新聞主題	低溫下柴油機活塞燒熔復現試驗

 

摘要：活塞燒熔是指柴油機活塞頂部受到高溫燒灼形成的鑄鐵氧化物，會(huì )導致活塞與缸套之間的密封失效，并可能燒壞活塞、缸套和汽缸蓋?；钊麩凼遣裼桶l(fā)電機使用過(guò)程中經(jīng)常會(huì )發(fā)生的嚴重問(wèn)題，因此，對活塞燒熔的產(chǎn)生機理有較好的了解和掌握，以及必要的預防措施，如調整及控制活塞體的組織結構、改善活塞體的設計、嚴格控制溫度及選用優(yōu)質(zhì)的鑄造原料。對確保柴油發(fā)電機的維修質(zhì)量和使用過(guò)程，具有重要的意義。

 

一、活塞燒熔原因和試驗目的

 

1、活塞燒頂的原因

      活塞的結構如圖1所示。活塞的工作環(huán)境十分惡劣，它在高溫高壓的燃氣作用下，不斷地做高速往復運動(dòng)，承受著(zhù)高強度的熱負荷和機械負荷。因此柴油機的機械故障也很多出現在活塞上，包括頂部燒熔、裙部異常磨損等。

      活塞燒熔是指活塞壓力過(guò)大，使活塞體在溫度升高的情況下熔化，最終發(fā)生斷裂，造成活塞失效的現象。發(fā)生活塞燒熔主要原因是由于活塞體的溫度過(guò)高，導致活塞體金屬材料降解，在達到熔點(diǎn)后，形成脆性斷裂，形成活塞燒熔的現象。活塞頂部燒熔后，氣缸密封性會(huì )變差，缸壓下降，會(huì )有更多的高溫氣體竄入曲軸箱，加速機油的氧化變質(zhì)，最終導致柴油機的動(dòng)力性和經(jīng)濟性下降。活塞頂部燒熔嚴重后，活塞可能會(huì )開(kāi)裂破碎，損壞缸套、連桿等零部件，甚至導致柴油機報廢。

2、活塞燒頂的程度測量

      活塞頂部燒蝕程度可用活塞頂部樣板和塞尺進(jìn)行測量。測量時(shí)，將樣板置于活塞頂部，用塞尺測量樣板與頂部之間的最大間隙，使樣板繞活塞軸線(xiàn)運動(dòng)，每轉過(guò)45°角測量一次，取其最大值t，如圖2所示。測量步驟如下：

（1）將活塞徹底清潔后，目測檢查指出燒蝕部位。

（2）在第一道活塞環(huán)槽內轉入專(zhuān)用測量環(huán)。

（3）將測量樣板對正活塞軸線(xiàn)垂直地卡在測量環(huán)上，如果活塞頂有燒蝕，則樣板與活塞頂之間將呈現間隙。

 

（4）用窄塞尺測量樣板與活塞之間的間隙，此間隙值即為燒蝕量，然后每轉動(dòng)一個(gè)角度(45°)測量一次，找出最大燒蝕量。

3、模擬活塞燒頂現象的試驗

      針對某柴油機在低溫環(huán)境下工作頻繁出現活塞燒熔的問(wèn)題，通過(guò)模擬低溫環(huán)境試驗復現了活塞燒熔現象。利用三維仿真手段，分析了兩種低溫環(huán)境溫度（25℃和40℃）在柴油機缸內燃燒過(guò)程的微觀(guān)差異，通過(guò)燃燒放熱過(guò)程和油氣混合過(guò)程參數曲線(xiàn)以及三維云圖對比分析，闡明了活塞燒熔工況缸內爆燃時(shí)油氣混合及燃燒放熱特點(diǎn)。仿真結果表明，柴油機在環(huán)境溫度較低時(shí)存在機械負荷和熱負荷同時(shí)增加的趨勢，低溫環(huán)境溫度由40℃降低到25℃時(shí)，最大壓升率增加35.4%，累計濕壁量增加12.7%，瞬態(tài)放熱最大值增加50.7%；噴霧撞壁后向避閥坑擴展，進(jìn)入側隙，在上止點(diǎn)附近發(fā)生了強烈的壓力振蕩，促使壓力分層，引起局部最高燃燒壓力達到20MPa、最高燃燒溫度達到2700K的爆燃現象。

