柴油機氣缸等效漏氣面積監測模型

翟振東， 張甲英， 王憲成， 和　穆， 姜　力

(1. 裝甲兵工程學院裝備維修與再制造工程系， 北京 100072； 2. 裝甲兵工程學院裝備再制造技術國防科技重點實驗室， 北京 100072;3. 裝甲兵工程學院機械工程系， 北京 100072)

柴油機氣缸等效漏氣面積監測模型

翟振東1， 張甲英2， 王憲成3， 和穆3， 姜力3

(1. 裝甲兵工程學院裝備維修與再制造工程系， 北京 100072； 2. 裝甲兵工程學院裝備再制造技術國防科技重點實驗室， 北京 100072;3. 裝甲兵工程學院機械工程系， 北京 100072)

摘要：針對缸套-活塞環組漏氣導致柴油機工作壽命縮短的問題，通過對壓縮行程中活塞環間氣體壓力與流量進行分析，將活塞組三環系統簡化為單環漏氣模型，建立了等效漏氣面積的監測模型，并通過臺架和實車試驗驗證了監測模型的穩定性和單值性，為柴油機壽命預測提供了一定的技術支撐。

關鍵詞：氣缸； 活塞環； 等效漏氣面積； 監測模型

柴油機在變工況條件下工作時，會加劇氣缸內缸套-活塞環組的磨損、燒蝕、結焦，導致活塞環外周面與氣缸壁之間的間隙增大，造成氣缸嚴重漏氣。氣缸漏氣會使柴油機功率下降、潤滑油變質、發生熱負荷故障和磨損加劇[1]，是造成柴油機性能下降的主要原因。研究活塞環間的工作壓力、漏氣通路以及漏氣流量，對如何有效地防止活塞環漏氣，進而延長柴油機壽命，具有十分重要的現實意義。

目前，大多數研究者將漏氣面積作為柴油機工作過程中的一個定值進行漏氣量計算[2-3]，然而單純的幾何漏氣面積無法表明實際的漏氣狀況[4-5]。筆者綜合考慮氣缸內工作環境，引入氣缸等效漏氣面積的概念[6]，通過對活塞環間壓力和流量的分析，利用氣體流量方程和理想氣體狀態方程以及質量守恒定律，建立了氣缸等效漏氣面積監測模型，并對模型的穩定性和單值性進行了實車試驗驗證。

1氣缸等效漏氣面積的定義

通過對燃燒室技術狀況分析可知，氣缸漏氣主要包括：活塞環開口處漏氣、活塞環槽間隙漏氣、活塞環側隙漏氣和氣門漏氣[7]。由于活塞環開口間隙處的漏氣量占總漏氣量的95%以上[8]，因此可對活塞環組漏氣模型進行簡化，從而提出氣缸等效漏氣面積的概念。氣缸等效漏氣面積是指柴油機缸內所有通道漏氣面積對應的壓縮沖程缸內氣體壓力變化量，相當于活塞環開口處漏氣面積對應的壓力變化量。將等效漏氣面積作為本體的一個技術狀況實體特征參數，代表本體氣密性，同時也代表活塞環組的磨損。當等效漏氣面積增大時，會導致缸內氣體壓力下降，缸內氣體溫度升高，柴油機功率下降，起動困難。由于柴油機曲軸箱與外界相通，曲軸箱壓力變化不顯著，曲軸箱壓力可近似看作大氣壓力。因此，缸內漏氣的技術狀況主要監測參數為缸內壓縮壓力。本體等效漏氣面積可表述為

A0=f(p1,φ,T,p0)，

(1)

式中：A0為當量漏氣面積,m2；p1為缸內氣體壓力,kPa；φ為曲軸轉角,°CA；T為缸內氣體溫度,K；p0為大氣壓力,kPa。

由式(1)可知：等效漏氣面積的監測參數除氣缸壓縮壓力外，還包括曲軸轉角、缸內氣體溫度和燃油消耗量，其中大氣壓力為環境參數。

2氣缸等效漏氣面積監測模型建立

2.1活塞環間氣體流動過程假設

活塞環組漏氣途徑主要包括環與缸套貼合面、環開口間隙處和環與環槽側面，但在正常情況下通過環與缸套貼合面的泄漏量很小，因此在計算中可忽略不計。圖1為某重型車輛柴油機活塞環組簡化示意圖。

