Étude expérimentale et de simulation sur un piston en alliage d'aluminium basé sur un revêtement de barrière thermique

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 10991 (2022) Citer cet article

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Les revêtements de barrière thermique (TBC) ont une faible conductivité thermique, réduisant efficacement la température de la matrice métallique et améliorant les performances thermiques, la résistance au cognement et les performances de combustion du piston. Dans cette étude, un moteur diesel à rampe commune haute pression hors route a été choisi comme objet de recherche. Combiné avec les résultats des tests du champ de température du piston dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal, un modèle de simulation par éléments finis du piston de revêtement de barrière thermique a été établi. Ce modèle a permis d'analyser les caractéristiques de distribution et les lois de variation du champ de température, de contrainte et de déformation du revêtement de barrière thermique sur la matrice du piston. Les résultats montrent que la température maximale du piston TBC est inférieure de 12,2 % et 13,73 % à celle du piston en alliage d'aluminium dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal, respectivement. Les contraintes thermiques du piston TBC au sommet de la cavité étaient inférieures de 25,9 % et 26,8 % à celles du piston en aluminium, tandis que la contrainte de couplage thermomécanique du piston TBC était légèrement supérieure à celle du piston en aluminium, soit 1,2 MPa et 3,7 MPa dans le fond de la chambre de combustion avec mutation géométrique, respectivement. La déformation thermique radiale du piston TBC était inférieure de 0,067 mm et 0,073 mm à celle du piston en aluminium, la déformation radiale du couplage thermomécanique diminuant également de 0,069 mm et 0,075 mm, respectivement. La déformation thermique radiale du piston dans la direction parallèle à l'axe du sténopé était supérieure à celle dans la direction perpendiculaire à l'axe du sténopé ; la différence d'amplitude du changement entraîne une déformation thermique inégale du piston.

Les moteurs diesel sont continuellement développés pour améliorer leur durabilité, leur légèreté, leur compacité et leurs faibles émissions polluantes. En conséquence, le taux de chaleur libérée ainsi que la température et la pression à l'intérieur du cylindre ont considérablement augmenté, aggravant l'environnement à l'intérieur du cylindre1,2,3,4. Le piston, le composant central d'un cylindre de moteur diesel, est soumis à des chocs thermiques croissants, ce qui affecte considérablement sa fiabilité et sa durabilité. Les revêtements de barrière thermique (TBC) offrent une excellente isolation thermique et sont bénéfiques pour l'anti-érosion, la résistance aux chocs thermiques et la résistance à l'oxydation à haute température5,6. Dans les pratiques d'ingénierie, ces caractéristiques peuvent affecter de manière significative le transfert de chaleur entre le substrat de travail et l'environnement à haute température, affectant ainsi la résistance structurelle et la durée de vie à la fatigue du substrat de travail7,8. Le TBC sur le haut du piston permet de réduire efficacement la température en haut du piston et d'améliorer significativement les performances thermiques et de combustion, ainsi que la résistance du moteur au cliquetis9.

Avec le développement rapide de la technologie de préparation TBC, des recherches sur les pistons avec TBC ont été menées avec plusieurs études portant sur l'influence des TBC sur les performances des moteurs à combustion interne. Dès les années 1980, Morel et al.10,11 ont réalisé une évaluation par modèle numérique du piston et de la culasse d'un moteur diesel de grande puissance. Le piston a été recouvert d'un revêtement de pulvérisation de plasma de zircone (ZPS) de 1,5 mm. L'efficacité thermique du moteur s'est avérée augmenter d'environ 5%. Taymaz12 a montré que les TBC améliorent l'efficacité thermique des moteurs diesel, réduisant ainsi la consommation de carburant à différentes vitesses et charges. Toyota a proposé un nouveau concept d'isolation thermique dans une chambre de combustion connu sous le nom de Thermo-Swing Wall Insulation Technology (TSWIN). Un nouveau matériau d'isolation - aluminium anodisé poreux renforcé de silice (SiRPA), avec une faible conductivité thermique et une faible capacité thermique volumétrique - tel que développé et appliqué sur la surface supérieure du piston, entraînant une réduction des pertes de chaleur sans sacrifier les performances du moteur, améliorant ainsi l'efficacité thermique13,14,15,16.

