飞机活塞发动机（精选七篇）
飞机活塞发动机 篇1
关键词：活塞式,发动机,构造,液压撞击,原因,预防
1 引言
我厂既担负着军用航空飞机的大修任务，同时，也为民用航空公司提供飞机大修、中修、改装等服务。在近5年的飞机大修中，经常遇到活塞式飞机发动机紧缺问题，不能满足飞机大修需求。针对这种情况，通过对用户和发动机大修厂家走访调研，发现存在下述问题：一是发动机气缸连杆等重要机件受损和报废情况严重且频繁发生;二是多数用户反映发动机排气管下部结合处渗油量偏多，飞机滑油消耗量大;三是有将进口气缸装于原国产发动机上混合使用等现象;四是一线工作者在飞机发动机发生人为故障时，未及时真实上报情况。从调研的结果来看，出现发动机紧缺的表面原因是发动机重要机件受损和报废，其本质原因是发动机发生过轻微或严重的液压撞击。为此，分析和研究活塞式飞机发动机液压撞击故障，采取切实可行的预防措施，从根本上减少液压撞击故障的发生，对保证飞行安全有着重要意义。
活塞式发动机分为直列式和星形两种，其液压撞击的原因和预防都基本相同。本文仅以常见的、也是在活塞式飞机上广泛应用的活塞5型发动机为例，对液压撞击的原因进行具体分析。并对其预防提出一些建议。
2 活塞5型发动机的结构及工作原理
2.1 结构
活塞5型发动机是一种星型、单排、九气缸、气冷式的四行程活塞飞机发动机，主要由气缸、活塞、连杆、曲轴、机匣和气门机构等机件组成，如图1所示。
2.2 工作原理
活塞式飞机发动机工作时，是一次接着一次将混合气燃烧后产生的热能转变为机械能，是由活塞运动的进气行程、压缩行程、膨胀行程和排气行程来完成的，如图2所示。
进气行程的作用是使气缸内充满新鲜混合气;压缩行程的作用是对气缸内的混合气进行压缩，为混合气燃烧膨胀作功创造条件;膨胀行程的作用是使混合气燃烧释放出的热能转换成为机械能;排气行程的作用是将废气排出气缸，以便再次充入新鲜混合气，使发动机能连续工作。活塞在四个行程运动中，只有膨胀行程获得机械功，其余三个行程都要消耗一部分功，消耗的这部分功比膨胀得到的功小得多。因此，从获得的功中扣除消耗的那部分功，所剩下的功仍然很大，用于带动附件和螺旋桨转动。
3 液压撞击的形成及分类
3.1 形成
液压撞击的产生是由于气缸内积存一定量的液体(汽油、滑油、油封油)之后，发动机启动时，活塞向上死点运动，由于液体占据了燃烧室的一部分容积，并且不可压缩，致使活塞顶部产生巨大的压力，形成液压撞击。活塞5型发动机压缩比为6.4±0.1(压缩比燃ε=Va/Vc,Va-全容积，Vc-燃烧室容积)，如果下部某气缸存液体时，则燃烧室内气体的有效容积减少，压缩比相应增大;若燃烧室内完全充满液体，即Vc=0，压缩比将趋于无穷大。当燃烧室内积存的液体为燃烧室容积的4/5时，活塞如运行到压缩行程上死点，气缸内的气体压力(约7.2MPa)将大于发动机正常工作时的燃气压力(0.5～7MPa)，此时将会发生液压撞击。因此下部气缸燃烧室内积存液体，是产生液压撞击的条件。
另外，液压撞击的发生还与启动时曲轴转动的加速度和冲击力有关，即曲轴转动的速度越大，冲击力也越大。作用在活塞顶部的冲击力与冲击前后所经过的时间成反比，用冲量定律表示为：
其中：P冲-冲击力，m-全套传动机构的质量，v1-冲击前曲轴机构的转动速度，v2-冲击后曲轴机构的转动速度，△t-冲击开始到终了经过的时间。
由于产生冲击的瞬间，v2值近乎等于“0”，所以mv2=0,P冲=mv1/△t。由此可知，曲轴机构运转速度越大，作用时间越短，冲击力越大，发动机运行时产生液压撞击后果将越加严重。因此造成液压撞击后果，除气缸内积聚一定量的液体外，还必须具备曲轴运转产生相当大的冲击力。
同时具备以上两个条件后，液压撞击就不可避免地发生，因为当数个气缸爆发后，曲轴已经有相当大的动能，虽然流进油液的气缸不能点火爆发，但该气缸活塞在转动曲轴的带动下仍要向压缩行程上死点运动。由于油液不可压缩，该气缸的压缩比很大，缸内的气体压力会随着活塞向上死点接近而急剧增大，在曲轴动能没有消耗完之前，活塞仍将继续向上死点运动，致使气体压力继续剧增，并大大超过发动机正常工作时的最大燃气压力，气体就会阻止活塞继续向上运动，迫使曲轴瞬间停止转动并进而向下推动活塞使曲轴反转。在曲轴瞬间停止转动时，连杆将承受巨大的压力，形成液压撞击。
3.2 分类
液压撞击轻重程度主要取决于气缸内积存的液体量，积存液体越多，液压撞击就越厉害，将会导致连杆折断、活塞被击破、曲轴卡死等严重后果。液压撞击分为轻微、较严重、严重液压撞击。
轻微液压撞击后，如连杆轻微变形，活塞胀圈未产生折断损坏时，发动机工作并无明显异常，仅靠试车和外部检查是看不出来的，但工作一段时间后，连杆会因应力集中而导致金属疲劳后突然折断。
较严重液压撞击后，连杆变形严重，活塞运行到下死点，第6道胀圈会脱出气缸裙而胀开;当活塞再次向上死点运行时便被气缸裙卡断，同时活塞受损，检查收油池油滤，才能发现金属块。
严重液压撞击后，造成连杆折断，活塞被击破，气缸体与气缸头结合处受损或断裂，气缸裙被打坏，甚至使发动机报废，如图3所示。
4 液压撞击后的现象、危害和检查方法
4.1 现象
轻微液压撞击的现象是启动前螺旋桨扳动困难或扳不动，启动时，螺旋桨突然抖动或停转，而后可能又继续转动，有时还会产生一定角度的反转，严重时伴有异常金属撞击声。
较严重液压撞击的现象是发动机剧烈抖动或自动停车，出现气缸结合部位断裂或机匣收油池内有较多的金属块。
严重液压撞击的现象使发动机无法启动，曲轴、连杆、活塞等重要机件损坏或卡死。
4.2 危害
(1)液压撞击出现在地面的危害是损伤发动机重要机件或使其报废。
(2)液压撞击出现在空中的危害是导致发动机不能正常工作，飞机掉高度，操纵困难，飞行安全受到严重威胁。
4.3 检查方法
启动发动机出现不正常现象时，应进行特别慎重的检查。
因此，凡是有液压撞击迹象，必须扳螺旋桨排油，同时卸下3、4、5号气缸进气管的放油螺塞，并检查收油池油滤，如果油滤上有金属屑块，且扳螺旋桨时感觉较重，进、排气管内有油，就应拆下4、5号缸，检查其连杆是否弯曲变形。
检查方法有两种：(1)用两个心轴分别配合于连杆大小两端的孔内，用量具测量大小两端中心线的平行度是否在设计标准内。(2)用一把长125mm的平直尺在连杆的平坦部位来回滑动，在任一位置上，直尺侧棱与连杆之间的间隙不得大于0.1mm。
5 液压撞击的原因分析
造成液压撞击的原因是发动机下部气缸内积存有一定质量的液体后，又由于一个或数个气缸爆发后，曲轴转动迅速，致使压缩比超标。
5.1 气缸内液体的来源
(1)发动机启封时，发动机内的油封油未被清除干净，使其留在进气管或气缸内(启封不好造成的液压撞击占液压撞击事故的大多数)。
(2)活塞发动机上有较复杂的滑油系统，正常情况下，渗入气缸内的油液不至于形成液压撞击，但由于个别气缸、活塞磨损、密封胀圈缺口重合或失去弹性、折断等，在长期停放过程中，使机匣内滑油通过不密封面流入下部气缸。
(3)前次发动机停车时，发动机温度过高，或冬季冲淡时间太长，引起滑油变稀而通过胀圈间隙流入气缸。