圖1　某重型車輛柴油機活塞環組簡化示意圖

圖1中：dmi(i=1,2,3,4)為通過第i道環開口漏氣質量,kg；Vi為第i道環漏氣面積,m2；p1為缸內氣體壓力,Pa；p2為第1道與第2道環的環間壓力,Pa；p3為第2道與第3道環的環間壓力,Pa；p4為曲軸箱壓力,Pa；Ti為第i道與第i+1道環的環間氣體溫度,K。由圖1可以看出：通過每道活塞環的氣體都有向上和向下2種流動方式，則該活塞環組共有8種氣體流動方式，但由于在壓縮沖程和膨脹沖程中，缸內壓力始終大于曲軸箱內壓力，因此僅需考慮經過3道活塞環的氣體均向下流動的情況。其假設為[9-10]：1)燃燒室氣體泄漏為非定常絕熱流動，滿足理想氣體狀態方程和質量連續方程；2)忽略氣體泄漏對燃燒室氣體壓力的影響，并假設曲軸箱氣體壓力恒為1個大氣壓；3)活塞環端面壓力等于活塞環間壓力，且端面壓處處相等。

2.2活塞環間氣體壓力與流量分析

根據氣缸壓力與活塞環間氣體壓力之間的關系，建立氣體流量方程[11-12]為

(2)

(3)

(4)

式中：k為燃燒室氣體比熱比；μ為氣體流量系數；Rg為理想氣體常數,J/(kg·K)。根據理想氣體狀態方程和質量守恒定理建立2個活塞環間組成氣室基本方程，即

(5)

利用龍格-庫塔法聯立求解式(2)-(5)，通過迭代計算可求得活塞環間氣體壓力和流量。試驗測取該重型柴油機標定工況下的氣缸壓力，并利用活塞環組漏氣數學模型計算活塞環間的壓力和流量，結果如圖2所示。由圖2(a)可以看出：1)在膨脹沖程的止點附近，第1、2道活塞環間壓力受缸內氣體壓力的影響急劇上升，同時由于活塞環開口間隙對氣體的節流作用，導致壓力上升相對滯后；2)第2、3道活塞環間壓力受缸內氣體壓力影響較小，壓力變化較平穩。由圖2(b)可以看出：1)在壓縮沖程和膨脹沖程中，第1道活塞環上、下端面的壓力差較大，這導致第1道活塞環開口處流量遠大于第2、3道活塞環開口處流量；2)在進氣沖程和排氣沖程中，各活塞環上、下端面的壓力差較小，因而其流量很小。

圖2　活塞環間壓力和流量

分析結果表明：1)在壓縮行程中(φ=-130～-30 °CA)，進、排氣門關閉，噴油器未開始噴油(供油提前角φ=-29 °CA)，空氣僅從活塞環開口處漏氣；2)第1-3道活塞環環間壓力非常接近于大氣壓力，壓縮沖程缸內氣體壓力變化主要是受第1道活塞環(梯形環)開口處漏氣面積的影響，因此可將3道活塞環的漏氣簡化為梯形環漏氣，缸內氣體通過第1道活塞環直接流向大氣。

2.3氣缸等效漏氣面積計算

依據活塞環間壓力與流量分析，可將氣缸經活塞環漏氣方式進行簡化，其示意圖如圖3所示。對于增壓柴油機，在壓縮沖程中氣缸壓力始終大于大氣壓力，因此只考慮氣體從氣缸流向大氣一種流動方式。

圖3　活塞環漏氣方式簡化示意圖

為判斷臨界條件，實車測試了某型柴油機原位空轉600 r/min時的示功圖，并取壓縮行程始點(φ=-130 °CA時)的氣缸壓力。不同大氣壓力環境下壓縮行程始點測試結果如表1所示。

表1不同大氣壓力環境下壓縮行程始點測試結果

p0/kPap/kPap0/p99.32240.44684.62030.41763.81480.43157.41370.419

由表1可知：p0/p均小于0.528。而0.528正是判斷氣體流動狀態的臨界值[13]。由于壓縮行程的氣缸壓力隨著柴油機轉速的升高而升高，且壓縮行程缸壓均大于壓縮始點缸壓，即該型柴油機在壓縮行程中p0/p始終小于臨界值0.528，因此可認為活塞環處氣體均為超臨界流動。由超臨界氣體流量方程可得

(6)

在曲軸轉角dφ內，對氣缸氣體應用理想氣體狀態方程可得

(7)

聯立式(6)-(7)可得等效漏氣面積公式為

(8)

式中：φ=-130～-30 °CA。用差商代替微商，由式(8)可得氣缸等效漏氣面積的數值計算式為

(9)

