活塞材料（精选10篇）
活塞材料 篇1
刀具材料性能的优劣是影响加工表面质量、切削加工效率、刀具寿命的基本因素[1]。切削加工时, 直接担负切削工作的是刀具的切削部分。刀具切削性能的好坏大多取决于构成刀具切削部分的材料、切削部分的几何参数及刀具结构的选择和设计是否合理。切削加工生产率和刀具耐用度的高低、刀具消耗和加工成本的多少、加工精度和表面质量的优劣等等, 在很大程度上都取决于刀具材料的合理选择。正确选择刀具材料是设计和选用刀具的重要内容之一。
每一品种刀具材料都有其特定的加工范围, 只能适用于一定的工件材料和切削速度范围。不同的刀具材料和同种刀具加工不同的工件材料时刀具寿命往往存在很大的差别, 例如:加工铝活塞时, 金刚石刀具的寿命是YG类硬质合金刀具寿命的几倍到几十倍;YG类硬质合金刀具加工含硅量高、中、低的铝合金时其寿命也有很大的差别。所以, 合理选用刀具是成功进行切削加工的关键。每一种刀具材料都有其最佳的加工对象, 即存在切削刀具与加工对象的合理匹配问题。
1 刀具材料应具备的性能
1.1 高的硬度和耐磨性
硬度是刀具材料应具备的基本特性。刀具要从工件上切下切屑, 其硬度必须比工件材料的硬度大。切削金属所用刀具的切削刃硬度, 一般都在60HRC以上。
耐磨性是材料抵抗磨损的能力。一般来说, 刀具材料的硬度越高, 其耐磨性就越好。组织中的硬质点 (碳化物、氮化物等) 的硬度越高, 数量越多, 颗粒越小, 分布越均匀, 则耐磨性越好[3]。耐磨性还与材料的化学成分、强度、显微组织及摩擦区的温度有关。可用公式表示材料的耐磨性WR:
WR=KIC0.5E-0.8H1.43
式中 H—材料硬度 (GPa) 。硬度愈高, 耐磨性愈好。
KIC—材料的断裂韧性 (MPa.m1/2) 。KIC愈大, 则材料受应力引起的断裂愈小, 耐磨性愈好。
E—材料的弹性模量 (GPa) 。E很小时, 由于磨粒引起的显微应变, 有助于产生较低的应力, 耐磨性提高。
1.2 足够的强度和韧性
要使刀具在承受很大压力, 以及在切削过程经常出现的冲击和振动条件下工作, 而不产生崩刃和折断, 刀具材料就必须具有足够的强度和韧性。
1.3 高的耐热性 (热稳定性)
耐热性是衡量刀具材料切削性能的主要标志。它是指刀具材料在高温条件下保持一定的硬度、耐磨性、强度和韧性的性能。
刀具材料还应具有在高温下抗氧化的能力以及良好的抗粘结和抗扩散的能力, 即刀具材料应具有良好的化学稳定性。
1.4 良好的热物理性能和耐热冲击性能
刀具材料的导热性愈好, 切削热愈容易从切削区散走, 有利于降低切削温度。
刀具在断续切削或使用切削液时, 常常受到很大的热冲击 (温度变化剧烈) , 因而刀具内部会产生裂纹而导致断裂。刀具材料抵抗热冲击的能力可用耐热冲击系数R表示, R的定义是为:
R=λσb (1-μ) /Eα
式中 λ—导热系数;
σb—抗拉强度;
μ—泊松比;
E—弹性模量;
α—热膨胀系数。
导热系数大, 使热量容易散走, 降低刀具表面的温度梯度;热膨胀系数小, 可减少热变形;弹性模量小, 可以降低因热变形而产生的交变应力的幅度;有利于材料耐热冲击性能的提高。
耐热冲击性能好的刀具材料, 在切削加工时可以使用切削液。
1.5 良好的工艺性能
为了便于刀具的制造, 要求刀具材料具有良好的工艺性能, 如锻造性能、热处理性能、高温塑性变形性能、磨削加工性能等。
1.6 经济性
经济性是刀具材料的重要指标之一, 优质刀具材料虽然单件刀具成本很高, 但因其使用寿命长, 分摊到每个零件的成本则不一定很高。因此在选用刀具材料时要综合考虑其经济效果。
2 刀具材料
2.1 高速钢
高速钢是一种加入了较多的钨、钼、铬、钒等合金元素的高合金工具钢[4]。高速钢具有较高的强度和韧性, 并且具有一定的硬度和耐磨性, 适合各类刀具的要求。高速钢刀具制造工艺简单, 容易磨成锋利切削刃, 因此尽管各种新型刀具材料不断出现, 高速钢刀具在金属切削中仍占较大的比例。可以加工有色金属和高温合金。由于高速钢具有以上性能, 活塞加工中的铣浇冒口、铣横槽及铣膨胀槽用铣刀、钻油孔用钻头等刀具都为高速钢材料。
2.2 硬质合金
硬质合金是由难熔金属碳化物 (如WC、TiC、TaC、NbC等) 和金属粘结剂 (如Co、Ni等) 粉末经粉末冶金的方法制成。
由于硬质合金中都含有大量的金属碳化物, 这些碳化物都有熔点高、硬度高、化学稳定好、热稳定性好等特点, 因此, 硬质合金材料的硬度、耐磨性、耐热性都很高。常用硬质合金的硬度为89～93HRA, 比高速钢的硬度 (83～86.6HRA) 高, 在800～1000℃时尚能进行切削。在540℃时, 硬质合金的硬度为82～87HRA, 在760℃时, 硬度仍能保持77-85HRA。因此, 硬质合金的切削性能比高速钢高得多, 刀具耐用度可提高几倍到几十倍, 在耐用度相同时, 切削速度可提高4～10倍。
目前我公司使用的硬质合金刀具主要是YG类 (WC-TiC-Co) 中的YG6和YGX。YT类 (WC-TiC-Co) 中的YT15等硬质合金用于活塞粗加工、半精加工和部分精加工工序。
2.3 金刚石
金刚石是目前已知矿物材料中硬度最高、热传导性最好的物质, 与各种金属、非金属材料配对摩擦的磨损量仅为硬质合金的1/50—1/800[4], 是制作切削刀具最理想的材料。然而, 天然单晶金刚石仅用于制作首饰及某些有色金属的超精密加工[5]。刀具用人造大颗粒单晶金刚石尽管目前De Beers公司、住友电工等均已工业化生产, 但还没有进入大量应用阶段。
金刚石刀具的切削刃非常锋利 (这对切下极小断面的切屑是很重要的) , 刃部粗糙度很小, 摩擦系数又低, 切削时不易产生积屑瘤, 加工表面质量高。加工有色金属时, 表面粗糙度可达到Ra0.012μm, 加工精度可达到IT5级以上。
金刚石刀具有三种:天然单晶金刚石刀具、整体人造聚晶金刚石刀具、金刚石复合刀具。天然金刚石刀具由于成本较高等原因, 在实际生产中应用较少。人造金刚石是通过合金触媒的作用, 在高温高压下由石墨转化而成。金刚石复合刀片是在硬质合金基体上经过高温、高压等先进工艺烧结一层约0.5～1μm厚的金刚石, 这种材料是以硬质合金做基体, 其机械性能、热传导性和膨胀系数都近似于硬质合金, 基体上的人造多晶金刚石磨料中的金刚石晶体呈不规则排列, 其硬度和耐磨性在各个方向都是均匀的[6]。
聚晶金刚石 (简称PCD) 是由经过筛选的人造金刚石微晶体在高温高压下烧结而成。在烧结过程中, 由于添加剂的加入, 使金刚石晶体间形成以TiC、SiC、Fe、Co和Ni等为主要成分的结合桥。金刚石晶体以共价键的结合形成牢固地嵌于结构桥构成的坚强骨架中, 使PCD的强度和韧性都大大提高, 其硬度约为9000HV, 抗弯强度为0.21～0.48GPa, 导热系数为20.9J/cm.s.℃, 热膨胀系数为3.1×10-6/℃[7]。现在使用的聚晶金刚石刀具大多是PCD与硬质合金基体烧结形成的复合体, 即在硬质合金基体上烧结上一层PCD。PCD的厚度一般为0.5mm和0.8mm, 由于底层为硬质合金, 焊接方便;又由于PCD结合桥的导电性, 使得PCD便于切割加工成各种形状, 制成各种刀具, 成本远远低于天然金刚石。
聚晶金刚石 (PCD) 可加工各种有色金属和极耐磨的高性能非金属材料, 如铝、铜、镁及其合金, 硬质合金, 纤维增强塑料, 金属基复合材料, 木材复合材料等。PCD刀具材料中金刚石晶粒平均尺寸不同, 对性能产生的影响也不同, 晶粒尺寸越大, 其耐磨性越高。在相近的刃口加工量下, 晶粒尺寸越小, 则刃口质量越好。选用晶粒尺寸为10～25μm的PCD刀具, 可以500～1500m/min的高速切削Si含量12～18%的硅铝合金, 晶粒尺寸8～9μm的PCD加工Si含量小于12%的铝合金。超精密加工, 则应选用晶粒尺寸小的PCD刀具。PCD的耐磨性在超过700℃时会减弱, 因其结构中含有金属Co, 会促进“逆向反应”即由金刚石向石墨转变。PCD有较好的断裂韧性, 可以进行断续切削, 可以以2500m/min的高速端铣Si含量10%的铝合金。
可利用金刚石材料的高硬度、高耐磨性、高导热性及低摩擦系数实现有色金属及耐磨非金属材料的高精度、高效率、高稳定性和高表面光洁度加工。在切削加工有色金属时, PCD刀具的寿命是硬质合金刀具的几十倍甚至几百倍, 是目前铝活塞精密加工的理想刀具。例如:精车活塞环槽、精镗活塞销孔、精车活塞外圆、精车活塞顶面等工序。
2.4 立方氮化硼
聚晶立方氮化硼 (PCBN) 是由CBN微粉与少量粘结相 (Co, Ni或TiC、TiN、Al2O3) 在高温高压下加入催化剂烧结而成的。它具有很高的硬度 (仅次于金刚石) 和耐热性 (1300～1500℃) , 优良的化学稳定性、比金刚石刀具高得多的热稳定性 (达1400℃) 和导热性, 低的摩擦系数, 但其强度较低。与金刚石相比, PCBN的突出优点是热稳定性高得多, 可达1200℃ (金刚石为700～800℃) , 可承受较高的切削速度;另一个突出优点是化学惰性大, 与铁族金属在1200～1300℃下也不起化学反应, 可用于加工钢铁。因此, PCBN刀具主要用于高效加工黑色难加工材料[8]。
PCBN刀具除了具有以上的特点外, 还有以下几项优点:①硬度高, 特别适合于加工从前只能磨削的HRC50以上的淬硬钢、HRC35以上的耐热合金和HRC30以下而其它刀具很难加工的灰口铸铁。②与硬质合金刀具相比, 切削速度高, 可实现高速高效切削。③耐磨性好, 刀具耐用度高 (为硬质合金刀具的10～100倍) , 能获得较好的工件表面质量, 实现以车代磨。不足之处在于PCBN刀具的抗冲击性能较硬质合金差, 因此, 使用时应注意提高工艺系统的刚性, 尽量避免冲击切削。
PCBN可制成整体的刀片, 也可与硬质合金结合制成复合刀片[9]。PCBN复合刀片是在硬质合金基体上烧结一层0.5～1.0mm厚的PCBN, 其性能兼有较好的韧性和较高的硬度及耐磨性。
PCBN的性能主要与CBN的粒度、CBN的含量及结合剂种类有关, 按其组织大致可分为两大类:一类是由CBN晶粒直接结合而成, CBN含量高 (70%以上) , 硬度高, 适用于耐热合金、铸铁和铁系烧结金属的切削加工;另一类是以CBN晶粒为主体, 通过陶瓷结合剂 (主要有TiN、TiC、TiCN、AlN、Al2O3等) 烧结而成, 这类PCBN中CBN含量低 (70%以下) , 硬度低, 适用于切削加工淬硬钢[10]。
在我公司, 立方氮化硼刀具被用于镶铸铁环活塞的车削铸铁环槽工序中, 同时也应用于活塞立体靠模的加工中。
2.5 陶瓷
陶瓷刀具材料的主要优点是:
1) 有很高的硬度与耐磨性, 常温硬度达91～95HRC;
2) 有很高的耐热性, 在1200℃高温下硬度为80HRC;而且高温条件下抗弯强度、韧性降低极少;
3) 有很高的化学稳定性, 陶瓷与金属亲合力小, 高温抗氧化性能好, 即使在熔化温度下也不与钢相互作用。因而刀具的粘结、扩散、氧化磨损较少;
4) 有较低的摩擦系数, 切屑不易粘刀, 不易产生积屑瘤。
陶瓷刀的缺点是:
脆性大, 强度与韧性低, 抗弯强度只有硬质合金的1/2～1/5, 因此使用时必须选择合适的几何参数与切削用量;避免承受冲击负荷, 以防崩刃与破损;此外, 陶瓷刀导热率低, 仅为硬质合金的1/2～1/5, 热膨胀系数却比硬质合金高10～30%, 抗热冲击性较差。
目前, 陶瓷刀具还没有应用于铝活塞加工过程中。
3 小结
刀具材料的发展对切削技术的进步起着决定性的作用。本文介绍了切削中所使用的金刚石、聚晶立方氮化硼、陶瓷、硬质合金、高速钢等刀具材料的性能及适用范围。刀具损坏机理是刀具材料合理选用的理论基础, 刀具材料与工件材料的性能匹配合理是切削刀具材料选择的关键依据, 要根据刀具材料与工件材料的力学、物理和化学性能选择刀具材料, 才能获得良好的切削效果。就活塞在切削加工时的刀具材料选用作了阐述。
高速钢:活塞加工中铣浇冒口、铣横槽及铣膨胀槽用铣刀, 钻油孔用钻头等都为高速钢材料。
硬质合金:YG、YD系列硬质合金刀具被广泛应用于铝活塞加工的各个工序中, 特别是活塞粗加工和半精加工工序。
立方氮化硼:立方氮化硼刀具被用于镶铸铁环活塞的车削铸铁环槽工序中。同时也应用于活塞立体靠模的加工中。
金刚石:金刚石刀具可利用金刚石材料的高硬度、高耐磨性、高导热性及低摩擦系数实现有色金属及耐磨非金属材料的高精度、高效率、高稳定性和高表面光洁度加工。在切削铝合金时, PCD刀具的寿命是硬质合金刀具的几十倍甚至几百倍, 是目前铝活塞精密加工的理想刀具, 已经应用于精车活塞环槽、精镗活塞销孔、精车活塞外圆、精车活塞顶面及精车活塞燃烧室等精加工工序中。
摘要：本文从刀具材料性能 (主要是指刀具材料与工件材料的力学、物理和化学性能) 相互匹配的角度研究如何合理选用适合加工活塞的刀具材料, 要根据刀具材料与工件材料的力学、物理和化学性能选择刀具材料, 才能获得良好的切削效果, 即最长的刀具寿命、最大的切削生产率和最低的刀具成本消耗。
关键词：金刚石,PCD,聚晶立方氮化硼,陶瓷,硬质合金
参考文献
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[11]邓建新, 丁泽良, 冯益华.切削刀具与加工对向的匹配研究, 工具技术.
