發動機氣門積碳問題的解決方法研究

鄧發平

（東風柳州汽車有限公司，廣西 柳州 545005）

0 引言

隨著社會的發展，汽車已成為人們日常的代步工具，但由于擁堵的交通路況，汽車不能完全發揮它的性能，只能低速行駛。同時，又因汽油中不可避免存在某些添加劑（如抗爆劑等），可能導致發動機在燃燒過程中產生大量的積碳及金屬顆粒化合物，影響發動機的正常工作。在我國民用汽車市場發展初期，大多都是從日本引進的產品，當時，日本設計汽車理念為設計高速發動機，即發動機轉速越高，其出力越好，燃燒越充分[1]。

隨著我國經濟社會的發展，國內的實際情況是：駕駛汽車多為低速行駛，且單次行駛里程不是太長，整個過程發動機并未完全熱透。研究解決因設計工況與使用工況差異，導致氣門積碳后氣門關閉不嚴，從而造成發動機滑行熄火問題。

1 問題闡述

據市場反饋，某型發動機有滑行熄火的現象，故障比例約0.8%左右，故障現象為在行駛過程中，換擋踩離合回油門時，整車出現熄火現象，熄火后啟動困難。更換和調整噴油器、節氣門體、火花塞和全部的電器件，均無法解決問題，市場維修店對此故障的維修方法全部是拆缸蓋總成并研磨氣門，但研磨后行使一個月左右，故障又再現。經對故障機進一步分析，產生滑行熄火的原因為缸蓋與排氣門密封不嚴、排氣門漏氣，對故障機缸蓋總成密封性檢查，排氣門漏氣輕微（圖1）。對缸蓋總成進一步拆解后發現，排氣門桿部（氣門導管下端插入部分）附著大顆粒積炭及其他紅色顆粒（圖2）。將故障機更換新的排氣門后，故障排除。

圖1 氣門積碳情況

圖2 氣門積碳情況

2 故障再現

取故障發動機機一臺，更換到一臺正常的整車上，各項參數調整到出廠狀態，按正常行駛狀態進行故障再現測試。

經測試：在外界溫度5 益、怠速熱機3 min、機油溫度為45 益時開始測試，測試結果見表1。

表1 不同機油溫度和車速下的故障再現情況

由表1 所測試的結果可知：機油溫度高于80 益后，滑行熄火故障逐漸改善，機油溫度越高，越不容易熄火。測試完成后單獨檢測發動機怠速節氣門后負壓，負壓值在-60 kPa 左右，相對出廠新車偏高（新車：-90 耀-70 kPa）。

將發動機吹冷后更換全新的發動機缸蓋組合，按上一次工況重新測試，以排查故障是否與缸蓋組合有關，測試結果見表2。

表2 更換缸蓋組合后不同機油溫度和車速下的故障再現情況

由表2 可知：通過更換新的缸蓋組合，滑行熄火故障現象消失，可以判定故障源頭應為缸蓋組合，非缸蓋以下零件因素。完成測試后單獨檢測發動機怠速節氣門后負壓，負壓為值-85 kPa，與新車相當，判定為正常值。

經拆機發現，燃燒室和活塞頂部有過多的積碳，將拆下的故障缸蓋組合檢測燃燒室密封性，排氣門有輕微滲漏。在故障缸蓋組合中更換上全新排氣門。按以上工況重新測試，測試結果見表3。

表3 更換缸蓋組合中排氣門后的故障再現情況

由表3 可知：通過進一步換件排查，在同一故障缸蓋組合中更換排氣門后故障現象消除。故可以鎖定造成滑行熄火現象的故障件是排氣門。

完成測試后單獨檢測發動機怠速節氣門后負壓，負壓為值-84 kPa，與新車相當，判定為正常值。

現對故障排氣門檢測，故障氣門檢測示意圖如圖3，檢測結果見表4。

圖3 檢測部位

表4 故障氣門檢測結果

由表4 可知：氣門桿部A 處直徑方向尺寸變大，該尺寸的變大造成與氣門導管的配合間隙減小。檢測氣門桿部變大的原因，發現A 處插入導管7 mm 段氣門桿部附著較多的積碳和紅色金屬顆粒。

使用細砂紙對氣門桿部研磨，清除桿部積碳和紅色金屬顆粒后，重新裝回原缸蓋，并在整車上按相同工況驗證測試，測試結果見表5。

表5 復裝研磨后的氣門測試結果

由表5 可知：從本次測試結果可以推定，造成滑行熄火的主要原因是發動機排氣門桿部因附著積碳及其他顆粒物造成桿部直徑變大所致。

綜合以上幾次測試結果來看，本故障發生的原因是發動機燃燒產生過多的積碳和汽油添加劑里面的金屬顆粒，在發動機燃燒后排氣時附著在排氣門桿部，并隨氣門桿進入導管。造成氣門導管與氣門敢的配合間隙減小，增大了排氣門的回位阻力，其阻力一旦超過氣門彈簧的回位彈力，氣門回位減慢，造成發動機工作時排氣門漏氣，導致熄火故障。

