汽油機活塞頂面鍍層的設計與仿真研究

孫 偉，張淑婷*，杜開平，歐陽佩旋，楊謹赫

（1.北方工業大學 機械與材料工程學院，北京 100144； 2.礦冶科技集團有限公司，北京 100160）

作為汽車發動機內的重要零部件之一，汽油機活塞服役于高速往復運動與氣缸對磨的環境中，隨著工業技術的發展，對活塞服役性能及使用壽命的要求進一步提高［1-3］。但活塞頂面在運行過程中承受著嚴峻的熱載荷和機械載荷，活塞內部及表面在熱-機載荷的共同作用下易產生不均勻應力，導致活塞在不均勻應變的作用下發生變形，甚至產生疲勞破壞［4-5］。

零部件表面添加硬鉻鍍層［6-8］是顯著提高其硬度和耐磨性能的典型傳統方法，但電鍍鉻工藝過程存在環境污染問題，在綠色環保的發展理念下，電鍍鉻逐漸被人們限制使用［9-10］，因此，表面工程中發展新型綠色替代電鍍鉻工藝逐漸成為研究熱點。其中，復合電鍍技術因綠色無污染且工藝簡單而被人們關注，該技術可以將一種或幾種陶瓷顆粒彌散分布于金屬基體中，從而形成具有特殊性能的涂層［11］，目前常見的二元或多元電解液體系包括Ni-SiC、Ni-P-SiC等［12-13］。

文獻［14］研究表明，耐磨復合鍍層的服役性能可達到甚至好于硬鉻鍍層。另外，活塞作為特異構件，針對其結構的復雜性，采用復合電鍍技術制備的涂層具有均勻性好的優勢。其中，金屬碳化物復合鍍層［15-17］具有較高的強度、優異的耐磨耐蝕性等特點，有望替代應用于汽車活塞、缸套上的傳統鍍鉻技術［18］。因此，設計與研究不同結構和性能的復合鍍層，可為活塞頂面替代電鍍鉻技術的發展提供一定的實驗參考。

熱應力是影響鍍層服役狀態的重要因素?；钊趯嶋H運行過程中，由于活塞結構的復雜性以及復合鍍層與活塞基體存在熱膨脹系數不匹配等現象，在熱-機載荷的共同作用條件下，活塞基體內部包括鍍層-活塞基體界面會形成溫度梯度，進而產生耦合熱失配應力，其大小與鍍層厚度、彈性模量、泊松比、熱膨脹系數和導熱系數等參數有關［19-20］，因此研究鍍層結構及物性參數對活塞-鍍層界面應力的影響，可進一步指導鍍層設計。在目前眾多研究應力的方法中，有限元數值模擬［21-23］具有效率高、方便快捷等特點，可以直觀地顯示鍍層與活塞基體的應力分布以及界面處的應力情況，國內外學者利用有限元法對涂層熱應力場的分布做了大量研究［24-26］，但大多以熱防護厚涂層為研究對象，關于電鍍薄涂層服役工況下應力分布的研究鮮有報道。

綜上所述，筆者針對汽油機活塞頂面替代電鍍鉻的綠色表面處理需求，采用ZL104鋁合金為活塞基體材料，結合復合電鍍技術，建立了不同結構和物性參數的鍍層-活塞有限元模型，考察了鍍層厚度、彈性模量和導熱系數等對活塞-鍍層界面熱力耦合應力場的影響，以期為活塞頂面替代電鍍鉻涂層材料的優化設計提供實驗參考。

1 數值模擬分析

1.1 數學模型的建立

1.1.1 溫度場及導熱理論

活塞在運行過程中，其頂部與燃燒室直接接觸，高溫燃氣的大部分熱量通過對流換熱方式傳遞給活塞頂面，然后通過熱傳導方式將熱量傳遞給活塞其他部位，活塞內部的傳熱遵循傅里葉定律，在穩定運行工況條件下，活塞的熱分析可以認為是一個沒有內熱源問題的穩態熱過程［27］。

