Estudio experimental y de simulación sobre pistón de aleación de aluminio basado en recubrimiento de barrera térmica

Scientific Reports volumen 12, Número de artículo: 10991 (2022) Citar este artículo

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Los recubrimientos de barrera térmica (TBC) tienen una baja conductividad térmica, lo que reduce de manera efectiva la temperatura de la matriz metálica y mejora el rendimiento térmico, la resistencia a los golpes y el rendimiento de combustión del pistón. En este estudio se eligió como objeto de investigación un motor diésel common-rail de alta presión todoterreno. En combinación con los resultados de las pruebas del campo de temperatura del pistón en condiciones de potencia nominal y par máximo, se estableció un modelo de simulación de elementos finitos del pistón con revestimiento de barrera térmica. Este modelo permitió analizar las características de distribución y las leyes de variación del campo de temperatura, el estrés y la deformación del revestimiento de barrera térmica en la matriz del pistón. Los resultados muestran que la temperatura máxima del pistón TBC es un 12,2 % y un 13,73 % inferior a la del pistón de aleación de aluminio en las condiciones de potencia nominal y par máximo, respectivamente. Las tensiones térmicas del pistón TBC en la parte superior de la cavidad fueron un 25,9 % y un 26,8 % inferiores a las del pistón de aluminio, mientras que la tensión de acoplamiento termomecánico del pistón TBC fue ligeramente superior a la del pistón de aluminio: 1,2 MPa y 3,7 MPa en el fondo de la cámara de combustión con mutación geométrica, respectivamente. La deformación térmica radial del pistón TBC fue 0,067 mm y 0,073 mm menor que la del pistón de aluminio, con la deformación del acoplamiento termomecánico radial también disminuyendo en 0,069 mm y 0,075 mm, respectivamente. La deformación térmica radial del pistón en la dirección paralela al eje del agujero de alfiler fue mayor que en la dirección perpendicular al eje del agujero de alfiler; la diferencia en la magnitud del cambio da como resultado una deformación térmica desigual del pistón.

Los motores diésel se desarrollan continuamente para mejorar su durabilidad, ligereza, compacidad y capacidades de bajas emisiones. Como resultado, la tasa de calor liberado y la temperatura y presión dentro del cilindro han aumentado significativamente, empeorando el ambiente dentro del cilindro1,2,3,4. El pistón, el componente central dentro de un cilindro de motor diesel, está sujeto a un choque térmico cada vez mayor, lo que afecta significativamente su confiabilidad y durabilidad. Los recubrimientos de barrera térmica (TBC) brindan un excelente aislamiento térmico y son beneficiosos para la resistencia a la erosión, al choque térmico y a la oxidación a alta temperatura5,6. En las prácticas de ingeniería, estas características pueden afectar significativamente la transferencia de calor entre el sustrato de trabajo y el entorno de alta temperatura, lo que afecta la resistencia estructural y la vida útil a la fatiga del sustrato de trabajo7,8. El TBC en la parte superior del pistón puede reducir efectivamente la temperatura en la parte superior del pistón y mejorar significativamente el rendimiento térmico y de combustión, y la resistencia del motor a la detonación9.

Con el rápido desarrollo de la tecnología de preparación de TBC, se han realizado investigaciones sobre pistones con TBC con varios estudios que investigan la influencia de los TBC en el rendimiento de los motores de combustión interna. Ya en la década de 1980, Morel et al.10,11 realizaron una evaluación de modelos numéricos del pistón y la cabeza de un motor diesel de servicio pesado. El pistón se revistió con un revestimiento de pulverización de plasma de zirconio (ZPS) de 1,5 mm. Se encontró que la eficiencia térmica del motor aumentó en aproximadamente un 5%. Taymaz12 demostró que los TBC mejoran la eficiencia térmica de los motores diésel, reduciendo así el consumo de combustible a diferentes velocidades y cargas. Toyota propuso un nuevo concepto de aislamiento térmico en una cámara de combustión conocido como tecnología de aislamiento de pared termo oscilante (TSWIN). Un nuevo material de aislamiento, aluminio anodizado poroso reforzado con sílice (SiRPA), con baja conductividad térmica y baja capacidad calorífica volumétrica, se desarrolló y aplicó a la superficie superior del pistón, lo que resultó en una menor pérdida de calor sin sacrificar el rendimiento del motor, mejorando así el eficiencia térmica13,14,15,16.

