某型航空活塞發動機空中氣門卡阻機理

龍小輝，孟現召

（1.中國民用航空飛行學院飛機修理廠，四川廣漢618307；2.中國民用航空飛行學院洛陽分院，河南洛陽471000）

0 引言

某型初級教練機配裝Continental航空活塞式發動機，在空中運行中多次發生發動機排氣門卡阻故障。故障多發生在巡航或下降階段改變油門位置的瞬間，典型故障現象是發動機抖動并伴隨某缸排氣溫度不顯示（該機型上排氣溫度最低顯示值為260℃）和氣缸頭溫度持續降低。此故障現象在空中持續一段時間后，發動機參數一般能夠自行恢復正常，落地后對發動機氣缸進行內部檢查可發現，在故障氣缸的活塞上留有氣門與活塞撞擊后形成的月牙形凹坑。

航空活塞發動機的氣門卡阻多發生在排氣門上，進氣門出現卡阻的案例在航空活塞發動機運行中極為罕見，在相關文獻中未見報道。統計顯示，本文所研究機型在某飛行學院6年來的運行實踐中所報告的52起氣門卡阻故障也均為排氣門卡阻。

目前航空活塞發動機的排氣門結構形式存在有以Lycoming為代表的中空鈉冷氣門和以Continental為代表的實心氣門2種，這2種氣門在散熱特性和散熱能力上差異較大。鈉冷氣門的主要散熱渠道是利用金屬鈉的相變過程將大量熱量從氣門頭導向氣門桿，然后經氣門導套傳向氣缸頭；而實心氣門則有75%的熱量需要從氣門頭經氣門座傳向氣缸頭。因此運行中鈉冷氣門的氣門桿溫度明顯高于實心氣門的，在鈉冷氣門發動機上氣門卡阻故障發生率也遠高于實心氣門發動機的[1]。

然而在同場運行的多機型機隊中，采用Lycoming鈉冷氣門和采用Continental實心氣門發動機的機型均有較多飛行訓練時長，在相同的燃油、滑油、場溫、場壓及飛行操作人員和機務維修人員的條件下，規律卻發生反轉。研究文獻[1]所指出的更容易出現氣門卡阻的Lycoming鈉冷氣門發動機多年來沒有發生氣門卡阻故障，而不易出現氣門卡阻的Continental實心氣門發動機卻每年均有10多起氣門卡阻案例。

在所指型號飛機上的飛行數據記錄系統能夠將飛行中的相關參數實時記錄在FDR（Flight Data Recorder）數據文件中[2-3]，后期進行故障分析時可通過專用的EGView軟件將相關飛行數據以曲線形式呈現[4]，展示出發動機相關參數的連續變化過程。本文基于EGview軟件對該機型上典型的氣門卡阻故障案例數據進行歸納分析，討論該型發動機空中氣門卡阻故障的誘因并為最終提出有效的解決方案提供理論支撐。

1 分析和檢測方法

氣門卡阻的根源是氣門與氣門導套之間的間隙變小，致使氣門移動的摩擦阻力大于氣門彈簧的恢復力，使氣門卡阻在氣門導套內無法在設定的時機移動到規定的位置[5]，從而出現位置關系紊亂而導致氣門與活塞之間發生剛性撞擊。在卡阻氣門的導套內壁均能發現不同程度的沉積物，這些沉積物的存在減小了氣門桿和氣門導套之間的有效配合間隙，想要正確分析該型發動機排氣門的卡阻行為，需先弄清排氣門導套內壁沉積物的物質種類并分析其來源。

針對該機型大量的氣門卡阻故障案例，基于EGView軟件選取具有代表性的典型故障案例對其FDR數據進行圖示化趨勢分析，查找故障航段中發動機關鍵參數的變化趨勢；根據FDR數據分析所提供的方向指引找到發生氣門卡阻故障的氣缸，用Olympus IV8000-2型內窺鏡輔助檢查故障氣缸氣門導套內壁形貌，對氣門導套內壁沉積物取樣并使用EDAX能譜分析儀分析其主要元素成分，判斷其來源并評估其對氣門卡阻的影響。