De plus, les effets des pistons avec TBC sur les émissions polluantes du moteur ont été étudiés dans plusieurs études. Ciniviz et al.17 ont étudié les effets du TBC sur le dessus d'un piston et la surface de la chambre de combustion et sur les performances d'émission des moteurs diesel turbocompressés. Les résultats ont montré que les émissions de NOx ont augmenté de 10 % tandis que les émissions de suie ont diminué de 18 %, par rapport aux moteurs diesel standard. Cerit et al.18 ont découvert que le TBC sur un piston peut réduire les émissions de HC d'un démarrage à froid d'un moteur à essence de 43,2 %, sans aucune dégradation des performances du moteur, grâce à une étude d'essai sur un moteur à essence monocylindre. Durat19 a étudié l'effet des TBC, formés en ajoutant différents stabilisants à de la zircone partiellement stabilisée, sur les émissions de HC des moteurs à essence dans des conditions de démarrage à froid et de régime permanent en utilisant la méthode des éléments finis. Les résultats ont montré que Y2O3 était plus efficace que MgO. Reddy et al.20 ont montré que les émissions de CO et de HC des moteurs à pistons revêtus étaient réduites de 16,1 % et 22,5 %, respectivement, tandis que les émissions de NOx étaient augmentées de 17,7 %, par rapport aux pistons standards.

Les chercheurs ont également découvert que la rugosité et la porosité du TBC avaient un impact significatif sur le processus de combustion du moteur et l'efficacité du moteur21,22,23,24,25. Serrano et al.21 ont découvert une réduction de 3 % de l'efficacité du moteur en utilisant des TBC à piston. Des études menées par Uchida et Osada22 ont montré que la rugosité de surface et la structure poreuse sont les principales causes de l'amincissement de la couche limite thermique dans les revêtements de zircone, entraînant une augmentation des coefficients de transfert de chaleur. Caputo et al.25 ont montré expérimentalement que la rugosité du revêtement réduisait à la fois la vitesse du processus de combustion et l'efficacité du moteur (jusqu'à 2 % à faible charge et vitesse).

De plus, plusieurs études ont étudié le piston TBC lui-même. Chen et al.26 ont utilisé une méthode de pulvérisation au plasma pour appliquer une couche de céramique de zircone de 0,33 mm d'épaisseur sur la surface supérieure d'un piston en aluminium. L'étude a révélé que la température moyenne au niveau de la première rainure de segment du piston avait diminué de 12 °C. Szymczyk27 a montré que dans certaines zones, la température calculée de la surface du piston revêtu était d'environ 40 % inférieure à celle du piston non revêtu. Buyukkaya et al.28 ont montré que les températures de la partie supérieure d'un piston en alliage d'aluminium et d'un piston en acier, appliquées avec un TBC, diminuaient de 48 % et 35 %, respectivement. Hejwowski et al.29 ont montré que les revêtements pulvérisés à la flamme sont plus facilement endommagés que les revêtements pulvérisés au plasma, principalement en raison de la formation d'oxydes à la surface de liaison du revêtement et de la décomposition de Al2O3-40 % TiO2. Feng30 a utilisé un piston cylindrique simulé pour étudier l'effet d'un revêtement à gradient fonctionnel sur la charge thermique sur le dessus du piston. Un revêtement à gradation fonctionnelle peut augmenter la température de la chambre de combustion et améliorer la résistance, la résistance à l'usure et les propriétés d'étanchéité du piston.

La recherche sur les pistons TBC s'est principalement concentrée sur l'influence du TBC sur le champ de température de la matrice du piston, l'efficacité du moteur, le processus de combustion et les performances d'émission. Cependant, peu d'études se sont concentrées sur l'analyse thermique et le couplage thermomécanique du système de piston TBC, tandis que l'analyse par simulation numérique du piston TBC n'a souvent pas été vérifiée expérimentalement. Par conséquent, en utilisant un piston en alliage d'aluminium d'un moteur diesel tout-terrain comme objet de recherche, un modèle d'analyse de simulation par éléments finis du piston TBC est établi en combinant le test de température et la pression de combustion maximale dans le cylindre. Le but de cette étude est d'étudier l'effet du TBC sur le champ de température, la contrainte et la déformation de la matrice du piston. Les résultats de cette étude peuvent également fournir un support de données et de référence pour optimiser les performances cinématiques et dynamiques et améliorer le jeu des cylindres des pistons.