Además, los efectos de los pistones con TBC en las emisiones contaminantes del motor se han investigado en varios estudios. Ciniviz et al.17 investigaron los efectos de TBC en la parte superior de un pistón y la superficie de la cámara de combustión y en el rendimiento de emisiones de los motores diésel turboalimentados. Los resultados mostraron que las emisiones de NOx aumentaron un 10 %, mientras que las emisiones de hollín disminuyeron un 18 %, en comparación con los motores diésel estándar. Cerit et al.18 encontraron que el TBC en un pistón puede reducir las emisiones de HC de un motor de gasolina de arranque en frío en un 43,2%, sin ninguna degradación en el rendimiento del motor, a través de un estudio de prueba de un motor de gasolina de un solo cilindro. Durat19 investigó el efecto de los TBC, formados mediante la adición de diferentes estabilizadores a la zirconia parcialmente estabilizada, en las emisiones de HC de los motores de gasolina en condiciones de arranque en frío y estado estable utilizando el método de elementos finitos. Los resultados mostraron que el Y2O3 fue más efectivo que el MgO. Reddy et al.20 demostraron que las emisiones de CO y HC de los motores de pistón revestidos se redujeron en un 16,1 % y un 22,5 %, respectivamente, mientras que las emisiones de NOx aumentaron en un 17,7 %, en comparación con los pistones estándar.

Los investigadores también encontraron que la rugosidad y la porosidad del TBC tenían un impacto significativo en el proceso de combustión del motor y la eficiencia del motor21,22,23,24,25. Serrano et al.21 descubrieron una reducción del 3% en la eficiencia del motor utilizando TBC de pistón. Los estudios realizados por Uchida y Osada22 han demostrado que la rugosidad de la superficie y la estructura porosa son las principales causas del adelgazamiento de la capa límite térmica en los recubrimientos de zirconio, lo que resulta en un aumento de los coeficientes de transferencia de calor. Caputo et al.25 demostraron experimentalmente que la rugosidad del recubrimiento reducía tanto la velocidad del proceso de combustión como la eficiencia del motor (hasta un 2% a menor carga y velocidad).

Además, varios estudios han investigado el propio pistón TBC. Chen et al.26 utilizaron un método de pulverización de plasma para aplicar una capa de cerámica de zirconio de 0,33 mm de espesor en la superficie superior de un pistón de aluminio. El estudio encontró que la temperatura promedio en la ranura del primer anillo del pistón disminuyó en 12 °C. Szymczyk27 mostró que, en ciertas áreas, la temperatura calculada de la superficie del pistón recubierta era aproximadamente un 40 % más baja que la del pistón sin recubrir. Buyukkaya et al.28 demostraron que las temperaturas de la parte superior de un pistón de aleación de aluminio y un pistón de acero, aplicados con un TBC, disminuyeron en un 48 % y un 35 %, respectivamente. Hejwowski et al.29 demostraron que los recubrimientos rociados con llama se dañan más fácilmente que los recubrimientos rociados con plasma, en gran parte debido a la formación de óxidos en la superficie de unión del recubrimiento y la descomposición de Al2O3-40%TiO2. Feng30 utilizó un pistón cilíndrico simulado para estudiar el efecto de un revestimiento clasificado funcionalmente sobre la carga térmica en la parte superior del pistón. Un recubrimiento clasificado funcionalmente puede aumentar la temperatura de la cámara de combustión y mejorar la resistencia, la resistencia al desgaste y las propiedades de sellado del pistón.

La investigación sobre los pistones TBC se ha centrado principalmente en la influencia del TBC en el campo de temperatura de la matriz del pistón, la eficiencia del motor, el proceso de combustión y el rendimiento de las emisiones. Sin embargo, pocos estudios se han centrado en el análisis térmico y el acoplamiento termomecánico del sistema de pistón TBC, mientras que el análisis de simulación numérica del pistón TBC a menudo no se ha verificado experimentalmente. Por lo tanto, utilizando un pistón de aleación de aluminio de un motor diésel todoterreno como objeto de investigación, se establece un modelo de análisis de simulación de elementos finitos del pistón TBC combinando la prueba de temperatura y la presión máxima de combustión en el cilindro. El propósito de este estudio es investigar el efecto del TBC sobre el campo de temperatura, el estrés y la deformación de la matriz del pistón. Los resultados de este estudio también pueden proporcionar datos de apoyo y referencia para optimizar el rendimiento cinemático y dinámico y mejorar la holgura de los cilindros de los pistones.