3 故障源頭分析

從以上幾個故障換件的再現試驗可以看出，造成滑行熄火的主要原因是排氣門桿部直徑變大，造成排氣門回位卡滯。進一步分析卡滯的原因發現主要是以下3 點：

（1）發動機燃燒產生過多的積碳；

（2）汽油抗爆劑燃燒后產生的紅色金屬顆粒；

（3）積碳和金屬顆粒進入導管。

3.1 積碳和金屬顆粒的產生

故障機型其最大出力點在5500 r/min 左右，而用戶的使用多在2000 r/min 左右，發動機燃燒不夠充分。再則，根據發動機的使用工況，發動機溫度越高，燃燒越充分，而用戶在使用該車時，多為短途行駛，在使用過程中，發動機未達到其合理的工作溫度，同時故障發動機使用的工作環境的濕度都比較大，汽油不能正常霧化，造成發動機燃燒不充分，從而產生過多的積碳。

另外，燃油抗爆劑MMT 的過量使用，對火花塞也有較大的影響，造成火花塞火弱，燃燒不完全。產生過多積碳。

MMT 是Methylcyclopentadienyl Manganese Tricar原bonyl 的縮寫[2]，學名叫“甲基環戊二烯三羰基錳”，是一種汽油燃油添加劑，它是一種有機金屬液態化合物，常溫下為液體，能與油品進行很好的兼容，在密閉黑暗的環境下不分解，但見光分解出紅色的沉淀物。1959年美國的乙基（Ethyl）公司先向市場推出MMT產品，因其能顯著提高燃料的抗爆性，1974年MMT作為單獨的汽油抗爆劑開始投入應用。

MMT 的燃料排放物是一種直徑分布范圍在0.1 耀0.4 滋m 的微小猛的金屬顆粒，與鉛的排放物大小相似，這些微小顆粒容易沉淀在燃燒室內壁，氣門和火花塞的電極及陶瓷絕緣體上，這些暴漏在燃燒室內的零部件表面形成紅色的沉淀物，這種紅色的沉淀物在溫度大約700 益以后開始熔融導電，容易造成火花塞短路，導致發動機工作。

當發動機使用含有MMT 添加劑的汽油時，MMT燃燒后產生的錳和錳的氧化物顆粒就會不斷的沉積在火花塞和發動機其他零部件上，隨著時間增加，這種沉淀物會逐漸加厚，一旦發動機在運轉時，火花塞的絕緣體的溫度達到700 益，附著在絕緣體上的紅色錳和錳的氧化物沉積物開始導電，此時在火花塞兩個電極間就不在跳火，電火花沿著絕緣體表面跳火到鐵殼內部，形成絕緣體表面閃絡火花，造成發動機燃燒延遲，燃燒不充分。

通過對滑行熄火故障排氣門桿部紅色顆粒分析，與MMT 燃燒后產生的化合物成分基本一致，從以上分析，使用含添加劑過多的燃油，產生過多的金屬顆粒，附著在排氣門桿部。從而隨氣門桿帶入與導管配合段。附著物成分檢測見表6。

表6 排氣門桿部附著物檢測結果

由表6 可知：附著物中的Ca、Mn、Zn 等元素與燃油抗爆劑MMT 的含量和成分基本一致。

3.2 積碳和金屬顆粒的進入導管

從理論上分析，氣門導管與氣門的配合間隙僅為0.030 耀0.057 mm，氣門在導管內做往復運動，氣門導管可以掛掉附著氣門桿上的積碳或其他雜物，但事實并非如此。調查對比其他不發生滑行熄火的競品機型氣門導管的配合情況，調查結果見表7，結構如圖4。

圖4 缸蓋氣門導管的主要結構

表7 競品導管相關尺寸調查結果

由表7 可知：與其它競品機型相比，本故障機排氣門導管裸露在氣道的長度最長，為9 mm，而其他機型均在5.5 mm 左右，由于排氣道的溫度較高，最高達800 益，在這種溫度下，氣門導管的膨脹量是氣門的二倍，在熱態下，兩者的間隙翻倍，從而導致積碳和其他顆粒進入氣門和導管的配合段，且氣門導管裸露太長，散熱效果也不好。隨著運行時間加長，其附在氣門配合往復段的積碳厚度會越來越厚，熱態下，發動機氣門和導管間隙始終是正常，一旦發動機冷機，導管收縮，兩者的配合間隙大大減小，從而冷機氣門回位的阻力加大，造成氣門回位不良，最終導致發動機滑行熄火。

4 方案及其理論分析

4.1 方案的提出

基于以上分析，對策方案必須要達到防止積碳或錳的氧化物隨氣門往復運動進入導管配合部效果，即：減小發動機熱態下工作時氣門和導管的配合間隙，使導管在發動機工作時起到刮除積碳或錳的氧化物的作用[3]。減小熱態下氣門導管和氣門的配合間隙。可有以下對策方案：