活塞材料 篇2
【关键词】怠速；敲缸；噪声；活塞偏心量；连杆大头油孔；活塞冷却喷嘴
Affect the amount of eccentricity piston， connecting rod and piston cooling nozzles bulk hole knocking noise on idle
Zhang Xin
（Hebei Zhicheng Construction Co.， Ltd Handan Hebei 056000）
【Abstract】By studying the idle noise of a supercharged engine knock， summed up the noise classification system piston assembly， piston eccentric amount of research， the impact of the connecting rod and piston cooling nozzle hole knock on idle noise.
【Key words】Idle； knock；Noise；Piston eccentric amount；Connecting rod hole；Piston cooling nozzles
1. 前言
（1）随着能源与污染问题的日益严重以及排放法规的逐渐严格，近年来增压发动机已经得到了广泛应用。进气增压有效地提高了发动机的进气量、功率、扭矩以及燃油热效率，但是随着进气量和进气压力的增加，发动机的燃烧压力大幅度提高，活塞总成所受气体力越来越大，在上下止点换向时所受的侧向力也急剧增大，极易产生敲缸噪声。同时，燃烧压力的增加和燃烧温度的提高对活塞的冷却也提出了更高的要求，而活塞冷却喷嘴作为低成本的最有效的活塞冷却方式被广泛应用于增压发动机。尽管增压发动机对于燃油消耗的改善起到了积极作用，但是由燃烧压力和温度提高导致的噪声以及冷却问题也亟待优化。怠速噪声产生的原因复杂，涉及的零件多，包括活塞、活塞销、连杆、缸体、冷却喷嘴等。
（2）国内外对活塞总成本身结构导致的噪声研究很多：文献[1]阐述了产生活塞销与连杆小头敲击噪声的两种机制，即由于活塞销与连杆小头间隙过大以及连杆小头圆度、圆柱度等不当引起的噪声；文献[2]对活塞以及活塞销产生的所有噪声进行了较全面的研究和归类；但是到目前为止，鲜有文献报道冷却喷嘴以及油膜形成对活塞系统噪声的影响，仅Yasuo Miura等人通过特殊的试验装置精确控制活塞与缸壁之间的润滑油量，研究了润滑油量对活塞敲缸噪声的影响[3]。
（3）本研究通过对某增压发动机的研究，明确了活塞偏心量、连杆大头油孔以及冷却喷嘴对怠速敲缸噪声的影响。
2. 活塞系统噪声分类
一般活塞系统的噪声主要包括活塞销与连杆小头撞击产生的噪声、活塞次推力面敲击缸壁产生的噪声、活塞主推力面敲击缸壁产生的噪声。不同噪声产生的示意见图1。
2.1 活塞销与连杆小头撞击噪声。
（1）活塞销与连杆小头撞击产生的噪声一般称为Ticking，活塞销Ticking是活塞销在压缩行程上止点附近时，撞击连杆小头产生，一般发生在转速为600～1000r/min，怠速无负荷情况下，对应的曲轴转角为压缩上止点前30。。一般倒拖工况下也存在该噪声，并且该噪声对温度很敏感，冷起动时最明显。
（2）活塞销Ticking产生原因主要是由于活塞销与连杆小头的配合间隙过大或者二者间的润滑不足，油膜厚度不足。
2.2 活塞次推力面敲缸噪声。
（1）活塞次推力面敲击缸壁产生的噪声称为Rattling，一般是指活塞头部或者裙部在压缩上止点前由于惯性力作用由主推力面接触缸壁转换到次推力面接触缸壁，转换时横向撞击缸壁导致。图2示出了活塞推力面敲击缸壁噪声发生时刻。通过图2有限元动力学分析也可以看到，活塞次推力面敲击缸壁的侧向力在压缩上止点前达到最大，此时极易导致次推力面敲击缸壁产生噪声。
（2）Rattling异响基本发生在冷机、中低负荷且转速高于2500 r/min时。通过在缸体上安装加速传感器测量缸壁加速度信号，可知Rattling基本发生在点火上止点前150到点火上止点后50。
2.3 活塞主推力面敲缸噪声。
（1）活塞主推力面敲击缸壁产生的噪声称为Crocking或者Slapping，一般是指点火上止点后近活塞裙部在气体力的作用下，活塞所受侧向气体力从次推力面转向主推力面，导致活塞绕裙部旋转，主推力面侧向敲击缸壁造成。点火后，缸压急剧增大，活塞换向所受的侧向力很大，活塞敲击缸壁的噪声很大，这是活塞敲缸的主要关注点。通过图2有限元动力学分析也可以看到，活塞主推力面敲击缸壁的侧向力在点火上止点后达到最大，此时极易导致主推力面敲击缸壁产生噪声[4]。
（2）Crocking声音比较低沉，一般发生在转速低于2000 r/min时。通过在缸体上安装加速传感器测量到的缸壁加速度信号，可以看出Crocking基本发生在点火上止点后10°～25°。
3. 发动机参数及噪声确认
活塞环材料、工艺及润滑状态分析 篇3
活塞环结构简单、圆环形态、中间开口, 留给人的第一印象并不起眼, 而且在发动机的制造总成本中, 它所占比例小, 但是它却是发动机所有配附件中惟一做三个方向 (轴向、径向、回转) 运动的部件, 能起到保持气密性、控制机油、冷却活塞、防止活塞与缸壁猛烈碰撞等重要作用。它的性能优异将直接影响发动机的工作表现和使用寿命。活塞环是一种具有较大向外扩张变形的金属弹性环, 被装配到剖面与其相应的环形槽内, 和活塞、缸套、缸盖等元件组成腔室做功。崁入活塞槽沟的活塞环分为压缩环和机油环, 也称气环和油环。气环用以密封燃烧室内的压缩空气, 油环则用来刮除汽缸上多余的机油。由于活塞环既是发动机的关键零部件, 又是发动机中工况条件最苛刻的摩擦零件之一, 要求活塞环具有高的抗熔磨损性能。寻找新材质和新型表面处理工艺成为活塞环行业满足未来市场需求的主要技术关注点。
2 材质的选用
传统上柴油发动机的活塞环一般使用球墨铸铁和合金铸铁, 汽油发动机的活塞环一般采用钢材。就车柴环而言, 国内目前仅有合金铸铁、少量球铁和极少量合金钢几种材料。合金铸铁为铸铁加入钢材和微量元素制成, 多用于农机、空压机和轻型汽车发动机上;球墨铸铁用于载重汽车和微型车、摩托车上。近年, 随着国内汽车工业的发展, 过去多用于汽油机上的钢质活塞环被逐渐引入到柴油机领域, 一些柴油机开始采用钢质油环。相比铸铁环, 钢质活塞环无需铸造过程、重量轻、加工方法简单、成本低廉。国内主流厂家也开始意识到这一点, 投入新型钢环的研发和生产, 钢质活塞环的技术水平和制造水平得到迅速提高。在世界范围内, 日本由于轿车工业发达, 钢环使用较多, 钢环的工艺也更为先进;欧美国家的工程机械和重型车辆较为发达, 在铸铁环领域拥有成熟的表面处理工艺。国外活塞环材料已经系列化, 数量有30多种, 尤其是高档次产品, 如轿车、微型车用活塞环材料品种齐全;而国内低档次环用合金铸铁材料, 中档次环用球墨铸铁材料, 高档次环用的合金钢几乎全部从国外进口, 制造成本还是比较高的。
3 工艺的发展
随着汽车及其发动机的迅速发展, 为了满足发动机高速、高负荷、可靠性和使用寿命等性能的需要, 对其零部件提出了更高、更苛刻的要求。20世纪80年代, 先进的发动机最高燃烧压力提高到14.5-15MPa, 平均有效压力1.9 MPa, 燃烧温度达800℃, 升功率45KW。目前, 我国柴油发动机负荷最大的第一道活塞环大多的采用镀铬表面处理, 气缸套则以铸铁合金为原材料, 不进行任何表面处理, 在使用过程中, 易出现拉缸和烧伤现象。燃油耗和机油耗较高, 排放达不到国家环保要求, 使用寿命仅20万公里, 与国际先进水平的发动机使用寿命60-80万公里相差甚远。
一台发动机的使用寿命很大程度上取决于活塞环、缸套摩擦副的使用寿命, 为了提高发动机的性能、环保要求和使用寿命, 达到国际先进水平, 有必要对其量大面广的关键零部件—活塞环、缸套这一摩擦偶件深入研究, 采用高新表面处理技术对活塞环、缸套表面进行处理。而在活塞环、缸套表面涂覆减磨层是减少活塞环—缸套摩擦副磨损的一种最好途径。
活塞环的工作条件是高温、高压, 极为苛刻。发动机燃烧室爆炸的瞬间, 燃气温度可达到2000℃~2500℃, 往复运动的活塞速度和负荷都很大, 对活塞环表面处理工艺提出了极大的挑战。一般而言, 球墨铸铁和合金铸铁活塞环活塞环表面处理工艺包括磷化、氧化和镀铬。其中镀铬是目前国内大多数厂家采用的工艺。不过, 镀铬工艺对环境污染严重, 生产效率低, 活塞环的废品率和生产成本高, 特别是废液中重金属的再处理难度重重。国外逐步减少镀铬工艺, 大量采用喷钼、氮化、喷陶瓷新工艺, 以减少环境污染, 提高生产效率和高档次活塞环的使用效果。钢质环则多采用氮化、喷钼、PVD工艺, 较为先进, 在发达国家尤其是日本的活塞环行业内被广为采用。随着国内发动机工业的进步, 中国的活塞环行业进行技术创新, 趋向高端, 表面处理工艺也得到了长足发展, 端面闪镀、复合电镀、氮化、喷钼、物理气相沉积 (PVD) 等先进的工艺都开始应用。由于每种工艺都相应要求建一条新的生产线, 对技术、生产和资金实力提出很高要求, 因此国内目前仅少数厂家拥有上述先进工艺的生产线。
4 减少活塞环挠曲的措施
4.1 铸造
由于活塞环球铁环的弹性模量大、硬度高, 切削加工中的切削力比合金铸铁大, 切削时产生的切削应力就大, 造成球铁环在加工过程中易产生挠曲, 因此在球铁环毛坯铸造时就必须提高铸造毛坯的质量, 减少端面和内外圆的加工余量。在1995年之前, 球铁环基本采用正圆毛坯, 椭圆仿形, 正圆加工内圆, 切削余量大, 内外圆余量不均匀, 加工后环的内部产生很大的应力, 造成挠曲较大。为了解决这一问题, 公司对铸造的球铁环的环模和浇道进行了改进设计, 根据球铁毛坯各极角在浇注过程中的收缩系数以及切削加工仿形时各极角的半径向量, 重新设计了环模, 毛坯采用椭圆铸造, 同时采用三工位造型机提高造型质量。
4.2 热处理
为稳定组织, 消除铸造、磨削时的热应力, 球铁环在粗磨以后增加了一道退火工序。由于铸造时球铁环的组织一般存在偏析, 有较大的不均匀性, 公司在活塞环的中磨以后进行调质处理, 以达到预期的金相组织, 提高球铁环的综合机械性能。过去淬火时用钢丝捆扎后进行淬火, 由于活塞环直径大, 轴向高度和径向厚度小, 造成淬火后活塞环挠曲变形严重。为此设计了专用夹具进行压紧淬火, 有效减少了淬火时的挠曲变形。为保证球铁环的调质质量, 目前球铁环淬火在中日合作的unicase滴注式气体渗碳氮化炉自动线对球铁环进行{Hot Tag}调质处理, 淬火温度一般控制在940~960℃, 回火温度控制在520~540℃。