      本試驗通過(guò)設置較低的回水溫度模擬低溫環(huán)境，使柴油機在試驗中發(fā)生活塞燒熔。低溫環(huán)境特點(diǎn)為柴油機冷卻液溫度和進(jìn)氣溫度低于正常工況時(shí)，柴油機在正常工況時(shí)冷卻液溫度基本上在90℃左右，進(jìn)氣溫度由于中冷作用基本在60℃以上。某柴油機模擬低溫燒熔故障試驗結果為該柴油機在轉速1500 r/min、70%負荷工況下存在爆燃和燒熔現象，其爆燃和燒熔現象與環(huán)境溫度密切相關(guān)。當環(huán)境溫度（冷卻液溫度和進(jìn)氣溫度）控制在40℃以上時(shí)，活塞未出現明顯燒熔現象；當回水溫度控制在25℃左右時(shí)，活塞出現部分燒熔現象；當回水溫度控制在15℃左右時(shí)，活塞出現活塞掉塊、嚴重拉缸的嚴重燒熔故障。

 

圖1  柴油機活塞基本構成圖

圖2  柴油機活塞頂部燒蝕測量方法

 

二、計算方案與模型

 

      計算方案以活塞燒熔復現試驗中發(fā)生燒熔現象和未發(fā)生燒熔現象的溫度作為低溫環(huán)境溫度。兩種計算方案的進(jìn)氣溫度和冷卻液溫度分別為方案1（25℃）和方案2（40℃）。

1、柴油機模型

      本試驗采用一臺高比功率柴油機，缸內燃燒過(guò)程三維仿真計算采用Converge仿真分析軟件，最大網(wǎng)格數量在噴油初期，對噴霧發(fā)展過(guò)程進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理，網(wǎng)格單元數量達到444萬(wàn)。

      仿真區間從進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻到排氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)刻，最小計算時(shí)間步長(cháng)為1×10^-6s，最大計算時(shí)間步長(cháng)為1×10^-6s。相關(guān)模型選取為L(cháng)ES湍流模型，KH噴霧破碎模型，O'rourke撞壁模型，CTC燃燒模型。兩種低溫環(huán)境溫度方案初始條件和邊界條件設置見(jiàn)表1。

表1    兩種方案邊界條件和初始條件

2、模型驗證

      低溫環(huán)境下試驗與仿真缸壓曲線(xiàn)對比見(jiàn)圖3和圖4。從圖中可知，二者燃燒放熱缸壓突變時(shí)刻、缸壓快速上升區間以及燃燒膨脹期間都基本吻合，說(shuō)明模型的選取基本合理，仿真的燃燒過(guò)程基本能夠反映試驗工況的燃燒組織情況。后續的結果分析主要以仿真結果為主。

 

圖3  柴油機試驗與仿真氣缸壓力對比（25℃）

圖4  柴油機試驗與仿真氣缸壓力對比（40℃）

 

三、燃燒過(guò)程分析

 

      首先對兩種方案的燃燒放熱參數進(jìn)行對比分析；然后進(jìn)行燃燒放熱過(guò)程分析，主要包括缸內壓力曲線(xiàn)及壓力場(chǎng)分布、缸內溫度曲線(xiàn)及溫度場(chǎng)分布、放熱率曲線(xiàn)；最后進(jìn)行油氣混合過(guò)程分析，主要包括噴霧貫穿距離及油滴分布、蒸發(fā)率及燃空當量比分布、濕壁量分布。

1、燃燒放熱參數對比

      低溫環(huán)境下的燃燒放熱參數對比見(jiàn)表2。從表中可見(jiàn)，低溫環(huán)境對最大瞬態(tài)放熱率影響最大，其次為最大壓升率和累計濕壁量，其余參數差別較小。