Le sujet de recherche est un moteur diesel à rampe commune haute pression hors route, dans lequel le piston en alliage d'aluminium est refroidi par une galerie de refroidissement interne et la forme de la chambre du piston est de type ω en retrait. Les paramètres pertinents pour le moteur diesel sont répertoriés dans le tableau 1.

Le piston est situé dans le moteur, entouré par la chemise et le corps du cylindre. La tête de piston est impactée par un gaz à haute température et est dans un état de mouvement alternatif à grande vitesse. Par conséquent, la mesure précise de la température en régime permanent au sommet de la tête de piston a été difficile lors de l'étude des charges thermiques en régime permanent. Dans cette étude, un thermocouple TT-K-30 et un système de transmission en plomb ont été utilisés pour mesurer le champ de température du piston du moteur diesel dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal. La plage de température d'essai du thermocouple était de 0 à 1250 °C avec une tolérance de 1,1 °C ou 0,4 %. Le thermocouple a utilisé la technologie de joint de soudure sans impureté OMEGA pour souder dans des joints de soudure sphériques, garantissant ainsi la précision des mesures. De plus, le type nu peut améliorer la vitesse de réponse et le temps de réponse était inférieur à 5 ms. Avant le test de température du piston sur le terrain, le thermocouple utilisé a été pré-calibré de 0 à 400 °C. Les paramètres techniques du capteur thermocouple sont répertoriés dans le tableau 2.

Un seul piston était agencé avec quatre points de mesure situés au centre de la chambre de combustion du piston, au fond de la chambre du piston et à la surface supérieure du piston. Selon la position du point de mesure, un trou a été percé depuis la cavité interne du piston jusqu'à une position située à 2 mm sous la surface supérieure du piston. Le point de mesure du thermocouple a été placé au fond du trou et la colle inorganique d'oxyde de cuivre a été versée pour le fixer, comme illustré à la Fig. 1. Pendant le processus de forage, l'angle et la profondeur de forage doivent être surveillés de près pour éviter les déviations dans la position de forage, et la galerie de refroidissement interne doit être pénétrée. Une fois les capteurs de thermocouple installés, les thermocouples ont été numérotés pour faciliter l'enregistrement des résultats de mesure afin d'assurer l'intégrité du capteur à l'aide d'un voltmètre.

Croquis cartographique des points de mesure du piston de (a) vue en coupe et (b) vue physique.

Compte tenu du processus du test court, aucun mécanisme auxiliaire n'a été introduit dans le processus principal ; seules des fentes ont été faites de chaque côté de la bielle, comme illustré à la Fig. 2. Le fil du thermocouple a été placé dans la rainure de la bielle et versé la colle inorganique d'oxyde de cuivre pour le fixer.

Schéma physique principal du fil de thermocouple.

Au cours de l'essai, le piston en alliage d'aluminium a été installé dans le premier cylindre et le piston TBC a été installé dans le troisième cylindre pour évaluer le champ de température dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal. Le test et les conditions de test sont présentés dans le tableau 3.

