柴油機活塞組件結構參數對其密封性能的影響

雷啟銘，雷基林，鄧晰文，辛千凡，文 均，溫志高

(1.昆明理工大學 云南省內燃機重點實驗室，昆明 650500；2.成都銀河動力有限公司，成都 610505)

0 概述

隨著柴油機強化程度的不斷提高，伴隨而來的柴油機熱負荷增加、缸內燃氣泄漏、活塞環-缸套摩擦副潤滑油消耗等密封問題也日益顯著，給柴油機的設計帶來了巨大的挑戰[1-2]?；钊h-缸套摩擦副的密封性能對柴油機漏氣量、潤滑油消耗及污染物排放起到至關重要的作用。近年來研究指出柴油機潤滑油消耗是顆粒物(particulate matter, PM)的一個主要來源，顆粒物中的可溶部分主要為消耗潤滑油產生的衍生物[3-4]。柴油機缸內潤滑油消耗方式主要包括活塞環-缸套摩擦副部件的蒸發、刮油、竄油和甩油，占柴油機潤滑油消耗總量的90%以上[5]。

國內外學者針對活塞組件對發動機密封與潤滑性能開展了大量研究。早期的研究表明缸套變形及活塞組件的結構參數是影響柴油機缸內潤滑油消耗和曲軸箱竄氣的主要因素[6-9]。文獻[10]中采用硫示蹤法實測了3臺柴油機在不同工況下的穩態和瞬態缸內潤滑油消耗，測試結果發現柴油機瞬態工況下缸內潤滑油消耗差異較大，穩態工況下差異較小。文獻[11-12]中研究了活塞組件的結構和參數對漏氣量和潤滑油消耗的影響。文獻[13]中建立了一個考慮缸套變形及表面粗糙度等因素的多體動力學模型，研究了活塞主要結構參數對活塞裙部磨損的影響規律。上述研究多采用單因素分析的方法對活塞環-缸套摩擦副問題進行分析，但采用多元二次回歸方程來解決活塞環-缸套摩擦副密封問題的研究較少。

為此，以非道路國四高壓共軌柴油機為研究對象，建立了活塞組件運動學模型，分析了活塞組件結構參數對柴油機竄氣量和潤滑油消耗的影響規律。對活塞竄氣量影響較大的開口間隙，采用響應曲面法[14]分析了其對竄氣量的影響，為優化活塞組件結構參數提供了理論依據。

1 研究機型參數

以一款滿足非道路國四排放標準的直列4缸電控高壓共軌柴油機為研究對象。研究機型的主要技術參數如表1所示。

表1 發動機主要技術性能參數

2 活塞環組動力學模型建立

2.1 活塞溫度場測試

試驗采用接觸式熱電偶測溫法對活塞關鍵節點溫度分布進行測試，測試工況為標定工況。圖1為活塞測點分布示意圖，每個活塞上布置了4個測點，其中，A、D分別位于活塞頂面的主推力側(thrust side，TS)和次推力側(anti-thrust side，ATS)，B位于燃燒室中心，C位于燃燒室底部。

圖1 活塞表面溫度測點示意圖

試驗測得標定工況下活塞4個測點真實溫度。其中D點溫度最高，為331 ℃；C點燃燒室底部溫度最低，為300 ℃；A點實測溫度為327 ℃；B點燃燒室中心實測溫度為325 ℃?？梢钥闯龌钊敳咳紵业撞枯^其他區域溫度低約30 ℃，活塞頂部TS側與ATS側溫度差距不大，符合圖2所示溫度場的分布規律。

圖2 標定工況活塞溫度場

2.2 潤滑油消耗測試

采用硫示蹤法，基于柴油機性能特性，選取 200 r/min 為一個跨度，進行了不同負荷下潤滑油消耗測試。本次試驗采用T300 CF-4 10W-30潤滑油進行測試，測試結果如圖3～圖5所示。

圖3 試驗柴油機萬有特性下的潤滑油消耗量曲面圖

圖4 中高轉速工況潤滑油消耗量

圖5 中低轉速工況潤滑油消耗量

由圖3～圖5可以看出柴油機潤滑油消耗量與柴油機運行工況緊密相關。柴油機負荷增大直接使得潤滑油消耗量增加。在轉速為1 800 r/min、2 400 r/min 時潤滑油消耗量與柴油機負荷率間基本成線性關系。在轉速低于1 600 r/min、負荷率低于40%時，潤滑油消耗量相對于相同負荷較高轉速工況增加略微緩慢。潤滑油消耗量最大值點出現在 2 400 r/min、100%負荷下，最大值為14.3 g/h。