該型柴油機的新品第1道活塞環在缸套內的開口面積為0.32～0.43 mm2[14]，而柴油機大修時其值不大于0.79 mm2。因此，確定氣缸等效漏氣面積的取值范圍為0.32～0.79 mm2。

2.4模型監測參數確定

由式(9)可知:等效漏氣面積與缸內氣體的壓力和溫度有關。缸內氣體壓力可通過缸壓傳感器進行測量，而缸內氣體溫度無法通過傳感器直接測量，需要對缸內氣體溫度的確定方法進行探討。

以φ=-130 °CA時氣缸工質狀態為邊界條件，假設氣缸壓力不隨等效漏氣面積的變化而變化，通過改變等效漏氣面積來計算氣缸工質溫度。柴油機原位空轉轉速為2 000 r/min、φ=-30 ℃A時，氣缸工質溫度隨等效漏氣面積的變化曲線如圖4所示。可以看出：當等效漏氣面積從0 mm2變化到2 mm2時，氣缸工質溫度相差3.72 K，增加了0.52%，即等效漏氣面積對氣缸工質溫度影響較小。因此，可認為在相同工況下，φ=-130～-30 °CA時氣缸工質溫度不隨等效漏氣面積的變化而變化。

因此，采用柴油機工作過程數值仿真模型，計算柴油機實車原位空轉條件下的氣缸工質溫度，輸入參數為大氣壓力、環境溫度和轉速。模擬原位空轉轉速為2 000 r/min，φ=-31， -30 °CA時氣缸工質溫度的仿真計算結果如圖5所示。

圖4　φ=-30 °CA氣缸工質溫度隨等效漏氣面積變化曲線

圖5　原位空轉2 000 r/min時氣缸工質溫度

3試驗驗證

為驗證模型的穩定性，筆者引入變異系數的概念。變異系數是指標準差與平均值的比值，與方差、標準差均是衡量數據離散程度的統計量。由于變異系數消除了單位、平均值的不同對在不同樣本之間進行離散程度比較的影響，因此它更適用于描述數據的離散程度。對于同一臺柴油機、同一使用時間、不同工況下的監測結果，其變異系數越小，則表明監測模型穩定性越好。

3.1臺架試驗驗證

分別對使用10 、97摩托小時的臺架柴油機進行測量。試驗條件為：原地空轉轉速為1 400、1 800、2 000 r/min，環境溫度為19 ℃，大氣壓力為60.7 kPa。臺架柴油機缸內漏氣監測結果如表2所示。

由表2可知：當柴油機使用10摩托小時時，等效漏氣面積平均值為0.395 5 mm2，變異系數為1.01%；當柴油機使用97摩托小時時，等效漏氣面積平均值為0.425 9 mm2，變異系數為1.51%。變異系數較小，表明缸內漏氣監測模型具有穩定性；等效漏氣面積的平均值隨著摩托小時的增加而增大，則表明模型具有單值性。

表2　臺架柴油機缸內漏氣監測結果

3.2不同海拔地區的實車試驗驗證

3.2.1北京某地區

在北京某地區，分別對使用64、107摩托小時的實車柴油機進行測量。試驗條件為：原地空轉轉速為1 600、1 800、2 000 r/min，試驗時環境溫度分別為18、28 ℃， 大氣壓力分別為86.6、88.9 kPa。北京某地區實車柴油機缸內漏氣監測結果如表3所示。

表3　北京某地區實車柴油機缸內漏氣監測結果

由表3可知：當柴油機使用64摩托小時時，等效漏氣面積平均值為0.365 3 mm2，變異系數為1.87%；當柴油機使用107摩托小時時，等效漏氣面積平均值為0.420 5 mm2，變異系數為0.97%。

3.2.2西藏某地區

在西藏某地區，分別對使用41、102、167摩托小時的實車柴油機進行測量。試驗條件為：原地空轉轉速為1 200、1 600、2 000 r/min，試驗時環境溫度為22.3 ℃，大氣壓力為63.4 kPa。西藏某地區實車柴油機缸內漏氣監測結果如表4所示。

表4　西藏某地區實車柴油機缸內漏氣監測結果

由表4可知：當柴油機使用41摩托小時時，等效漏氣面積平均值為0.349 0 mm2，變異系數為0.94%；當柴油機使用102摩托小時時，等效漏氣面積平均值為0.409 3 mm2，變異系數為1.80%；當柴油機使用167摩托小時時，等效漏氣面積平均值為0.516 7 mm2，變異系數為1.23%。

