1、活塞燒頂?shù)脑?/span>

      活塞的結(jié)構(gòu)如圖1所示。活塞的工作環(huán)境十分惡劣，它在高溫高壓的燃?xì)庾饔孟拢粩嗟刈龈咚偻鶑?fù)運(yùn)動(dòng)，承受著高強(qiáng)度的熱負(fù)荷和機(jī)械負(fù)荷。因此柴油機(jī)的機(jī)械故障也很多出現(xiàn)在活塞上，包括頂部燒熔、裙部異常磨損等。

      活塞燒熔是指活塞壓力過大，使活塞體在溫度升高的情況下熔化，最終發(fā)生斷裂，造成活塞失效的現(xiàn)象。發(fā)生活塞燒熔主要原因是由于活塞體的溫度過高，導(dǎo)致活塞體金屬材料降解，在達(dá)到熔點(diǎn)后，形成脆性斷裂，形成活塞燒熔的現(xiàn)象。活塞頂部燒熔后，氣缸密封性會(huì)變差，缸壓下降，會(huì)有更多的高溫氣體竄入曲軸箱，加速機(jī)油的氧化變質(zhì)，最終導(dǎo)致柴油機(jī)的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性下降。活塞頂部燒熔嚴(yán)重后，活塞可能會(huì)開裂破碎，損壞缸套、連桿等零部件，甚至導(dǎo)致柴油機(jī)報(bào)廢。

2、活塞燒頂?shù)某潭葴y(cè)量

      活塞頂部燒蝕程度可用活塞頂部樣板和塞尺進(jìn)行測(cè)量。測(cè)量時(shí)，將樣板置于活塞頂部，用塞尺測(cè)量樣板與頂部之間的最大間隙，使樣板繞活塞軸線運(yùn)動(dòng)，每轉(zhuǎn)過45°角測(cè)量一次，取其最大值t，如圖2所示。測(cè)量步驟如下：

（1）將活塞徹底清潔后，目測(cè)檢查指出燒蝕部位。

（2）在第一道活塞環(huán)槽內(nèi)轉(zhuǎn)入專用測(cè)量環(huán)。

（3）將測(cè)量樣板對(duì)正活塞軸線垂直地卡在測(cè)量環(huán)上，如果活塞頂有燒蝕，則樣板與活塞頂之間將呈現(xiàn)間隙。

（4）用窄塞尺測(cè)量樣板與活塞之間的間隙，此間隙值即為燒蝕量，然后每轉(zhuǎn)動(dòng)一個(gè)角度(45°)測(cè)量一次，找出最大燒蝕量。

3、模擬活塞燒頂現(xiàn)象的試驗(yàn)

      針對(duì)某柴油機(jī)在低溫環(huán)境下工作頻繁出現(xiàn)活塞燒熔的問題，通過模擬低溫環(huán)境試驗(yàn)復(fù)現(xiàn)了活塞燒熔現(xiàn)象。利用三維仿真手段，分析了兩種低溫環(huán)境溫度（25℃和40℃）在柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒過程的微觀差異，通過燃燒放熱過程和油氣混合過程參數(shù)曲線以及三維云圖對(duì)比分析，闡明了活塞燒熔工況缸內(nèi)爆燃時(shí)油氣混合及燃燒放熱特點(diǎn)。仿真結(jié)果表明，柴油機(jī)在環(huán)境溫度較低時(shí)存在機(jī)械負(fù)荷和熱負(fù)荷同時(shí)增加的趨勢(shì)，低溫環(huán)境溫度由40℃降低到25℃時(shí)，最大壓升率增加35.4%，累計(jì)濕壁量增加12.7%，瞬態(tài)放熱最大值增加50.7%；噴霧撞壁后向避閥坑擴(kuò)展，進(jìn)入側(cè)隙，在上止點(diǎn)附近發(fā)生了強(qiáng)烈的壓力振蕩，促使壓力分層，引起局部最高燃燒壓力達(dá)到20MPa、最高燃燒溫度達(dá)到2700K的爆燃現(xiàn)象。

      本試驗(yàn)通過設(shè)置較低的回水溫度模擬低溫環(huán)境，使柴油機(jī)在試驗(yàn)中發(fā)生活塞燒熔。低溫環(huán)境特點(diǎn)為柴油機(jī)冷卻液溫度和進(jìn)氣溫度低于正常工況時(shí)，柴油機(jī)在正常工況時(shí)冷卻液溫度基本上在90℃左右，進(jìn)氣溫度由于中冷作用基本在60℃以上。某柴油機(jī)模擬低溫?zé)酃收显囼?yàn)結(jié)果為該柴油機(jī)在轉(zhuǎn)速1500 r/min、70%負(fù)荷工況下存在爆燃和燒熔現(xiàn)象，其爆燃和燒熔現(xiàn)象與環(huán)境溫度密切相關(guān)。當(dāng)環(huán)境溫度（冷卻液溫度和進(jìn)氣溫度）控制在40℃以上時(shí)，活塞未出現(xiàn)明顯燒熔現(xiàn)象；當(dāng)回水溫度控制在25℃左右時(shí)，活塞出現(xiàn)部分燒熔現(xiàn)象；當(dāng)回水溫度控制在15℃左右時(shí)，活塞出現(xiàn)活塞掉塊、嚴(yán)重拉缸的嚴(yán)重?zé)酃收稀?/span>