Généralement, la structure TBC a une couche céramique avec un point de fusion élevé, une stabilité chimique, une stabilité de phase, une faible conductivité thermique, une faible capacité thermique, de bonnes propriétés thermomécaniques, une bonne compatibilité avec la couche de liaison métallique, un faible taux de frittage, une ténacité, une dureté et une bonne résistance à l'usure par érosion. Cette couche fonctionne comme une isolation thermique qui réduit la température de la matrice du piston. La couche de liaison métallique, constituée de superalliages métalliques à base de cobalt (CoNiCrAlY) ou à base de nickel (NiCoCrAlY), est plus fine que la couche de céramique25. En tant que couche de transition entre la base du piston et la couche céramique, la couche de liaison métallique est utilisée pour améliorer la force de liaison entre la couche céramique et la base du piston et pour réduire les contraintes causées par le décalage de dilatation thermique. Actuellement, la zircone (ZrO2) est le matériau de couche céramique le plus largement utilisé dans la recherche automobile25. Dans cette étude, MgZrO3, avec un stabilisant MgO, a été utilisé comme matériau de couche céramique, avec un point de fusion élevé, une faible conductivité thermique et une bonne stabilité à des températures élevées. NiCrAl, qui peut améliorer la force de liaison et la résistance à l'oxydation de la couche céramique au substrat, a été utilisé comme matériau de couche de liaison du TBC sur la surface supérieure du piston. Pour atténuer le décalage de dilatation thermique entre la couche de céramique et le substrat du piston, la couche de liaison métallique du TBC sur le dessus du piston a généralement une épaisseur de 0,15 mm12,19,25. Des études antérieures29 ont montré que si l'épaisseur totale du TBC est supérieure à 0,5 mm, l'adhérence du TBC diminuera, affectant le rendement volumétrique des moteurs diesel. Plus l'épaisseur du revêtement est grande, plus la température est élevée, carbonisant ainsi l'huile de lubrification, entraînant un dépôt de carbone et d'autres problèmes. Si l'épaisseur totale du revêtement de barrière thermique est inférieure à 0,5 mm, l'amélioration du rendement thermique est mineure et l'effet d'isolation est limité. Par conséquent, la technologie de pulvérisation à l'arc plasma a été utilisée pour pulvériser des couches de céramique d'une épaisseur de 0,35 mm et des couches de liaison métallique d'une épaisseur de 0,15 mm sur la surface supérieure du piston.

Ce chapitre concernait.

Dans cette étude, le logiciel HYPERMESH a été utilisé pour diviser le maillage éléments finis du modèle, et le logiciel ABAQUS a été utilisé pour construire un modèle de simulation par éléments finis du piston. Le modèle comprenait un corps de piston, un segment, une goupille, la moitié de la bielle, une couche de liaison et une couche de céramique, comme illustré à la Fig. 3.

Modèle d'éléments finis de piston et région d'amplification.

Le matériau du corps du piston était un alliage d'aluminium et de silicium (avec une petite quantité de magnésium) et le matériau du segment de piston était de la fonte austénitique résistante à l'usure. Les paramètres thermophysiques des matériaux en alliage de silicium et d'aluminium à différentes températures sont répertoriés dans le tableau 4. Les paramètres thermophysiques spécifiques du segment de piston, de l'axe, de la bielle, de la couche de liaison et de la couche de céramique sont répertoriés dans le tableau 5.

Des conditions aux limites thermiques précises sont à la base de l'étude du champ de température et de la charge thermique du piston, facteurs clés qui déterminent la précision des calculs du modèle. Dans cette étude, des conditions aux limites du troisième type ont été utilisées. Les résultats calculés à l'aide de la formule empirique ont été comparés aux résultats des tests et corrigés à plusieurs reprises pour obtenir des conditions aux limites thermiques précises. Sur la base des données d'essai du moteur diesel, un modèle de simulation thermodynamique unidimensionnel a été établi pour obtenir la température et le coefficient de transfert de chaleur convectif du gaz dans le cylindre dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal. Compte tenu de facteurs tels que le changement du débit d'air dans le cylindre et la structure du cylindre, la courbe de relation sans dimension du coefficient de transfert de chaleur par convection avec la distance radiale à l'emplacement de la surface de combustion du piston a été calculée, comme indiqué sur la Fig. 4. L'ordonnée est le rapport du coefficient de transfert de chaleur de la surface supérieure du piston, le long de la direction radiale à différentes positions, au coefficient de transfert de chaleur par convection maximal dans le cylindre. L'abscisse est le rapport de la surface supérieure du piston, le long de la direction radiale à différentes positions, au rayon du piston.

Courbe sans dimension du coefficient de transfert de chaleur par convection avec distance radiale.