(4)停车后，曲轴喷油嘴朝向下部某一气缸，在约50°的弧度范围内曲轴腔中的油将全部倾注于一个气缸内，再加上机匣中的部分滑油滴入，气缸容易积油过多。如果启动操作方法不对，即使发动机短期停放(超过20min以上)，也会发生液压撞击。但若曲轴喷油嘴朝上，则曲轴腔中的油将通过各衬套间隙至机匣流入收油池。
(5)一般情况，4、5号气缸发生液压撞击最多。由于位置关系，4、5号气缸有一段较大的弯度，容易积存油液，启动扳桨时，因进气速度慢，气缸内吸力小，积油不易被吸入气缸，加之人力扳桨叶角度较小，换手时，油还会倒流回进气管，所以扳桨并不感到过重，而在开车时，由于进气速度大，气缸内吸力增大，积油将被大量吸入气缸内而形成液压撞击。
(6)注油器、滑油泵单向活门等未关严或产生内漏故障。
(7)注油唧筒不密封或忘记关掉注油唧筒，使汽油流入机匣进入气缸。
5.2 发动机的启动方法错误
(1)启动前未扳桨，或扳桨不足两圈。
(2)发动机停放超过30min，未扳螺旋桨，启动时未采用手拉衔接机械挂齿，而借助电点火启动。
(3)多次启动不成，注入的汽油过多，而又没有按要求放出气缸内油液和扳螺旋桨。
(4)启动中过早打开磁电机开关，这有可能造成严重后果。因为发动机没有爆发而发生液压撞击，活塞冲击液体的力量仅仅是被起动机带动曲轴的力量和旋转惯性力，一般不会造成严重后果;如果气缸爆发后液压撞击，则后果要严重得多，连杆严重弯曲的现象大都是由于这种操作造成的。
6 预防措施
从历次发生的液压撞击事故来分析，均是由于未按使用规定的启动方法正确启动发动机和启动前准备工作不充分造成的。针对以上问题，具体预防措施如下：
(1)发动机启动前，必须按规定手动扳转螺旋桨2～3圈(根据维护经验可多扳1～2圈)，以保证所有气缸转动一个工作循环以上，以排除气缸内积存的液体;发动机停放超过三天，或手正向扳转螺旋桨感觉很沉或扳不动时，必须拆下4、5、6号气缸后排电嘴和进气管放油螺塞，放出积油后方可启动发动机。
(2)启封的发动机在第一次开车前，应拆下下部气缸电嘴和进气管放油螺塞，扳动螺旋桨进行排油，对进气管要确保彻底放油。
(3)发动机启动时注油不得过多。启动注油完毕后，应及时将注油唧筒锁好，以免出现意外的自动注油而没被发现，导致发动机启动时产生液压撞击。
(4)启动发动机时，应等螺旋桨转动2～3圈后再打开磁电机开关。因为过早地打开磁电机开关会使气缸点火爆发，曲轴转动很猛而造成严重的液压撞击。
(5)长期停放后的发动机第一次启动，必须拆下下部气缸的电嘴和进气管放油塞，扳转螺旋桨放出气缸内积存的油液。
(6)冬季对滑油进行冲淡时应严格按规定的时间冲淡，冲淡后的发动机不要立即盖蒙布，应等发动机冷却后再盖，防止滑油温度过高、变稀、粘性下降而大量渗入气缸。
(7)为了防止发生液压撞击后的发动机继续使用，应根据液压撞击的特征，在发动机启动时正确判断发动机是否发生了液压撞击。因此每次启动发动机必须注意螺旋桨的转动和发动机工作是否正常，如发现有怀疑时，要立即停止启动查明原因，必要时应拔下气缸，检查气缸连杆有没有弯曲变形，活塞、曲轴是否完好。
(8)正确引导教育，树立正确的安全观和业绩观，对于平时工作中出现的失误、错误及时反映，主动汇报，立即纠正。防止小问题不报，出现更大的问题，使问题严重化、恶劣化。在机务工作一线认真落实好免责报告制度，争取解决问题的主动权。
7 结语
虽然活塞式发动机的液压撞击是一种典型的人为因素造成的工作违规所致的严重后果，其危害巨大，但是，只要我们以积极的态度，正确的工作方法，扎实的工作作风，严格按照规程来操作，是完全可以避免的。这就要求我们在平时应注重相关业务知识的学习，深入研究业务理论并找出其中的规律，建立安全可靠的长效机制，将故障隐患消除于萌芽状态，才能彻底保障飞行安全。
参考文献
[1]唐庆如.活塞发动机[M].北京:兵器工业出版社,2007.
自由活塞发动机活塞环密封特性研究 篇2
自由活塞发 动机 (free-piston linear alternator, FPLA)作为自由活塞发动机在现阶段的一种新的表现形式,其结构如图1所示。与传统往复活塞式发动机相比,其最大的特点是省去了曲柄连杆机构,具有压缩比可变、能量转换效率高、无侧向力、摩擦损失小和排放污染低等潜在优势,已引起广泛重视[1,2,3,4,5,6]。
研究发现,由于自由活塞发动机省去了曲柄连杆机构,工作过程中存在诸多不同于传统发动机的运行特点[4,5,6]。比如,FPLA活塞运动加速度峰值较大;上止点附近,自由活塞发动机具有相对较慢的压缩行程和较快的膨胀行程等[4,5,6]。这些活塞运动学上的差异可能会导致两种发动机活塞环的密封状况出现差异。本文拟通过建立活塞环密封数学模型, 对其密封特点进行研究,并对比传统二冲程柴油发动机(traditional two stroke engine,TTSE),探寻FPLA活塞环密封可能存在的特殊状况,以便为物理样机的密封设计提供参考。
1活塞环密封数学模型
1.1活塞环气室热力学方程
通常情况下,发动机漏气主要来自活塞环闭口间隙,在活塞环两侧压力差作用下,气体从高压侧流向低压侧[7,8,9]。发动机活塞环的气体流动模型如图2所示。图中环1至环n按燃烧室到扫气箱方向顺序排列;A为活塞环开口面积;L为气体流量;T为活塞环气室 内气体温 度;V为气室体 积;p为气体压 力;下标代表对应的活塞环气室。
自由活塞发动机实际工作过程中,由于存在缸内气体泄漏,活塞环气室内热力学变化过程是一个传质过程。对于任意第n个气室内的气体应用质量守恒定律,如式(1)所示。
由活塞环密封结构可知:
式中,mn为第n个气室内气体质量;mnin为流入到第n个气室的气体质量;mnout为第n个气室内流出的气体质量;mn-1out为第n-1个气室流 出气体质 量; mn+1in为流入第n+1个气室的气体质量。
由于各个气室内气体温度存在差异,特别是燃烧室内存在燃烧放热,气室内热力学变化过程也是一个能量传递的过程。根据能量守恒方程,气室内工质能量变化可以表示为:
式中,Un为第n个气室内气体内能;Qn为该气室传出或传入的能量;Wn为该气室内气体对外作的功; hn该气室内气体比焓。
另外,气室气体对外作功dWn=pndVn,并且Un=mnun,微分后得到
结合理想气体状态方程的微分表达式
并根据热力学关系R=cp-cV,γ=cp/cV,un=cVTn, 可以得到气室内气体压力:
式中,cp、cV分别为比定压热容和比定容热容;un为第n个气室气体比内能;R为气体常数;γ为比热比。
1.2活塞环气室气体流量方程
根据流体力学上的准一维等熵流动,按照连续性方程,气体流过任意截面的质量流量相同,并将缝隙区看作为渐缩性喷管[8,9,10,11]。第n个气室内气体泄漏的质量流率为:
式中,Kcn为流量系数;Rm为气体质量常数。
随着活塞位移的变化,相邻活塞环间气体压力比也会发生改变,流量系数也跟着变化。其变化关系为[10]
另外,自由活塞往复运动过程中,当相邻活塞环间气室内气体压力之比小于临界值时,气体泄漏流动呈现超临界状态,气室内气体以当地声速流过活塞环开口间歇,泄漏流量只取决于气室内气体状态和活塞环开口面积的大小,与外界气体状态无关,此时气体流量为[7]