二、計(jì)算方案與模型

      計(jì)算方案以活塞燒熔復(fù)現(xiàn)試驗(yàn)中發(fā)生燒熔現(xiàn)象和未發(fā)生燒熔現(xiàn)象的溫度作為低溫環(huán)境溫度。兩種計(jì)算方案的進(jìn)氣溫度和冷卻液溫度分別為方案1（25℃）和方案2（40℃）。

1、柴油機(jī)模型

      本試驗(yàn)采用一臺(tái)高比功率柴油機(jī)，缸內(nèi)燃燒過程三維仿真計(jì)算采用Converge仿真分析軟件，最大網(wǎng)格數(shù)量在噴油初期，對(duì)噴霧發(fā)展過程進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理，網(wǎng)格單元數(shù)量達(dá)到444萬。

      仿真區(qū)間從進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻到排氣門開啟時(shí)刻，最小計(jì)算時(shí)間步長為1×10^-6s，最大計(jì)算時(shí)間步長為1×10^-6s。相關(guān)模型選取為LES湍流模型，KH噴霧破碎模型，O'rourke撞壁模型，CTC燃燒模型。兩種低溫環(huán)境溫度方案初始條件和邊界條件設(shè)置見表1。

表1    兩種方案邊界條件和初始條件

2、模型驗(yàn)證

      低溫環(huán)境下試驗(yàn)與仿真缸壓曲線對(duì)比見圖3和圖4。從圖中可知，二者燃燒放熱缸壓突變時(shí)刻、缸壓快速上升區(qū)間以及燃燒膨脹期間都基本吻合，說明模型的選取基本合理，仿真的燃燒過程基本能夠反映試驗(yàn)工況的燃燒組織情況。后續(xù)的結(jié)果分析主要以仿真結(jié)果為主。

三、燃燒過程分析

      首先對(duì)兩種方案的燃燒放熱參數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析；然后進(jìn)行燃燒放熱過程分析，主要包括缸內(nèi)壓力曲線及壓力場(chǎng)分布、缸內(nèi)溫度曲線及溫度場(chǎng)分布、放熱率曲線；最后進(jìn)行油氣混合過程分析，主要包括噴霧貫穿距離及油滴分布、蒸發(fā)率及燃空當(dāng)量比分布、濕壁量分布。

1、燃燒放熱參數(shù)對(duì)比

      低溫環(huán)境下的燃燒放熱參數(shù)對(duì)比見表2。從表中可見，低溫環(huán)境對(duì)最大瞬態(tài)放熱率影響最大，其次為最大壓升率和累計(jì)濕壁量，其余參數(shù)差別較小。

表2     燃燒放熱參數(shù)對(duì)比見表

2、燃燒放熱過程分析

（1）缸內(nèi)平均壓力及壓力場(chǎng)分析

      從圖5可知，兩種方案的缸壓曲線整體差別不大，方案2燃燒放熱產(chǎn)生的缸內(nèi)壓力曲線拐點(diǎn)比方案1略有提前，最高燃燒壓力比方案1略低，在缸壓上升和燃燒膨脹階段缸壓曲線基本一致。方案1最高燃燒壓力為11.4 MPa，方案2為11.2 MPa，方案1最大壓升率為6.5 MPa/C°），方案2為4.8 MPa/C°），說明兩種方案從缸內(nèi)平均壓力看整體差別不大，細(xì)微差別通過以下微觀壓力場(chǎng)進(jìn)行分析。