4.3 机加工
活塞环在内外圆切削加工过程中对活塞环的挠曲影响较大, 因此工艺技术部门必须考虑在各道工序加工过程中的切削设备、装夹方式和作业方法等。过去的球铁环粗加工一般采用外圆靠模仿形, 内圆正圆加工, 由于内圆在切口后压缩到正圆加工, 加工时环体内产生较大的应力, 内圆粗加工后挠曲变形较大, 为解决这一问题目前球铁环的内外圆粗加工基本上都采用内外圆仿形设备进行同时切削加工。在粗车内外圆后, 增加了一道至为关键的工序, 即进行球铁环整挠处理。虽然从铸造到热处理采取了各种措施, 但球铁环仍有一定的挠曲, 为此必须进行整挠。因此一般的整挠温度要求低于回火温度。目前球铁环的整挠温度控制在470~510℃范围内, 保温时间一般是1.5~2.5h, 整挠时采用了专用夹具。采用此工艺后效果明显。
5 活塞环润滑状态的分析
5.1 概述
活塞环是内燃机中形状看视简单而作用十分重要的零件, 它密封燃烧室中产生的高压气体以保证内燃机正常工作。同时它的工作条件又是发动机所有配合副中最苛刻的———高温、高压以及运动方向、运动速率和润滑油粘度都高速变化。在过去的较长一段时间里, 尤其是对于国产汽车, 活塞环是一个易损零件, 经常要求在两次大修间隔的中间更换一次活塞环。为减少活塞环与缸体间的摩擦与磨损, 很多学者和工程技术人员作了大量的研究和改进, 包括润滑模型的分析、润滑油、材料、加工方法、活塞和气缸的设计、滤清器、表面处理以及冷却水温的调节等多个方面, 大大延长了活塞环的更换期, 有时甚至可以做到在汽车报废前一次也不更换活塞环。
一些早期推测活塞环与气缸体间油膜厚度的研究, 将缸套和环的表面假定是光滑的, 表面形状的影响被忽略了。1980年Rohde首次建立了包含表面粗糙度影响的活塞环润滑模型。最近, Sanda和Someya通过理论分析与实验探讨了表面粗糙度对活塞环与缸套间润滑的影响。Rohde、Sanda和Someya都没有考虑非高斯 (non Gaussian) 粗糙度模式。这样的考虑也许可以揭示一个最佳的粗糙度模式, 并为生产这种工作表面带来可能性。
跑合期后, 气缸壁变得比较光滑并显现出平坦表面 (一个被磨偏的谷面) 的特征。一般认为, 如果珩磨表面已经生成平坦层, 那么跑合期将大大缩短。这样的结论主要是基于经验而不是科学试验的结果。文献中Barber等人介绍了他们在实验室里模拟发动机的跑合过程来研究缸壁表面层的情况, 实验中他们检测了表面层中平坦层的磨损后发现, 通过表面粗糙度上高度分布的斜率测得的表面形貌不影响粘着力、行程中的摩擦力或跑合时间。过去, 没有任何分析模型支持或反对这种观点。
Patir和Cheng介绍了一种推导可适用于任何普通粗糙度模式的雷诺方程的新方法。这种平均液流模型基于实验压力和剪切流参数的定义, 因而平均润滑液流模型可以用这种液流的参数和平均量为术语进行表述, 如平均压力、平均名义油膜厚度。可以用这种液流的参数推导出一个平均雷诺方程。利用从支承表面上随机形成或测出的表面粗糙度数值而求得的平均液流量, 可以被独立地推出上述参数。因此, 这种数值化模拟方法使这种模型可以分析任何表面粗糙度形式。它的另一个优点是这种方法可以推广到表面粗糙度影响非常重要而又是部分润滑的场合。可见, Patir的模型对于分析活塞环间的润滑很适用。
本文为液体润滑的单活塞环推导的一种分析模型, 以检测内燃机中表面形状对活塞环与缸壁间油膜厚度的影响。研究与应用包括以下几步:
a.基于Patir和Cheng研究的平均雷诺方程建立一种分析模型;
b.讨论平均雷诺方程求解步骤;
c.用一个磨损表面的模型描述表面形貌对润滑模型的影响, 在工程应用上可对表面形貌进行量化分析。
5.2 活塞环的润滑状态
由于活塞环工作条件恶劣, 实验再现性差, 因此有关润滑理论主要是基于推测与判断, 其认识过程是随着汽车制造技术和应用水平及摩擦学自身的发展与提高而不断深入的。由于宏观上活塞环外圆同气缸壁面平行, 加之, 活塞在上、下止点处运动速度为零, 早期的不少学者都认为活塞环的润滑状态主要是边界润滑状态。工程界尤其是我国工程界更是普遍赞同这种观点, 这主要是由于制造技术不高, 使用条件又差而造成的, 因为它正好与实际出现的磨损情况相一致。现在, 各个方面条件改善了, 国内外理论界已普遍认为活塞环的润滑状态可以实现流体润滑, 但工程界对此认识仍较混淆。
5.3 活塞环的流体润滑模型
不计及零件形状误差和表面粗糙度时, 活塞环的润滑模型如图1所示。 (1) 、 (2) 、 (3) 、 (4) 表示磨合后形成的平直压缩环的磨滑面, 中央 (2) 、 (3) 部分大体上是平行的, 两端塌下。据文献介绍, 下塌量约为环宽度的1/1000。
5.4 最终结论
a.从理论上讲, 活塞环在上、下止点附近时, 速度接近于零, 但油膜厚度并不为零, 仍可形成流体润滑。这可以看成是油膜厚度的缩小而产生挤压作用的结果。
b.活塞环使用前进行磨合对润滑状态是至关重要的。由于篇幅所限, 本文没有讨论表面形貌参数对油膜厚度量的影响。
c.发动机的转速与油的粘度都有一个最佳值, 从图2中可以看出, 提高发动机转速对加大油膜厚度是有利的, 但综合油温图分析, 并非如此, 因为转速提高后, 油的内摩擦力与摩擦热也增大, 油温升高, 会引起异常磨损。因此车辆使用时宜中速行驶, 同时也可以看到, 如能提高冷却水平, 则可提高发动机的转速。油液粘度大, 油膜厚度大, 但同时摩擦力也增大。
d.并非活塞环的润滑状态一定是流体润滑。这和工作条件密切相关, 尤其当活塞接近下止点及在下止点区域时, 润滑条件最恶劣, 常有变为非流体润滑的可能。
e.高温、高压的作用会使润滑油膜受到破坏。如温度在250℃以上时, 压缩环处于半干摩擦状态。
f.表面粗糙度过大会使实际油膜厚度低于计算油膜厚度, 甚至出现表面金属接触。
把生活塞进容器里 篇4
私宅是洪苍蔚最喜欢的设计项目。对这位建筑设计师而言，商业建筑就像制服，总有一套必须遵循的标准。但住宅不一样。“每个主人都是独一无二的，他们拥有和别人不一样的生活习惯、伦理关系，甚至他们习惯的马桶高度都不一样，所以，你必须设计出一个只属于一个人、一个家庭的容器，让住在里边的人感觉到窝心，舒服。”
造一个模糊的家
洪苍蔚用同样的标准打造自己的公寓。转进玄关，是一面落地镜，屋内的空间被瞬间拉大一倍，让人顿感宽敞明亮。客厅是一个开阔的空间，似卧室也似厨房。右手边是一个开放式的厨台，可以用来做饭，也可以作为吧台，用来品茶看书休闲。厨具和餐具都藏匿在内嵌的柜子中，看上去相当简洁干净，也隐约透露出洪苍蔚独处的个性。
左手边则是一张沙发床。若不是床上折叠整齐的被褥，真让人以为那仅仅是客厅的一方沙发。沙发旁的灯似一双眉眼，将屋内点活。后排的书架上整齐摆放着各类书籍，博古架上点缀的收藏品，配合着微黄的暖光与别致的木地板，将太极八卦的图像展示在眼前。亦虚亦实，给人自由与想象。
推开隔断的墙，才来到这间屋子真正的卧室，卧室中间的床依地而起，看似榻榻米，又与古时皇帝的龙榻有异曲同工之妙，简约舒适。茶香作伴，手中执书倚窗而坐，又有了书房的意境。“约束和局限，会压抑趣味。而一个空间，如果不刻意划分其功能，也就会产生了更多的可能。这种模糊带来的可能性，正是我想要的。”
在这个一百多平米的单身公寓里，没有框框条条的设计模式，也没有界定功能的区域设计。在这种空间的模糊中，却隐约可见洪苍蔚与外在世界对话的随性。“对主人而言，家不是逃避现实的地方，而是城市里的乐园。是让我可以彻底放松的地方—它可以是电影院，可以是游乐场，也可以是休息室……”
正是因为私宅的设计能让洪苍蔚品尝到自由和趣味，因此他总是对接下私宅设计的活饶有兴致。“商业建筑设计得好，能让一群人满意；私人住宅设计得好，能让一个人满意。对我而言，后者的成就感更大一些。让一个人满意是最难的，而只要我做到了让一个人满意，就能做到让一百个人满意。”
不谈风格的设计
“我的设计不谈风格。所谓风格，是外行人辨识空间的语言。对设计师而言，风格没有意义，这个容器是否真正适合自己，才是最重要的。”在洪苍蔚的眼中，所谓的可指定的中式西式、简约豪华，都不是真正的设计。“就像一个女人，如果她身材曼妙，那她无论穿旗袍还是穿洋装，都是美的。但假如她要出门去倒垃圾，硬是要穿上旗袍，也不会因此更美丽三分，哪里还存在什么风格之说？”
因此，洪苍蔚对于建筑设计的首要要求，是考虑其恰当性。“一间屋子的装修，必须要适合所在的地域、气候、风俗、习惯，如果想当然的把屋子设计成简约风、地中海风，那这就成了哑巴张嘴—不像话了。”
“一所房子外表再华丽，可暖气不暖，空调不凉，灯不亮，空气不好，生活不方便，也只能是徒有其表。住在里面的人渐渐地会想逃离，糖衣炮弹注定就是一场空。”用洪苍蔚的话说，设计是“越俗越好”—他要的是舒适，是智能与实用，是接地气。“设计的空间是存在于一个环境的，是一个大容器，要把大容器想清楚，而在大容器之上还有需求，需求就是对象，对象就是使用者，你得从他的喜好、生活习惯，经济条件、行业、家庭成员中去仔细观察，分析拆解，然后抽丝剥茧，最后做出合理的安排。”
“我给别人的，是超出想象的未来性。”洪苍蔚的设计，总是在满足顾客需求的同时，又烙上自己认定的舒适理念。洪苍蔚的最终目的，是把顾客过去的生活整理到另一种舒服自然，同时更健康、视野更宽阔的状态。他不在乎形式，在乎的是对于建筑的设计要充满能量，充满爱。“住在这样的房子里，是能够制造出爱，制造出和美的生活的。”
金字塔尖的宝贝
建筑设计的有趣之处，在于可以遇到各行各业的人。从建筑规划到空间设计，再到装潢点缀，洪苍蔚都参与其中。“屋子设计好，他们会让我帮忙挑几张字画来搭配房子的气质。”这也让他有了更多的机会接触艺术品。渐渐的，洪苍蔚也开始玩起了收藏。
在洪苍蔚的家里，随处可见他从各地搜罗来的藏品，让整个屋子有了不少生气。“只要是好的东西，我都喜欢。”所谓的好东西，在他看来，并不是指价格昂贵，而是艺术价值高的东西。“是遇火不融，遇水不化，能让整个空间瞬间活过来的东西。”
洪苍蔚不是严格意义上的藏家，他只喜欢金字塔尖的宝贝—拥有最高艺术价值的玩意，对他来说才是真正的珍品。“千百年前，老百姓家的一个破碗，流传到现在，即便是真品，对我来说也没有价值。只要是工艺娴熟纯正，艺术价值就会很高的，那即便是现在的人造出来的，我也觉得是个货真价实的艺术品。”
