO公司PISDYN軟件模擬計算得到，如圖4(b)所示。

2.2.2 熱載荷

假設活塞在發動機穩態工況下的傳熱方式為穩態傳熱，則溫度分布基本保持穩定。由于活塞本身沒有熱源，因此在模擬分析時使用了第3類邊界條件，即通過環境溫度和傳熱系數施加溫度載荷。根據不同的介質選擇活塞與周圍環境之間的傳熱系數，并通過硬度塞測溫法獲得活塞關鍵部位的溫度，以修正熱邊界條件。修正后的活塞部分溫度場邊界條件如表5所示。

表5 活塞溫度場邊界條件Table 5 The boundary condition of the temperature filed of piston

2.3 應力計算

活塞在發動機中運行時，其銷孔、裙部及燃燒室等部位均極易發生開裂失效，這種開裂主要是由高機械載荷產生的高水平應力引起的。應力水平越高則疲勞壽命越短；反之亦然。

在仿真軟件中定義活塞組件的材料屬性，施加約束并建立接觸對，施加熱邊界條件及機械載荷后進行求解，即可得到活塞的應力分布情況。

2.4 溫度測試及模型驗證

硬度塞測溫法是測量發動機活塞溫度最常用的方法，本文采用此方法對活塞A關鍵部位溫度進行測試。圖5所示為溫度測點布置，括號中數值為測點編號，?為直徑。第1、3、5缸各測點的溫度及平均溫度如圖6所示。

圖5 溫度測點布置Fig.5 Arrangement of hardness plugs setting points

圖6 活塞表面溫度測量結果Fig.6 The measurement results of piston surface temperature

利用上述測試得到的活塞關鍵部位平均溫度對有限元模擬中的熱邊界條件進行修正，迭代計算得到活塞的溫度場分布，如圖7(a)所示；由于采用同一臺發動機進行試驗，對活塞B施加修正后的熱邊界條件，計算得到活塞B溫度，如圖7(b)所示。由于活塞B燃燒室至內腔總體壁厚較小，活塞熱容量更小，內腔冷卻作用更突出，所以活塞B整體溫度較活塞A的略低，尤其是在燃燒室喉口測點6位置溫度降低了10 ℃。表6所示為活塞關鍵部位溫度測試值與有限元計算值對比(由于采用1/2仿真模型，不包含測點5、9、12和13)。由表6可見：活塞A溫度計算值與測試值相對誤差都在±5%以內，計算精度可達到工程應用的標準。

表6 溫度測試值與計算值對比Table 6 Comparison of measured and simulated temperature

圖7 活塞溫度場仿真結果Fig.7 Temperature field distribution of piston by finite element analysis

3 結果和討論

在發動機臺架試驗中，活塞A運行513 h后，燃燒室前端、后端出現裂紋，活塞B運行3 000 h后燃燒室底部出現裂紋。使用德國OBLF公司的QSN750光電光譜儀檢測試驗后活塞的化學成分；使用HBZ-3000布氏硬度計測量裂紋斷口部位的硬度；利用OLYPUS金相顯微鏡觀察其金相組織的變化；使用SIGMA500場發射掃描電鏡對裂紋源進行觀察。結合有限元模擬計算得到的活塞應力分布結果，對2種活塞結構疲勞開裂機理進行分析。

3.1 化學成分及金相

使用光譜儀檢測試驗后活塞材料的化學成分，并將其與標準值進行比較，如表7所示。由表7可見：所有元素的質量分數都在標準值范圍內。

表7 鋁合金活塞的化學成分(質量分數)Table 7 Chemical composition of aluminum alloy piston(mass fraction)%

采用電火花切割法從失效活塞裂紋部位切取樣品，然后研磨拋光，用氫氟酸溶液蝕刻樣品以暴露晶界，金相組織如圖8所示。由圖8可見：金相組織主要由α-Al固溶體、短條狀共晶硅及局部聚集分布的塊狀初晶硅組成，合金相分布均勻，裂紋處未見鑄造缺陷，可見，活塞燃燒室開裂失效不是由鑄造缺陷導致的。

圖8 活塞裂紋部位金相組織Fig.8 Metallographic structure of piston crack

3.2 硬度

使用THBP-62.5布氏硬度計測量裂紋斷口部位的硬度，測量結果如表8所示。從表8可以看出，失效活塞裂紋斷口部位的硬度有所降低，這主要是由活塞在運行時的高溫回火效應導致的。