以上2地區的試驗結果表明：缸內漏氣監測模型具有穩定性；且隨著時間的增加，等效漏氣面積平均值增大，說明模型具有單值性。

4結論

通過計算分析活塞環環間氣體壓力和流量，將活塞環組簡化為單環漏氣模型，應用氣體流量方程和理想氣體狀態方程建立了氣缸等效漏氣面積監測模型。通過對臺架試驗和不同海拔地區的實車試驗結果分析可知：等效漏氣面積的變異系數均控制在較小范圍內，表明模型具有穩定性；且隨著使用時間的增加，等效漏氣面積的平均值增大，表明模型具有單值性。同時，實車試驗結果還表明：該模型既適用于平原，也適用于高原。模型的運用對及時了解缸內漏氣狀況、合理安排缸套-活塞環維修周期具有一定的參考意義，能夠有效預防因缸內漏氣而導致的柴油機性能下降現象的發生。

參考文獻：

[1]徐志偉.汽車發動機的潤滑[M].北京：人民交通出版社, 1979: 21-43.

[2]趙丹平，陳洋，梁剛.新型復合式活塞環漏氣量的試驗與仿真[J].現代制造技術與裝備, 2014, (6): 1-4.

[3]崔仁衛，羅南春，胡波.車用柴油機活塞環漏氣量試驗及其限值的分析[J].車用發動機, 1999, (3): 7-11.

[4]Qian D X, Liao R D.A Nonisothermal Fluid-structure Interaction Analysis on the Piston/Cylinder Interface Leakage of High-pre-ssure Fuel Pump[J]. Journal of Tribology, 2014, 136(2): 1-8.

[5]Khan O U,Khan M J.Three-dimensional Numerical Modeling of Tip Leakage Flow over a Cylinder[C]∥Proceedings of the 43rd AIAA Fluid Dynamics Conferences.San Diego,CA,United States:American Institute of Aeronautics and Astronautucs, 2013: 1-10.

[6]趙永東，趙文柱，王憲成，等.重型柴油機空氣濾清器技術狀況監測方法[J].裝甲兵工程學院學報, 2014, 28(4): 46-50.

[7]于戰果，李紅民，王寶光，等.內燃機氣缸套磨損壽命預測方法研究[J].內燃機學報, 2004, 22(5): 476-479.

[8]周玉，戴松高.柴油機活塞漏氣量分析及其限值的確定[J].內燃機, 2000, (2): 13-17.

[9]葉曉明.活塞環組三維潤滑數值模擬及其應用研究[D].武漢：華中科技大學, 2004.

[10]孔凌嘉.內燃機缸套括塞環摩擦學系統研究[D].西安：西安交通大學, 1991.

[11]林杰倫.內燃機工作過程數值計算[M].西安：西安交通大學出版社, 1986: 30-60.

[12]唐開元，歐陽光耀.高等內燃機學[M].北京：國防工業出版社, 2008: 11-37.

[13]侯健,余志壯,仲懷清.內燃機活塞環組環面壓力與漏氣的分析[J].制造業自動化, 2013, 35(2): 74-77.

[14]和穆.高原坦克動力裝置狀態監測與壽命預測方法研究[D].北京：裝甲兵工程學院, 2012.

(責任編輯: 尚菲菲)

Equivalent Leakage Area Monitoring Model of Diesel Engine Cylinder

ZHAI Zhen-dong1, ZHANG Jia-ying2, WANG Xian-cheng3, HE Mu3, JIANG Li3

(1. Department of Equipment Maintenance Remanufacture Engineering, Academy of Armored Force Engineering, Beijing 100072, China;2. National Defense Key Laboratory for Remanufacturing Technology, Academy of Armored Force Engineering, Beijing 100072, China;3. Department of Mechanical Engineering, Academy of Armored Force Engineering, Beijing 100072, China)

Abstract：For the problem that the diesel engine’s working life is shorted by the leakage of cylinder liner-piston ring, this paper analyses the gas-pressure and gas-flow rate of the compression stroke of the piston ring, and establishes the equivalent leakage area monitoring model by simplifying the three-ring system of piston group into a single flat model. The single value and stability of the model are verified by the gantry and real vehicle tests, providing a certain technical support for the life prediction of diesel engine.

Key words:cylinder; piston ring; equivalent leakage area; monitoring model

文章編號：1672-1497(2016)01-0039-05

收稿日期：2015-11-30

基金項目：軍隊科研計劃項目

作者簡介：翟振東(1991-)，男，碩士研究生。

中圖分類號：TK428

文獻標志碼：A

DOI：10.3969/j.issn.1672-1497.2016.01.008