瓷器是洪苍蔚的大爱。他喜欢隐藏在瓷器背后的传统和文化。“每一个瓷器上不同的花纹，都似在讲述一段段不同的故事，不同的生活和历史。”藏匿于瓷器背后的养分，总会让洪苍蔚有神游穿越时空的感受。好的藏品，能赋予空间生命力。“这也是我生活的一种养分。”洪苍蔚说。
关于家的一切
空间 “在恰当的地方装上镜子，就会让空间对称，扩宽空间感。”
洪苍蔚的公寓并不大，但是进屋的镜子，和窗台边的镜子，却让屋子顿显敞亮，迷惑着视野，却带给人空间上的享受。对称的空间感，也让人体会到东方美学的感受。模糊的中心点，也让人有种一探究竟，扑朔迷离之感。
纹路 “走在地板上，仿如置身海边，看潮起潮落，看云散云叠。”
洪苍蔚客厅的地板，有着特殊的纹路。转换不同的角度，地板就会呈现出不同的纹路，给人以迥异的感受：从上往下看，是不规则的条状；从下往上看，则如海浪一般；从侧面看，又是不同情形的框架。这种变换的角度，变换的纹理，让屋子时常都带着一份新鲜感，使住在当中的人意犹未尽。
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藏匿 “空间是干净的。你看不到生活的琐碎，却能感知到生活的存在。”
洪苍蔚的家中看似空空荡荡，实则暗藏玄机。在这里，你看不到平常住宅里的家电设备，也看不到应有的家具装饰。没有繁杂的电线，没有煞风景的灯泡，没有任何多余的物件显露在外，但却拥有一切正常居所应有的功能。推开隔断的墙门，是一堵衣柜；头上小小的悬梁，却藏匿着带来凉爽的空调……所有的物件，都藏匿在洪苍蔚的设计中，静待你的发现。
智能 “家应该是最舒适的地方。”
洪苍蔚的设计，少不了系统智能的标签。就拿灯暖为例，其控制不再是一般的切换装置，而换成了适应各种不同场景的可遥控装置。像是睡觉、起床等用的灯暖，都有不同的观感，光一分、暗一分都有所讲究。多层次的灯暖，点缀了家的温馨。而全智能的家庭影院，让人瞬间感受到比电影院还舒适的效果。
【对话洪苍蔚】
私宅必须量身定制
记者：建筑设计里边，最复杂的是什么？
洪苍蔚：住宅设计是最复杂的。在外边的餐厅吃一顿饭，最多也就是呆上一两个小时，所以设计餐厅，把气氛搞好就可以了；但在家里，光是睡觉你就得在家里呆上七八个小时。吃喝拉撒都在这个住宅，更别提住宅还得处理人与人之间的互动。这不像处理一个餐厅那么简单。
记者：那你为什么偏爱住宅设计？
洪苍蔚：挑战性大。每一个人都是独一无二的，他背后的家庭成员、伦理互动关系也是独一无二的，还有独一无二的生活习惯，连马桶的高度都要根据身高来做调整，不能按“标准施工”去做。只有量身定做，造出来的东西才会符合主人的要求，才会觉得窝心。我喜欢住家，就是因为它的要求足够复杂。所以，如果你能把一个住宅做好，那你就能把所有建筑都做好。把住宅里的餐厅的功能放大，不就是饭店了吗？把住宅里卧室的功能放大，不就是酒店了吗？满足了所有世俗的需求，就能满足从世俗需求延伸出去的各种需求。最难搞的都搞定了，凡常的不就是小菜一碟了吗？
记者：现在是你自己最理想的生活状态吗？
洪苍蔚：当然不是。我觉得我还可以更忙些。有人问我，什么时候打算退休？我说我会一直忙到死，我希望能活得比现在更有价值。倦怠的时候当然有，但每当想到霍金，又觉得自己的热情被再度点燃。人家动不了，只能坐在轮椅上，全身上下剩一个大脑在运动，他都还活着，而且还在继续创造，继续贡献他的智慧。你说我一个四肢健全的人，还有什么好埋怨的？
记者：你最想要做到的事什么？
洪苍蔚：我最想要做到的，不再是赚越来越多的钱。我想要将这种回归自然本真，开发住宅智能运用的理念传承下去。即便我作古，也会有人继续我的梦想。
蠕墨合金铸铁活塞环材料研发 篇5
由于现代发动机向体积小、重量轻、转速高、功率大、低排放、低油耗、低成本、环保的方向发展,活塞环为了适应发动机的要求,活塞环趋向于轻量化、高强度、耐磨、摩擦系数小,易磨合、成本低、环保等方向发展。尤其环高由3.0mm趋向1.0--1.5mm,传统的灰铸铁材料变薄以后加工时容易折断,给加工带来困难,这就需要开发强度高、韧性好、耐磨的新材料。
2011年我们开始研究、摸索蠕墨合金铸铁活塞环材料和铸造工艺。活塞环属薄壁、小铸件,冷却速度快,活塞环对冷却速度的影响比较敏感,蠕化工艺范围窄,给稳定生产带来很大困难。经过1年多的反复试验,现在已稳定生产蠕墨合金铸铁活塞环。
蠕墨合金铸铁是20世纪60年代发展起来的一种新型工程材料。蠕墨合金铸铁是合格的化学成分的铁水经蠕化处理而成。其组织中的石墨呈蠕虫状和少量团球状,由于蠕虫状的石墨外缘呈破浪性弯曲,与金属基体的咬合情况比灰铸铁好,石墨难以脱落,有利于抗摩擦、储油和导热,强度和韧性比灰铸铁高,,但又具有灰铸铁的减振性、导热性和铸造性能及工艺性;其耐磨性高于球墨铸铁,因此蠕墨合金铸铁是一种很有发展前途的优良结构材料。
1 试验条件
1.1 生产装备
(1)生产设备:熔炼炉为美国皮勒1.25吨变频炉,S1620B转子混砂机,德国格茨三工位半自动化造型机。
(2)检测设备:德国200MAT金相显微镜,MH-5显微硬度计,美国DV-6光谱仪。
1.2 模具设计
由于蠕墨合金铸铁活塞环石墨形态介于球状和片状之间,铁水收缩率大于合金铁水。设计浇注系统时,要综合考虑。不然铁水得不到有效补缩,必然形成缩孔或缩松。活塞环为叠箱铸型,直浇道与通常设计相同,主要设计区别在内浇道。内浇道截面积设计可参见表1:
注:内浇道截面积取值要与断面系数成正比
1.3 蠕化剂选择
蠕化剂是为使铸铁在凝固过程中石墨以蠕虫状生长所加入的变质剂。蠕化剂主要分为两大类:一类以镁为主,辅以适量的反球化元素;另一类以稀土为主。我们使用综合方法生产蠕墨铸铁,即稀土镁(钛)。镁在铁液中主要有两个作用,即脱硫作用和使石墨球化作用;在原铁水中硫的含量要控制。镁是一种强烈的球化元素。单独使用镁处理铁液很难得到蠕虫状石墨,只有残余镁量在0.010~0.013%时,石墨才以蠕虫状析出,而这样一个很窄的浓度范围在生产中是难以控制的。如果在用镁处理的同时,加入干扰元素钛,则残余镁量在0.01~0.03%这样一个比较宽的范围里,都可以得到蠕虫状石墨。因此,在以镁为主的蠕化剂里适量添加干扰元素是容易得到蠕虫状石墨的较好方法。
1.4 成分选择
化学成分是活塞环的重要产品特性,它对活塞环各种机械性能起着至关重要的影响。如何选择合适的化学成分是提高活塞环弹性模量的关键问题。
(1)合适的C、Si含量:蠕墨铸铁的碳当量可以在一个比较宽的范围里变化,为了铁液有良好的铸造性能一般常用的碳当量,即CE=4.4~4.9%,C=3.6~3.9%,Si=2.4~3.0%(终硅)
(2)Mn:锰在活塞环蠕墨铸铁中起稳定珠光体的作用,一般锰含量控制Mn0.4-0.8%。
(3)磷:磷在活塞环中起一定耐磨作用,一般磷含量控制在0.2-0.4%。
(4)硫:硫在蠕墨铸铁中大量消耗蠕化剂中的镁元素,且宜造成硫化夹杂,当终硫量大于0.05%时,蠕化效果差。故在活塞环蠕墨铸铁生产中,要求硫的含量低并保持稳定。
(5)铬:铬在铸铁中使碳在奥氏体中的溶解度增加,因而阻碍铁素体生核成长,是很强的珠光体促成元素。但是,铬促成渗碳体的作用很强,使铸铁的白口倾向增强,加入量不能太高,一般为0.1-0.5%。
(6)钛:钛是蠕墨铸铁中的球化干扰元素,抑制镁的球化作用,放宽镁的残留量,有助于稳定地获得蠕虫状石墨组织,当用稀土镁(钛)合金处理铁液时,铁液中含钛量为0.05~0.2%,可获得蠕虫状石墨。
(7)铜:铜可增加和细化珠光体组织,降低白口倾向,提高活塞环蠕墨铸铁的强度、硬度和耐磨性。在用稀土镁(钛)处理的铸铁中,铜促成球状石墨,铜的加入量不宜过高,一般控制在0.5-1.0%。
(8)钼:在铸铁中能增强碳和铁的结合能力,阻碍石墨化,细化珠光体,提高活塞环耐磨性,加入量一般为0.2-0.7%。
1.5 温度控制
温度控制对蠕墨合金铸铁活塞环生产至关重要,温度太高或太低都不易形成蠕虫状石墨。一般出炉温度为1500-1600℃,浇注温度1300-1450℃。
1.6 孕育处理
活塞环为薄壁小铸件,冷却速度快,容易产生碳化物,为有效消除碳化物,孕育剂一般采用硅锶孕育剂,孕育方法采用两次孕育,
2 工艺性实例验证分析
下面以准126气环为代表机型,来说明如何通过成分、过程控制来生产蠕墨铸铁活塞环。
2.1 模具设计
准126气环环模断面系数2.2,内浇道截面积53mm2(见图1)。
2.2 铸造工艺控制
(1)成分:C 3.6~3.9%Si 2.4~3.0%Mn 0.5-0.8%P 0.2-0.4%Mo 0.2-0.7%Cr 0.1-0.5%Cu 0.5-1.0%Ti 0.05-0.2%S<0.05%。
弹性模量要求110000-150000N/mm2,抗弯强度≥1000 N/mm2。
硬度:100~110HRB
(2)原材料:Q10生铁、硅锶孕育剂、蠕化剂
(3)备料单(%)(见表2):
注:炉料干净无锈蚀
(4)炉前成分控制:C 3.7-4.0%(考虑到0.1%的烧损)Si:1.9-2.2%(需孕育、蠕化处理)Mn 0.6%Cu 0.6%Cr 0.25%Mo 0.3%P 0.25%
(5)过热温度1550℃,浇注温度1400℃
(6)变质处理:
(7)炉后成分(%)
对浇注后的毛坯按包次抽取十组数据检验,结果如表4:
(8)金相组织(见图2)
(9)洛氏硬度(HRB)(见表6)
从以上抽取的试样检验结果可看出成分控制到要求范围内,活塞环的金相硬度合格、稳定。
(10)阿姆斯拉尔试验测定弹性模量结果(见表7)
备注:b:环高t:径向厚度A1:自由开口M工工作力矩Pb:折断力矩δ:抗弯强度E:弹性模量
通过以上图3和图4可看出,经此工艺生产的蠕墨合金铸铁活塞环,所测的环弹性模量都稳定在125000N/mm2之上;抗弯强度都稳定在1100N/mm2以上,弹性模量﹑抗弯强度都接近于球铁环,优于合金铸铁环。
3 加工、成本分析
(1)由于蠕墨合金铸铁环石墨形态的特点,其耐磨性优于球铁环,环体加工完毕表面氮化而不用进行镀鉻处理;这样在机加工过程中蠕墨合金铸铁比镀铬球铁环可减少16道工序加工,极大的提高了劳动效率并且解决了机加工掉铬废品率高这一顽固问题。经分析计算每片蠕墨合金铸铁环比镀鉻球铁环成本降低30%,约2元。
(2)蠕墨合金铸铁力学性能及其他物理性能类似于多元合金高强度铸铁,但其良好的加工性能远远优于多元合金高强度铸铁;并且生产多元合金高强度铸铁时需要加入多种合金铁,其材料成本明显高于蠕墨合金铸铁成本;蠕墨合金铸铁环比高合金铸铁环每片成本可降低15%,约1元。
4 结论
(1)用蠕墨合金铸铁生产活塞环是可行的。