El tema de investigación es un motor diésel de riel común de alta presión todoterreno, en el que el pistón de aleación de aluminio se enfría mediante una galería de refrigeración interna y la forma de la cámara del pistón es del tipo ω con muescas. Los parámetros relevantes para el motor diesel se enumeran en la Tabla 1.

El pistón está ubicado dentro del motor, rodeado por la camisa del cilindro y el cuerpo. La cabeza del pistón recibe el impacto del gas a alta temperatura y se encuentra en un estado de movimiento alternativo de alta velocidad. Por lo tanto, la medición precisa de la temperatura en estado estacionario en la parte superior de la cabeza del pistón ha sido un desafío al estudiar las cargas térmicas en estado estacionario. En este estudio, se utilizó un termopar TT-K-30 y un sistema de transmisión de plomo para medir el campo de temperatura del pistón del motor diésel en las condiciones de potencia nominal y par máximo. El rango de temperatura de prueba del termopar fue de 0 a 1250 °C con una tolerancia de 1,1 °C o 0,4 %. El termopar utilizó la tecnología de juntas de soldadura sin impurezas de OMEGA para soldar juntas de soldadura esféricas, lo que garantiza la precisión de las mediciones. Además, el tipo básico puede mejorar la velocidad de respuesta y el tiempo de respuesta fue inferior a 5 ms. Antes de la prueba de campo de la temperatura del pistón, el termopar utilizado fue precalibrado de 0 a 400 °C. Los parámetros técnicos del sensor de termopar se enumeran en la Tabla 2.

Se dispuso un solo pistón con cuatro puntos de medición ubicados en el centro de la cámara de combustión del pistón, la parte inferior de la cámara del pistón y la superficie superior del pistón. De acuerdo con la posición del punto de medición, se perforó un orificio desde la cavidad interior del pistón hasta una posición de 2 mm por debajo de la superficie superior del pistón. El punto de medición del termopar se colocó en el fondo del orificio y se vertió el pegamento inorgánico de óxido de cobre para asegurarlo, como se muestra en la Fig. 1. Durante el proceso de perforación, el ángulo y la profundidad de perforación deben controlarse de cerca para evitar desviaciones en la posición de perforación, y la galería de enfriamiento interna debe ser penetrada. Después de instalar los sensores de termopar, se numeraron los termopares para facilitar el registro de los resultados de la medición y garantizar la integridad del sensor con un voltímetro.

Croquis de los puntos de medición del pistón de (a) vista en corte y (b) vista física.

Considerando el proceso de la prueba corta, no se introdujo ningún mecanismo auxiliar en el proceso de plomo; solo se hicieron ranuras a cada lado de la biela, como se muestra en la Fig. 2. El cable del termopar se colocó en la ranura de la biela y se vertió el pegamento inorgánico de óxido de cobre para asegurarlo.

Diagrama físico de plomo del cable del termopar.

Durante la prueba, el pistón de aleación de aluminio se instaló en el primer cilindro y el pistón TBC se instaló en el tercer cilindro para evaluar el campo de temperatura en las condiciones de potencia nominal y par máximo. La prueba y las condiciones de prueba se muestran en la Tabla 3.