2活塞环密封试验
2.1试验方案
为了验证活塞环密封模型的正确性,借鉴文献 [9]的研究方法,设计了活塞环密封静态试验。其试验原理为:在保持自由活塞相对静止的状态下,测试燃烧室内气体压力随时间的变化规律,并对比通过活塞环密封模型计算的结果,修正模型中的相关参数, 以使模型能够准确反映实际的活塞环密封状况。
2.2试验设备
进行自由活塞柴油直线发动机活塞环密封性能试验,试验系统如图3所示,主要由原理样机系统、 气压系统和数据采集系统组成。样机结构参数和后续计算边界条件见表1。
2.3试验过程
试验过程:(1)样机自由活塞上安装两个气环,保持两个气环开口相互错开180°;(2)在直线电机底部安装限位块,使活塞组件固定;(3)打开高压气源罐, 向发动机气缸内充入高压空气,在标定压力时关闭气源;(4)开启数据采集系统,采集缸内压力变化数据, 直至压力减小到大气压力;(5)改变充入到发动机气缸内的气体压力,重复试验步骤(3)~步骤(5)。
2.4试验结果
在搭建的自由活 塞发动机 静态气密 性试验台 上,进行了活塞环的密封性能试验,采集到了不同充气压力下,发动机缸内压力变化曲线如图4所示。 对比初始压力分别为2.2 MPa和3.3 MPa下的理论计算与试验结果,可以看出计算和试验曲线具有相似的变化规律,但与试验相比,仿真计算的缸内气体压力衰减时间长且差异较大。这主要是因为理论计算过程中只考虑活塞环闭口间隙处的气体泄漏, 没有考虑侧泄与端泄,因此仿真计算与测试结果存在一定的误 差。为了获得 更为准确 的仿真计 算模型,以测试获得的试验数据为基础,对仿真模型相关参数进行多次修正,得到了能够较为准确反映实际气体泄漏 的仿真模 型,修正后的 气口间歇 为0.95mm,修正后仿 真模型计 算结果也 表示在图4中。
3FPLA活塞环密封特性
以试验修正获得 的活塞环 开口间歇 为漏气面 积,在FPLA理想工况计算模型的基础上(详见文献 [12]),补充活塞环密封模型,计算了耦合漏气损失下的自由活塞发动机工作性能。同时,在保证与计算所得的自由活塞发动机缸径、行程、压缩比和工作频率等参数均相同的前提下,计算了传统发动机活塞运动曲线如图5所示。然后根据活塞运动边界条件计算了传统发动机活塞环密封性能,并对比自由活塞发动机密封特性,如图6所示。
由图6中压力曲线可知,在压缩行程中,随着活塞向上止点运动,燃烧室(第一气室)内气体压力逐渐升高,气体流过第一道气环开口的流量增大,导致第二气室内的气体质量增加,压力不断升高。在着火燃烧后,燃烧室内气体压力剧增,气体流速更快, 并迅速达到峰值,但由于受到活塞环开口间歇的限制,此时第二气室内的压力并未达到峰值,仍然处于上升过程中。当活塞越过上止点反向运动后,燃烧室内压力快速下降,在压力下降到与第二气室压力相等时,第二气室内气体压力达到最大值。随后第二气室内气体会流向燃烧室和外界扫气箱(第三气室),压力快速下降。最后,当活塞打开排气口时迅速降至环境压力。
对比两种发动机 不同气室 的压力曲 线可以发 现,相对于传统发动机,自由活塞发动机两个气室内的气体压力仅在初始压缩时刻略大于传统发动机, 其余时间内普遍较小;另外,自由活塞发动机活塞环一个周期时间内,处于密封状态的工作时间更长,这就导致自由活塞发 动机气缸 内的气体 泄漏的时 间更长。
由图6中两种发动机在不同气室内气体质量流量变化状况可以看出,传统发动机燃烧室内气体通过第一道气环的流速比自由活塞发动机大,并且在膨胀冲程后期发生环间气体倒灌气缸的现象,此时传统发动机的倒灌流速也比自由活塞发动机大。通过计算,从气体泄漏的指示功率来看,自由活塞发动机漏气损失占指示功率的比例为4.4%,传统发动机为4.6%。
综上可知,FPLA活塞环密封过程与传统发动机相比存在明显不同的特征,这正是由于两种发动机活塞运动规律差异所导致的。在压缩初始阶段自由活塞发动机更早开始实际压缩过程,压缩过程所花费的时间更长,并且压缩过程中两种发动机缸内气体压力差异不大,这就导致FPLA压缩过程的漏气质量较大;当两种发动机在相同的点火提前位置着火时,由于活塞运动规律的差异,传统发动机具有较大的点火提前时间,点火后传统发动机在压缩行程阶段完成燃烧放热的可燃混合气也较多,使缸内气体温度、最高燃烧压力较自由活塞发动机大,并且此时传统发动机活塞加速度小于自由活塞发动机, 因此最高燃烧压力保持期相对较长,这就导致传统发动机在燃烧过程期间燃烧室内气体通过第一道活塞环开口间歇流向第二气室的流速较大,流出气体质量较多。在膨胀过程中,传统发动机由于燃烧导致的缸内气体压力比自由活塞发动机大,在此阶段, 传统发动机缸内气体 压力也均 比自由活 塞发动机 高,漏气质量也较多,漏气损失功率也较大。
4FPLA密封影响因素分析
对于自由活塞发动机,活塞环的结构参数决定了气缸的密封性能,而密封性能又影响着缸内气体作用力、活塞运动组件的行程及工作频率等参数,最终反映到系统的工作频率和输出功率等性能指标。 为了确保整个系统具备良好的工作性能,研究了活塞环结构参数和相关运行参数对自由活塞发动机漏气损失的影响。
图7为两个活塞环间隔不同距离时,自由活塞发动机由于漏气所损失的发电机输出功率及其所占发电机输出功率的比例。由图7可知,随活塞环间距离的增加,漏气损失功率和效率呈现先减小后增大的趋势,间距过大会导致燃烧室内的气体流向活塞环气室的流量增多,间距过小则会导致活塞环气室内压力变化剧烈,更多的气体流向外界环境,即活塞环间的距离存在一个最佳值。为了确保系统能够输出较大功率,应合理设计活塞环间距离。
自由活塞发动机其 运行过程 最大的特 点是压缩比可变,为了获得 压缩比变 化下活塞 环密封特 性,计算了FPLA在不同压 缩比下的 漏气损失 状况,如图8所示。由图8可知,随发动机 压缩比的 增加,漏气损失功率和效率 均增大,在高压缩 比状况下,漏气损失更严重。因此如果FPLA变工况运行在高压缩比 状态下,则需要更 加严格的 活塞环密封。
图9为自由活塞发动机不同外部电磁负载下, 漏气损失的变化状况。由图9可见,随着外部负载增大,漏气损失功率呈减小趋势,漏气损失效率曲线整体也随负载的增大而减小,但中间略微有波 动。 因此从增强密封性能和提高能量转换效率的角度来看,适当加大发电机负载能够有效减小漏气损失。
5结论
(1)相对于传统发动机,自由活塞发动机在一个往复工作循环内活塞环处于密封工作状态的时间更长,但总体漏气质量较少。
(2)压缩过程中,自由活塞发动机较传统发动机气体泄漏质量较多,但燃烧过程和膨胀过程自由活塞发动机气体流量较少。
(3)在保证发动机压缩比工作在合理的范围内的前提下,通过设计最佳的活塞环间距,同时适当加大外部电磁负载,有助于减小漏气损失,提高直线发电机的输出功率。