(2)生产蠕铁技术难度较大,制取蠕铁的方法虽然有“干扰法”、“弱球化元素法”、“喂丝法”、“Sinter cast法”等多种,但要稳定生产高蠕化率蠕铁环,还是有一定难度。我们通过试验,已初步掌握了生产蠕铁的工艺参数,已批量生产出高蠕化率的蠕墨合金铸铁活塞环。
活塞精炼铝硅材料成分烧损研究 篇6
关键质量特性确定 (CTQ)
抽取2010年工频炉、精炼炉和浇注后的铝液成分变化率 (包括极端情况即铝液反复精炼) , 5%以下可看作是误差 (见表1与图1) 。
由上述表格得出CTQ:保温炉、工频炉成分中对活塞影响最大的因素是镁 (Mg) 和磷 (P) 元素。
Mg、P损耗测定试验方案
1.试验计划及方案
(1) 压丸过程Mg、P损耗试验计划 (1) 要求铝液温度在工艺上限。 (2) BH122A、BH135料各做三炉次, 每炉压丸两次, 压丸前添加清渣剂并搅拌充分, 压丸后镇静10min再取样, 压丸前后各取样一次。 (3) 每炉次记录铝液温度、加入精练剂重量及压丸时间。 (4) 每块试样测试三个点以上。
(2) 精炼过程Mg、P损耗试验计划 (1) 要求铝液温度、氯气氮气流量在工艺上限。 (2) BH122A、BH135料各做三炉次, 每炉次精炼三次, 精炼前加清渣剂并搅拌充分, 每次精炼后镇静10min再取样, 精炼前后各取样一次。 (3) 每炉次记录铝液温度、精炼时间、氯气氮气流量及转子频率。 (4) 每块试样测试三个点以上。
(3) Mg、P在工频炉保持8h和保温炉保持4h损耗试验计划 (1) 要求铝液温度在工艺上限。 (2) 每炉 (工频炉和保温炉) 做够4h, 中间不准添加变质剂、细化剂等材料。 (3) BH122A、BH135料各做两炉次, 成分合格后开始取样, 每隔30min取样一次。取样时工频炉调至五挡, 保温炉扒开表面氧化皮。 (4) 记录铝液温度。 (5) 每块试样测试三个点以上。
2.测量数据
(1) 压丸过程试验数据, 见表2。
(2) 精炼过程试验数据, 见表3。
(3) 工频炉保持4h试验数据, 见表4。
(4) 保温炉保持4h试验数据, 见表5。
试验数据分析
1.Mg含量变化趋势分析
(1) 压丸过程Mg含量变化趋势分析图2、图3为压丸过程各炉中Mg含量变化趋势, 从图中可以看出随着压丸次数的增加, BH122A和BH135两种材料的M g含量下降趋势明显, M g元素在压丸过程中损耗较多。BH122A料Mg含量在压丸两次后各炉中分别降低了0.03%、0.04%、0.05%, 平均值为0.04%, 即每压丸一次Mg含量约降0.02%;BH135材料的分别降低了0.1%、0.06%、0.07%, 平均值为0.077%, 即每压丸一次Mg含量约降0.04%。其中BH135材料的Mg元素损耗较大, 根据试验记录, 这是由于铝液温度较高引起的, 因此, 铝液温度越高, 在压丸过程中Mg元素损耗越大。
(2) 精炼过程Mg含量变化趋势分析图4、图5为精炼过程各炉中Mg含量变化趋势, 从图中可以看出随着精炼次数的增加, BH122A和BH135两种材料的M g含量下降趋势明显, M g元素在精炼过程中损耗较多。BH122A料Mg含量在精炼三次后各炉中分别降低了0.05%、0.09%、0.06%, 平均值为0.067%, 即每精炼一次Mg含量约降0.02%;BH135材料的分别降低了0.06%、0.11%、0.05%, 平均值为0.073%, 即每精炼一次Mg含量约降0.04%。其中BH122A第二炉的Mg含量有所反复, 据分析由于成分偏析严重引起。BH122A材料第二炉和BH135的第二炉Mg元素损耗较大, 根据试验记录, 这是由于铝液温度较高引起的, 因此, 铝液温度越高, 在精炼过程中Mg元素损耗越大。
(3) 工频炉和保温炉保持4h后Mg含量变化趋势分析图6～图9为工频炉和保温炉保持4h各炉中Mg含量变化趋势, 从图中可以看出, 随着时间的延长, BH122A和BH135两种材料的Mg含量时升时降, 但是变化幅度不大, 也没有明显的下降趋势。Mg含量有所起伏主要是由于在凝固过程中成分偏析或是测试过程中设备过热不稳定等因素造成的。因此, 在工频炉和保温炉保持4h过程中Mg元素几乎没有损耗, 对活塞成分的影响可以忽略不计。
2.P含量变化趋势分析
图10～图13为各过程BH122A材料P含量变化趋势。由图中可知, 每种材料各炉中P含量起伏不定, 时高时低, 没有统一的下降趋势, 不能得出P元素在压丸、精炼、工频炉和保温炉保持4h过程中有损耗。造成P元素起伏不定的原因有:一是成分偏析;二是炉壁上粘有较多渣子, 渣子中P与铝液中P相互交换, 使铝液中P含量不稳;三是根据测量系统分析, 光谱仪测量P元素的误差为0.002%, 铝液中P含量较低, 测量误差对其影响较大。因此, 当前条件下不能定量得到四个过程中P元素的损耗数值, 只能根据经验可知P元素在压丸过程和精炼过程中有一定的损耗, 但是对活塞成分影响很小, 而在工频炉和保温炉保持4h过程中几乎没有损耗。
结论
(1) 压丸过程和精炼过程Mg元素有较明显的损耗, 熔炼和浇注过程保持4h Mg含量有起伏, 没有明显的损耗, 四个过程中其他元素含量基本没有变化。因此, 压丸过程和精炼过程对活塞成分有一定的影响。
(2) 每压丸 (丸重0.5kg) 一次以及每精炼一次, 每炉Mg含量约降0.03%。
(3) 在压丸过程和精炼过程中, 温度越高Mg元素的损耗越严重。
(4) 四个过程中P含量起伏不定, 是由于成分偏析、炉壁粘渣、测量仪器误差等原因造成, 不能定量判定P元素的损耗情况。
活塞材料 篇7
随着柴油机强化程度的不断提高, 升功率及单位体积功率不断增加, 导致柴油机缸内最高燃气温度达到1800~2600℃, 从而使和燃气直接接触的活塞热负荷迅速增加[1,2]。当活塞温度高于350℃时, 铝合金材料的机械强度降幅超过50%, 在过高的循环燃气压力冲刷下, 强度已下降很多的零件表面的金属原子 (或晶粒) 被直接撕裂带走, 冲击气体的反复撕剥在金属表面留下了方向明显的条痕和凹坑, 形成烧蚀。另外, 到目前为止, 活塞的最高温度已经超过400℃, 甚至超过铝合金活塞材料的熔点, 也会造成活塞烧蚀等失效破坏的发生, 严重影响柴油机的正常工作[3]。因此, 研究铝合金活塞的烧蚀具有重要的意义。
国内外对非金属材料的烧蚀进行了许多研究, 对烧蚀机理进行了深入分析, 并建立了相应的烧蚀模型, 但非金属材料的烧蚀与金属材料的烧蚀存在巨大差异。对金属材料烧蚀研究的公开报道较少, 并且主要集中在激光烧蚀金属方面[4,5,6,7,8,9,10,11]。目前, 对铝合金活塞烧蚀的研究主要集中在对烧蚀原因的简单分析及预防措施方面, 而活塞烧蚀的机理研究、数值模拟及试验研究方面则几乎为空白。活塞烧蚀现象涉及了缸内燃气速度、燃气温度、活塞温度、活塞材料特性、气流冲刷角度和加热时间等影响因素。由于在实际发动机台架上, 测量和控制缸内燃气的温度、速度等参数难度较大, 为研究烧蚀与以上各影响因素间的关系, 建立了能模拟活塞在柴油机气缸内环境的烧蚀试验平台, 利用铝合金试件进行烧蚀试验研究, 并在试验基础上建立了铝合金材料的烧蚀计算模型。同时, 利用有限元分析软件ANSYS中的APDL语言进行二次开发, 根据“生死单元”思想, 建立烧蚀边界随时间变化的有限元模型并进行了相应的烧蚀计算。
1 烧蚀试验及分析
北京理工大学在铝合金活塞烧蚀研究中研发了一种能模拟活塞在柴油机气缸内环境的烧蚀试验方法。图1为烧蚀试验平台原理图, 主要由燃油燃烧器、燃气热风炉、稳流过渡段、试验段、烟囱及试验台控制系统等组成。试验所用试件为活塞常用的硅铝合金材料, 其中Al约占80%, Si约占12%, 其他元素包括Cu、Ni、Mg、Mn、Ti等。试件的直径为24.7mm, 厚度为10mm, 试件的正面用SiC砂纸逐级打磨至1500#, 后机械抛光, 丙酮除油和酒精清洗后待用;同时在紧挨试件正面下方的位置布置一个热电偶进行试件表面温度的测量。将试件用支架放入试验段内进行试件的烧蚀试验, 只对试件的正面进行烧蚀, 试件的侧面要进行隔热保护, 试件背面利用冷却水进行冲击冷却。为测量不同的冲刷角度对试件烧蚀的影响, 将试件在试验段内相对于气流方向设计为在0°~90°内可调, 同时为方便观察试件的烧蚀情况, 用石英玻璃制作试验段的三个面。在试验段的后端安装热电偶测量燃气的温度, 安装皮托管和微压计测量燃气的流速。燃气速度和温度的调节主要通过改变燃烧器燃油量和配风量来实现。
1.1 烧蚀形貌分析
采用日本理学电机D/max-rB型X射线衍射仪和JSM-5800扫描电子显微镜 (SEM) 对烧蚀后的材料的物相组成、显微组织和成分进行分析。图2为试件烧蚀前后的外观形貌对比图。可以看出, 试件在烧蚀环境中表面形貌发生了很大变化, 表面出现许多微小的坑和孔洞, 试件表面存在着材料的损失。
图3给出了烧蚀过程中, 试件表面最初出现的变化情况, 可以看出试件表面出现了大量的微小颗粒状物质, 对其进行能谱分析发现其中的硅元素含量与试件本体材料相比明显增多。对烧蚀后的试件进行垂直于试件表面方向的切割后, 对断面的表层进行电镜扫描分析, 如图4所示。从图4 (a) 的微观组织可见, α铝基体上主要有灰白色含铜、镍的金属间化合物和黑色的初晶硅两种相。表层区域的灰白色金属间化合物大致分布在α铝晶粒的晶界上, 表层区域初晶硅的数量明显低于次表层, 可能是表层区域中较高硅含量的共晶结构成分具有较低的熔点, 在烧蚀环境中逸出至试件表面, 从而导致表层区域合金中硅含量相对减少。图4 (b) 的高倍微观形貌显示, 样品表层组织中含有一定数量的孔洞, 结合上述对图3和图4 (a) 分析, 可以确定孔洞的形成是具有较高硅含量的共晶结构成分逸出到试件表面后, 试件内部因材料的缺失而形成的。
1.2 烧蚀率分析
铝合金材料烧蚀的影响因素, 除压强、燃气温度、试件表面温度、燃气组分等外, 可能还包括烧蚀时间、燃气速度和冲刷角度等。文中重点研究燃气速度、试件表面温度和冲刷角度等参数的影响, 暂不考虑其他参数的影响。在测量试件的烧蚀情况时, 因在不同的工况点是用不同的试件进行试验的, 而不同试件的横截面积、厚度等会有微小差异, 所以用单位时间内试件的烧蚀厚度即线烧蚀率来反映试件的烧蚀情况, 材料的线烧蚀率由式 (1) 给出。
式中, Rm为材料的线烧蚀率, mm/min;L1、L2分别为试样的烧蚀前后的厚度, mm;t为烧蚀时间, min。
1.2.1 试件表面温度对烧蚀率的影响