Generalmente, la estructura TBC tiene una capa cerámica con alto punto de fusión, estabilidad química, estabilidad de fase, baja conductividad térmica, baja capacidad térmica, buenas propiedades termomecánicas, buena compatibilidad con la capa de unión metálica, baja tasa de sinterización, tenacidad, dureza, y buena resistencia al desgaste por erosión. Esta capa funciona como aislamiento térmico que reduce la temperatura de la matriz del pistón. La capa de unión metálica, hecha de superaleaciones metálicas a base de cobalto (CoNiCrAlY) o a base de níquel (NiCoCrAlY), es más delgada que la capa cerámica25. Como capa de transición entre la base del pistón y la capa de cerámica, la capa de unión de metal se usa para mejorar la fuerza de unión entre la capa de cerámica y la base del pistón y para reducir la tensión causada por el desajuste de expansión térmica. Actualmente, la zirconia (ZrO2) es el material de capa cerámica más utilizado en la investigación automotriz25. En este estudio, se utilizó MgZrO3, con un estabilizador de MgO, como material de la capa cerámica, con alto punto de fusión, baja conductividad térmica y buena estabilidad a temperaturas elevadas. NiCrAl, que puede mejorar la fuerza de unión y la resistencia a la oxidación de la capa de cerámica al sustrato, se utilizó como material de la capa de unión del TBC en la superficie superior del pistón. Para aliviar el desajuste de expansión térmica entre la capa de cerámica y el sustrato del pistón, la capa de unión de metal del TBC en la parte superior del pistón generalmente tiene un grosor de 0,15 mm12,19,25. Estudios previos29 han demostrado que si el espesor total del TBC es superior a 0,5 mm, la adherencia del TBC disminuirá, afectando la eficiencia volumétrica de los motores diésel. Cuanto mayor sea el espesor del recubrimiento, mayor será la temperatura, lo que carboniza el aceite lubricante, lo que da como resultado la deposición de carbón y otros problemas. Si el espesor total del revestimiento de barrera térmica es inferior a 0,5 mm, la mejora de la eficiencia térmica es menor y el efecto de aislamiento es limitado. Por lo tanto, se utilizó la tecnología de proyección por arco de plasma para proyectar capas de cerámica con un espesor de 0,35 mm y capas de unión de metal con un espesor de 0,15 mm en la superficie superior del pistón.

Este capítulo involucrado.

En este estudio, se utilizó el software HYPERMESH para dividir la malla de elementos finitos del modelo y el software ABAQUS para construir un modelo de simulación de elementos finitos del pistón. El modelo comprendía el cuerpo del pistón, el anillo, el pasador, la mitad de la biela, la capa de unión y la capa de cerámica, como se muestra en la Fig. 3.

Modelo de elementos finitos de pistón y región de amplificación.

El material del cuerpo del pistón era una aleación de aluminio y silicio (con una pequeña cantidad de magnesio) y el material del anillo del pistón era hierro fundido austenítico resistente al desgaste. Los parámetros termofísicos de los materiales de aleación de aluminio y silicio a diferentes temperaturas se enumeran en la Tabla 4. Los parámetros termofísicos específicos del anillo del pistón, el pasador, la biela, la capa de unión y la capa de cerámica se enumeran en la Tabla 5.

Las condiciones límite térmicas precisas son la base para estudiar el campo de temperatura y la carga térmica del pistón, los factores clave que determinan la precisión de los cálculos del modelo. En este estudio se utilizaron condiciones de contorno del tercer tipo. Los resultados calculados utilizando la fórmula empírica se compararon con los resultados de la prueba y se corrigieron repetidamente para obtener condiciones de contorno térmico precisas. Con base en los datos de prueba del motor diesel, se estableció un modelo de simulación termodinámica unidimensional para obtener la temperatura y el coeficiente de transferencia de calor por convección del gas en el cilindro bajo las condiciones de potencia nominal y par máximo. Considerando factores como el cambio en el flujo de aire en el cilindro y la estructura del cilindro, se calculó la curva de relación adimensional del coeficiente de transferencia de calor por convección con la distancia radial en la ubicación de la superficie de combustión del pistón, como se muestra en la Fig. 4 La ordenada es la relación del coeficiente de transferencia de calor de la superficie superior del pistón, a lo largo de la dirección radial en diferentes posiciones, al coeficiente máximo de transferencia de calor por convección en el cilindro. La abscisa es la relación entre la superficie superior del pistón, a lo largo de la dirección radial en diferentes posiciones, al radio del pistón.

Curva adimensional del coeficiente de transferencia de calor por convección con distancia radial.

Así, se obtiene el coeficiente de transferencia de calor en cualquier posición en la dirección radial de la superficie de combustión del pistón, como se muestra en la Ec. (1).

donde agm denota el coeficiente promedio de transferencia de calor por convección del gas en el cilindro. N es la distancia desde el eje central del pistón hasta la posición del coeficiente máximo de transferencia de calor (es decir, la garganta). La posición de la garganta está a 27,5 mm del eje central del pistón (por lo tanto, N = 27,5 mm), como se muestra en la Fig. 5. La presión máxima de combustión del motor diesel fue de 16 MPa, lo que indica que la presión de gas en la parte superior del pistón era de 16 MPa. Como la presión del gas en la parte superior del pistón, la primera ranura del anillo, la segunda parte y la segunda ranura del anillo no se pueden medir, las presiones se distribuyen empíricamente en diferentes porcentajes de la presión del gas de la superficie superior, como se muestra en la Fig. 6. La zona entre el tercer rellano y el faldón está sometida a menor presión de gas y por tanto es despreciable, y esta parte no está sometida a ninguna carga mecánica.