2 分析、檢測過程及結果

2.1 典型故障FDR數據分析

用EGView軟件對該機型1起典型空中氣門卡阻故障案例的FDR數據進行圖示化呈現，如圖1所示。該型飛機采用Continental實心氣門6缸航空活塞發動機。圖中：TEG為排氣溫度；TCH為氣缸頭溫度；HP.ALT為氣壓高度；RPWR為百分比功率；NRPM為發動機轉速；PMA為進氣壓力；GFF為發動機燃油流量。

圖1 典型空中氣門卡阻故障1的FDR數據

從圖中可見，TEG和TCH分別由6條曲線組成，分別代表第1～6號氣缸的排氣溫度和氣缸頭溫度的變化趨勢。在特征點A1位置各參數穩定，為巡航中油門保持狀態，之后收油門改下降，在收油門后有略向前推油門的操作動作，TEG2偏離其余各缸TEG趨勢而出現明顯突降，之后TCH2也開始偏離并逐漸走低，此為典型的氣門卡阻特征，表明2號缸在特征點B1附近出現氣門卡阻；略推油門后至特征點C1位置短暫停留后收油門，各缸TEG終止快速上升并略下降并保持；再次小幅推油門至特征點D1時，功率狀態基本與C1位置持平，可看到各缸TEG明顯同步上升，且上升幅度超過C1位置，表明C1位置TEG上升趨勢并未得到充分發揮；到特征點E1時，再次推油門至與特征點A1基本持平的功率狀態，可看到各缸TEG明顯同步下降，表明C1/D1位置功率狀態時TEG處于階段極大值位置，在此基礎上功率再增大或減小均會使TEG降低；到特征點F1時，功率狀態不變但TEG2和TCH2自行改變持續下降趨勢并出現拐點開始逐漸與其他各缸趨向一致，表明在特征點E1時，2號氣缸的氣門卡阻狀態自行解除，2號氣缸參數開始恢復正常。

在EGView軟件中截取圖2各特征點位置的百分比功率RPWR和TEG均值等數據，見表1。

表中數據表明，該發動機在D1位置的29%功率附近TEG處于相對高點，與前述過程分析一致，預示著在該功率附近對排氣門的加熱作用較強。

表1 圖1中各特征點數據

2.2 氣門導套內壁形貌及沉積物成分分析

用Olympus IV8000-2型內窺鏡對2號氣缸進行內部檢查可以看到活塞上留下的的撞擊凹坑，如圖2所示。表明2號氣缸發生氣門與活塞之間的位置干涉，確認了氣門卡阻故障的存在。對該氣缸排氣門進行運動靈活性檢查發現，氣門桿在氣門導套中運動阻力較大，表明在氣門桿與氣門導套之間配合間隙中有異物存在。

圖2 活塞上的氣門撞擊凹坑

將排氣門從氣門導套內取出，用Olympus IV8000-2型內窺鏡觀察導套內壁形貌，如圖3所示。內窺鏡光學探頭分別從氣門導套搖臂端和排氣通道端開口進入導套內部拍攝導套內壁形貌（A、B），并拍攝氣門導套排氣通道端開口處整體形貌和內壁局部形貌（C、D）。

圖3 氣門導套內壁形貌

從圖中可見，導套內壁沉積物層主要集中在導套中段，在靠近搖臂端的氣門導套內壁光亮的金屬表面上沒有沉積物存在過的跡象；而在靠近排氣通道一側的導套端部位置，內壁沉積物已存在明顯的剝離脫落現象，D圖更顯示出了氣門導套靠近排氣通道端開口處內壁沉積物已經局部完全脫落干凈后的壁面形貌。為判斷氣門導套內壁沉積物的來源，用EDAX能譜分析儀分析這些沉積物的主要元素構成（Wt和At分別表示質量分數和原子分數），結果見表2。