表8 斷口部位材料硬度Table 8 Hardness of materials at fracture

另外，因活塞在高溫環境下運行，相當于對其進行了時效處理，在一定的溫度和時間內，時效強化效果會越來越好，合金的強度和硬度逐漸增加直至達到峰值；但是隨著時效時間繼續延長，活塞將產生過時效，此時合金的硬度、強度開始下降[23]。本試驗中活塞B硬度相對于活塞A降低了約16.6%，可見其經過3 000 h試驗已產生過時效。

3.3 裂紋及斷口形貌

3.3.1 活塞A

圖9所示為經過發動機臺架試驗后的活塞A宏觀及斷口形貌。由圖9(a)可見，活塞燃燒室前端沿銷孔軸線方向出現了明顯開裂(圖中紅色箭頭表示裂紋位置)；另外，銷孔上方的燃燒室底部出現了燒蝕穿孔(如圖9(a)中的紅色虛線圓圈所示)。使用電火花切割法對失效活塞進行剖切，剖開后裂紋斷口形貌見圖9(b)。從圖9(b)可以發現整個斷面平坦，存在明顯的放射狀棱線，初始裂紋源位于活塞頂部、燃燒室底部及內冷油腔表面的燒熔部位(如圖9(b)中紅色箭頭所示)。裂紋從裂紋源處開始，基本在徑向平面內分別向活塞環岸、銷孔以及燃燒室中心部位擴展，如圖9(b)中藍色箭頭所示。

圖9 活塞A試驗后宏觀及斷口形貌Fig.9 The macroscopic and fracture morphology of piston A after test

3.3.2 活塞B

活塞B試驗后頂面宏觀形貌如圖10所示。由圖10可見，活塞燃燒室底部出現了4道環形裂紋，分別如圖中紅色箭頭C1、C2、C3、C4所示。其中，C1、C2、C4裂紋較短，C3裂紋較長，沿著藍色箭頭所示方向將C3切割為C3-A和C3-B這2個部分。

圖10 活塞B試驗后宏觀形貌Fig.10 The macroscopic appearance of piston B after test

圖11所示為活塞B試驗后裂紋斷口形貌。圖11中，紅色箭頭所示為裂紋源區，位于活塞燃燒室的表面。圖11(a)中，C1、C2及C3-A這3道裂紋相互之間有明顯的分界線。由圖11(b)、圖11(c)、圖11(d)和圖11(e)斷口放大圖可發現，C1、C4裂紋斷面呈倒三角形，C2裂紋斷面呈倒梯形，將C3-A和C3-B兩部分斷面結合起來可看成倒直角梯形；C1～C44處裂紋最大深度分別為3.1、4.6、6.5和3.2 mm，由此也說明長裂紋C3的裂紋起始時間比其他3處裂紋的早。

圖11 活塞B試驗后裂紋斷口形貌Fig.11 Fracture morphology of piston crack after piston B test

從裂紋斷口形貌可以看出，裂紋源均從活塞燃燒室底部圓弧相切過渡處表面起源，然后同時向下和內部擴展，且裂紋垂直于表面，見圖11(f)。此活塞斷裂方式是正應力引起的開裂，其斷口表面與最大正應力方向垂直，裂紋從燃燒室底部周向應力最大點開始，沿燃燒室底部向兩側及活塞內部擴展。

打開活塞裂紋后，找到裂紋源，使用掃描電鏡對裂紋源處進行觀察。圖12(a)所示為取樣位置，不同放大倍數下SEM觀察結果分別如圖12(b)、圖12(c)和圖12(d)所示。材料的表面(白色部分)和裂紋源部位均已經被熔損，通過觀察發現熔損部位的裂紋形狀為貝紋，屬于裂紋發展的擴展階段，因此可以推斷出裂紋起始于材料的表面。這主要是由于活塞燃燒室表面長期與高溫高壓燃氣直接接觸，導致材料表面局部熔損，在機械耦合負荷作用下熔損面積與深度不斷增加，加速了初始裂紋的形成及擴展。

圖12 活塞B裂紋源位置取樣SEM觀察結果Fig.12 SEM observation results of sampling at the position of the piston B crack source

3.4 有限元計算結果

3.4.1 機械載荷下的應力

圖13所示為活塞和沿燃燒室底部圓周的機械應力，其中0°側為次推力側。圖13(a)所示為活塞A和B的第一主應力分布，其最大應力出現在活塞主推力側(TS)和次推力側(ATS)方向的燃燒室底部，且為拉應力。圖13(b)所示為活塞A和B燃燒室的周向應力分布，最大應力出現在活塞銷孔上方的燃燒室底部，這與前文中的試驗結果一致。從計算結果可以看出，在機械載荷作用下，活塞燃燒室底部幾乎沿整個圓周方向都承受較大的拉應力。拉應力特別是沿圓周切線方向的周向應力更容易導致沿活塞徑向的開裂失效。