Dimensiones de la superficie superior del pistón.

Presión de gas del pistón.

Los cuatro valores de simulación del pistón de aleación de aluminio y el modelo de simulación de pistón TBC se extrajeron y compararon con los valores de prueba, como se muestra en la Fig. 7. Los resultados muestran que la desviación porcentual entre la temperatura calculada por la simulación y la temperatura de la prueba experimental es inferior al 3,0%, lo que indica que los resultados de la simulación tienen una alta precisión y pueden utilizarse para análisis e investigaciones posteriores.

Comparación de la prueba experimental y las temperaturas de simulación del pistón del (a) Esquema A, (b) Esquema B, (c) Esquema C y (d) Esquema D.

Las distribuciones de campo de temperatura de los diferentes esquemas se obtuvieron a través de simulaciones, como se muestra en la Fig. 8. La temperatura máxima de la matriz del pistón de cada esquema ocurrió en la garganta del pistón. La temperatura máxima del pistón TBC en condiciones de potencia nominal y par máximo fue de 310,7 °C y 317,4 °C, respectivamente, 43,3 °C y 50,5 °C más bajas que las temperaturas máximas similares del pistón de aleación de aluminio de 354,0 °C y 367,9 ° C, respectivamente, lo que representa disminuciones del 12,2% y 13,73%, respectivamente. Estos resultados muestran que el TBC puede bloquear efectivamente la transferencia de calor desde la cámara de combustión a la cabeza del pistón, reduciendo significativamente la temperatura de la cabeza del pistón. Dado que el área debajo de la segunda parte del pistón está lejos del TBC, se ve menos afectada por el TBC y el coeficiente de transferencia de calor de esta área no cambia (es decir, la diferencia de temperatura es relativamente pequeña).

Distribución del campo de temperatura del pistón.

La temperatura de la superficie superior del pistón en cada esquema se distribuye regularmente a lo largo de la dirección radial del pistón. Para visualizar mejor la ley de distribución radial de la temperatura del pistón, se toman las trayectorias P1 a P5 en la superficie superior de la matriz del pistón, perpendiculares a la dirección del agujero de alfiler, como se muestra en la Fig. 9. La temperatura del área convexa en el El centro de la cámara del pistón era relativamente alto. Con un aumento en la distancia radial y la influencia de la estructura geométrica, la temperatura de la cámara de combustión disminuyó gradualmente. La temperatura mínima se alcanzó en la superficie inferior de la cámara de combustión y luego la temperatura del pistón aumentó a lo largo de la distancia radial. Posteriormente, la temperatura del pistón aumentó a lo largo de la distancia radial y alcanzó la temperatura máxima en la posición P3 de la garganta. Un mayor aumento de la distancia radial resultó en una disminución gradual de la temperatura del pistón. Sin embargo, en la posición P4, donde la estructura geométrica del pistón cambia repentinamente, la temperatura del pistón aumenta drásticamente y luego continúa disminuyendo hasta el borde del pistón.

Distribución radial de la temperatura en la superficie superior del pistón.

Cuando la temperatura de la matriz del pistón cambia, su volumen sufrirá cambios, que pueden estar sujetos a restricciones externas o mutuas entre sus diversas partes, lo que da como resultado estrés térmico y deformación térmica. La tensión y la deformación del acoplamiento termomecánico son el resultado de la carga mecánica basada en el campo de temperatura. Los efectos de los revestimientos de barrera en las distribuciones de tensión y deformación se analizan a continuación.