Ainsi, le coefficient de transfert de chaleur à n'importe quelle position dans la direction radiale de la surface de combustion du piston est obtenu, comme le montre l'Eq. (1).

où agm désigne le coefficient de transfert de chaleur convectif moyen du gaz dans le cylindre. N est la distance entre l'axe central du piston et la position du coefficient de transfert de chaleur maximal (c'est-à-dire la gorge). La position de la gorge est à 27,5 mm de l'axe central du piston (donc, N = 27,5 mm), comme le montre la Fig. 5. La pression de combustion maximale du moteur diesel était de 16 MPa, ce qui indique que la pression de gaz sur le dessus du piston était de 16 MPa. Comme la pression de gaz dans le plat supérieur du piston, la première gorge de segment, le deuxième plat et la deuxième gorge de segment ne peuvent pas être mesurées, les pressions sont réparties empiriquement par différents pourcentages de la pression de gaz de la surface supérieure, comme illustré à la Fig. 6. La zone entre le troisième plat et la jupe est soumise à une pression de gaz inférieure et est donc négligeable, et cette partie n'est soumise à aucune charge mécanique.

Dimensions de la surface supérieure du piston.

Pression de gaz du piston.

Les quatre valeurs de simulation du piston en alliage d'aluminium et du modèle de simulation de piston TBC ont été extraites et comparées aux valeurs d'essai, comme illustré à la Fig. 7. Les résultats montrent que l'écart en pourcentage entre la température calculée par la simulation et la température de l'essai expérimental est inférieur à 3,0 %, ce qui indique que les résultats de la simulation ont une grande précision et peuvent être utilisés pour des analyses et des recherches ultérieures.

Comparaison des températures de test expérimental et de simulation du piston de (a) Schéma A, (b) Schéma B, (c) Schéma C et (d) Schéma D.

Les distributions de champ de température des différents schémas ont été obtenues via des simulations, comme le montre la figure 8. La température maximale de la matrice de piston de chaque schéma s'est produite au col du piston. La température maximale du piston TBC dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal était de 310,7 °C et 317,4 °C, respectivement, 43,3 °C et 50,5 °C inférieure aux températures maximales similaires du piston en alliage d'aluminium de 354,0 °C et 367,9 °C, respectivement, représentant des diminutions de 12,2 % et 13,73 %, respectivement. Ces résultats montrent que le TBC peut bloquer efficacement le transfert de chaleur de la chambre de combustion vers la tête du piston, réduisant considérablement la température de la tête du piston h. Étant donné que la zone située sous le deuxième plat du piston est éloignée du TBC, elle est moins affectée par le TBC et le coefficient de transfert de chaleur de cette zone ne change pas (c'est-à-dire que la différence de température est relativement faible).

Répartition du champ de température du piston.

La température de surface supérieure du piston dans chaque schéma est régulièrement répartie le long de la direction radiale du piston. Pour mieux afficher la loi de distribution radiale de la température du piston, les chemins P1 à P5 sont empruntés à la surface supérieure de la matrice du piston, perpendiculairement à la direction du trou d'épingle, comme illustré à la Fig. 9. La température de la zone convexe au centre de la chambre du piston était relativement élevée. Avec une augmentation de la distance radiale et l'influence de la structure géométrique, la température de la chambre de combustion a progressivement diminué. La température minimale a été atteinte sur la surface inférieure de la chambre de combustion et la température du piston a ensuite augmenté le long de la distance radiale. Par la suite, la température du piston a augmenté le long de la distance radiale et a atteint la température maximale à la position P3 de la gorge. Une augmentation supplémentaire de la distance radiale a entraîné une diminution progressive de la température du piston. Cependant, à la position P4, où la structure géométrique du piston change soudainement, la température du piston augmente considérablement, puis continue de diminuer jusqu'au bord du piston.

Répartition radiale de la température sur la surface supérieure du piston.