摘要：为获得自由活塞发动机活塞环密封特性,基于热力学方程和一维等熵流动方程建立了工作过程活塞环密封数学模型,对比发动机静态密封试验数据对模型进行了修正。运用所建密封模型和已有工作过程计算模型分析了自由活塞发动机和传统发动机活塞环密封特性之间的差异,并研究了相关参数对自由活塞发动机漏气损失的影响规律。研究发现:一个循环时间内,自由活塞发动机活塞环密封工作的时间较传统发动机长,但缸内气体泄漏质量较少;压缩过程中,自由活塞发动机缸内气体泄漏质量较多,但燃烧过程和膨胀过程泄漏的质量较少;选取适当的压缩比、活塞环间距和电磁负载有助于减小漏气损失。
农用车发动机活塞及活塞环失效分析 篇3
一、活塞失效的原因分析
造成活塞失效的原因很多, 有直接原因也有间接原因。现将常见的活塞失效原因分析如下:
1. 不正常燃烧引起的活塞失效
在怠速下火焰前方通过发动机燃烧室的时间非常短暂。在开大油门高速运转时, 火焰的传播速度可以快3倍。为了使活塞顶部所受的向下力达到均匀, 控制燃烧速度是很重要的。燃烧不正常时, 油气混合物不是燃烧得太快 (爆燃) , 就是油气混合物开始燃烧时间不当 (早燃) 。这样导致压力突然上升、过热、功率下降、发动机运转不稳, 还可能使气缸垫、气门、活塞和活塞环等受到损坏。
爆燃或早燃常会把活塞顶烧穿。有时烧损发生在活塞顶部边缘, 并向下延伸到活塞环槽上。多数农机操作者认为早燃一般会烧坏活塞, 而爆燃会使活塞损坏。爆燃时火焰前方的传播速度常常达到超音速, 大约900 m/s, 这将导致燃烧室内强烈爆炸。当燃烧室的壁面振动时, 可听见“乒乒”声。
积碳引起自动着火是使用含有高浓度金属添加剂燃油的发动机中常见的异常燃烧现象。当油耗高时, 活塞项和燃烧室壁上会形成看起来像是黄褐色小谷粒的积碳, 这些积碳开始无焰燃烧并引起失控早燃, 而且会导致表面引燃的发生周期越来越早。使用低灰分或无灰分的燃油可以防止早燃。
2. 因缺少润滑油引起的活塞划伤
有些活塞的裙部受力面存在划伤是容许的。但是, 如果活塞销的侧面有划伤, 即表明活塞由于缺少正常润滑而引起过热, 应更换活塞。
活塞划伤常常是由于使用了与主机温度不相适应的发动机机油所造成的。另一个造成活塞划伤的因素是连杆喷油孔堵塞。
3. 因活塞丧失椭圆作用而造成的活塞划伤
如果活塞销配合过紧, 当活塞膨胀时便不能沿着销轴向外移动, 结果活塞裙部表面膨胀。当缸筒壁所受的压力、摩擦作用过大而发热时, 会使活塞的接触面被划伤, 或者使缸筒壁磨损。有时活塞裙部微量变形会变成永久变形, 结果使活塞松动和窜油。
4. 因活塞销间隙不够而造成的活塞破裂
活塞销装得太紧或咬住时, 常会使活塞销孔座开裂, 造成活塞破裂。
5. 因活塞销漂移而造成的活塞失效
在全浮式销轴型活塞上, 锁环有时会被销轴压出活塞, 造成销孔边缘破裂和活塞损坏。将活塞和连杆总成精确地对中, 通常可防止这种故障发生。活塞上的销轴与连杆小端孔保持合适的压配合是绝对必要的。否则, 活塞销可能会松动而相对于缸筒漂移。
6. 活塞过热
农用车发动机出现较多的问题是过热, 这是由于使用无铅汽油、含油量低的油气混合物和排气污染控制器引起的。结果, 有较多的活塞出现划伤或塌陷。
试验表明, 过热活塞常常失去其原有的硬度。因此, 不建议对塌陷的活塞进行滚花以恢复活塞与缸筒壁的原有间隙。应将活塞报废后换上新活塞。对未塌陷的活塞用滚花法修理, 可以减少间隙和改善裙部的存油状况, 可取得良好的效果。
二、活塞环失效的原因分析
现在的活塞环都是很耐用的, 通常可以行驶数万公里。但是, 少量的活塞环可能提前失效, 原因是磨料磨损、不正常的转动、擦伤、爆燃或安装不当等。
1. 磨料磨损
磨料磨损是活塞环提前失效的主要原因。在异物的摩擦作用下, 会很快地将活塞环和气缸壁上的材料磨下。磨料磨损很容易识别, 活塞环表面上有灰色无光泽的垂直刮痕时即是。
2. 不正常的转动
发动机运转时, 活塞环会出现“转动”的趋势, 但活塞环的这种“转动”就被认为是不正常的。它会使活塞环与环槽的边部磨损。造成活塞环“转动”的原因, 可能是连杆弯曲或气缸壁上的珩磨纹朝着一个方向所致。
3. 擦伤
这是活塞环早期失效颇为常见的原因。每当环与气缸壁间的油膜破坏时, 就会发生擦伤。这会引起过热而导致环与气缸壁瞬时熔接。当活塞移动时, 这些熔接点断开而在活塞环表面上留下划痕和空穴。
4. 爆燃损伤
活塞环由于爆燃而引起的损伤是令人瞩目的。发生爆燃时, 高压冲击波使活塞和环产生振动。振动会损坏环岸, 这反过来又会使环断裂。如果气环上嵌有钼合金材料, 通常在这种情况下会断成几截。
5. 气环安装不当
发动机活塞组件异常声响诊断 篇4
1. 活塞销异响
活塞销异响的特征:发动机工作时, 发出一种轻脆的“托托托”的金属敲击声, 冷车时响声小, 热车时响声大, 同时由慢车加速时, 响声更清楚, 且声音混杂。单缸断火试验时, 响声减弱或消失, 而在恢复工作的瞬间, 响声会突然恢复。
活塞销异响是由于磨损或修配不当, 使活塞销和活塞销座孔之间或活塞销和连杆衬套孔之间的配合间隙过大, 在气体作用力和活塞往复惯性力作用下, 活塞销与销座孔或连杆衬套孔发生冲击所致。
活塞销异响的诊断方法, 可采用抖动节气门的试验方法。让发动机以怠速运转, 由怠速向低速急抖节气门。若响声能随转速的变化而变化, 每抖动一次节气门都能听到清脆而连贯的“嗒、嗒、嗒”响声, 则为活塞销异响。在发动机工作时, 温度低时有油膜, 响声较小, 随着温度的升高响声增大。也可采用听诊法, 诊断时可在发动机怠速运转情况下, 将胶管插入加机油管口内 (内听) , 用螺丝刀使火花塞短路 (即断火试验) , 则可以听到明显的响声;中速短路后, 起子迅速离开, 出现“嘟嘟”的响声。也可改变点火提前角进行试验, 点火提前角大时响声较大;点火提前角小时响声较小。
当发动机出现活塞销响时, 应拆下所有的活塞连杆组, 更换加大的活塞销或将活塞和活塞销及连杆衬套一同更换, 以恢复活塞销和座孔及衬套孔之间的配合间隙。
2. 活塞环异响
活塞环敲击异响的特征:响声为钝哑的“啪、啪”声, 随发动机转速的升高响声随之加大, 并且不变成较杂碎的声音。单缸断火试验时, 响声减小但不消失。
活塞环敲击异响的原因:活塞环折断;活塞环槽磨损, 使活塞环在环槽内松旷;活塞环撞击气缸口台阶。这是由于气缸壁磨损较大, 在缸套顶部未磨损部分与磨损严重部分之间形成了明显台阶, 此时若连杆轴承间隙和连杆衬套间隙较大, 活塞在运动到上止点时就会由于惯性力的作用而使活塞环和台阶产生撞击, 从而产生“啪、啪”的响声。此故障严重时会使活塞环撞碎或折断。
3. 活塞拉缸异响
活塞拉缸是指活塞在气缸内运动过程中, 由于间隙过小、缺少润滑油引起干摩擦或拉伤而产生的一种活塞和缸套的拉毛现象。当发展到一定程度时, 气缸表面产生金属熔着, 发动机伴随着轻微的敲缸声;特别严重时, 活塞及气缸套表面将出现沟槽或活塞与气缸套发生抱死。拉缸是一种恶性故障, 一经确定应立即排除, 以免造成更大的损失。
活塞拉缸异响的特征:响声类似于敲缸, 随着发动机转速升高, 响声明显增大, 当发动机出现类似于敲缸的异常响声时, 如果进行断缸检查时响声变化不明显, 应考虑是否为活塞拉缸异响。此时可用气缸压力表检测各个气缸的压缩压力, 若某个气缸压缩压力明显低于其他各缸, 则此缸可能拉缸, 应分解发动机检查确定。可先拆下气缸盖, 转动曲轴使各缸活塞处于下止点位置, 检查气缸壁表面, 如有明显拉毛现象, 即为该缸拉缸。发动机只要有一个气缸产生拉缸, 就应全面分解发动机, 更换所有活塞和气缸套。