La distribución de esfuerzos de los diferentes esquemas se obtuvo a partir de cálculos de simulación, como se muestra en la Fig. 10. El esfuerzo térmico en la posición clave del pistón se comparó con el esfuerzo de acoplamiento termomecánico, como se muestra en la Tabla 6. La función de aislamiento térmico del recubrimiento de barrera térmica reduce el gradiente de temperatura del pistón de tal manera que la tensión térmica en la superficie inferior de la cámara de combustión, la garganta, la ranura del primer anillo, la parte inferior de la galería de enfriamiento y la parte superior de la cavidad interna del pistón TBC se reduce significativamente. más bajo que el del pistón de aleación de aluminio. Bajo las condiciones de trabajo de potencia nominal y par máximo, el pistón TBC tiene la mayor caída de 25,9 % y 26,8 % en la parte superior de la cavidad interna en comparación con el pistón de aleación de aluminio. La tensión de acoplamiento termomecánico del pistón TBC y el pistón de aleación de aluminio se refleja principalmente en la garganta y la ranura del primer anillo en comparación con la tensión térmica. La tensión de acoplamiento termomecánico en la garganta del Esquema A, B, C y D aumentó en un 11,7 %, 10,3 %, 7,5 % y 7,6 %, respectivamente, en comparación con la tensión térmica; del mismo modo, la ranura del primer anillo aumentó un 3,2 %, 3,0 %, 2,4 % y 2,4 %, respectivamente. El efecto restrictivo del recubrimiento de barrera térmica en la superficie superior da como resultado que el pistón TBC genere tensiones de acoplamiento termomecánicas ligeramente más altas. En la superficie inferior de la cámara de combustión se observaron aumentos de tensión de 1,2 MPa y 3,7 MPa, en comparación con el pistón de aleación de aluminio, en las condiciones de potencia nominal y par máximo, respectivamente.

Resultados de distribución de (a) esfuerzo térmico del pistón y (b) esfuerzo de acoplamiento termomecánico del pistón.

La deformación del pistón afecta directamente la holgura de ajuste entre el pistón y la camisa del cilindro durante el movimiento alternativo del pistón. El juego es un parámetro importante que afecta el rendimiento cinemático y dinámico del pistón. Considerando estos factores, se muestra el diagrama polar de la deformación térmica radial y la deformación del acoplamiento termomecánico radial en la parte superior del pistón, donde TS y ATS representan los lados de empuje principal y secundario del pistón, respectivamente, como se muestra en la Fig. 11. Como se ve en la Fig. 11, un desplazamiento del pasador del pistón de 0,5 mm provoca que la deformación radial del pistón en cada esquema, a lo largo del eje del pasador, sea mayor que la deformación perpendicular al eje del pasador. La deformación radial del pistón bajo la condición de par máximo fue mayor que bajo la condición de potencia nominal. El revestimiento de barrera térmica está estrechamente combinado con la superficie superior de la matriz del pistón, lo que limita la deformación radial de la superficie superior. La deformación térmica radial del pistón TBC, en las condiciones de trabajo de potencia nominal y par máximo, tuvo una reducción máxima de 0,067 mm y 0,073 mm, respectivamente. De igual manera, la deformación del acoplamiento termomecánico radial tuvo una reducción máxima de 0,069 mm y 0,075 mm, respectivamente, en comparación con el pistón de aleación de aluminio. La deformación térmica radial mínima del pistón de aleación de aluminio fue de 0,298 mm y 0,309 mm, respectivamente, y apareció en la dirección de 92,9°. La deformación térmica radial mínima del pistón TBC fue de 0,266 mm y 0,271 mm, respectivamente, y apareció en la dirección de 76,6°. La deformación térmica radial máxima del pistón de aleación de aluminio fue de 0,338 mm y 0,350 mm, respectivamente, y apareció en la dirección de 304,3°, mientras que la deformación térmica radial máxima del pistón TBC fue de 0,278 mm y 0,283 mm, respectivamente, y apareció en la dirección de 190,5°. La deformación radial mínima del acoplamiento termomecánico del pistón de aleación de aluminio fue de 0,300 mm y 0,311 mm, respectivamente, y apareció en la dirección de 82,5°. La deformación radial mínima del acoplamiento termomecánico del pistón TBC fue de 0,258 mm y 0,263 mm, respectivamente, y aparece en la dirección de 60,4°. La deformación radial máxima del acoplamiento termomecánico del pistón de aleación de aluminio fue de 0,340 mm y 0,351 mm, respectivamente, y apareció en la dirección de 197,4°. La deformación radial máxima del acoplamiento termomecánico del pistón TBC fue de 0,297 mm y 0,302 mm, respectivamente, y apareció en la dirección de 178,8°.