Lorsque la température de la matrice du piston change, son volume va subir des modifications, qui peuvent être soumises à des contraintes externes ou mutuelles entre ses différentes parties, entraînant des contraintes thermiques et des déformations thermiques. La contrainte et la déformation de couplage thermomécanique sont le résultat d'une charge mécanique basée sur le champ de température. Les effets des revêtements barrières sur les distributions de contrainte et de déformation sont discutés ci-dessous.

La répartition des contraintes des différents schémas a été obtenue à partir de calculs de simulation, comme illustré à la Fig. 10. La contrainte thermique à la position clé du piston a été comparée à la contrainte de couplage thermomécanique, comme indiqué dans le tableau 6. La fonction d'isolation thermique du revêtement de barrière thermique réduit le gradient de température du piston de telle sorte que la contrainte thermique à la surface inférieure de la chambre de combustion, de la gorge, de la première gorge annulaire, du fond de la galerie de refroidissement et du haut de la cavité interne du piston TBC est nettement inférieure à celle du piston en alliage d'aluminium. Dans les conditions de travail de puissance nominale et de couple maximal, le piston TBC a la plus grande chute de 25,9% et 26,8% au sommet de la cavité interne par rapport au piston en alliage d'aluminium. La contrainte de couplage thermomécanique du piston TBC et du piston en alliage d'aluminium se reflète principalement dans la gorge et la gorge du premier segment par rapport à la contrainte thermique. La contrainte de couplage thermomécanique au col des schémas A, B, C et D a augmenté de 11,7 %, 10,3 %, 7,5 % et 7,6 %, respectivement, par rapport à la contrainte thermique ; de même, la rainure du premier segment a augmenté de 3,2 %, 3,0 %, 2,4 % et 2,4 %, respectivement. L'effet de retenue du revêtement de barrière thermique sur la surface supérieure fait que le piston TBC génère des contraintes de couplage thermomécaniques légèrement plus élevées. Des augmentations de contrainte de 1,2 MPa et 3,7 MPa, par rapport au piston en alliage d'aluminium, dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal, respectivement, ont été observées à la surface inférieure de la chambre de combustion.

Répartition des résultats de (a) la contrainte thermique du piston et (b) la contrainte de couplage thermomécanique du piston.

La déformation du piston affecte directement le jeu d'ajustement entre le piston et la chemise de cylindre pendant le mouvement alternatif du piston. Le jeu est un paramètre important qui affecte les performances cinématiques et dynamiques du piston. Compte tenu de ces facteurs, le diagramme polaire de la déformation thermique radiale et de la déformation de couplage thermomécanique radiale au sommet du piston est illustré, où TS et ATS représentent respectivement les côtés de poussée principal et secondaire du piston, comme illustré à la Fig. La déformation radiale du piston dans la condition de couple maximal était supérieure à celle dans la condition de puissance nominale. Le revêtement de barrière thermique est étroitement associé à la surface supérieure de la matrice du piston, ce qui limite la déformation radiale de la surface supérieure. La déformation thermique radiale du piston TBC, dans les conditions de travail de puissance nominale et de couple maximal, a eu une réduction maximale de 0,067 mm et 0,073 mm, respectivement. De même, la déformation radiale du couplage thermomécanique avait une réduction maximale de 0,069 mm et 0,075 mm, respectivement, par rapport au piston en alliage d'aluminium. La déformation thermique radiale minimale du piston en alliage d'aluminium était respectivement de 0,298 mm et 0,309 mm et apparaissait dans la direction de 92,9°. La déformation thermique radiale minimale du piston TBC était respectivement de 0,266 mm et 0,271 mm et apparaissait dans la direction de 76,6°. La déformation thermique radiale maximale du piston en alliage d'aluminium était de 0,338 mm et 0,350 mm, respectivement, et apparaissait dans la direction de 304,3°, tandis que la déformation thermique radiale maximale du piston TBC était de 0,278 mm et 0,283 mm, respectivement, et apparaissait dans la direction de 190,5°. La déformation radiale minimale de couplage thermomécanique du piston en alliage d'aluminium était respectivement de 0,300 mm et 0,311 mm et apparaissait dans la direction de 82,5°. La déformation radiale minimale de couplage thermomécanique du piston TBC était respectivement de 0,258 mm et 0,263 mm et apparaît dans la direction de 60,4°. La déformation radiale maximale de couplage thermo-mécanique du piston en alliage d'aluminium était respectivement de 0,340 mm et 0,351 mm et apparaissait dans la direction de 197,4°. La déformation radiale maximale de couplage thermo-mécanique du piston TBC était respectivement de 0,297 mm et 0,302 mm et apparaissait dans la direction de 178,8°.