表2 排氣門導套內壁沉積物組成成分

從表中數據可見，氣門導套內壁沉積物的主要構成元素是C、Pb和Br，且在靠近排氣通道一側Pb和Br的含量有所增加、C含量則略有減少；次要構成元素Al在導套兩端含量基本一致，O含量在靠近排氣通道一側增加明顯；微量構成元素Si出現在靠近排氣通道一側，Cl元素則相反。

3 討論

3.1 氣門導套內沉積物的來源

為保證氣門桿在氣門導套中運動靈活，在氣門桿與氣門導套之間的配合間隙中需要有一定量的滑油[6-8]。航空活塞發動機在工作中通過專設的油路機構將潤滑油從氣門導套的搖臂端開口注入氣門-導套之間的配合間隙中，潤滑油在一定的油壓和氣門軸向往復運動的帶動下流向排氣通道端。在工作中，氣門導套兩端溫差明顯，溫度梯度較大，排氣通道端的高溫足以引起滑油碳化[7-8]；在較高溫度下潤滑油發生完全裂解形成與原有物種有很大差異的富碳物質[9]，所以沉積物中的主要構成元素C應來源于氣門-導套間潤滑油在高溫下的碳化。

同時，該型航空活塞發動機采用航空汽油作為燃料，為滿足高壓縮比航空活塞發動機對燃油的抗爆性要求，航空汽油中含有一定量的抗爆添加劑[10-12]。案例采用的航空汽油中的抗爆添加劑為（CH3CH2）4Pb（四乙基鉛），抗爆機理為（CH3CH2）4Pb燃燒后會生成煙霧狀的PbO和Pb顆粒參與焰前反應，降低過氧化物濃度，延長著火誘導期[12]，反應式為

同時，在燃油中又加入排鉛劑C2H5Br（溴乙烷）與鉛反應生成熔點和沸點很低的PbBr2（溴化鉛）隨廢氣排出，反應式為

由于氣門導套的排氣通道端開口暴露在高溫廢氣中，廢氣中的Pb和Br化合物粒子將隨高速排氣侵入氣門-導套間隙，再加上氣門桿在氣門導套中軸向往復運動起到“攪拌”作用，結合導套內沉積物中Pb和Br元素在導套排氣通道端分布更多可知：這2種元素應來源于航空汽油中的抗爆劑四乙基鉛和排鉛劑溴乙烷。

次要構成元素中的Al在導套兩端分布基本一致，表明Al元素應來自于導套內滑油，是發動機工作過程中正常磨損粒子隨滑油流動的結果；元素O在導套排氣通道端分布更多與高溫下更多物質被氧化有關。

由此可見，氣門-導套間沉積物形成的主要因素是氣門-導套間的潤滑油在高溫下碳化，否則從導套的排氣通道端開口隨排氣侵入的含有Pb、Br元素的化合物粒子在逆向流過的滑油沖刷下難以固化沉積。實踐證據顯示，絕大多數發動機在整個TBO（翻修周期）期間不會發生氣門卡阻，表明發動機在正常工作狀況下氣門-導套間沉積物并不會無限制沉積，而是逐步達到一個穩態值，不至于獨立引起氣門卡阻。所以氣門卡阻故障的發生應該存在氣門-導套間沉積物以外的獨立誘因。

3.2 氣門卡阻過程分析

氣門在氣門導套中是否能夠靈活運動取決于氣門-導套間的配合狀態。當氣門-導套間為間隙配合時，氣門能夠運動靈活；如果氣門-導套間配合間隙減小，當配合狀態由間隙配合轉向過渡配合時，氣門就處于卡滯的邊緣；如果氣門桿-導套間配合間隙進一步減小，配合形式由過渡配合轉向過盈配合時，氣門卡阻開始出現。導致氣門桿-導套間配合間隙減小的狀態包括3種：導套收縮時氣門桿膨脹、導套膨脹量小于氣門桿膨脹量和導套收縮量大于氣門桿收縮量。由于氣門導套鑲嵌在氣缸頭上[6]，其熱慣性遠大于氣門桿的，所以除非是發動機在工作中遇到急速驟冷，比如突然墜入冰冷的水中，否則導套收縮量大于氣門桿收縮量的情況不會出現，本文不予討論。