Resultados de (a) deformación térmica en la parte superior del pistón y (b) deformación del acoplamiento termomecánico en la parte superior del pistón.

Se extrajeron las líneas características de la falda del pistón en las direcciones 0°, 30°, 60° y 180° para estudiar la deformación térmica radial del pistón en la dirección axial. La parte inferior del pistón estaba a una altura de 0 mm, como se muestra en la Fig. 12. Como se ve en la figura, la deformación térmica radial en la parte superior de la falda del pistón es la más grande y la deformación en la parte inferior es la más pequeña. Las deformaciones térmicas del pistón TBC y el pistón de aleación de aluminio bajo la condición de par máximo fueron ligeramente mayores que aquellas bajo la condición de potencia nominal. En la dirección 0°, la deformación térmica radial máxima del pistón TBC en las condiciones de potencia nominal y par máximo fue de 0,183 mm y 0,184 mm, respectivamente, 13,3 % y 14,0 % inferior a las deformaciones de 0,211 mm y 0,214 mm, respectivamente. observado de manera similar para el pistón de aleación de aluminio. En la dirección de 30°, la deformación térmica radial máxima del pistón TBC en condiciones de potencia nominal y par máximo fue de 0,187 mm y 0,188 mm, respectivamente, 11,0 % y 11,3 % inferior a las deformaciones de 0,210 mm y 0,212 mm, respectivamente. del pistón de aleación de aluminio. En la dirección de 60°, la deformación térmica radial máxima del pistón TBC en las condiciones de potencia nominal y par máximo fue de 0,189 mm y 0,190 mm, respectivamente, 8,3% y 8,7% inferior a las deformaciones de 0,206 mm y 0,208 mm, respectivamente, de el pistón de aleación de aluminio. En el área de la ventana, la deformación térmica radial del pistón fluctuó ligeramente debido al cambio en la estructura del pistón. En la dirección de 180°, la deformación térmica radial máxima del pistón TBC en condiciones de potencia nominal y par máximo fue de 0,184 mm y 0,185 mm, un 8,5 % y un 9,3 % inferior a las deformaciones de 0,201 mm y 0,204 mm del pistón de aleación de aluminio.

Deformación térmica radial en la dirección axial de (a) 0° de la falda del pistón, (b) 30° de la falda del pistón, (c) 60° de la falda del pistón y (d) 180° de la falda del pistón.

Las líneas características en las direcciones 0°, 30°, 60° y 180° de la falda del pistón fueron extraídas para estudiar la deformación del acoplamiento termomecánico radial del pistón en la dirección axial. El fondo del pistón estaba a una altura de 0 mm, como se muestra en la Fig. 13. Como se ve en la figura, la ley de deformación del acoplamiento termomecánico de la falda del pistón en cada esquema es consistente con la deformación térmica. En la dirección 0°, la deformación radial máxima del acoplamiento termomecánico del pistón TBC en las condiciones de potencia nominal y par máximo fue de 0,180 mm y 0,180 mm, 14,7% y 15,9% inferior a las deformaciones de 0,211 mm y 0,214 mm, respectivamente. del pistón de aleación de aluminio. En la dirección de 30°, la deformación radial máxima del acoplamiento termomecánico del pistón TBC en las condiciones de potencia nominal n y par máximo fue de 0,187 mm y 0,188 mm, un 12,6 % y un 13,4 % inferior a las deformaciones de 0,214 mm y 0,217 mm, respectivamente, del pistón de aleación de aluminio. En la dirección de 60°, la deformación radial máxima del acoplamiento termomecánico del pistón TBC en las condiciones de potencia nominal y par máximo fue de 0,192 mm y 0,193 mm, 9,9 % y 10,6 %, respectivamente, inferior a las deformaciones de 0,213 mm y 0,216 mm, respectivamente. , del pistón de aleación de aluminio. En la dirección de 180°, la deformación radial máxima del acoplamiento termomecánico del pistón TBC en las condiciones de potencia nominal y par máximo fue de 0,192 mm y 0,192 mm, 6,3% y 7,2% inferior a las deformaciones de 0,205 mm y 0,207 mm, respectivamente. del pistón de aleación de aluminio.

Deformación del acoplamiento radial en la dirección axial de (a) 0° de la falda del pistón, (b) 30° de la falda del pistón, (c) 60° de la falda del pistón y (d) 180° de la falda del pistón.