图5为气流冲刷速度90m/s、冲刷角度为30°时, 试件线烧蚀率随试件表面温度的变化图。由图5可以看出, 线烧蚀率随着试件表面温度的增大而迅速增大, 并且增大幅度逐渐加大。这主要是由于:随着试件表面温度的增大, 铝合金材料的强度急剧下降, 在高速气流的冲刷下, 表面材料很容易被去除, 导致烧蚀率快速增加。
1.2.2 燃气速度对烧蚀率的影响
图6为试件表面温度为510℃、气流冲刷角度为30°时, 试件线烧蚀率随燃气冲刷速度的变化图。由图6可以看出, 试件线烧蚀率随着燃气速度的增大而增大, 在燃气速度较小时, 气流所产生的气动力及剪切力较小, 试件表面材料不易被冲刷掉, 线烧蚀率较小;随着燃气速度的增大, 线烧蚀率开始逐渐增大, 在燃气流速达到70m/s后, 线烧蚀率开始大幅度提高。同时, 燃气速度的增大也会使对流传热系数增大, 使得向试件的传热量增加, 造成烧蚀率的增加。
1.2.3 气流冲刷角度对烧蚀率的影响
图7为试件表面温度为510℃、气流冲刷速度为90m/s时, 试件线烧蚀率随气流冲刷角度的变化图。由图7可以看出, 线烧蚀率在冲刷角度30°左右时增至最大, 随后减小并在垂直角度时达到一个较小的数值。这主要是由于:在冲刷角度30°左右时, 气流所产生的剪切力较大, 同时燃气与壁面的传热系数也较大, 因此在此情况下, 材料容易发生被冲刷掉, 导致烧蚀率快速增加。
1.2.4 因素的显著性分析
为了阐明试件表面温度、燃气速度及气流冲刷角度等因素对线烧蚀率的影响, 采用正交设计方法对试验结果进行了分析。表1为正交试验分析表。对比极差分析结果可以看出, 试件表面温度对于线烧蚀率的影响更显著, 气流冲刷角度、燃气速度对线烧蚀率的影响则依次减弱, 但后两个因素的影响差距不大。所以, 防止铝合金材料的烧蚀, 最为重要的是控制材料表面的温度, 避免材料表面温度过高。
2 烧蚀模型
2.1 材料的烧蚀机理
试验用的硅铝合金材料中, 内部存在成分微区不均匀, 不同成分的合金具有不同熔点。因此, 在高速高温燃气的作用下, 铝合金试件的表面温度逐步提高, 由于具有较高硅含量的共晶结构成分的熔点较低, 强度也相对较低, 所以在高温下, 具有较高硅含量的共晶结构成分的膨胀量较大, 也易于流动, 导致试件表面的氧化铝膜被冲破后以颗粒状附着在试件的表面。颗粒的数目随着试件表面温度和气流冲击强度的增大而增多, 高速高温燃气流的撞击又导致热量在颗粒表面聚集, 使得颗粒的温度迅速升高, 达到熔点后以液态粘附在试件表面。在高速燃气流的气动剪力作用下液膜被很快吹除, 试件表面逐步向材料内部退移, 形成了材料的熔化烧蚀。
溢出到表面的具有较高硅含量的共晶结构成分被冲刷去除后, 其他物质仍留在试件表面, 随着具有较高硅含量的共晶结构成分被气流冲刷去除的量增多, 试件表面的粗糙度增大, 当表面粗糙度达到临界值时, 高温高速的燃气流产生的强大剪切力作用于突起的材料部分, 最终导致突起的材料部分发生失效被高速燃气流吹走, 造成材料的机械剥蚀。随后试件表面具有较高硅含量的共晶结构成分再次冲破氧化铝膜后附着在试件表面, 然后重新进行着上述的烧蚀过程。因此, 活塞用铝合金材料的烧蚀问题是一个复杂的多重耦合问题, 包括了熔化烧蚀和气流剥蚀两方面的因素。
2.2 熔化烧蚀模型
因圆柱形试件的侧面进行了绝热隔离, 分别对试件的正面和背面进行加热和冷却, 同时沿试件平面方向的热量传导较小, 所以热烧蚀分析可假设仅针对沿试件厚度方向的一维烧蚀模型, 如图8所示。设试件的厚度为L, 初始温度为T0, 试件正面受到温度为TG, 传热系数为h1的气体加热, 试件背面受到温度为TL, 传热系数为h2的水冷却, 则热传导方程可表示为:
式中, c为比热容, J/ (kg·K) ;ρ为密度, kg/m3;λ为热导率, W/ (m·K) ;T为试件温度, K;x为坐标, m;τ为时间变量, s。
试件加热侧表面温度达到熔解温度后开始烧蚀过程, 被烧蚀掉的材料在高速气流的冲击下快速离开物体表面。伴随着烧蚀过程, 热量一部分由物体的熔解潜热吸收带走, 一部分向物体内部传递, 烧蚀界面的温度为材料的熔解温度Tr且保持不变, 以烧蚀过程的开始作为时间起点, 该过程的热传导方程同样可以用式 (2) 表示, 烧蚀阶段示意图如图9所示, 在烧蚀界面x=S (τ) 上满足的能量守恒方程如式 (3) 所示[12]。
式中, S (τ) 为移动界面的位置变量;r为熔解热, J/g。
2.3 气流剥蚀模型
铝合金试件表面的具有较高硅含量的共晶结构成分去除后, 受燃气流压差和高速流动影响, 试件表面的其他残留物质承受相当大的剪应力Ft, 剪切力计算公式为
式中, cf为气动摩阻系数;ue为燃气流速;ρe为燃气密度;Re为雷诺数。
当燃气流作用的剪切力大于材料的剪切屈服强度时, 就会在材料表面观察到切削性磨损, 形成燃气流引起的材料剥蚀。图10为铝合金材料表面去除后残留物质在气流剪切力下的剥蚀物理模型。
3 烧蚀计算及分析
采用ANSYS有限元分析软件进行建模, 建立二维试件平面, 利用二维模型计算沿厚度方向的一维烧蚀, 在对h1、h2、TG、TL等参数值确定后进行试件的温度场和应力场计算。根据试件温度场和应力场计算结果, 运用ANSYS的“生死单元”功能对试件表面单元的“生死”状态进行判断。若表面单元达到了烧蚀或剥蚀的程度, 则调用生死单元的命令, 将表面的单元杀死, 在剩余的网格单元中进行传热计算;若没有达到烧蚀或剥蚀的程度, 则继续使用原先的网格单元进行传热计算。
3.1 计算结果分析
针对试验开展了铝合金材料试件烧蚀数值计算。图11为计算得到的在某一工况下, 试件开始发生烧蚀后的烧蚀过程, 其中图11 (a) 为试件表面刚好达到烧蚀条件但还未开始烧蚀的情况, 图11中其他图片为烧蚀开始后每隔8s得到的试件烧蚀情况。由图11可以看出, 随着烧蚀的进行, 试件上表面的材料逐渐被去除, 厚度逐渐减小。
图12为计算得出的试件线烧蚀量随着烧蚀时间的变化关系。由图12可知, 线烧蚀率随着烧蚀时间的增大而增大, 但烧蚀的速度缓慢减小。其主要原因是:随试件厚度逐渐减小, 使试件烧蚀面向试件背面的热流量逐渐增大, 造成试件烧蚀面的温度上升缓慢, 使得烧蚀速度下降。
3.2 计算结果与试验结果对比
图13为气流冲刷速度为90m/s、冲刷角度为60°时, 不同表面温度下试件的线烧蚀率计算结果与试验结果的比较。从图13可知, 烧蚀率的计算结果与试验结果吻合良好, 从而验证了计算模型的有效性。活塞在工作过程中所处的环境与本文所用试件所受的烧蚀环境具有一定的相似性, 因此本文所采用的试验与计算模拟方法也适用于实际活塞烧蚀失效研究。
4 结论
(1) 铝合金材料的烧蚀机制是熔化烧蚀和气流剥蚀两方面的共同作用。
(2) 利用正交设计试验方法对数值模拟结果进行分析, 结果表明表面温度对铝合金试件烧蚀的影响更显著, 气流冲刷角度、燃气速度对烧蚀的影响依次减弱。
(3) 采用文中建立的烧蚀模型进行烧蚀计算表明, 线烧蚀率计算结果与试验结果较为吻合, 所建立的烧蚀和传热模型是正确可靠的, 可用于实际活塞烧蚀失效研究。
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活塞材料 篇8
随着能源和环境问题的日益凸显, 节能和环保成为内燃发动机发展的主要方向。而随着发动机强化程度的不断提高, 燃气的燃烧温度和爆发压力也越来越高, 作为发动机能量转换核心部件的活塞, 需要承受越来越严苛的热负荷和机械负荷。运动部件的轻量化需求使得以铝硅合金为基体的活塞材料不易为其它材料所替代, 为提高活塞在严酷工作环境下的可靠性, 针对铝合金基体活塞材料性能提高的研究越来越受到重视, 研究成果及其应用也日益广泛。
1 燃烧室喉口开裂及应对措施
由于发动机强化程度的提高和活塞的轻量化设计, 活塞的失效呈现出日益加重的趋势, 失效模式也出现多样化趋势。据统计, 由于活塞自身原因导致的主要失效部位有:1、燃烧室喉口开裂;2、销孔开裂和销孔咬合;3、活塞环槽磨损;4、裙部磨损/拉缸等。在高强化柴油机活塞失效中, 燃烧室喉口开裂是最主要的失效模式之一, 如图1所示。
活塞燃烧室喉口开裂失效主要是高周疲劳开裂。一般情况下, 活塞最高温度位于喉口部位, 在一些高强化柴油机上, 铝合金活塞喉口的工作温度可达约350℃甚至更高。活塞在如此高的温度下还要承受时刻交替变化的高达200bar的爆发压力。高温导致喉口附近材料性能的快速降低, 交变的机械负荷则很容易造成喉口的疲劳开裂失效。
当活塞连接、配合尺寸, 活塞结构, 活塞所受负荷等基本确定后, 提高铝合金活塞可靠性就需要靠提高活塞材料的性能来实现, 其途径主要有两条:其一是提高铝合金材料的整体性能;其二是加强活塞易于失效部位的局部材料的性能。基于经济型、制造、加工等综合考虑, 局部材料性能强化的技术越来越受到活塞制造业的青睐, 得到越来越广泛的研究和应用。
目前, 燃烧室喉口材料局部性能强化的主要技术有喉口快速重熔技术、喉口采用陶瓷纤维铝基复合材料等。本文拟在燃烧室喉口应用陶瓷纤维铝基复合材料的方法来提高喉口部位的高温性能进行研究, 通过材料局部性能强化的方法来降低活塞喉口开裂失效概率, 从而满足现代柴油机对活塞的要求。
2 陶瓷纤维铝基复合材料制备技术
陶瓷纤维铝基复合材料是一种在铝基体内均匀分布着陶瓷纤维的材料。本试验的制作过程是首先制出均匀多孔的陶瓷纤维预制件, 然后基体合金铝液通过压力浸渗的方法充满到陶瓷预制件孔隙中形成复合材料。
2.1 陶瓷纤维预制件制备过程
本次试验用的陶瓷纤维为进口氧化铝短纤维, 氧化铝含量大于92%, 其微观金相组织如图2所示。首先对陶瓷纤维棉进行预处理, 使其成为长径比50-150的短纤维, 并去除纤维中的渣球及粗纤维, 然后加入一定比例的粘结剂。为保证预制件纤维分布的均匀性和纤维方向在三维空间的随机性, 纤维与粘结剂在水中要充分混合, 确保纤维不聚集, 不结球, 空隙分布均匀。在模具中成型后再经过干燥、高温烧结等工序, 成为具有一定形状、硬度的多孔预制件。
陶瓷纤维预制件的设计制作主要考虑如下三方面:一是预制件体积分数适当, 孔隙分布均匀, 易于铝液的浸渗, 本实验中, 复合材料的体积分数为16%~18%。;二是预制件要利于排气, 尺寸、外形要适用于铸造模具, 本研究方案设计的预制件如图3所示;三是预制件内在质量, 无气孔、夹渣、分层等缺陷。
2.2 复合材料活塞的铸造过程