在傳熱學理論［28］中，物質的溫度是隨著時間和空間而變化的，溫度場是指物體內各個節點上溫度所組成的集合，其函數關系式為：

式中：x、y、z分別代表了空間笛卡爾坐標，τ代表時間。其中，活塞的穩態溫度場函數關系式可簡化為：

作為熱傳導［28］的理論基礎，傅里葉定律的函數表達式如下：

式中：q為熱流密度，W/m2；λ為材料的導熱系數，W/（m·K）；gradT為溫度梯度為溫度在n向上的導數；其中負號代表q的方向與T降低的方向保持一致。

為了獲得活塞內的溫度分布情況，需要建立相應的導熱微分方程，基于傅里葉定律及能量守恒定律，其函數表達式為：

式中：φn為物體內熱源生成的熱量，W/m；ρ為密度，kg/m3；C為比熱容，J/（kg·K）；τ為時間，s。對于本文所研究的穩態、無內熱源的傳熱分析，該方程可簡化為：

1.1.2 對流換熱理論

由于活塞在運行過程中，通過輻射傳遞的熱量較少，因此本文忽略輻射部分的換熱系數，采用第三類邊界條件，通過定義活塞、環境的溫度以及與環境的換熱系數來描述活塞的對流換熱行為，一般可由下式表達［28］：

式中：λ為導熱系數，W/（m·K）；T為溫度，K；n為法線方向，m；α為對流換熱系數，W/（m2·K）；T為環境溫度，K；Tf為表面溫度，K；

1.2 有限元模型

為了提高建模和計算的效率，將復合鍍層簡化為單一結構涂層進行處理。圖1為基于ABAQUS/CAE平臺建立的活塞有限元模型，其中活塞外徑、內徑的尺寸分別為Φ50 mm、Φ38 mm，活塞裙部高26 mm，環槽半徑R1為2 mm，圖2為幾何尺寸示意圖。由于本文的仿真研究重點為活塞-鍍層界面區域，因此對鍍層區域進行了加密網格處理，網格類型采用DC3D8和C3D8R單元。

圖1 活塞有限元模型Fig.1 Finite element model of piston

圖2 活塞幾何尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of piston geometry

1.3 材料屬性

仿真計算的重點在于鍍層的結構與性能優化，因此活塞頂面鍍層以典型硬質物質SiC為參照。根據實際鍍層的強硬度特點，本研究以200~600 GPa作為彈性模量的研究范圍。基于電鍍工藝及汽油機活塞表面實際使用鍍層的厚度參考，以100~200 μm作為厚度研究范圍。另外，活塞材料為ZL104鋁合金，假設材料的熱物性參數不隨溫度發生變化，且不考慮涂層制備過程引起的內部應力。采用控制變量法分別改變鍍層厚度、彈性模量和導熱系數，進而研究熱-機載荷共同作用下鍍層結構及物性參數對活塞-鍍層界面應力的影響規律。仿真所用到的材料參數如表1所示［29-30］。

表1 活塞及鍍層的材料參數Tab.1 Material parameters of piston and coating

1.4 邊界條件

在實際工作中，活塞承受著機械載荷與高溫燃氣的共同作用，為了更真實地反映活塞的應力分布情況，本文采用順序熱-力耦合的有限元分析方法，將得到的穩態溫度場作為已知條件，同時取實際工況中的最大燃氣壓力9.14 MPa［4］作為仿真過程中活塞頂面單位面積所受的壓力。依據第三類邊界條件，通過定義活塞頂面（鍍層表面）、裙部及環槽、內腔及底面的換熱系數和環境溫度來描述其換熱行為，并將傳熱分析得到的溫度場作為預定義邊界條件進行熱應力分析，活塞的熱邊界分區示意圖如圖3所示，換熱邊界條件如表2所示［31］。

圖3 活塞熱邊界分區示意圖Fig.3 Schematic diagram of thermal boundary zoning of piston

表2 活塞不同區域的換熱邊界條件Tab.2 Heat transfer boundary conditions in different regions of piston