En este estudio, se utilizó el método de medición de termopar para medir el campo de temperatura de estado estacionario del pistón de aleación de aluminio y el pistón TBC en las condiciones de potencia nominal y par máximo. El campo de temperatura proporciona condiciones límite precisas para el análisis de elementos finitos del pistón. Bajo esta condición límite, se estudiaron sistemáticamente el campo de temperatura, la tensión térmica, la tensión de acoplamiento termomecánico, la deformación térmica y la deformación del acoplamiento termomecánico del pistón de aleación de aluminio y el pistón TBC. Teniendo en cuenta estos factores, se extrajeron las siguientes conclusiones.

El uso de TBC da como resultado que la temperatura máxima del pistón de TBC disminuya en un 12,2 % y un 13,73 % en comparación con la del pistón de aleación de aluminio en las condiciones de potencia nominal y par máximo, respectivamente, lo que indica que el TBC evita eficazmente la transferencia de calor de la cámara de combustión a la cabeza del pistón y reduce significativamente la temperatura de la cabeza del pistón.

La función de aislamiento térmico de la capa de cerámica reduce el gradiente de temperatura del pistón, lo que hace que la tensión térmica del pistón TBC sea significativamente menor que la del pistón de aleación de aluminio. Bajo las condiciones de potencia nominal y par máximo, el pistón TBC exhibió una disminución máxima de 25,9 % y 26,8 %, respectivamente, en la parte superior de la cavidad interna en comparación con el pistón de aleación de aluminio. Debido al efecto restrictivo del recubrimiento de barrera térmica en su superficie superior, el pistón TBC genera tensiones de acoplamiento termomecánicas ligeramente más altas (1,2 MPa y 3,7 MPa) en la superficie inferior de la cámara de combustión que el pistón de aleación de aluminio bajo la potencia nominal y condiciones de par máximo, respectivamente.

La capa de cerámica se combinó estrechamente con la superficie superior de la matriz del pistón, limitando la deformación de la capa superior. La deformación térmica radial del pistón TBC en condiciones de potencia nominal y par máximo se redujo en 0,067 mm y 0,073 mm, respectivamente, en comparación con la del pistón de aleación de aluminio; la deformación del acoplamiento termomecánico radial se redujo en 0,069 mm y 0,075 mm, respectivamente. La deformación térmica radial del pistón en la dirección paralela al eje del agujero de alfiler es mayor que en la dirección perpendicular, resultando la diferencia en la magnitud en la deformación térmica desigual del pistón.

Cai, J., Lu, RS & Qin, Y. Investigación experimental de la carga térmica inestable en la culata del motor diesel. Trans. SCICE 5(1), 66–75. https://doi.org/10.16236/j.cnki.nrjxb.1987.01.007 (1987).

Artículo Google Académico

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Este trabajo fue apoyado por la Fundación Nacional de Ciencias Naturales de China [Grant No. 51805233, 51665021, 51965027] y el Programa de Investigación Básica de la provincia de Yunnan [Grant No. 2019FD032].

Laboratorio Clave de Motores de Combustión Interna de Yunnan, Universidad de Ciencia y Tecnología de Kunming, Kunming, 650500, República Popular de China

Yang Liu, Jilin Lei, Xiaoqiang Niu y Xiwen Deng

Yunnan Key Laboratory of Plateau Emission of Internal Combustion Engines, Kunming Yunnei Power Co., Ltd, Kunming, 650200, República Popular de China

Yang Liu, Jilin Lei, Xiaoqiang Niu y Xiwen Deng

Chengdu Galaxy Power Co., Ltd, Chengdu, 610505, República Popular de China

Jun Wen y Zhigao Wen

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JL y JW concibieron los experimentos, YL y XN realizaron los experimentos, XD y ZW ayudaron a construir el banco de pruebas, YL y XN analizaron los resultados. Todos los autores revisaron el manuscrito.

Correspondencia a Jilin Lei.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Reimpresiones y permisos

Liu, Y., Lei, J., Niu, X. et al. Estudio experimental y de simulación sobre pistón de aleación de aluminio basado en recubrimiento de barrera térmica. Informe científico 12, 10991 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-15031-x

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Recibido: 13 noviembre 2021

Aceptado: 16 junio 2022

Publicado: 29 junio 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-15031-x

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