2.3 活塞動力學模型的建立

2.3.1 活塞動力學模型

建立如圖6所示活塞組件動力學模型，模型包括活塞、活塞環、缸套、連桿、活塞銷。

圖6 活塞動力學模型

2.3.2 模型驗證

試驗測試了發動機在不同轉速下的4個氣缸總竄氣量。對計算得到4個缸的結果進行處理，結果如圖7所示。從圖中可以看出仿真得到的4個氣缸總竄氣量在不同轉速下的數值和趨勢基本與試驗結果保持一致，二者偏差保持在6%以內。

圖7 不同轉速下試驗總竄氣量與仿真結果對比

在125 kW標定工況下對試驗機進行測試，3次測試后得到平均潤滑油消耗量為14.9 g/h；通過仿真計算發動機4個氣缸總潤滑油消耗量為14.0 g/h。仿真計算結果與試驗消耗量的比值為94.5%，考慮到試驗結果還受到渦輪增壓器油封、氣門導管、缸內燃燒消耗及曲軸箱強制換氣等因素的影響，仿真結果與試驗結果誤差在6%以內，說明仿真結果與試驗結果基本一致，可以采用仿真模型進行后續分析研究。

3 活塞組件運動學計算結果與分析

活塞組件運動學特性直接影響柴油機活塞環-缸套摩擦副的潤滑油消耗和漏氣量。選取對柴油機潤滑油消耗和漏氣量影響較大的配缸間隙、活塞環開口間隙、活塞環開口端倒角為研究對象，進行活塞組件運動學計算分析。

3.1 配缸間隙對竄氣量和潤滑油耗的影響

配缸間隙對于柴油機的設計十分重要，配缸間隙過大會使得活塞工作發生敲缸，配缸間隙過小會導致活塞工作中出現拉缸。為了研究配缸間隙對活塞竄氣量和潤滑油消耗的影響，在保證活塞正常工作前提下，設置了0.055 mm、0.065 mm、0.075 mm、0.085 mm、0.095 mm、0.105 mm、0.115 mm、0.125 mm、0.135 mm共9組不同配缸間隙進行計算，計算結果如圖8所示。

圖8 不同配缸間隙下竄氣量與潤滑油消耗變化

從圖8中可以看出，當配缸間隙小于0.095 mm時，隨著配缸間隙的增加，潤滑油消耗量緩慢增加；當配缸間隙大于0.095 mm時，隨著配缸間隙的增加，潤滑油消耗量迅速增大，最大增幅為7.54%。分析認為，配缸間隙的變化會直接影響到活塞的二階運動狀態，導致活塞傾斜角度不同，對活塞環組的密封性能產生一定影響，使得刮油量出現一定的變化。竄氣量并未表現出較為明顯的變化規律，分析認為配缸間隙增大使得活塞環與缸套之間的貼合發生了變化從而使得竄氣量發生了一定的變化。

3.2 開口端倒角對竄氣量的影響

活塞環開口間隙斷面如果沒有經過打磨處理，棱角分明的狀態可能對發動機摩擦及密封性能產生一定的影響。由于開口端倒角結構微小，其重要性通常會被研發工作人員忽略。開口端倒角結構示意圖如圖9所示。

圖9 活塞環開口端倒角

在保證發動機正常運轉的前提下，對頂環設置不同的開口端倒角，計算得到不同開口端倒角下發動機竄氣量，如圖10所示。

圖10 不同頂環開口端倒角下的竄氣量

從圖10中可以看出，隨著頂環開口端倒角的增大，發動機竄氣量隨之增加。當頂環開口端倒角從0增加到1 mm，竄氣量的值由13.96 L/min增加到15.78 L/min，增大了13%。分析認為開口端倒角的增大造成環岸間氣體壓力發生變化，使三道環之間形成的節流閥氣體下竄通路增大，從而導致竄氣量增大。

3.3 開口間隙對竄氣量和潤滑油消耗量的影響

活塞環開口間隙對柴油機潤滑和密封性能有十分重要的影響，活塞環開口間隙是缸內氣體和潤滑油竄出的一條重要通道。在保證發動機正常運轉的前提下，設置配缸間隙為0.075 mm，采用單因素掃值法對不同開口間隙下發動機的竄氣量和潤滑油消耗量進行分析，計算結果如表2所示。

表2 不同活塞環開口間隙下發動機性能參數

從表2中可以看出隨著頂環開口間隙的增大，發動機竄油量逐漸增加，頂環開口間隙0.80 mm時單缸總潤滑油消耗量為開口間隙0.30 mm時的2.19倍。當開口間隙0.30 mm時發動機竄油量為0，此時發動機出現了頂口故障，如果長期保持運轉會導致拉缸現象的發生。二環及油環開口間隙的變化對發動機潤滑油消耗量的影響較小，未呈現出明顯的規律。分析認為頂環上部的潤滑油甩出量受活塞二階運動、環槽間隙的潤滑油累積量、環岸及燃燒室壓力等多重因素影響，變化較為復雜。缸套壁面蒸發量主要受缸內燃氣壓力及溫度的影響，不同開口間隙下缸套壁面蒸發量變化較小。