4. 活塞的敲击声
活塞敲缸是指发动机运转中活塞敲击气缸壁而产生异响的现象, 这是一种恶性故障, 通常产生于发动机严重磨损时。有时因修配不当, 在发动机大修之初也会出现这种故障。当发动机出现该故障时, 应及时检修排除。
活塞敲缸异响的特征:大多数活塞敲击声均发生在活塞于气缸中由一边移至另一边时。其声音是一种清脆、有节奏的“达、达”的金属敲击声, 发生在气缸上部且发动机怠速时明显, 随发动机温度的升高而减轻。当突然加大油门时, 响声近似用锤敲水泥地而发出的“嗒、嗒”声。
活塞敲缸诊断方法:为确定发动机异响是活塞敲缸, 可把发动机转速固定在敲击声最响的位置上, 对各气缸逐个进行断火检查。用螺丝刀将火花塞搭铁, 逐缸断火试听, 若某缸断火后, 异响明显减弱或消失, 则为该缸敲缸。然后用螺丝刀抵触可能发响气缸的缸体处, 根据响声和振动的大小, 判别响声产生的部位。若进一步确定是否活塞敲缸, 可将发动机熄火, 拆下怀疑有响声气缸的火花塞, 将少许机油注入该气缸内活塞上方并摇转曲轴数圈, 然后装上火花塞启动发动机。如果在刚启动时响声减弱或消失, 但过不久响声又出现, 即可确认为该缸敲缸。
汽车发动机铝活塞金属型铸造 篇5
活塞的制作材料一般为共晶铝硅合金, 活塞的铸造方法一般为金属型重力浇铸。为何选择共晶铝硅合金, 如何在铸造过程中避免缺陷的产生, 如何在活塞的铸造过程中提高活塞的力学性能成为技术人员研究的重要方面。
制造活塞的材料有铝铜合金、亚共晶铝硅合金、共晶铝硅合金、过共晶铝硅合金。目前铝铜合金和亚共晶铝硅合金这两种材料已很少使用, 主要原因是体积稳定性和耐磨性差。现在应用最广泛的是共晶铝硅合金。共晶铝硅合金是含硅量在11%～14%的合金, 具有合金膨胀系数小、密度小、耐磨、耐蚀, 流动性、抗热裂性好等一系列优点。
活塞铸造生产过程中产生铸造缺陷的原因很多, 主要是因为活塞铸造的影响因素很多, 比如浇注人员、浇铸时间、浇铸温度、模具状态、模具涂料、天气变化、季节更替等因素变化都会导致铸造缺陷的产生, 因此很多时候会感觉铸造问题解决起来无从下手。当然, 只要认真观察、仔细分析, 问题总是可以解决的。
解决问题, 经验很重要。一般解决活塞铸造缺陷的步骤分三步:第一步, 根据缺陷的特点, 寻找有规律性的缺陷;第二步, 确定影响因素, 根据生产状况, 确定有哪些影响因素产生了变化, 从而找出主要影响因素;第三步, 根据第一二步的分析, 制定并实施方案, 解决问题。下边主要介绍熔化、精炼、浇铸等铸造过程容易出现的问题及原因分析。
熔化
熔化是活塞铸造的基础工作, 只有有了成分合格、变质得当、温度合适的铝液才能用于活塞铸造。在熔化过程中常出现的问题有成分超差和变质不合理。
1.成分超差
分析原因可能是配比错误、称量错误、取样时机不对、用错试样或是检测设备故障。应对方案:反复核对数据, 要求熔化工认真负责, 加强现场巡检工作, 定期校核设备。
2.变质不合理
分析原因可能是变质剂加入量、变质温度、变质时间、铝液成分有问题。应对方案:根据材料的种类, 选择合理的变质方法, 严格控制变质工艺。
精炼
精炼是铝液处理很关键的步骤, 未经精炼的铝液是禁止浇铸的, 精炼的目的是尽量减少铝液中含有的杂质和气体, 目前精炼主要有气体精炼和氯盐精炼两种。根据变质方法的不同, 采取不同的精炼方法。
精炼过程中容易出现的问题主要是含气量超标。分析原因可能是精炼时间、精炼温度方面的问题。应对方案:精炼工针对精炼环境的变化, 选择合适的精炼方法进行精炼, 必要时要延长精炼时间或者再次精炼。
铸造
在铸造过程中出现的缺陷是最多的, 因为铸造的影响因素最多, 主要有:浇注人员、浇注机、浇铸模具、冷却水温度、浇铸方法、天气环境等。铸造缺陷主要有两类:宏观缺陷和微观缺陷。宏观缺陷有气孔、缩松、针眼、夹渣、冷隔和浇不足等;微观缺陷有晶粒粗大、微观缩松等。这就要求技术人员对于铸造缺陷的分析要掌握合理的分析思路和分析方法;仔细观察缺陷的形状特征和分布位置;分析缺陷的出现频次, 找到缺陷产生的根本原因, 从而制定合理的解决方案。下面就典型的活塞铸造缺陷进行讨论分析。
1.冷隔
如图1所示, 缺陷特征为缺陷部位发亮, 有铝液未能融合的痕迹, 严重的有较大缝隙。集中部位在活塞凹面和浇道对面的裙部。分析原因:模具该部位温度低, 浇铸温度低, 铸件该部位太薄, 铝液流动性差, 浇铸时间长等。应对方案:冷隔是一种常见的铸造缺陷, 但一般不会批量产生, 如果批量产生就说明铸造工艺或者模具设计本身存在问题, 初步要考虑在该部位加厚涂料, 如果不能解决问题可以采用加保温坑的手段, 或者在允许的范围内适当提高浇铸温度;如果铸件此处结构过薄, 可以考虑在模具设计的时候加厚该处的加工余量。
2.夹杂
缺陷特征为缺陷部位夹有不同于基体的异物, 形状不规则。集中部位在顶部、内腔和镶圈位置。分析原因:脱落的模具涂料等异物进入型腔, 铝液不纯净, 浇注方法不当产生氧化皮, 镶圈活塞镶圈温度低。应对方案:做好首件检查, 定期进行模具涂料的清理和喷涂工作, 浇注工随时注意检查型腔是否有异物, 铝液除渣务必干净彻底, 掌握合适的浇铸方法, 做到先慢后快再慢, 保证铝液合理充型。上镶圈时控制时间不要过长。
3.缩松
缺陷特征为缺陷凹陷, 无具体形状, 内部粗糙不平, 颜色发黑。集中部位在顶面、浇道对面裙部、销孔内、销孔45°位置。分析原因:冷却顺序不当, 浇口、冒口位置和大小设置不合理, 活塞结构设计使该部位容易产生缩松 (见图2) 。
铝的收缩率大, 虽然加入了硅使收缩率大大下降, 但依然容易产生缩松缺陷。导致活塞产生缩松的原因很多, 一般是由于冷却顺序不当造成的。应对方案:首先根据缺陷特征判断缩松要准确。缩松一般产生在壁厚突然增厚或减薄的地方, 缩松缺陷只要产生, 产生的部位都比较集中且非常有规律, 一般的解决方法是通过合适的模具设计减少壁厚差, 通过模具水道的合理布置和芯模、外模、销子、顶模通水时间的合理控制来使活塞实现顺序凝固;当然, 还可以通过增加暗冒口或者补缩包的形式来达到消除缩松的目的。
4.气孔和针孔
缺陷特征为孔洞 (见图3) , 内部光滑;针孔 (见图4) 则成片存在, 较为密集。集中部位在裙部、顶面、销孔。分析原因:浇注速度过快, 金属型排气系统设计不合理, 铝液含气量高, 金属型非正常使用。
应对方案:气孔的产生频次不会太大, 通过合理地设置排气塞和排气槽都能避免其产生, 另外也要控制好浇铸速度和浇铸方法, 浇铸速度过快容易裹进空气造成气孔缺陷, 浇铸要做到先慢, 保证铝液沿模具的浇道壁留下并充满浇道而充型, 减少铝液在充型过程中与空气接触。针孔的产生一般都是铝液的含气量超标造成的, 针孔较小, 分布广, 一般集中在裙部位置, 密密麻麻。如果金属型长时间放置后再使用也容易产生大面积针孔缺陷, 解决方法是合理使用金属型模具, 按照正常工艺对金属型进行预热, 精炼除气不合格时, 延长除气时间, 再不合格进行多次除气, 一定要使用含气量合格的铝液进行活塞浇铸。