（1）更換氣門導管的材料，減小氣門導管的熱膨脹系數

從目前情況看，該種材料已普及到汽車、汽車，如果更換導管材料，成本有明顯提高，再則需重新試驗認證，周期較長，故可執行性不高。

（2）提高氣門導管的散熱能力，減小導管的熱膨脹量

參照市場競品機型，排氣門導管的裸露在氣道中的長度減小，鋁的散熱能力是鋼材的2 耀3 倍，而且用鋁包住導管，在熱態下導管不容易膨脹，具體的對策方案如圖5 所示。

圖5 對策方案

4.2 優化前后氣道CFD 數值模擬分析[4]

基于Converge 對氣門升程為4 mm、6 mm、8 mm 開發度時的排氣道流動情況進行數值仿真分析，以對比在相同開度時優化前后氣道內氣體流動情況，評估優化對排氣道的影響情況；進出口采用壓力邊界，設定進出口壓差為5 kPa，壁面采用絕熱無滑移邊界。

氣道流量系數是發動機進、排氣道結構的流通能力的重要評價指標；無量綱流量系數定義為過氣門座的實際氣體流量與理論氣體流量之比,表征在不同氣門升程下氣流通過氣道的能力，計算式為：

式中：Q 為通過氣道的實際空氣量；A 為進氣閥內孔的面積；n 為排氣閥的數量；V0為氣門座處的理論進氣速度；

氣道布置如圖4 所示，在模擬排氣道流動情況時，進氣門完全關閉，因此氣道布置模型可簡化為圖6 所示的仿真模型。

圖6 簡化前后模型對比

不同氣門升程下優化前后的排氣道氣門桿中心線截面氣體速度矢量圖如圖7、8、9 所示。

圖7 4 mm 升程優化前后過氣門桿中心線截面流速分布

從以上仿真分析結果來看，在上述氣門升程下，氣體流速幾乎沒有變化。

圖8 6 mm 升程優化前后過氣門桿中心線截面流速分布

圖9 8 mm 升程優化前后過氣門桿中心線截面流速分布

對于新改進后缸蓋，采用氣道流量系數測試臺，測試在不同氣門升程的流量系數，測試結果見表8。

表8 在不同升程下排氣道流量系數對比

由表8 可知：從流量系數來看相差均小于2%，可以認為流量系數無變化；綜合以上理論分析結果，可認為方案可行。

5 方案的實車驗證

5.1 常溫積碳試驗

根據市場故障表現，在未采取零部件設計變更對策前、僅研磨氣門，一個月后故障再現的特點，按照用戶實際使用工況，在不同時間分別在湖北襄陽、河北保定、黑龍江漠河、海南海口開展實車驗證工作。分別取原狀態沒有對策過的缸蓋與對策后的缸蓋開展對照試驗，直至對策狀態與原狀態任何一臺出現三次以上滑行熄火現象后即終止試驗，拆機測量氣門桿直徑的增大量。試驗期間記錄最終行駛里程、試驗期間的平均環境溫度。結果記錄見表9。

表9 各狀態下實車驗證結果對比情況

由表9的實車驗證結果可知：

（1）原狀態排氣門因附著添加劑顆粒、積碳等導致排氣門桿部積碳變化量普遍在15 滋m 以上，接近20 滋m，后續可以認為15 滋m 是氣門直徑增大后發生滑行熄火的必要條件；

（2）從出現滑行熄火的情況來看，氣溫越低氣門桿徑變化越大、不發生滑行熄火的行程越短；

（3）改進后的樣件可以大幅減小氣門桿的直徑增大量，變化量不超過2 滋m。

5.2 對策方案萬有特性對比

實車驗證后對策方案可大幅降低氣門積碳，對滑行熄火現象改善明顯。但需要驗證對發動機的性能、排放的影響。為此針對對策后的樣件開展了對發動機的萬有特性測試以及整車排放的對比；其結果如下：

萬有特性測試結果顯示，在110 N·m 扭矩以下、油耗性能幾乎一致；在高負荷（超過110 N·m）的各轉速下性能有所差異，但排除測量誤差，各差異點的誤差均小于4%，符合國標GB/T18297 的要求。故可認為發動機萬有特性與原對策狀態一致；對策前后的萬有特性如圖10 所示。

圖10 對策前后萬有特性對比

5.3 排放結果對比

隨機抽取五臺整車，在對應的發動機上更換對策后的缸蓋，與該車公告參數對比，選取5 臺中排放最惡劣的一臺進行對比，結果見表10。

表10 實車排放結果對比

由表10 實車實車排放結果對比可知：對策方案與原狀態各項指標差異均在3%以內，可以認為對策狀態對整車排放無影響。

6 結語

通過對發動機燃燒、排氣道氣體流向及氣門導管的膨脹分析，提出了解決問題的方法及今后缸蓋氣道的設計方向，發動機的設計，盡量避免一些其他因素對發動機帶來的不良影響（如汽油添加劑等）。積碳導致滑行熄火問題的解決，可為下一步設計提供了設計依據及驗證滑行熄火的試驗方法。