2 結果與討論

2.1 鍍層厚度的影響

在復合鍍層活塞的設計中，鍍層厚度是一個非常重要的結構參數。不同鍍層厚度時活塞的應力分布云圖（表面為活塞-鍍層界面）如圖4所示，從活塞底部到頂部方向應力變化趨勢逐漸增大，活塞頂部（活塞-鍍層界面處）是應力最大的部位，且不同鍍層厚度條件下活塞的最高應力均出現在活塞頂部。這是由于在工作狀態下活塞頂面直接與高溫燃氣接觸，其承壓最大，因此活塞-鍍層界面及鍍層是整個零件工況最惡劣的部位。

圖4 不同鍍層厚度時活塞的應力分布云圖Fig.4 Stress distribution nephogram of piston with different coating thickness

由于活塞的應力呈對稱分布，因此在鍍層-活塞界面沿OA方向創建一條路徑，如圖5所示。圖6顯示了鍍層不同厚度時鍍層-活塞界面沿OA方向耦合應力的分布情況。從圖6可以看出，不同鍍層厚度時的界面耦合應力分布情況相同，最大的耦合應力均出現在活塞頂面兩端邊緣處。為了進一步考察鍍層厚度對鍍層-活塞界面耦合應力的影響，提取路徑上的峰值應力數據進行分析，圖7為鍍層厚度與鍍層-活塞界面峰值應力的變化關系曲線。從圖7可以看出，當鍍層厚度為100~200 μm時，隨著鍍層厚度的增加，鍍層-活塞界面峰值應力逐漸增大，從163 MPa增加至212 MPa，，增大了30.06 %，峰值應力與鍍層厚度之間近似呈線性關系。

圖5 沿活塞-鍍層界面OA路徑的創建Fig.5 Creation of OA path along piston-plating interface

圖6 不同鍍層厚度時沿路徑OA等效應力的變化Fig.6 Variation of equivalent stress along OA radial distance with different coating thickness

圖7 鍍層厚度對界面峰值應力的影響Fig.7 Effect of coating thickness on interfacial peak stress

從表1可以看出，活塞基體為ZL104鋁合金，鍍層材料以SiC的物性參數為參照，二者的導熱系數和比熱容相差不大，而活塞基體的熱膨脹系數近似為鍍層的6倍。因此，在熱負荷的作用下，鍍層-活塞界面由于兩側材料熱膨脹系數不匹配而產生的熱應力隨著鍍層厚度的增加而增加。同時，由于活塞結構的特異性，其頂面邊緣棱角處熱阻較大，鍍層-活塞界面往往在邊緣棱角處產生應力集中［32］。鍍層-活塞界面的耦合應力越大，則鍍層越容易發生剝落，特別是在界面邊緣棱角處。仿真結果表明，厚度較薄和熱膨脹系數較小的鍍層有利于提高其使用壽命，但活塞頂面復合鍍層主要起到高強耐磨的作用，鍍層厚度過薄對活塞的保護性不足，綜合考慮，針對活塞頂面復合電鍍薄涂層，其厚度宜適中選取，以150 μm左右為宜。

2.2 鍍層彈性模量的影響

彈性模量表示材料的剛度，反映了材料抵抗彈性變形的能力，剛度決定了鍍層服役狀態的穩定性，在復合鍍層的設計中，彈性模量是一個重要的力學性能指標。根據2.1鍍層厚度影響的仿真結果，以150 μm作為鍍層厚度值，不同涂層彈性模量時活塞的應力分布云圖（表面為活塞-鍍層界面）如圖8所示，活塞頂部仍然是應力最大的部位，且峰值應力均集中于活塞邊緣棱角處，這仍是由于涂層與活塞基體熱膨脹系數不同而導致的。

圖8 不同鍍層彈性模量時活塞的應力分布云圖Fig.8 Stress distribution nephogram of piston with different elastic modulus of coating