5.飞边
缺陷特征为分模线缝隙处产生不规则铝薄片 (见图5) 。集中部位在分模线位置。分析原因:合模不到位, 模具变形。
应对方案:模具在使用一段时间后, 都会因为受热而产生变形, 从而产生飞边等缺陷, 通过合理的模具修整可以解决问题。
6.特殊结构活塞的典型铸造缺陷
(1) 钢片活塞防涨钢片在活塞上应用已经很多年了, 现在很多厂家已经取消
了防涨钢片, 但是生产中仍然有一些厂家要求做带有防涨钢片的活塞, 由于防涨钢片的存在, 能有效控制活塞的变形, 从而减小配缸间隙, 提高燃油经济性, 加强噪声控制。有钢片的存在, 如果浇铸不得当容易产生缩松废品, 若对钢片进行适当预热再浇铸就可消除这种缺陷。
(2) 镶圈活塞活塞镶圈为奥氏体高镍铸铁, 因为镶圈的存在, 导致此位置凝固过程异常, 从而容易产生夹渣、气孔、粘结力差等铸造问题, 所以镶圈活塞对铸造工艺的要求更高。为了防止产生这些缺陷, 通常采取镶圈渗铝、倾斜浇铸并垂直冷却的方法, 让铝液逐渐接触镶圈, 以减少镶圈下产生气孔和夹渣的可能性。
(3) 内冷油道活塞随着发动机性能的进一步提高, 内冷油道活塞逐步被人们接受, 内冷油道活塞的优点很明显, 由于加强了对头部的冷却, 使活塞能承受更高负荷。目前大部分的内冷油道活塞是采用盐芯铸造形成, 这样的油道形状可以复杂多样, 起到不同的冷却效果。内冷油道活塞除了会产生一般活塞都有的缺陷外, 还有自身的特点, 由于盐芯容易发气, 所以在采购和使用过程中要严格控制盐芯的质量, 铸造过程中一般采取烘烤盐芯的方法来防止暗气孔的产生。
7.案例
本公司生产的某一活塞, 生产方式为单模铸造机生产, 开始生产正常, 再生产一定数量后开始在浇道上部, 钢片边缘部位产生缩松缺陷, 特征明显, 批量出现。经分析为模具过热, 内模冷却能力不够, 导致过热引起反补缩, 同时因为之前钢片预热不够导致群部出现缩松, 在活塞外围加了腰带 (见图6) , 也促成了该缺陷的产生。原因分析清楚以后, 采取措施, 加强内模冷却能力, 同时加强钢片预热, 去掉外模腰带, 经过一系列措施之后, 试验后发现缩松消失, 可以正常生产。
结语
航空活塞发动机气缸磨合的建议 篇6
关键词：活塞发动机,气缸,胀圈,磨合
1 引言
磨合是指在机器装配后使用前，为了使配合件正常稳定运转的一种措施，也称跑合。磨合是一种有意安排的磨损过程，是指摩擦初期改变摩擦表面几何形状和表面层物理机械性能(摩擦相容性)的过程。对航空活塞发动机来说，初期的发动机磨合直接决定了发动机的品质和使用寿命，有着非常重要的作用。本文主要从发动机的磨合原理、磨合过程以及如何进行磨合三个方面进行介绍。
2 磨合原理和作用
对于航空活塞发动机，当发动机的活塞胀圈部分或全部进行更换时，发动机必须进行磨合，其中发动机翻修、修理或者拆换单个气缸活塞胀圈时必须进行更换。当我们提到发动机或气缸磨合时，实质是发动机活塞胀圈和气缸壁的物理配合，也就是说，我们有意安排让活塞胀圈和气缸壁相磨，从而实现两者之间的贴合密封。活塞发动机的磨合是使活塞胀圈在气缸壁上的适当位置上，从而在实现发动机的最大输出功率的同时产生最小的滑油消耗量，当活塞胀圈磨合或就位后，它能够阻断燃烧气体从燃烧室进入发动机的机匣内部。如果气密不好将很难保证发动机的运转清洁和有效的散热，且会在发动机机匣内产生热的燃气和副产品。过度气密会导致发动机机匣内部压力过高和燃气污染，在这种状况下运转发动机，会迫使过量的滑油蒸汽通过发动机通气管排出，引起发动机的滑油消耗量增大。活塞胀圈除了将燃气密闭在燃烧室外，还必须要调节气缸壁上的滑油附着量。假如胀圈不能很好地贴合，将导致过量的滑油聚集在气缸壁表面，这些滑油在每次气缸点火时进行燃烧，这些燃烧的滑油加上串气将引起发动机通气，最终导致发动机燃烧消耗更多的滑油量超过正常分配的滑油量。
3 磨合过程分析
当一个气缸需要翻修或修理时，需要将气缸缸筒表面研磨粗糙，以帮助活塞胀圈的磨合，这个粗糙的表面被称为“交叉网线”，气缸壁上的“交叉网线”是指有一系列小的波峰和波谷(显微峰谷面)。胀圈的锥形面与气缸壁上“交叉网线”相互接触，当发动机运转时，胀圈的锥形面与气缸壁的粗糙表面摩擦，使峰值点变得光滑，胀圈的锥形面也逐渐被磨平。
当发动机工作时，在燃烧室产生制动平均有效压力(Break Mean Effective Pressure，简称BMEP)。BMEP是发动机运行时燃料空气混合物燃烧产生的合力。当发动机运转增大功率时，BMEP也增大;相反，当发动机功率降低时，BMEP也相应的减小。BMEP是磨合过程中的一个重要部分。当发动机运转时，BMEP出现在气缸中，它产生的推压力向外使胀圈压在粗糙的气缸壁上。BMEP越高，胀圈被压在气缸壁上的压力越大，胀圈和气缸壁表面的温度也越高，这是因为胀圈和气缸壁之间的压力增大，推动产生大量的摩擦，从而热量增加。磨合中最主要的妨碍物就是这个热量，一旦在胀圈和气缸壁的接触面产生大量的热，会造成气缸壁表面的滑油流失，气缸壁表面变得光滑。这个光滑的表面会阻止活塞胀圈的进一步的磨损就位。一旦出现光滑面，磨合将不再起作用。最理想的磨合效果是：既使胀圈在气缸壁上有足够的摩擦，又不能过热使之表面变得光滑。假如气缸壁变得光滑，唯一的方法只能是拆下气缸，重新研磨气缸，或者更换活塞胀圈，重新进行磨合。
4 磨合期间的发动机运转
了解发动机的磨合过程，有助于让我们明白在活塞胀圈变化后应该怎样来控制发动机的运转。发动机进行大修或气缸进行修理后，需在试车台上按程序进行运转，包括正常测试和磨合试车，然后进行试飞磨合。在磨合运转期，非增压发动机使用航空级矿物基滑油，涡轮增压发动机使用无灰分散剂滑油。下面以美国LYCOMING活塞发动机的试飞磨合进行介绍：
(1)在地面运转保持低功率，全功率起飞，
(2)在达到安全高度后减小到爬升功率。保持爬升角平飞，尽可能较大的爬升空速，有利于得到最佳的散热。
(3)以平缓角度爬升至合适的巡航高度。
(4)到达巡航高度时，功率减至约75%并保持飞行2h。在第二个小时内，可将功率在65%和75%之间变化几次，保持发动机的所有温度指示在绿区。巡航飞行期间，我们不应该将发动机功率增加到75%以上，因为这样BMEP太大，可能会导致气缸壁磨光滑。
(5)对于正常吸气式(非增压)发动机，在巡航功率时保持在较低高度是很有必要的。如果密度高度超过8000英尺(2438m)，会阻止发动机达到合适的巡航功率并影响发动机良好磨合;推荐在5000英尺(1524m)。
如果需要飞机台阶爬升，应该打开整流片，或者在巡航飞行时混合比在富油位置，让多的燃油供应到发动机，既有助于散热，又有助于保持磨合功率。对于大修发动机或新翻修发动机，为使活塞胀圈磨合良好，可在65%～75%功率之间操纵飞机，直到滑油消耗稳定。
参考文献
[1]TextronLycoming公司.OverhaulManualDirectDriveEngine[Z].