隨著頂環及二環開口間隙的增大，柴油機竄氣量隨之增大，對竄氣量影響較為明顯；油環開口間隙的變化對于竄氣量影響較小。分析認為油環的主要作用是刮去附著在缸套壁面上多余的潤滑油，并沒有起到密封氣體的作用，因此油環的影響較小。

基于開口間隙與竄氣量之間存在一定的關系，故以竄氣量為響應，采用曲面響應設計方法進行相應的試驗設計，參考表3的設計，得到如表4所示結果。

表3 設計各因子的水平值

表4 設計結果

基于因子實際值，擬合得到標定工況下竄氣量的響應回歸模型：

V=8.142 48+7.442 67x1+2.966 56x2+

1.314 76x3+1.840 8x1x2+0.554 8x1x3-

0.157x2x3-0.752 80x12-1.057 20x22-0.966x32

(1)

式中，x1、x2、x3分別為頂環、二環及油環的開口間隙，mm；V為竄氣量,L/min。

圖11 開口間隙對竄氣量影響的曲面響應圖

結合圖11及表4分析后可以看出：頂環與二環開口間隙對發動機竄氣量影響較為明顯，油環開口間隙對竄氣量的影響較小。頂環及二環的開口間隙與竄氣量之間存在明顯的線性關系，隨著頂環和二環開口間隙的不斷增大，竄氣量也隨之增加。

3.4 基于響應曲面法的活塞環開口間隙參數優化

通過分析發現頂環及二環開口間隙對發動機竄氣量的影響較為明顯，在此基礎上對活塞環開口間隙進行優化設計。合意性為優化目標響應參數，響應優化模塊將各個響應轉換成0到1區間內的無量綱的合意性參數d，d值越高表明響應越理想，各個響應值可根據特性的合意性函數進行變換得到。

以基于變量因子真實值擬合得到的二階多項式為基礎，以竄氣量值13.18 L/min(為試驗中最低竄氣量)為目標對模型進行結果預測尋優，計算得到響應曲面圖如圖12所示。

圖12 活塞環組合意性曲面響應圖

由圖12可以看出當頂環開口間隙從0.30 mm增加到0.60 mm過程中，預測最優結果的合意性逐漸升高。同時，合意性達到1.0的方案并不唯一。在頂環開口間隙從0.35 mm到0.60 mm的變化區間內，二環開口間隙基本都有與之對應的最優值。通過之前分析，油環開口間隙對發動機竄氣量有微弱的影響，因此不同油環開口間隙下的頂環與二環開口間隙最優值略有不同。同時考慮到頂環開口間隙對發動機缸內潤滑油消耗有較大影響，因此需要選擇較小的頂環開口間隙以兼顧缸內潤滑油消耗總量和竄氣量。在盡量減少對原有環組結構參數的改動的原則下，得到活塞環組開口間隙的一個最優解為頂環開口間隙 0.42 mm，二環開口間隙0.48 mm，對應油環開口間隙為 0.50 mm,竄氣量為13.11 L/min。

4 結論

(1)配缸間隙對發動機竄氣量的影響較小，不同配缸間隙下發動機竄氣量變化范圍較小，未顯示出明顯規律；配缸間隙通過改變活塞傾角使得不同配缸間隙下活塞刮油量增大從而導致潤滑油消耗量逐漸增大，最大增幅為7.54%。

(2)隨著頂環開口端倒角的增大，竄氣量呈現出逐漸增大的趨勢，頂環開口端倒角從0增加到 1 mm，竄氣量增大了13%，最大竄氣量達到了 15.78 L/min；二環及油環開口端倒角對竄氣量影響較為微弱。

(3)響應曲面優化分析結果說明：頂環、二環對竄氣量和潤滑油消耗影響顯著，油環開口間隙對竄氣量和潤滑油消耗影響微弱。頂環及二環的開口間隙與竄氣量之間存在著線性關系，隨著頂環和二環開口間隙的增大，竄氣量也隨之增加。

(4)采用曲面響應設計方法對不同開口間隙下竄氣量進行優化，基于設計因子的實際值擬合得到線性回歸模型。優化得到模型合意性最高為1，此時活塞環頂環開口間隙0.42 mm，二環開口間隙0.48 mm，對應油環開口間隙為0.50 mm，竄氣量為13.11 L/min。