圖9顯示了鍍層不同彈性模量時鍍層-活塞界面沿OA方向耦合應力的分布情況。從圖9可以看出，鍍層-活塞界面的耦合應力分布情況與圖6相同，最大的耦合應力仍出現在活塞頂面兩端邊緣處。鍍層彈性模量與界面峰值應力的關系如圖10所示，可以看出，當彈性模量在200~600 GPa時，隨著彈性模量的增加，由于涂層硬度、耐磨性等關鍵力學性能在一定程度同步得到提高，當鍍層表面受熱-機載荷共同作用時，界面耦合應力也隨之提高，活塞-鍍層界面峰值應力從104 MPa增加至175 MPa，增大了68.27 %。

圖9 不同鍍層彈性模量時沿OA徑向距離等效應力的變化Fig.9 Variation of equivalent stress along OA radial distance with different elastic modulus of coating

圖10 鍍層彈性模量對界面峰值應力的影響Fig.10 Effect of elastic modulus of coating on peak interfacial stress

仿真結果表明，鍍層的彈性模量越大，其界面峰值應力增大的趨勢放緩，且最大峰值應力值仍然較低，不難看出與厚度因素相比，鍍層彈性模量是影響其與活塞基體結合狀態的次要因素。因此，活塞頂面可以選取較高彈性模量的鍍層材料來提高其強度和耐磨性。但鍍層的彈性模量與復合鍍層中陶瓷的含量有很大關系，陶瓷復合量越大，復合鍍層的彈性模量相應增大，同樣其熱膨脹系數就越小，因此，在提高鍍層彈性模量的前提下，應盡量減小與活塞基體的熱膨脹系數差異。金屬碳化物類陶瓷材料的彈性模量一般為400~600 GPa，該類材料耐磨性能及抵抗變形能力強，故碳化物顆粒增強的金屬基復合鍍層可顯著提高活塞頂面的防護性能，因此復合鍍層的彈性模量以400~600 GPa范圍為宜。

2.3 鍍層導熱系數的影響

導熱系數是物質導熱能力的量度，是影響活塞及鍍層熱傳導的重要參數。根據上述仿真結果，鍍層的厚度和彈性模量值分別取150 μm和570 GPa，得到鍍層導熱系數與活塞-鍍層界面峰值應力關系，如圖11所示?？梢钥闯?，在50~400 W·m-1·K-1范圍內，活塞-鍍層界面沿路徑的峰值應力隨著鍍層導熱系數的增大而基本保持不變，約為171 MPa，其原因在于鍍層厚度較薄，鍍層對活塞沒有隔熱效果，因此導熱系數對鍍層-活塞界面溫度場的影響十分有限，進而導致界面耦合應力值基本不變。綜上所述，在活塞頂面復合鍍層的設計中，應優先考慮鍍層的厚度和彈性模量等參數。

圖11 鍍層導熱系數對界面峰值應力的影響Fig.11 Effect of thermal conductivity of coating on peak interfacial stress

3 結 論

（1）當鍍層厚度為100~200 μm時，界面峰值應力隨涂層厚度的增大而增大，從163 MPa增加至212 MPa，增大了30.06 %，鍍層厚度顯著影響其與活塞基體的結合狀態。綜合考慮鍍層服役性能和使用壽命的關系，結合復合電鍍工藝特點，鍍層厚度宜適中選取，以150 μm左右為宜。

（2）當鍍層彈性模量為200~600 GPa時，界面峰值應力隨涂層彈性模量的增大而增大，從104 MPa增加至175 MPa，增大了68.27 %，峰值應力變化范圍較大，但最大峰值應力值仍然較低。綜合考慮活塞頂面的力學性能需求，鍍層彈性模量以SiC類復合鍍層材料的400~600 GPa為宜。

（3）導熱系數對薄涂層活塞應力場的影響有限，當鍍層導熱系數為50~400 W·m-1·K-1時，界面峰值應力基本保持不變。在設計和優化活塞頂面鍍層材料時，應重點考慮鍍層厚度和彈性模量等參數。