表2     燃燒放熱參數對比見(jiàn)表

2、燃燒放熱過(guò)程分析

（1）缸內平均壓力及壓力場(chǎng)分析

      從圖5可知，兩種方案的缸壓曲線(xiàn)整體差別不大，方案2燃燒放熱產(chǎn)生的缸內壓力曲線(xiàn)拐點(diǎn)比方案1略有提前，最高燃燒壓力比方案1略低，在缸壓上升和燃燒膨脹階段缸壓曲線(xiàn)基本一致。方案1最高燃燒壓力為11.4 MPa，方案2為11.2 MPa，方案1最大壓升率為6.5 MPa/C°），方案2為4.8 MPa/C°），說(shuō)明兩種方案從缸內平均壓力看整體差別不大，細微差別通過(guò)以下微觀(guān)壓力場(chǎng)進(jìn)行分析。

      圖5示出兩種方案燃燒室壓力場(chǎng)對比。上止點(diǎn)前6°為開(kāi)始燃燒階段，由于方案1燃燒始點(diǎn)比方案2滯后約1°，方案1只有局部零星燃燒產(chǎn)生局部較高壓力，而方案2已經(jīng)多點(diǎn)燃燒，壓力場(chǎng)整體相對較高。上止點(diǎn)前4°為噴油結束時(shí)刻，方案1側隙和活塞頂面交接處出現一處壓力高達20 MPa的區域，而方案2沒(méi)有高壓力區域，說(shuō)明方案1中在狹窄空間出現了壓力積聚。上止點(diǎn)前2°時(shí)為壓力分層階段，方案1側隙和避閥坑附近出現三處壓力高達20 MPa的區域，同時(shí)側隙和避閥坑處也出現了兩處壓力低于10 MPa的區域，而方案2基本都處于12 MPa，說(shuō)明方案1中在狹窄空間出現了壓力積聚和壓力衰減，分別對應壓力振蕩中的波峰和波谷，缸內空間存在明顯的壓力分層。上止點(diǎn)時(shí)刻兩種方案大部分壓力場(chǎng)處于12 MPa，但方案1側隙和避閥坑附近仍有兩處壓力高達17MPa的區域，而方案2沒(méi)有高壓區域。綜上所述，方案1在上止點(diǎn)附近避閥坑和側隙存在較多的可燃油氣，引起局部劇烈燃燒形成壓力振蕩，促使壓力分層，但伴隨振蕩強度的迅速衰減，壓力分布逐漸均勻。這與趙明等利用高速攝影在光學(xué)柴油機上研究柴油爆震過(guò)程的結果類(lèi)似——爆震源于末端混合氣的自燃，極其惡劣的循環(huán)出現了沖擊波。

（2）缸內平均溫度及溫度場(chǎng)分析

      從圖6缸內平均溫度曲線(xiàn)對比可知，方案2缸內平均溫度整體稍高于方案1。在上止點(diǎn)前7°左右，方案2缸內平均溫度曲線(xiàn)開(kāi)始快速上升，并且溫度曲線(xiàn)拐點(diǎn)比方案1稍微提前，缸內平均溫度最大值二者基本相同，均在2000K左右。兩種方案缸內溫度場(chǎng)對比如下：

① 方案1溫度分布情況如下：

      燃燒始點(diǎn)在上止點(diǎn)前6°時(shí)，燃燒室內只有零星燃燒產(chǎn)生的局部較高溫度場(chǎng)，避閥坑、活塞頂以及側隙溫度場(chǎng)處于600 K左右未燃燒狀態(tài)的低溫區域；在上止點(diǎn)前4°噴油結束時(shí)，燃燒室內大部分燃氣開(kāi)始燃燒，燃燒室溫度分布不均勻，中間部分有明顯低溫區域，避閥坑、活塞頂以及側隙局部溫度較高；在上止點(diǎn)前2°為出現壓力分層階段，由于噴霧碰壁后擴展到避閥坑及側隙，避閥坑、活塞頂以及側隙形成局部易燃混合區，燃燒后溫度高達2400 K，壓力接近20 MPa；上止點(diǎn)時(shí)，燃燒室頂面以及側隙局部溫度大部分在1800 K，避閥坑部分區域溫度高達2400K。