圖13 活塞和燃燒室底部的機械應力Fig.13 Mechanical stress on the piston and the bottom of the combustion bowl

圖13(c)所示為2種活塞沿燃燒室底部圓周的第一主應力，活塞A燃燒室底部過渡處的應力為52.3 MPa，活塞B同部位的應力為46.6 MPa，相較于活塞A的應力減小了約10.9%。圖13(d)所示為2種活塞沿燃燒室底部圓周的周向應力，最大應力位于銷孔方向的燃燒室底部，偏向兩推力側方向時逐漸減小?；钊鸄的最大周向應力為32.30 MPa，活塞B為27.69 MPa，相對于活塞A減小了約14.3%。這種現象主要是由于活塞B的頂部壁厚比活塞A的小，因而其能夠更好地適應變形，在一定的載荷范圍內，形成了應力釋放效應。壁厚太小，或載荷超過一定的臨界值時，反而可能會出現應力較大的情況，這一點也需要在活塞結構設計時予以重視。

3.4.2 熱機耦合主應力

圖14所示為2種活塞在熱機械耦合狀態下燃燒室底部第一主應力，其中0°側為主推力側。由圖14可知，2種活塞沿燃燒室底部圓周的第一主應力明顯比燃燒室其他部位的大，且均以拉應力為主，A活塞最大應力為11 MPa，明顯大于B活塞最大應力(9 MPa)，更高的拉應力意味著更大的開裂概率。

圖14 熱機耦合第一主應力Fig.14 The first principal stress of thermo-mechanical coupling

3.5 開裂機理分析

活塞運行時，整個燃燒室承受較高的機械負荷和熱負荷，在2種負荷和活塞銷支反力的共同作用下，形成類似中間支撐梁的效應，活塞頭部有向外擴張的趨勢，而底部有朝內腔方向彎曲的趨勢，這2種趨勢均會引起壁厚較小的燃燒室底部過渡區域承受較大的拉應力，且燃燒室底部過渡區域本身也會因結構突變而產生應力集中，因此，燃燒室底部過渡處是容易開裂的部位。

由于在機械載荷以及熱機耦合載荷下，燃燒室底部均存在相對較高水平的拉應力分布，在活塞實際運行過程中，無論是機械載荷還是熱機耦合載荷占主導作用，在循環次數足夠多的情況下，均容易在燃燒室底部最先出現疲勞裂紋，拉應力水平越高，疲勞壽命相對越短。初始裂紋總是在拉應力最大或結構最薄弱、或材料最薄弱的部位出現。當初始裂紋出現在銷孔軸線方向以外的其他部位時，由于這些部位的拉應力方向不在沿圓周的切線方向上(見圖13(b))，因此裂紋往往會沿著拉應力較大的燃燒室底部圓周方向擴展，這類裂紋由于不會產生貫穿性擴展紋，其擴展速度較緩慢。初始裂紋一旦出現在或擴展到銷孔軸線方向附近時，由于該方向存在固有的中間支撐梁彎曲效應，拉應力往往表現為沿圓周方向的周向應力，這將導致從該部位開始出現沿活塞徑向的初始及擴展裂紋，這類裂紋由于出現在近似平行于活塞銷孔軸線的縱向平面內，將沿活塞徑向以較快的速率擴展，直至活塞開裂失效，如圖15所示。

圖15 燃燒室疲勞裂紋擴展示意圖Fig.15 Schematic diagram of fatigue crack growth in the combustion bowl

4 結論

1) 活塞在工作狀態下，通常在燃燒室底部產生較高水平的拉伸應力，特別是機械載荷下的最大周向應力總是出現在銷孔方向的燃燒室底部，而較高水平的拉伸應力往往會導致疲勞開裂。

2) 活塞長時間運行可能導致活塞材料的過時效效應，活塞燃燒室表面暴露在高溫高壓氣體中也容易導致出現表面局部熔損，這將引起活塞強度和硬度顯著降低，從而增加開裂和失效的風險。

3) 活塞內冷油腔位置向上移動后，活塞不同部位的溫度都有所降低；同時，對內腔頂部進行等壁厚隨形設計，可使頭部結構具有更好的適應性，從而形成應力釋放效應，降低機械與耦合應力，有效提高活塞服役壽命。