[2]Textron Lycoming公司.Operator’s manaual(O-360&IO-360series aircraft engines)[Z].
液压自由活塞发动机的气体流动模拟 篇7
液压自由活塞发动机将发动机与液压泵结合为一个紧凑的整体,将燃烧释放的热能直接转化为液压能输出。与发动机耦合液压泵方案相比,液压自由活塞发动机传动链缩短、结构简化,因此系统效率更高[1]。将蓄能器作为储能元件,复合驱动系统可以实现不同的功率流模式,具有最大限度提高效率并减少排放的潜力[2]。由于自由活塞发动机的每个工作循环都需要一个做功行程输出液压流并使活塞复位,因此每个工作循环一般为两行程。换气过程组织的优劣直接关系到发动机的经济性、动力性和排放水平。
液压自由活塞发动机没有机械结构约束,活塞运动取决于作用于其上的各种力的综合[3]。扫气、燃烧和泵油过程与活塞动力学密切耦合,扫气过程既对系统产生影响同时又受到其他环节的约束。
对自由活塞发动机扫气过程的模拟研究存在着以下3种技术路线:①采用定量工质,忽略进排气流动,不考虑气体交换过程[4,5,6];②采用零维模型模拟活塞动力学特性,将得到的活塞运动规律放入通用发动机气体动力学程序进行气体交换过程的模拟[7,8,9];③建立自由活塞发动机模型,采用准稳态公式描述气口流动,扫气模型或者采用理想模型[10],或者采用经验公式[11]。
然而,采用理想扫气模型不能准确描述实际扫气过程,而且经验公式的参数调整也需要根据曲柄发动机的实验结果。尤为重要的是,目前已知的模型在本质上是零维的,意味着无法分析进排气的脉动效应。
本文的目标是建立一维通用自由活塞发动机的气体动力学模型。基于第三种技术路线,将扫气过程与活塞动力学直接耦合,无需进行零维活塞动力学与气体动力学的迭代。将进排气流处理为一维可压缩流体,在流动方向上求解质量、动量和能量守恒方程。基于目标,采用Amesim建立了仿真模型,以时间为全局变量,以活塞位移为控制参数。针对直流扫气特点提出了单区三阶段扫气模型,根据CFD 计算结果对扫气参数进行了标定。在此基础上,分析了自由活塞发动机气体交换过程的特点,并利用排气脉动效应改善扫气性能。
1 仿真模型
1.1 Amesim模型
Amesim仿真模型包括发动机、液压泵、曲轴箱、喷油器、进排气管路、传感器和液压网络,如图1所示。控制部分由喷油控制部分、气口控制部分和液压控制部分组成。喷油控制部分在喷嘴模型中进行喷油脉宽和流量的设置,
在上止点前设定位置,并根据位移传感器的信号产生触发脉冲,控制喷油时刻。气口控制部分根据活塞位移控制气口的开启与关闭,在开启期间气口面积由活塞位移曲线插值得到。液压控制部分通过控制开关阀的导通和关闭实现输入和输出液压流的调节。
活塞动力学模型遵循牛顿第二定律,作用力包括缸内气体压力、液压力和曲轴箱气体压力,由加速度公式积分得到活塞速度和位移。采用Barba模型[12]模拟燃烧进展,子模型包括着火延迟模型、预混燃烧模型和混合控制燃烧模型。
气缸和曲轴箱模型遵循热力学第一定律,定义3种工质成分:空气、燃油蒸汽和废气。工质的物性参数取决于温度及气体组分。将缸内工质看作是均质的(温度和组分均匀分布),采用Woschini公式描述工质与气缸之间的热交换。气口采用可变截面孔口模型,用准稳态公式描述扫排气的瞬态流动。簧片阀模拟为可变截面的单向阀。
实际扫气过程是多相多阶段过程,本文针对直流扫气特点提出了简化单区三阶段扫气模型。3个阶段依次为完全扫气阶段、部分混合阶段和完全混合阶段,共3个扫气参数:第一阶段、第二阶段的比例系数k1、k2和第二阶段的混合比例系数k3。参数经过标定后,扫气模型可以准确预测扫气效率和充气效率。
1.2 CFD模型
采用Fire fame engine产生移动网格,计算域包括气缸、扫排气口和曲轴箱。将气缸壁面和气口接触面定义为arbitrary connect边界来处理网格之间的连通和分离。初始计算网格(图2)为全六面体,共117 000个单元,对气口部位进行细化以更精确地描述速度梯度的变化。计算时刻从扫气过程到压缩行程,再到膨胀行程排气口再次打开,初始条件和活塞行程规律来自于Amesim的计算结果。
AVL fire在生成移动网格和计算过程中以曲轴转角作为时间步长,而步长在Amesim模型中以时间为单位。时间t和曲轴转角θ的转换关系为
其中,T为循环周期,是自由活塞发动机连续工作频率的倒数。在一个循环周期中,自由活塞发动机压缩行程进行得比较缓慢,在膨胀行程活塞速度加快[13]。AVL fire在计算过程中,压缩行程上止点对应曲轴转角定义为360°,因此进气下止点对应曲轴转角小于180°。
对喷雾过程的模拟分别选取Dukowicz蒸发模型和Reitz的wave破碎模型;燃烧模型采用Magnussen涡破碎模型(eddy breakup model);选用k-zeta-f湍流模型描述紊流场。
2 仿真结果及分析
样机的总体方案如下:①对置活塞,活塞运动同步条件下发动机完全平衡;②曲轴箱直流扫气,以简化结构和提高扫气性能;③扫气口和排气口在气缸两侧周向布置,高气口宽度缸径率;④扫气口切向倾角产生涡流;⑤共轨喷射系统精确控制着火时刻和燃烧放热率;⑥双喷油器对称布置,空气利用率更高;⑦簧片阀进气系统可消除进气系统回流。发动机的结构和运转参数如表1所示:
2.1 一维模型验证
在准稳态公式中,瞬态流量取决于流量系数、压缩比和开启面积,而两行程发动机的气口流量系数与气口类型和扫气倾角有关,在扫气过程中随压缩比和开启面积变化[14]。本文建立了以压缩比和开启面积为自变量的插值表对流量系数进行优化,得到的一维瞬态流量与计算流体力学(computational fluid dynamics,CFD)计算结果如图3、图4所示。图3中虚线位置代表下止点BDC位置的时刻,即膨胀行程和压缩行程的分界点,下同。整个扫气过程分为3个阶段:扫气口刚开启时,缸内压力较高,废气向曲轴箱倒流;随着活塞下行,曲轴箱压力继续升高,新鲜工质开始向缸内流动,在下止点前瞬态流量达到峰值;接近扫气终了时,活塞上行,曲轴箱压力持续降低,废气出现了轻微倒流现象。CFD的峰值流量高于Amesim的计算结果,而且峰值流量的相位也稍有提前。瞬态扫气流量的积分即为总扫气量,Amesim和CFD的总扫气量两者相差不到1%。