3.2.1 導套收縮時氣門桿膨脹

導套收縮表明發動機TCH處于降低趨勢中。圖1所示故障即屬于這種情況，收油門減小發動機百分比功率，發動機各氣缸發熱量減小，但由于慣性飛機空速不會隨收油門而出現瞬間突降，所以在暫態分析中可認為發動機散熱狀況沒有改變，則可知收油門必然打破發動機原有的熱平衡狀態而使TCH降低。

為便于進行趨勢分析和進一步分析該故障氣門卡阻的暫態過程，將圖1中特征點B1-C1附近的FDR曲線局部放大，并隱去在卡阻暫態過程中基本沒有發生變化的HPALT曲線，得暫態過程如圖4所示。

圖4 典型故障1的空中氣門卡阻暫態過程

從圖中可見，在特征點A4位置開始收油門，在A4～D4期間隨持續收油門RPWR持續減小，各缸TEG在C4位置出現階段極大值，之后TEG2開始偏離其余各缸TEG出現降低趨勢，且在D4位置推油門后TEG2沒有隨其余各缸TEG同步回升而是繼續快速降低，表明2號氣缸已經出現氣門卡阻，氣門卡阻初始點就在特征點C4位置。

在EGView軟件中截取圖4中A4～E4各特征點位置的RPWR和TEG均值數據，見表3。

從圖中可見，特征點E4位置之后的一段時間內油門保持，RPWR、NRPM、PMA、GFF等參數均保持穩定，但各缸TEG（除TEG2外）持續升高，表明E4位置功率狀態下對應的穩態TEG大于E4位置截取的636℃，顯示出該功率狀態下TEG居于階段高點。而表3中數據顯示E4位置RPWR數值與初始出現氣門卡阻的C4位置的接近，表明氣門卡阻與C4位置功率狀態下排氣門受熱膨脹趨勢明顯有關。

表3 圖4中各特征點數據

可見，收油門TCH降低使導套處于收縮趨勢中，再加上RPWR=30%左右時TEG出現階段性高點造成氣門桿膨脹量較大是該起氣門卡阻故障發生的根本原因。

3.2.2 氣門桿膨脹量大于導套膨脹量

在推油門過程中隨RPWR增大TCH升高，氣門導套處于膨脹趨勢中，但如果在此過程中排氣門桿的膨脹量大于氣門導套膨脹量，則仍然可能使氣門桿-導套間配合間隙過量減小而發生氣門卡阻。符合該種情況的另一起空中氣門卡阻故障如圖5所示。

圖5 典型氣門卡阻故障2的FDR曲線

從圖中可見，飛機在爬升后收油門改平飛，TCH開始進入持續降低趨勢；短暫平飛后繼續收油門改為下降，各缸TEG升高（特征點A5），顯示對氣門的加熱作用增強；在B5位置進一步收油門，各缸TEG快速降低，對氣門的加熱作用減弱，并因TCH的持續降低，氣門桿與氣門導套均收縮；至C5位置推油門增加RPWR，各缸TEG快速回升，表明對氣門的加熱作用瞬間增強，氣門開始處于快速膨脹狀態，此后TEG2在小幅回升后快速降低，表明2號缸發生氣門卡阻。該故障在推油門增大RPWR過程中出現，表明氣門桿膨脹量大于導套的膨脹量。

將圖5中A5～C5附近曲線放大，如圖6所示。

圖6 典型故障2的空中氣門卡阻暫態過程

從圖中可見，在C6位置推油門增加RPWR，在TEG回升中TEG2較其余各缸TEG回升速率偏小，表明該起氣門卡阻故障的起始點應該在C6位置。在EGView軟件中截取各特征點A6～D6的特征數據，見表4。

表4 圖6中各特征點數據

表中數據顯示C6位置的RPWR=15.1%，為何會在這樣較小的功率狀態下發生卡阻，需要進一步討論。

在EGView軟件中持續向前查找該航段數據曲線，發現該航段冷發起動時出現TEG2偏離主流TEG在低位持續2 min才恢復的現象，這是起動中2號缸發生疑似氣門卡阻的證據，如圖7所示。