      圖5示出兩種方案燃燒室壓力場(chǎng)對(duì)比。上止點(diǎn)前6°為開始燃燒階段，由于方案1燃燒始點(diǎn)比方案2滯后約1°，方案1只有局部零星燃燒產(chǎn)生局部較高壓力，而方案2已經(jīng)多點(diǎn)燃燒，壓力場(chǎng)整體相對(duì)較高。上止點(diǎn)前4°為噴油結(jié)束時(shí)刻，方案1側(cè)隙和活塞頂面交接處出現(xiàn)一處壓力高達(dá)20 MPa的區(qū)域，而方案2沒有高壓力區(qū)域，說明方案1中在狹窄空間出現(xiàn)了壓力積聚。上止點(diǎn)前2°時(shí)為壓力分層階段，方案1側(cè)隙和避閥坑附近出現(xiàn)三處壓力高達(dá)20 MPa的區(qū)域，同時(shí)側(cè)隙和避閥坑處也出現(xiàn)了兩處壓力低于10 MPa的區(qū)域，而方案2基本都處于12 MPa，說明方案1中在狹窄空間出現(xiàn)了壓力積聚和壓力衰減，分別對(duì)應(yīng)壓力振蕩中的波峰和波谷，缸內(nèi)空間存在明顯的壓力分層。上止點(diǎn)時(shí)刻兩種方案大部分壓力場(chǎng)處于12 MPa，但方案1側(cè)隙和避閥坑附近仍有兩處壓力高達(dá)17MPa的區(qū)域，而方案2沒有高壓區(qū)域。綜上所述，方案1在上止點(diǎn)附近避閥坑和側(cè)隙存在較多的可燃油氣，引起局部劇烈燃燒形成壓力振蕩，促使壓力分層，但伴隨振蕩強(qiáng)度的迅速衰減，壓力分布逐漸均勻。這與趙明等利用高速攝影在光學(xué)柴油機(jī)上研究柴油爆震過程的結(jié)果類似——爆震源于末端混合氣的自燃，極其惡劣的循環(huán)出現(xiàn)了沖擊波。

（2）缸內(nèi)平均溫度及溫度場(chǎng)分析

      從圖6缸內(nèi)平均溫度曲線對(duì)比可知，方案2缸內(nèi)平均溫度整體稍高于方案1。在上止點(diǎn)前7°左右，方案2缸內(nèi)平均溫度曲線開始快速上升，并且溫度曲線拐點(diǎn)比方案1稍微提前，缸內(nèi)平均溫度最大值二者基本相同，均在2000K左右。兩種方案缸內(nèi)溫度場(chǎng)對(duì)比如下：

① 方案1溫度分布情況如下：

      燃燒始點(diǎn)在上止點(diǎn)前6°時(shí)，燃燒室內(nèi)只有零星燃燒產(chǎn)生的局部較高溫度場(chǎng)，避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙溫度場(chǎng)處于600 K左右未燃燒狀態(tài)的低溫區(qū)域；在上止點(diǎn)前4°噴油結(jié)束時(shí)，燃燒室內(nèi)大部分燃?xì)忾_始燃燒，燃燒室溫度分布不均勻，中間部分有明顯低溫區(qū)域，避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙局部溫度較高；在上止點(diǎn)前2°為出現(xiàn)壓力分層階段，由于噴霧碰壁后擴(kuò)展到避閥坑及側(cè)隙，避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙形成局部易燃混合區(qū)，燃燒后溫度高達(dá)2400 K，壓力接近20 MPa；上止點(diǎn)時(shí)，燃燒室頂面以及側(cè)隙局部溫度大部分在1800 K，避閥坑部分區(qū)域溫度高達(dá)2400K。

② 方案2溫度分布情況如下：

      燃燒始點(diǎn)相對(duì)靠前，在上止點(diǎn)前6°時(shí)，噴霧前端基本都已燃燒，燃燒室內(nèi)溫度較高，溫度分布不均勻，避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙局部已有2000 K以上高溫區(qū)域；在上止點(diǎn)前4°噴油結(jié)束時(shí)，燃燒室內(nèi)溫度分布較為均勻，中間部分處于高溫區(qū)域，避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙溫度與燃燒開始階段基本一致；上止點(diǎn)前2°時(shí)，燃燒室中間部位溫度較高，但避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙溫度較低；上止點(diǎn)時(shí)，燃燒室中間部位溫度較高，但避閥坑、活塞頂以及側(cè)隙溫度較低。說明方案1由于燃燒始點(diǎn)滯后，噴霧碰壁后擴(kuò)展到避閥坑及側(cè)隙，發(fā)生了局部劇烈燃燒，導(dǎo)致避閥坑及凸臺(tái)環(huán)岸處于高溫區(qū)域時(shí)間較長，這與燒熔活塞故障區(qū)域統(tǒng)計(jì)結(jié)果一致；而方案2由于燃燒始點(diǎn)靠前，噴霧碰壁后在擴(kuò)展到避閥坑及側(cè)隙前就已蒸發(fā)汽化發(fā)生燃燒。

（3）放熱規(guī)律差異分析

      由圖7瞬態(tài)放熱率曲線對(duì)比可知，兩種方案在上止點(diǎn)時(shí)刻主要放熱基本結(jié)束，放熱規(guī)律整體表現(xiàn)為預(yù)混燃燒作為主導(dǎo)的預(yù)混擴(kuò)散燃燒形式。溫度由方案2的40℃降低到方案1的25℃時(shí)，燃燒放熱始點(diǎn)推后約2°，相應(yīng)地，滯燃期較長，預(yù)混燃燒占比增加，放熱峰值增加，瞬態(tài)放熱最大值由3757J/（°）升高到5663J/（°），瞬態(tài)放熱最大值對(duì)應(yīng)角度推后了1.3°（靠近上止點(diǎn)）。這與最大壓升率變化相一致。