在铝基复合材料的制备方法中, 液态浸渗法被认为是最理想和最成功的。本试验将利用液态浸渗技术制备陶瓷纤维增强铝基复合材料。这种方法是在浇注后的铝液上施加一个额外压力, 使铝液渗透到纤维预制件中, 并促进纤维与铝液的润湿、结合, 外加压力要足以克服毛细现象所产生的附加压力, 保证合金铝液的充分浸渗, 这不但可克服陶瓷纤维与铝液润湿性差的不足, 同时由于浸渗时间短, 凝固速度快而避免纤维与铝基体合金发生不良反应, 同时由于纤维表面在凝固过程中起结晶核心作用, 可以细化基体晶粒, 消除基体内部的气孔, 减少合金元素的偏析, 从而使得复合材料微观结构更加均匀细密, 有利于进一步提高材料的性能。
浸渗压力一般为50Mpa-100Mpa左右, 压力的大小与基体合金铝液的浇铸温度有关。浸渗法的优点是:铝合金在增强区与非增强区连续过渡, 界面结合牢固;其次是成品率高。需要注意的是陶瓷预制件需要经过充分预热, 以避免基体铝液在浸渗到孔隙中之前就遇冷凝固, 阻塞浸渗通道。本方案试验所使用设备是315吨四柱立式挤压铸造机, 采用直接挤压铸造工艺。其铸造过程示意图如图4所示。
试验过程为先进行基体合金铝液的成分配比 (本试验采用ZL109G铝合金作为基体材料) , 之后精炼除气除渣, 然后使用光谱仪检测铝液成分, 合格后将合金铝液进行保温处理等待浇注。同时模具、盐芯、预制件进行预热处理, 达到合格温度后浇注活塞毛坯。浇注过程为将经过渗铝的耐磨镶圈和预热的盐芯、陶瓷纤维预制件置入模具中定位, 在型腔内加入适量的合金铝液, 上压头下压, 压力大约是80Mpa左右, 合金铝液在高压下浸渗到陶瓷纤维的孔隙中, 经过短暂的保压凝固, 即完成陶瓷纤维复合材料活塞毛坯铸造。
2.3 复合材料与铝基体材料性能对比
在本试验中, 使用相同的铸造工艺参数、相同的生产设备、相同的操作者, 分别浇铸了带陶瓷纤维材料的A活塞和不带陶瓷纤维材料的B活塞, 并在两样品相对应的部位进行金相试块取样和试棒线切割取样, 取样位置如图5所示。
首先, 对样品进行金相组织的对比。图6是A活塞取样部位的金相图片, 图7是B活塞取样部位的金相图片。通过观察可以看出, 所制备的复合材料组织均匀, 合金相、共晶硅细小, 陶瓷纤维错落有致的分布在基体中。普通铝合金活塞初晶硅、合金相较大, 分布不均匀, 局部区域初晶硅偏聚。从金相组织上来看, 陶瓷纤维复合材料活塞明显优于普通铝合金活塞。
力学性能测试结果如表1, 本试验在不同温度下分别取用试样进行测试, 主要是从抗拉强度、延伸率等方面进行对比。通过对比可以得出, 陶瓷纤维复合材料相比于基体材料, 常温抗拉强度略有提高, 300℃和350℃下的高温抗拉强度提高了40%左右, 说明采用陶瓷纤维铝基复合材料可以提高燃烧室喉口部位耐高温能力;各温度下的延伸率均低于基体材料, 说明陶瓷纤维铝基复合材料的刚性要比铝基体好。
3 试验验证
由于活塞燃烧室喉口部位主要是在高温下工作, 喉口的开裂多数情况下是高温下的高周疲劳拉应力开裂, 陶瓷纤维复合材料优良的耐高温性能可明显降低喉口开裂的概率。低延伸率可以提高活塞燃烧室喉口承受较高机械负荷的能力。
在实际活塞设计和生产过程之中也得到了试验验证。如图8所示, a是某型号铝基体活塞 (ZL109G) 在试验过程中, 燃烧室喉口开裂失效;在对失效活塞进行分析后, 认为主要是因为活塞的热负荷过高引起的, 建议在燃烧室喉口部位采用陶瓷纤维铝基复合材料进行优化改进, b是采用陶瓷纤维铝基复合材料活塞在试验考核通过后照片。
4 结论
通过材料数据对比和试验验证可以看出, 应用挤压铸造工艺制造的陶瓷纤维铝基复合材料活塞在燃烧室喉口部位比普通铝合金活塞具有更加优良的高温性能, 金相组织更加均匀细密。根据试验统计结果, 活塞燃烧室喉口部位采用陶瓷纤维铝基复合材料可提高耐高温能力约30-40℃左右。
对于中重型高强化柴油机, 在活塞燃烧室喉口部位镶嵌陶瓷纤维增强铝基复合材料, 可解决当前发动机面临的普通铝活塞不能满足使用要求的问题。目前, 陶瓷纤维增强铝基复合材料已经在玉柴、某军工等发动机活塞上批量推广应用, 取得很好的市场效果。
摘要：本文针对高强化柴油机活塞燃烧室喉口开裂的失效问题, 简要分析了喉口开裂的原因, 提出对喉口进行局部强化的对应措施。研究了陶瓷纤维铝基复合材料对喉口性能的影响, 对陶瓷纤维复合材料的制作过程进行了阐述, 并进行了材料的性能对比和试验试验。经过对比, 燃烧室喉口部位的复合材料比ZL109G基体材料金相组织更加细密均匀, 具有更加优异的高温性能, 高温抗拉强度明显提高。优良的高温性能可以提高活塞的耐高温负荷能力, 满足中重型高强化柴油机对活塞喉口性能的需求。
关键词：陶瓷纤维,铝基复合材料,活塞,燃烧室喉口
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活塞材料 篇9
“涡轮天鹰”JT-A 2014年7月底，在奥什科什EAA展会上，赛斯纳公司发起“涡轮天鹰（Turbo Skyhawk）”JT-A柴油发动机改型项目。“涡轮天鹰”JT-A飞机配装大陆发动机公司的CD-155柴油发动机，相较于采用汽油活塞发动机的赛斯纳172而言，该机的性能有较大提升。最大航程达到1874千米（1012海里），比标准型赛斯纳172增大58%，最大速度达到243千米/小时，而同时耗油率比赛斯纳172降低25%。赛斯纳公司预计“涡轮天鹰”JT-A飞机2015年可以投放市场。目前CD-155发动机已经取得在赛斯纳172旧飞机上改装的EASA补充型号合格证。
P2010/P2012飞机 2014年7月，泰克南P2010四座单发活塞飞机取得EASA型号合格证。此外，P2012十座双发活塞飞机的研制也取得一定进展。2014年，泰克南公司完成P2012飞机的初步设计（包括风洞试验，地面和飞行载荷计算等），关键设计评审等工作。此外，泰克南公司还专门建设了P2012飞机生产厂房，预计2015年夏季投入使用。
“美洲豹” 2014年，Pipistrel公司的“美洲豹（Panthera）”高性能四座单发活塞飞机的研制工作也取得进展。为提高使用性能，Pipistrel公司决定更改“美洲豹”的发动机，从最初的莱康明IO-390发动机，改为IO-540-V发动机，该款发动机可以使用普通汽车汽油。当然，IO-540-V发动机对于“美洲豹”来说，功率过大，不过可以采用低功率设定的方式，使耗油率保持在较低的水平。此外，大功率发动机还可以使“美洲豹”获得较高的性能。
SR22/22T Perception 西锐公司推出的特殊任务型SR22/22TPerception飞机，主要用于执行航空勘测、航空摄影、管线巡视、地热勘测、空气取样、空中执法、搜救、全天候运输，VIP运输、交通执法、缉毒、教练等任务。西锐公司预计Perception飞机于2015年二季度通过FAA认证，现正接受订货。
M10 中国河南远景集团收购穆尼公司后，正在研制全新的M10飞机。M10为三座教练机/私人飞机，按照FAR23部设计，采用全复合材料结构。2014珠海航展上，穆尼公司展示了全尺寸样机，首次对全球发布全新的M10飞机，包括M10J和M10T。M10J和M10T为系列化产品，M10J为基本教练型，M10T为高性能型。M10飞机充分采用现代航空技术成果，具有精致的气动外形设计，美观、飘逸、灵动，极具现代感，同时又保留穆尼飞机的某些特征；座舱配置GarminG1000现代综合航电系统，GFC700自动驾驶仪，内饰系统设计参照跑车工业标准，充分保证操纵效率和乘坐舒适性，该机拥有宽敞的后座空间，可用作附加行李存放区。
SA-60V“阿若拉” 依托于中南大学的民营企业山河科技公司从无人机开始，通过智力引进的方式，将国外人才与国内团队结合，在不到10年的时间内，自主研制出SA-60L“阿若拉”轻型运动飞机，2012年4月，该机取得中国民航局型号设计批准书，2013年获得生产许可证，并正式开始批量交付。目前该机已经累计生产约20多架。从2013年下半年开始，山河科技公司正式启动SA-60V升级型飞机项目（CCAR23部正常类），目前该型飞机正在按照计划申请适航证、型号合格证及生产许可证书。
“锐翔”电动飞机 辽宁通航研究院的“锐翔”锂电池电动双座飞机目前正处于取证试飞的后期阶段，即将取得适航型号合格证书。辽宁通航研究院用三、四年时间独立研制出有人电动飞机，应该说其发展道路还是成功的，值得研究和借鉴。但是，相较于国外成熟的常规动力两座轻型飞机，该款飞机的设计还略显粗糙，或者说有些不完善的地方。据悉，“锐翔”目前的产能为年产20架，远期可增大到年产50～100架。“锐翔”的用途主要包括：教练飞行，基本飞行训练，考取私人飞机驾照等；娱乐飞行，本场的运动飞行，景区的观光、旅游等；竞技用途，可进行留空时间、无动力滑翔时间、定点着陆等专项竞赛。
“小鹰”500 “小鹰”500飞机目前正在进行改进工作，包括换装国产综合航电系统，加装光电吊舱（特种任务型），内饰改进升级，引进先进喷漆技术，尾旋试飞等。在基本型/教练型基础上衍生发展巡逻型（护林防火）和军用型。此外，还在进行TC证转移，从中航工业-飞院转移到中航工业通飞公司。“小鹰”500的国内主要用户：中国民航飞行学院洛阳分院，海南亚太通航公司，北大荒通航公司，辽宁通飞通用航空有限公司，呼伦贝尔天鹰通航公司，中飞通航公司，河北中航通用航空有限公司，石家庄爱飞客航空俱乐部有限公司。国外用户有：老挝空军（2009年签订出口合同，2013年交付8架）。
活塞材料 篇10
活塞是柴油机中最重要的零部件,工作中要承受周期性热负荷和机械负荷冲击,其工作状态直接决定着柴油机的技术寿命。活塞相关结构的设计非常重要[1],不仅要考虑机械强度的作用,还要考虑热负荷、热变形的影响[2,3],因此活塞冷却油腔位置的设计很关键。
针对某型号柴油机活塞第一环槽在连续工作40 h以上时易出现积碳的现象,对其进行改进设计,并对活塞原方案和改进方案在热、惯性力以及热机械负荷耦合作用情况下刚强度的变化规律进行研究,分析活塞改进结构的有效性。
活塞第一环槽处出现积碳,表明此处温度过高而引起润滑油的结焦[2]。为降低第一环槽处的热负荷,特提出活塞结构的改进方案:将活塞冷却油腔向活塞顶面上移1.8 mm,并将第一环槽向活塞裙部方向降低2.3 mm。利用有限元分析方法,采用I-DEAS软件对活塞进行数值模拟,对改进前后活塞强度进行对比研究。
1 活塞的有限元模型
为计算精确,建立两种方案即不同冷却油腔位置的两种活塞组件实体模型,模型中活塞材料密度ρ为2.7 kg/dm3,弹性模量E为84 000 N/mm2,泊松比v为0.32,热膨胀系数α为19.2×10-6K-1,活塞镶圈弹性模量E为110 000 N/mm2,活塞销材料弹性模量E为207 000 N/mm2。活塞为w型设计,根据对称性,有限元分析模型采用1/4活塞结构,见图1。