圖7 冷發起動中的氣門卡阻跡象

將圖 7 中時間軸 00：02：00～00：04：00 期間的FDR數據曲線局部放大，詳細查找2缸發生氣門卡阻的起始點，如圖8所示。

從圖中可見，該航段冷發起動中2缸氣門卡阻應發生在A8位置。氣門卡阻后熾熱的氣門桿使氣門-導套配合間隙中的滑油加速碳化，減小了氣門-導套間的有效配合間隙，增大了氣門在導套中的運動阻力，解釋了該航段后面在較小的RPWR下發生空中氣門卡阻的原因。

圖8 冷發起動中的氣門卡阻暫態過程

在EGView軟件中截取A8位置的RPWR=29.3%，與圖4故障中氣門卡阻的起始點基本一致。

3.2.3 氣門卡阻多發于RPWR=30%附近的原因

無論是導套收縮時氣門桿膨脹，還是導套膨脹量小于氣門桿膨脹量所導致的的氣門卡阻，共同的特征是氣門桿處于膨脹趨勢中，這種情況僅出現在對氣門具有較強加熱作用的TEG快速升高階段，而卡阻故障發生時機均指向RPWR=30%附近，表明在該功率值附近TEG升高率過大。

用EGView軟件再次打開圖1和圖5對應的數據文件，統計其地面試車轉速（1700 r/min）和全油門起飛狀態的RPWR、GFF、TEG均值等參數對比見表5。

表5 典型氣門卡阻故障中特征參數對比

從表中可見，在2起空中氣門卡阻故障中，RPWR=30%附近的TEG均值接近甚至超過全油門起飛狀態的TEG均值水平，表明在這些飛機上RPWR=30%附近氣門受到的加熱作用較嚴重。

3.3 緩解氣門卡阻趨勢的方法

為改善RPWR=30%附近氣門的受熱狀況，需降低此功率狀態時的TEG。根據航空活塞發動機原理[6]，在運行環節改變TEG的方法是改變氣缸內混合氣的貧富油程度，但首先需要確定調整前的貧富油基礎狀態。

統計顯示，在該機型上RPWR=30%對應的地面發動機轉速約為1700 r/min，該參數也是該機型維修手冊中規定的發動機地面試車特定轉速[2]。大量的發動機地面試車數據表明，在1700 r/min時氣缸內混合氣仍處于TEG峰值的偏富油一側，故欲降低TEG需增加供油量將氣缸內混合氣向富油方向調整[13]。

對該機型大量空中卡阻故障案例FDR數據的針對性統計結果顯示：在1700 r/min時發動機燃油流量多在15.1 L/h左右或以下。經實際測試，控制1700 r/min時發動機燃油流量大于17.0 L/h，能夠有效保證PWR=30%附近的TEG均值低于全油門狀態的TEG均值。由于在該機型的飛機及發動機手冊中均未對1700 r/min時發動機的燃油流量做出規定[2，14-15]，故暫定1700 r/min時發動機燃油流量不低于17.0 L/h，并在運行實踐中跟蹤測試。

其后4年的運行實踐表明空中氣門卡阻故障得到有效解決，充分證明改善RPWR=30%附近氣門的受熱狀況對預防空中氣門卡阻是有效的。

4 結論

通過對所指機型空中氣門卡阻典型故障案例的探討，結論與建議如下：

（1）30%百分比功率附近燃油流量偏低造成氣門在該功率范圍內受熱較嚴重，是該機型空中氣門卡阻故障多發的主要原因；

（2）增加1700 r/min時的燃油流量和改善30%百分比功率附近氣門的受熱狀況是預防空中氣門卡阻的正確方向；

（3）在工程實踐中應嚴格控制該型發動機在1700 r/min時的燃油流量不低于17.0 L/h；

（4）氣門-氣門導套間配合間隙中的沉積物是滑油在高溫下碳化的結果，在發動機正常工作中這些沉積物不足以獨立引起氣門卡阻。