Résultats de (a) déformation thermique au sommet du piston et (b) déformation de couplage thermomécanique au sommet du piston.

Les lignes caractéristiques de la jupe du piston dans les directions 0°, 30°, 60° et 180° ont été extraites pour étudier la déformation thermique radiale du piston dans la direction axiale. Le bas du piston était à une hauteur de 0 mm, comme le montre la Fig. 12. Comme le montre la figure, la déformation thermique radiale en haut de la jupe du piston est la plus grande et la déformation en bas est la plus petite. Les déformations thermiques du piston TBC et du piston en alliage d'aluminium sous la condition de couple maximal étaient légèrement plus importantes que celles sous la condition de puissance nominale. Dans la direction 0°, la déformation thermique radiale maximale du piston TBC dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal était de 0,183 mm et 0,184 mm, respectivement, 13,3 % et 14,0 % inférieure aux déformations de 0,211 mm et 0,214 mm, respectivement, observées de manière similaire pour le piston en alliage d'aluminium. Dans la direction de 30 °, la déformation thermique radiale maximale du piston TBC dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal était de 0,187 mm et 0,188 mm, respectivement, 11,0 % et 11,3 % inférieure aux déformations de 0,210 mm et 0,212 mm, respectivement, du piston en alliage d'aluminium. Dans la direction de 60°, la déformation thermique radiale maximale du piston TBC dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal était respectivement de 0,189 mm et 0,190 mm, soit 8,3 % et 8,7 % de moins que les déformations de 0,206 mm et 0,208 mm, respectivement, du piston en alliage d'aluminium. Dans la zone de la fenêtre, la déformation thermique radiale du piston a légèrement fluctué en raison de la modification de la structure du piston. Dans la direction 180°, la déformation thermique radiale maximale du piston TBC dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal était de 0,184 mm et 0,185 mm, soit 8,5 % et 9,3 % de moins que les déformations de 0,201 mm et 0,204 mm du piston en alliage d'aluminium.

Déformation thermique radiale dans la direction axiale de (a) 0° de la jupe du piston, (b) 30° de la jupe du piston, (c) 60° de la jupe du piston et (d) 180° de la jupe du piston.

Les lignes caractéristiques dans les directions 0°, 30°, 60° et 180° de la jupe du piston ont été extraites pour étudier la déformation de couplage thermomécanique radial du piston dans la direction axiale. Le fond du piston était à une hauteur de 0 mm, comme le montre la Fig. 13. Comme le montre la figure, la loi de déformation du couplage thermomécanique de la jupe du piston dans chaque schéma est cohérente avec la déformation thermique. Dans la direction 0°, la déformation radiale maximale du couplage thermomécanique du piston TBC dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal était de 0,180 mm et 0,180 mm, soit 14,7 % et 15,9 % de moins que les déformations de 0,211 mm et 0,214 mm, respectivement, du piston en alliage d'aluminium. Dans la direction de 30°, la déformation radiale maximale de couplage thermomécanique du piston TBC dans les conditions de puissance nominale n et de couple maximal était de 0,187 mm et 0,188 mm, soit 12,6 % et 13,4 % de moins que les déformations de 0,214 mm et 0,217 mm, respectivement, du piston en alliage d'aluminium. Dans la direction 60°, la déformation radiale maximale du couplage thermomécanique du piston TBC dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal était de 0,192 mm et 0,193 mm, respectivement 9,9 % et 10,6 % inférieure aux déformations de 0,213 mm et 0,216 mm, respectivement, du piston en alliage d'aluminium. Dans la direction à 180°, la déformation radiale maximale du couplage thermomécanique du piston TBC dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal était de 0,192 mm et 0,192 mm, soit 6,3 % et 7,2 % de moins que les déformations de 0,205 mm et 0,207 mm, respectivement, du piston en alliage d'aluminium.