② 方案2溫度分布情況如下：

      燃燒始點(diǎn)相對靠前，在上止點(diǎn)前6°時(shí)，噴霧前端基本都已燃燒，燃燒室內溫度較高，溫度分布不均勻，避閥坑、活塞頂以及側隙局部已有2000 K以上高溫區域；在上止點(diǎn)前4°噴油結束時(shí)，燃燒室內溫度分布較為均勻，中間部分處于高溫區域，避閥坑、活塞頂以及側隙溫度與燃燒開(kāi)始階段基本一致；上止點(diǎn)前2°時(shí)，燃燒室中間部位溫度較高，但避閥坑、活塞頂以及側隙溫度較低；上止點(diǎn)時(shí)，燃燒室中間部位溫度較高，但避閥坑、活塞頂以及側隙溫度較低。說(shuō)明方案1由于燃燒始點(diǎn)滯后，噴霧碰壁后擴展到避閥坑及側隙，發(fā)生了局部劇烈燃燒，導致避閥坑及凸臺環(huán)岸處于高溫區域時(shí)間較長(cháng)，這與燒熔活塞故障區域統計結果一致；而方案2由于燃燒始點(diǎn)靠前，噴霧碰壁后在擴展到避閥坑及側隙前就已蒸發(fā)汽化發(fā)生燃燒。

 

圖5  柴油機氣缸壓力對比曲線(xiàn)

圖6  柴油機氣缸溫度對比曲線(xiàn)

 

（3）放熱規律差異分析

      由圖7瞬態(tài)放熱率曲線(xiàn)對比可知，兩種方案在上止點(diǎn)時(shí)刻主要放熱基本結束，放熱規律整體表現為預混燃燒作為主導的預混擴散燃燒形式。溫度由方案2的40℃降低到方案1的25℃時(shí)，燃燒放熱始點(diǎn)推后約2°，相應地，滯燃期較長(cháng)，預混燃燒占比增加，放熱峰值增加，瞬態(tài)放熱最大值由3757J/（°）升高到5663J/（°），瞬態(tài)放熱最大值對應角度推后了1.3°（靠近上止點(diǎn)）。這與最大壓升率變化相一致。

      圖8示出兩種方案累計放熱量曲線(xiàn)對比。由圖6可見(jiàn)，兩種方案累計放熱量基本相同，主要差別為上止點(diǎn)前方案2累計放熱量較多，但上升幅度較緩，上止點(diǎn)到40°階段，方案1累計放熱量較多，40°后二者累計放熱量基本一致。

      綜上所述，兩種方案缸內平均壓力、缸內平均溫度相近，最大壓升率和放熱峰值存在明顯差異。而局部微觀(guān)壓力場(chǎng)、溫度場(chǎng)差別較大。二者的差異存在與預混放熱階段混合氣的形成過(guò)程關(guān)系密切，以下分析油氣混合過(guò)程中的差異。

 

圖7  柴油機瞬態(tài)放熱率對比

圖8  柴油機累計放熱量對比

 

3、油氣混合過(guò)程對比

（1）噴霧貫穿距離及燃油液滴分布

      從圖9兩種方案噴霧貫穿距離曲線(xiàn)對比可知，二者噴霧過(guò)程開(kāi)始階段一樣，在上止點(diǎn)前12°附近噴霧貫穿距離達到最大，此時(shí)油束撞壁。到上止點(diǎn)前6°附近，方案2由于壁面溫度和缸內氣體溫度相對較高，油束蒸發(fā)汽化開(kāi)始燃燒，噴霧貫穿距離快速減小，而方案1由于缸內氣體溫度和壁面溫度較低，油束蒸發(fā)汽化和開(kāi)始燃燒相對靠后。

（2）蒸發(fā)率與油氣混合

      圖10示出燃油蒸發(fā)率曲線(xiàn)對比，蒸發(fā)率是氣態(tài)的燃油質(zhì)量與總燃油質(zhì)量的比值，主要反映可燃氣體的數量。主要分析區間為從開(kāi)始噴油到開(kāi)始燃燒階段，上止點(diǎn)前22°開(kāi)始噴油，上止點(diǎn)前18°燃油開(kāi)始明顯蒸發(fā)汽化，之后直到上止點(diǎn)前7°左右為蒸發(fā)率快速上升期，在這期間方案2的蒸發(fā)率一直高于方案1，說(shuō)明方案2由于缸內氣溫稍高有助于燃油蒸發(fā)汽化，因此燃燒始點(diǎn)靠前；上止點(diǎn)前7°到上止點(diǎn)前4°階段，兩種方案蒸發(fā)率基本一樣，主要是方案2在上止點(diǎn)前7°蒸發(fā)率出現拐點(diǎn)上升率有所放緩，而方案1直到上止點(diǎn)前5.5°左右蒸發(fā)率才出現拐點(diǎn)，上升率放緩；在上止點(diǎn)前4°到上止點(diǎn)階段，方案2的蒸發(fā)率高于方案1，說(shuō)明噴霧結束后全面燃燒，蒸發(fā)率主要取決于液滴附近的氣體溫度。

