活塞燃烧室喉口疲劳开裂的原因分析与改进

高尉尉，熊培友，王溪，刘栋，王权

(1.山东理工大学 交通与车辆工程学院，山东 淄博 255049；2.滨州渤海活塞有限公司，山东 滨州 256602；3.嘉利特荏原泵业有限公司，山东 滨州 256500；4.中国重汽(香港)有限公司济南动力部(复强公司)，山东 济南 250220)

0 引言

为了满足越来越严格的环保节能要求，现代柴油机逐渐向高强化、大功率、高爆发压力的趋势发展，作为柴油机的关键零部件，活塞承受越来越高的交变机械负荷和热负荷作用，导致活塞燃烧室喉口开裂现象日益增多[1-4]。为了提高活塞燃烧室喉口的承载能力,一般采用硬氧处理、变质处理、表面涂覆、重熔、强化冷却、镶嵌陶瓷纤维强化、附加保护层或采用铰接式活塞、整体锻钢活塞、研发新材料等技术，这些技术对燃烧室喉口处的承载能力都有不同程度的提高，但研发生产成本会大幅度上升[5-7]。因此，如何在控制研发生产成本的同时增强活塞燃烧室喉口的承载能力、提高活塞的可靠性是活塞设计人员亟待解决的问题。

针对某高强化柴油机在进行试验后出现的活塞燃烧室喉口开裂问题，通过活塞金相、成分检测及裂纹源电镜分析技术，确定了喉口开裂的主要原因，并利用有限元分析对改进方案进行优化，通过耐久试验验证了改进优化的有效性，从而解决了喉口开裂失效问题，为高强化柴油机活塞设计及失效改进提供了参考。

1 故障简述及分析

某国产4缸4.6 L涡轮增压柴油机的主要性能参数如表1所示。

柴油机在进行800 h耐久台架试验后，拆机发现活塞销孔方向燃烧室喉口出现裂纹，如图1所示。

表1 柴油机主要性能参数

图1 试验后活塞燃烧室喉口裂纹宏观图

造成活塞燃烧室喉口开裂的原因较多，通常情况下活塞燃烧室喉口开裂失效类型分为因高周机械疲劳导致疲劳开裂失效、因低周热疲劳导致的疲劳开裂失效以及因缺陷所导致的疲劳破坏。不同的失效类型都有其明显的特征，如高周机械疲劳导致的裂纹出现在销孔方向的燃烧室喉口处，低周热疲劳导致的裂纹出现在垂直销孔方向的燃烧室喉口处，因此，可根据疲劳失效特征结合理化检测方法判断燃烧室喉口出现裂纹失效的原因。

1.1 活塞金相及化学成分

利用金相显微镜对失效活塞燃烧室喉口处材料的纤维组织进行观测，得到金相检测结果如图2所示。放大100倍显微观察，α-固溶体细小，共晶硅呈短条状及部分小块状，初晶硅呈现小块状，合金相分布均匀、细密，可见材料的金相组织正常。

通过光电光谱仪对失效活塞燃烧室喉口处材料成分进行检测，如图3所示。化学成分的质量分数见表2，结果显示材料的化学成分符合要求。

图2 活塞金相检测结果 图3 活塞燃烧室喉口处材料成分检测结果

元素成分SiMgFeKCOAl实测值12.360.840.390.0410.238.99其余标准值11～13.20.5～1.3≤0.6≤0.05积碳积碳其余

1.2 裂纹断面电镜检测

将失效活塞从裂纹处割开，裂纹表面如图4所示。

a)裂纹(20×) b)沿裂纹剖切展开(50×) c)沿裂纹剖切展开(100×)图4 试验后活塞燃烧室喉口裂纹表面

利用电子扫描显微镜对裂纹断面进行了显微观察，观察发现裂纹处不存在铸造缺陷，裂纹方向由内向外扩展属于典型的疲劳裂纹，如图5所示。

a)30× b)200× c)500×图5 不同放大倍数下喉口裂纹源

通过对活塞喉口裂纹表面电镜分析可知，活塞燃烧室喉口裂纹为疲劳裂纹，裂纹源位于活塞喉口表面处，且活塞材料金相组织及成分均正常，活塞内部也没有明显缺陷，综合活塞裂纹位置及裂纹特征，此裂纹为机械疲劳裂纹。主要受高爆发压力影响，使活塞材料产生机械疲劳，导致在销孔方向燃烧室喉口位置开裂。