Déformation radiale de l'accouplement dans le sens axial de (a) 0° de la jupe du piston, (b) 30° de la jupe du piston, (c) 60° de la jupe du piston et (d) 180° de la jupe du piston.

Dans cette étude, la méthode de mesure par thermocouple a été utilisée pour mesurer le champ de température en régime permanent du piston en alliage d'aluminium et du piston TBC dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal. Le champ de température fournit des conditions aux limites précises pour l'analyse par éléments finis du piston. Sous cette condition aux limites, le champ de température, la contrainte thermique, la contrainte de couplage thermomécanique, la déformation thermique et la déformation de couplage thermomécanique du piston en alliage d'aluminium et du piston TBC ont été systématiquement étudiés. Compte tenu de ces facteurs, les conclusions suivantes ont été tirées.

L'utilisation de TBC entraîne une diminution de la température maximale du piston TBC de 12,2 % et 13,73 % par rapport à celle du piston en alliage d'aluminium dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal, respectivement, ce qui indique que le TBC empêche efficacement le transfert de chaleur de la chambre de combustion à la tête de piston et réduit considérablement la température de la tête de piston.

La fonction d'isolation thermique de la couche de céramique réduit le gradient de température du piston, rendant la contrainte thermique du piston TBC nettement inférieure à celle du piston en alliage d'aluminium. Dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal, le piston TBC a présenté une diminution maximale de 25,9 % et 26,8 %, respectivement, au sommet de la cavité interne par rapport au piston en alliage d'aluminium. En raison de l'effet de retenue du revêtement de barrière thermique sur sa surface supérieure, le piston TBC génère des contraintes de couplage thermomécaniques légèrement plus élevées - 1,2 MPa et 3,7 MPa - sur la surface inférieure de la chambre de combustion que le piston en alliage d'aluminium dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal, respectivement.

La couche de céramique a été étroitement associée à la surface supérieure de la matrice du piston, limitant la déformation de la couche supérieure. La déformation thermique radiale du piston TBC dans les conditions de puissance nominale et de couple maximal a été réduite de 0,067 mm et 0,073 mm, respectivement, par rapport à celle du piston en alliage d'aluminium ; la déformation radiale du couplage thermomécanique a été réduite de 0,069 mm et 0,075 mm, respectivement. La déformation thermique radiale du piston dans la direction parallèle à l'axe du trou d'épingle est supérieure à celle dans la direction perpendiculaire, la différence d'amplitude entraînant la déformation thermique inégale du piston.

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Ce travail a été soutenu par la Chinese National Natural Science Foundation [Grant No. 51805233, 51665021, 51965027] et le Basic Research Program of Yunnan Province [Grant No. 2019FD032].

Yunnan Key Laboratory of Internal Combustion Engines, Université des sciences et technologies de Kunming, Kunming, 650500, République populaire de Chine

Yang Liu, Jilin Lei, Xiaoqiang Niu et Xiwen Deng

Yunnan Key Laboratory of Plateau Emission of Internal Combustion Engines, Kunming Yunnei Power Co., Ltd, Kunming, 650200, République populaire de Chine

Yang Liu, Jilin Lei, Xiaoqiang Niu et Xiwen Deng

Chengdu Galaxy Power Co., Ltd, Chengdu, 610505, République populaire de Chine

Jun Wen et Zhigao Wen

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JL et JW ont conçu la ou les expériences, YL et XN ont réalisé les expériences, XD et ZW ont aidé à construire le banc d'essai, YL et XN ont analysé les résultats. Tous les auteurs ont examiné le manuscrit.

Correspondance à Jilin Lei.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Liu, Y., Lei, J., Niu, X. et al. Étude expérimentale et de simulation sur un piston en alliage d'aluminium basé sur un revêtement de barrière thermique. Sci Rep 12, 10991 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-15031-x

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Reçu : 13 novembre 2021

Accepté : 16 juin 2022

Publié: 29 juin 2022

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

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