 

圖9  柴油機噴霧貫穿距離對比

圖10  柴油機燃油蒸發(fā)率對比

 

 

（3）燃燒室濕壁量

      從圖11燃燒室濕壁量曲線(xiàn)對比可知，上止點(diǎn)前12°左右噴霧開(kāi)始碰壁后燃燒室濕壁量快速增加，在燃燒始點(diǎn)時(shí)達到最大值，方案2在上止點(diǎn)前7°左右，方案1在上止點(diǎn)前6°左右；隨著(zhù)蒸發(fā)混合和局部燃燒開(kāi)始，缸內溫度上升使蒸發(fā)汽化量增加，濕壁量逐漸降低。方案2由于缸內溫度和壁面溫度較高，燃燒始點(diǎn)相對較早，蒸發(fā)汽化量較多，濕壁量相比方案1較少。隨低溫環(huán)境溫度由40℃降到25℃，累計濕壁量由63.6 mg上升到71.7 mg，增幅為12.7%。這是由于燃燒始點(diǎn)缸內平均溫度的差異造成的，說(shuō)明油氣混合主要取決于濕壁量和油膜蒸發(fā)速率。

      綜上，噴霧撞壁后油氣混合過(guò)程中的差異取決于燃燒始點(diǎn)的缸內溫度和油膜蒸發(fā)速率（工作結構圖如圖12所示）。低溫環(huán)境下油氣混合過(guò)程中存在明顯油束撞壁后向避閥坑和側隙擴展現象，溫度較低時(shí)上止點(diǎn)附近避閥坑可燃油氣較多。

 

圖11  柴油機燃燒室濕壁量對比曲線(xiàn)

圖12  柴油機氣缸工作及燃燒室位置圖

 

四、結論

 

（1）低溫環(huán)境溫度由40℃降低到25℃時(shí)，缸壓和缸溫曲線(xiàn)相近，壓升率和放熱率相差較大，最大壓升率增幅為35.4%，累計濕壁量增幅為12.7%，瞬態(tài)放熱率最大值增幅為50.7%，說(shuō)明環(huán)境溫度降低時(shí)存在機械負荷和熱負荷同時(shí)增加的趨勢；

（2）環(huán)境溫度較低時(shí)，噴霧過(guò)程容易出現撞壁后向避閥坑擴展進(jìn)入側隙，在上止點(diǎn)附近發(fā)生了強烈的壓力振蕩，促使壓力分層，局部最高燃燒壓力達到約20MPa，最高燃燒溫度達到2700K;

（3）低溫環(huán)境下噴霧撞壁后濕壁量增加、滯燃期增長(cháng)，導致急劇燃燒、瞬態(tài)放熱量劇增的爆燃現象，附壁燃燒和局部急劇燃燒形成高溫高壓是造成活塞發(fā)生燒熔現象的主要因素。

 

總結：

      實(shí)際柴油機試驗中爆燃現象只能通過(guò)采集缸壓數據進(jìn)行分析推斷，無(wú)法有效展現此工況下噴霧發(fā)展變化和燃燒發(fā)展過(guò)程。而揭示發(fā)生爆燃現象時(shí)的油氣混合及燃燒發(fā)展變化必須通過(guò)燃燒過(guò)程三維仿真手段實(shí)現。本研究在低溫環(huán)境活塞燒熔復現試驗結果的基礎上，進(jìn)行燃燒過(guò)程三維分析，以試驗實(shí)測缸壓曲線(xiàn)對模型參數進(jìn)行標定，然后分析活塞燒熔與未燒熔兩種燃燒過(guò)程之間的微觀(guān)差異，進(jìn)而闡明低溫環(huán)境下油氣混合和燃燒放熱的特點(diǎn)。

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