为了提高计算精度,在有限元模型的所有实体中均采用四面体10节点单元,力求准确地反映这些区域的温度、应力和变形。计算中所建立的活塞有限元计算模型如下:节点数为97 606,单元数为79 678。
根据活塞的实际工作状况,为了消除活塞的整体刚体位移,在有限元模型中对对称面施加了相应的位移边界约束条件(见图2)。
2 活塞的强度分析计算
2.1 惯性力作用下活塞强度计算
2.1.1 计算模型的建立
内燃机工作时,活塞承受气缸中最大燃气压力为16 MPa,并将此力通过活塞销传给连杆,以推动曲轴旋转。因此在分析中要考虑活塞销、连杆的影响。其有限元模型见图3。
连杆小头取1/4模型,将其下端面进行了全约束。在连杆的对称面上施加对称约束。由于活塞和活塞销是分析的主体,连杆只是用于模拟活塞实际的接触条件,其本身应力计算值的大小对活塞和活塞销有限元分析影响不大,所以这种处理对结果是合理的。活塞在惯性力作用下分析时施加的位移边界约束见图4。
活塞环在燃气压力的作用下,压紧在环槽的下端面,于是燃气便绕流到环的背面,并发生膨胀,使其压力下降。通过实验研究,从燃烧室表面到活塞的第一环槽,最大燃气压力16 MPa可以认为恒定不变。从活塞第一道气环至第二道气环之间传递的燃气压力呈线性递减。所以在施加约束时,对第一环槽到第二环槽之间建立了线性函数来施加侧面燃气压力。
对于活塞、活塞销、部分连杆组成的组合结构,在载荷作用下,装配结合面有接触效应。故计算模型中建立了活塞销与活塞销座、活塞销与连杆小头的接触单元,完成接触模拟。
2.1.2 应力计算结果
为了能够很好地反映出活塞受力趋势,应力考察区域选取了17个,见图5。
活塞在惯性力作用下的计算结果见图6。
2.2 热负荷作用下活塞强度计算
评价活塞热状态的指标主要是分析活塞顶部的温度是否在材料的极限范围之内,第一环槽的温度能否使润滑油正常工作。因此确定活塞温度场的分布是进行热应力计算的前题条件。
计算活塞的温度场以及在热负荷下活塞热应力时,活塞材料物理参数随温度的变化值见表1。
2.2.1 活塞温度场计算
进行活塞温度场的计算,其结果正确与否,关键取决于是否能得到一个符合实际工作情况的热边界条件。在活塞的温度场计算时,一般采用第三类边界条件,即周围物质的温度和活塞与它们之间的换热系数。活塞与周围物质的边界换热系数可以根据介质的不同,分别进行处理。
2.2.1. 1 活塞顶部和外部高温燃气的换热系数
活塞顶面与燃烧室的高温燃气相接触,是活塞热量的流入部位,这部分边界条件将对活塞的吸热量和高温区温度产生极大影响,本区域的介质温度和换热系数的分布是关键因素。
当换热系数所在的范围r小于N时,利用公式:
当换热系数所在的范围r大于N时,利用公式:
式中,hm为燃气平均换热系数;r为距中心线的径向距离,mm;N为中心线到A点的距离,mm。
使用公式对计算出的活塞顶面的最大换热系数和最小换热系数进行修正,则得出活塞顶面的换热系数沿径向的变化规律为:活塞顶面换热系数沿径向分布见图7。几何参数b,K,D,Z的取值见图8。活塞顶燃烧室喉口部位是活塞温度最高处,同样也是换热系数最高处。
2.2.1. 2 活塞和冷却水的换热系数
活塞和冷却水的换热系数,可以采用串联热阻的方法推导出各部分的换热系数。
在环区,活塞的一部分热量经过油膜或燃气传到活塞环、油膜、缸套,然后和冷却水交换热量,是一个“对流-热传导-对流”的过程;在裙部,活塞的一部分热量经过油膜、缸套再到冷却水,也是一个“对流-热传导-对流”的过程,只是少了经过活塞环的一个中间过程。求出的活塞环区的初始边界条件,见表2。
2.2.1. 3 活塞内冷油腔的换热系数
油腔为直立环型,进出油孔分别在两个销座旁,冷却油从喷油嘴高速喷入油腔进油孔中,并随活塞高频往复振荡后从出油孔返回油底壳,在管内的流体与油腔有良好的换热作用。对目前这种油腔,一般采用由管流试验数据综合出来的经验公式:
其中,D*=D/b,Ref=h D/λf,而D为冷却油腔的当量直径;Prf为普朗特数;Nuf为努塞尔数;λf为机油的导热系数;b为冷却油腔平均高度;h为机油和冷却油腔的平均换热系数。
2.2.1. 4 活塞内腔与油雾的换热系数
目前活塞的内腔和油雾之间还没有一个很好的换热关系式,但根据热平衡关系,在稳态时流入的热量等于流出的热量,燃气热量从活塞顶流向环区和内腔。采用傅立叶公式和牛顿公式计算内腔的换热系数。
2.2.2 活塞温度场计算结果
活塞温度场考察区域见图5,其温度分布见图9。从活塞的温度场分布来看,活塞温度最高的部位位于活塞顶的中央和活塞顶部燃烧室内侧的凸台,温度为349℃。活塞温度由顶部向裙部逐渐降低,裙部最低温度为102℃。
2.2.3 活塞热负荷计算
在活塞热负荷计算中,活塞17个考察区域的热应力分布情况见图10所示,在活塞第一环槽内的等效应力比较大,主要是由于此处温度场梯度较大引起的。
2.3 热机械负荷耦合作用下活塞计算
热机械负荷耦合作用下计算模型的位移边界条件、接触边界条件、载荷边界条件与机械载荷作用下的完全一样。另将计算出的活塞温度场作为温度边界条件,完成对实际情况的模拟。
2.3.1 应力计算结果
热机械负荷耦合作用下活塞的应力考察区域与机械载荷下应力考察区域完全一致。其耦合应力分布见图11。图12给出了活塞在只承受机械负荷时、热负荷和承受热机械负荷时的等效应力对比结果。
3 改进后活塞和原活塞的对比分析
3.1 温度对比分析
活塞冷却油腔改进方案与原方案的温度对比结果见图13。
由图13可知,在改进活塞结构之后,第一环槽处(考察区域14,17)温度明显降低,第一环槽内沿(考察区域17)温度由原来的221℃降低到199℃,第一环槽下沿(考察区域14)温度由原来的177℃降低到168℃;由于冷却油腔的上移,使得油腔内表面(考察区域9,10,11)处温度较原来有所上升,其中9区温度上升到195℃,油腔上表面的温度基本持平。
3.2 热负荷对比分析
对活塞进行结构改进之后,改变了活塞的热流分布,使考察区域4,8,10,11,15的最大主应力有所增加,其中区域10的增加幅度最大,为26.3 MPa,达到88.5 MPa。最小主应力在考察区域6,11,16,17的有明显的变化,其他区域的基本上变化不大。区域6,17的最小主应力较改进前有所增大,增加幅度分别为8.9,12.5 MPa,增大到-45.1,-38.2 MPa。改进前后等效应力对比见图14。
从图14可以看出,在改进后考察区域6,7,8,10,17处的等效应力比改进前有所增加,达到了39.8,38.7,45.4,84.5,116 MPa。区域8,10的应力较大主要是由拉应力造成的,6,7,17应力较大主要是由压应力造成的。
3.3 机械载荷下活塞应力对比分析
改进前后机械负荷作用下,活塞的最大主应力变化不大。最小主应力在考察区域4,9,16较改进前有所减小,分别减小到-70.6,-39.7,-53.5 MPa。5,10,14处的最小主应力较改进前有所增加,增加到-193.1,-73.5,-22.6 MPa。改进前后活塞等效应力对比见图15。
从以上对比结果可知,在对活塞进行结构改进之后部分区域的应力发生变化。考察区域5,6,10等效应力值已经超过了改进前的等效应力值,这主要是由改进结构后这几处的压应力所造成的。由于增加的幅度不大,而且也没有超过材料的许用应力,故可以认为是安全的。
3.4 热机械耦合作用下活塞应力对比分析
耦合作用下,考察区域8,10,17改进后最大主应力增大,增大到52.3,73.9,83.1 MPa。考察区域9,13,16改进后最大主应力减小。最小主应力在考察区域6,8,10,16较改进前有所减小,9,17处最小主应力较改进前有所增加。耦合作用下改进前后活塞等效应力对比见图16。
从图16可看出,在活塞结构改进之后,各部位的等效应力变化幅度都不大,17区的等效应力较改进之前稍有增大,增加幅度为13.3 MPa,增加到115.5 MPa。这主要是结构改进之后,该处的热应力增加所造成的。
4 结论
a.从活塞的温度场分布来看,活塞温度最高的部位位于活塞顶的中央和活塞顶部燃烧室内侧的凸台。活塞温度由顶部向裙部逐渐降低。改进后的活塞,由于冷却油腔的上移,最高温度由改进前的349℃降低到346℃,第一环槽内的温度由221℃降低到了199℃,大大改善了易产生积碳的现象。油腔内的温度有所上升,冷却油腔侧壁的最高温度由改进前的152℃上升为195℃,更有利于活塞的散热。从温度场分析结果看,达到了改进目的。
b.对活塞结构进行改进后,活塞温度场热流发生变化,从而使活塞热应力发生变化,最大等效应力由改进前的148 MPa增加到改进后的148.8 MPa,第一环槽内的等效应力由改进前的104.8 MPa增加到改进后的116 MPa;第二环槽内的等效应力由改进前的137.4 MPa降低到改进后的124.8 MPa。第一环槽和第二环槽的机械应力变化不大,不会对活塞第一环岸造成破坏。
c.在机械负荷和热负荷对活塞耦合作用后,热应力对活塞综合应力的影响起主导作用。活塞结构改进之后,第二环槽处的耦合等效应力值较改进前有所下降,第一环槽内沿处增大,从102.2 MPa增加到115.5 MPa。
d.整体上讲,最大等效应力出现在活塞第二环槽内,主要由于此处温度场梯度较大而引起的。活塞的变形主要受热负荷的影响,机械负荷的影响要小得多。
摘要：采用有限元法对某型号柴油机活塞的冷却油腔位置的两种不同的方案进行研究,分析了活塞分别在热负荷作用下、惯性力作用下、以及在惯性力和热负荷共同作用下的强度变化情况。通过对两种方案比较,表明改进后活塞第一环内的温度明显降低,证明了改进设计的有效性,为该型号活塞的改进设计提供了依据。
关键词：活塞,热负荷,惯性力,耦合,冷却油腔
参考文献
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[2]施培文,杜爱民.发动机活塞热分析[J].内燃机,2006,(3):7-10.
[3]王虎,桂长林.基于参数化有限元模型的活塞热负荷仿真分析[J].机械设计,2005,22(9):12-14.
[4]白敏丽,丁铁新,吕继祖.活塞组-气缸套耦合传热模拟[J].内燃机学报,2005,23(2):168-175.
[5]马迅,赵刚.发动机活塞的热结构耦合分析[J].机械设计与制造,2005,(11):40-42.