整个排气过程可以分为3个阶段:排气口开启时,压缩比达到临界值,排气流量迅速上升,在稍后气口面积较大时瞬态流量达到第一个峰值,随后由于缸内压力下降达到波谷;随着新鲜工质不断流入,缸内压力上升,在下止点附近达到第二个峰值,尽管此时气口开启面积最大,但是压缩比较临界值小得多,幅值也小于第一个峰值;在排气末期,活塞上行,缸内压力升高推动工质向外流出,形成了第三阶段排气流。除了在第二峰略有差异,Amesim和CFD的结果符合。
扫气模型描述了扫气过程中缸内混合程度的进展和排气纯度的变化,根据CFD的计算结果对扫气模型参数进行了标定,验证了排气口高度变化时模型的预测能力,扫气效率和充气效率的对比示于图5。随着气口高度变化,Amesim和CFD预测的扫气效率变化趋势一致,扫气效率数值在小气口高度时略有偏差;两者预测的充气效率变化趋势一致性很好,但是Ameim得到的充气效率略小。
1.CFD扫气效率 2.Amesim扫气效率 3.CFD充气效率 4.Amesim充气效率
自由活塞发动机的活塞行程规律取决于作用于其上的各种力的综合。在上止点附近,燃烧室气体压力占支配地位,决定了活塞最大加速度,因此准确预测气缸压力是十分必要的。CFD和Amesim计算的缸内压力变化历程示于图6,喷油时刻为4mm的上止点前(before top dead center,BTDC)。在压缩和膨胀阶段Amesim和CFD的压力曲线一致,Amesim模型预测的着火时刻略有提前,预混燃烧略快,爆压相位也稍有提前。
2.2 气口时-面图
气口配气相位不变时,对于曲柄发动机,时-面图关于下止点对称。而自由活塞发动机的活塞行程规律取决于各种力的综合,其时-面图是不对称的,如图7所示。纵坐标采用量纲一气口面积表示,定义为开启面积与气口最大面积的比值。
表2列出了在相同的结构和气口相位条件下,自由活塞和曲柄发动机的比时-面值和扫气性能计算结果,其中,比时-面值定义为时-面值与气缸排量的比值,单位为s/m。对于曲柄发动机,提前排气和过后排气的时-面值相同;对于自由活塞发动机,过后排气的时-面值明显高于提前排气的时-面值,因此在排气口关闭之前,缸内纯度较高的工质容易产生继续溢出的倾向,这也和图4所示的计算结果相对应。虽然自由活塞发动机的扫气效率略高,但过后的排气造成充气效率有所下降。
2.3 气口相位
排气口高度决定了有效行程,同时影响排气的时-面值。在扫气相位不变的条件下,排气口高度对扫气特性的影响示于图8,扫气口高度为10mm。随着排气口高度的减小,排气的时-面值减小,扫气效率呈现出下降趋势;
充气效率与有效行程、扫气效率、扫气终了工质温度和压力有关,随排气口高度的减小,有效行程增加,充气效率呈现上升趋势,排气口高度小于15mm时,扫气效率过低导致最终的充气效率降低。
排气相位在压缩行程决定了有效压缩比,同时在膨胀行程影响有效做功。如图9所示,在排气口高度变化范围内,随排气口高度的减小,有效行程增加,实际压缩比提高,膨胀做功更加充分,因此热效率呈现出上升趋势。但是排气口高度小于15mm时,扫气效率恶化,充气效率下降,热效率开始出现下降趋势。
扫气相位主要影响提前排气和扫气的时-面值以及曲轴箱压缩功,排气口高度对热效率的影响示于图10,在排气相位不变条件下,扫气效率和充气效率与扫气口高度的变化趋势相一致,排气口高度为16mm。扫气口高度开始减小时,提前排气的时-面值增加,有利于废气充分流出,此时扫气的时-面值足够,因此扫气效率和充气效率变化很小;随着气口高度进一步降低,扫气的时-面值严重过小,导致两者迅速下降。
2.4 曲轴箱容积
图11所示为曲轴箱容积对扫气性能的影响,横坐标为量纲一曲轴箱容积(曲轴箱容积与气缸排量的比)。随曲轴箱容积的增加,曲轴箱压缩比减小,扫气压力降低使得扫气效率和充气效率呈现出下降趋势。但是扫气压力提高导致曲轴箱压缩功增加,因此曲轴箱容积的选取应该综合考虑。
同时可以看到,扫气效率的下降速度更快,而量纲一曲轴箱容积小于2.5时,充气效率几乎保持不变。
2.5 排气脉动效应
利用排气管中的压力波脉动效应是改善气缸充气的有效手段。优化后排气管长度对扫气过程中气缸和扫排气口压力的影响示于图12。图12中,EO和EC分别为排气管开启和关闭的时刻,SO和SC分别为扫气口开启和关闭的时刻。排气口开启后,气口处迅速形成了一个压力峰值,并以声速向尾管方向传播。当正压波通过开口边界时,即产生一个往回反射的负压反射波,该反射波在下止点稍后的位置返回到排气口,形成了一个负压谷。在正值扫气期间,它将有利于废气的进一步清除。扫气口开启后,扫气压力经过短暂的上升迅速达到峰值然后开始缓慢下降。在整个扫气期间,除了在扫气开始和接近终了阶段,扫气压力始终高于气缸压力。
优化排气脉动效应对扫气过程中瞬时扫气效率和充气效率的影响示于图13。未利用排气脉动效应时,扫气口开启后缸内回流较小,扫气效率迅速上升,在下止点后很快达到峰值,在随后的扫气期间几乎保持不变;充气效率达到峰值后,在扫气后期一直呈现出下降趋势。主要的原因是缸内工质向曲轴箱倒流,而且过后排气明显,最后达到的充气效率为0.555。
1.优化扫气效率 2.未优化扫气效率 3.优化充气效率 4.未优化充气效率
优化排气脉动效应时,扫气流进入气缸略晚,扫气效率增加趋缓,但在整个扫气期间一直呈上升趋势,在过后排气期,扫气效率几乎保持不变;充气效率的增加一直持续到扫气口关闭,在过后排气期达到峰值,此后在排气口关闭前略有下降,最后达到的充气效率为0.66。
3 结束语
自由活塞发动机的气体交换过程具有如下特点:①气口配气相位不变时,气口的时-面图关于下止点不对称;②过后排气的时-面值显著高于提前排气的时-面值,与理想扫气过程相反,对充气效率不利;③排气口高度减小有利于提高充气效率,但受到扫气效率过分下降的约束;④排气相位不变时,扫气效率和充气效率与扫气口高度的变化趋势相一致,过小的扫气口高度导致扫气性能恶化;⑤减小曲轴箱容积提高了扫气压力,有利于提高扫气效率和充气效率;⑥排气流动控制明显改善了扫气性能,优化排气脉动效应可以显著提高充气效率。
摘要：基于Amesim建立了两行程自由活塞发动机模型,针对直流扫气特点提出了单区三阶段扫气模型,根据CFD计算结果对扫气参数进行了标定,在准确预测扫气性能的基础上分析了耦合活塞动力学条件下的气体交换过程。研究结果表明,当气口的配气相位角不变时,自由活塞发动机的气口面积随时间的变化关系与曲柄发动机的气口面积随时间的变化关系存在显著差异。气口高度减小对提高充气效率有利,但是受到扫气效率过分下降的约束。排气流动控制明显改善了扫气性能,利用排气脉动效应可以显著提高充气效率。