2 设计改进及有限元优化

图6 异形销孔结构示意图

2.1 改进方案

燃烧室喉口机械疲劳强度的影响因素众多，除了载荷、材料、工艺、加工等因素外，活塞本身的结构也是影响燃烧室喉口机械疲劳强度的主要因素之一。活塞局部结构的变化也可能导致活塞承受应力的重新分布，例如，活塞采用异形孔结构对预防销座开裂具有积极的作用，但此结构却影响着喉口部位的可靠性[8-11]。通过大量试验及失效案例分析发现，改进销孔结构可以达到提高销孔承载能力并同时改善燃烧室喉口机械疲劳应力的目的。

针对此柴油机燃烧室喉口开裂失效问题，通过优化活塞销孔型线来降低喉口机械应力，以提高喉口部位的疲劳强度。活塞原销孔采用两侧为锥形中间为直线的异形结构，如图6所示，BC段为直线，此段销孔为圆柱形，其直径为销孔名义直径；AB段和CD段分别为不同系数的幂函数曲线。改进前AB段和CD段的幂函数分别为：

图7 销孔型线

式中：You为AB段半径收缩量；Yin为CD段半径收缩量；Xin为距B点的距离；Xou为距C点的距离。

通过调整幂函数系数及中间直线段长度，得到改进后AB段和CD段的幂函数分别为：

改进后销孔型线如图7所示。

2.2 有限元计算

2.2.1 有限元模型

图8 活塞网格模型

在工程应用中，对于不同的改进方案需要通过有限元计算来对改进效果进行评估，从而选取最优化的改进设计方案，这样可以避免大量重复的试验。

由于活塞具有较好的对称性，为了节省计算时间、资源，采用1/2活塞组模型作为有限元模型，通过Ansys有限元分析软件采用二阶四面体单元对活塞进行有限元网格划分。同时为了提高计算精度，在温度梯度较大的部位对网格进行局部加密处理，以四面体单元对活塞进行网格划分，共计680 109个单元，993 095个节点,划分得到有限元网格模型如图8所示。

2.2.2 计算结果

在活塞、活塞销和连杆小头的对称平面施加对称边界条件；在连杆小头的底面施加y方向的自由度约束；活塞和活塞销、活塞销和连杆作为面-面接触对。发动机在稳定工作时，活塞的热量交换已经达到平衡，用有限元法计算其温度场时通常采用第3类边界条件，即给定换热系数和周围介质温度来模拟活塞温度分布；施加燃气最大爆发压力为19 MPa，并考虑惯性力及活塞侧向力的影响，通过迭代计算得到改进前、后活塞燃烧室喉口疲劳系数aSY如图9所示。

a)改进前 b)改进后图9 活塞燃烧室喉口疲劳系数

由图9可知，改进前平行于销孔方向燃烧室喉口疲劳系数最低为0.914，明显低于许可值，这也充分印证了前文对活塞燃烧室喉口开裂失效原因分析判断的准确性。销孔型线改进后，活塞燃烧室喉口疲劳系数变化十分明显，由原来0.914提高到1.288，增大了约40%，效果十分明显。

销孔型线的改变也会对销孔疲劳系数产生影响，图10为销孔型线改进前后活塞销孔疲劳系数模拟计算结果。由图10可知，销孔型线改进后，销孔疲劳系数由原来1.286降低到1.108，降低了约13.8%，但仍然大于许可值，满足销孔强度要求。

a)改进前 b)改进后图10 活塞销孔疲劳系数

图11 改进方案试验后活塞

2.3 试验验证

为了验证改进活塞的可靠性，将改进后的活塞装机进行800 h台架试验，试验后对发动机进行拆机检测，活塞裙部贴合良好，没有异常磨损痕迹，燃烧室也没有出现裂纹，如图11所示。

3 结论

1)有限元分析结果表明，销孔型线优化改进后，燃烧室喉口疲劳系数提高了约40%，有效解决了燃烧室喉口开裂问题。另外，销孔型线改进后销孔疲劳系数虽然有所降低，但仍高于许可值，满足销孔承载要求。

2)异形销孔虽然可以提高销孔承载能力，但也会使销孔方向燃烧室喉口出现高周机械疲劳失效的风险，因此在工程设计中需要对销孔承载与燃烧室喉口疲劳进行综合平衡考虑。