      圖8示出兩種方案累計(jì)放熱量曲線對(duì)比。由圖6可見，兩種方案累計(jì)放熱量基本相同，主要差別為上止點(diǎn)前方案2累計(jì)放熱量較多，但上升幅度較緩，上止點(diǎn)到40°階段，方案1累計(jì)放熱量較多，40°后二者累計(jì)放熱量基本一致。

      綜上所述，兩種方案缸內(nèi)平均壓力、缸內(nèi)平均溫度相近，最大壓升率和放熱峰值存在明顯差異。而局部微觀壓力場(chǎng)、溫度場(chǎng)差別較大。二者的差異存在與預(yù)混放熱階段混合氣的形成過程關(guān)系密切，以下分析油氣混合過程中的差異。

3、油氣混合過程對(duì)比

（1）噴霧貫穿距離及燃油液滴分布

      從圖9兩種方案噴霧貫穿距離曲線對(duì)比可知，二者噴霧過程開始階段一樣，在上止點(diǎn)前12°附近噴霧貫穿距離達(dá)到最大，此時(shí)油束撞壁。到上止點(diǎn)前6°附近，方案2由于壁面溫度和缸內(nèi)氣體溫度相對(duì)較高，油束蒸發(fā)汽化開始燃燒，噴霧貫穿距離快速減小，而方案1由于缸內(nèi)氣體溫度和壁面溫度較低，油束蒸發(fā)汽化和開始燃燒相對(duì)靠后。

（2）蒸發(fā)率與油氣混合

      圖10示出燃油蒸發(fā)率曲線對(duì)比，蒸發(fā)率是氣態(tài)的燃油質(zhì)量與總?cè)加唾|(zhì)量的比值，主要反映可燃?xì)怏w的數(shù)量。主要分析區(qū)間為從開始噴油到開始燃燒階段，上止點(diǎn)前22°開始噴油，上止點(diǎn)前18°燃油開始明顯蒸發(fā)汽化，之后直到上止點(diǎn)前7°左右為蒸發(fā)率快速上升期，在這期間方案2的蒸發(fā)率一直高于方案1，說明方案2由于缸內(nèi)氣溫稍高有助于燃油蒸發(fā)汽化，因此燃燒始點(diǎn)靠前；上止點(diǎn)前7°到上止點(diǎn)前4°階段，兩種方案蒸發(fā)率基本一樣，主要是方案2在上止點(diǎn)前7°蒸發(fā)率出現(xiàn)拐點(diǎn)上升率有所放緩，而方案1直到上止點(diǎn)前5.5°左右蒸發(fā)率才出現(xiàn)拐點(diǎn)，上升率放緩；在上止點(diǎn)前4°到上止點(diǎn)階段，方案2的蒸發(fā)率高于方案1，說明噴霧結(jié)束后全面燃燒，蒸發(fā)率主要取決于液滴附近的氣體溫度。

（3）燃燒室濕壁量

      從圖11燃燒室濕壁量曲線對(duì)比可知，上止點(diǎn)前12°左右噴霧開始碰壁后燃燒室濕壁量快速增加，在燃燒始點(diǎn)時(shí)達(dá)到最大值，方案2在上止點(diǎn)前7°左右，方案1在上止點(diǎn)前6°左右；隨著蒸發(fā)混合和局部燃燒開始，缸內(nèi)溫度上升使蒸發(fā)汽化量增加，濕壁量逐漸降低。方案2由于缸內(nèi)溫度和壁面溫度較高，燃燒始點(diǎn)相對(duì)較早，蒸發(fā)汽化量較多，濕壁量相比方案1較少。隨低溫環(huán)境溫度由40℃降到25℃，累計(jì)濕壁量由63.6 mg上升到71.7 mg，增幅為12.7%。這是由于燃燒始點(diǎn)缸內(nèi)平均溫度的差異造成的，說明油氣混合主要取決于濕壁量和油膜蒸發(fā)速率。

      綜上，噴霧撞壁后油氣混合過程中的差異取決于燃燒始點(diǎn)的缸內(nèi)溫度和油膜蒸發(fā)速率（工作結(jié)構(gòu)圖如圖12所示）。低溫環(huán)境下油氣混合過程中存在明顯油束撞壁后向避閥坑和側(cè)隙擴(kuò)展現(xiàn)象，溫度較低時(shí)上止點(diǎn)附近避閥坑可燃油氣較多。

四、結(jié)論

（1）低溫環(huán)境溫度由40℃降低到25℃時(shí)，缸壓和缸溫曲線相近，壓升率和放熱率相差較大，最大壓升率增幅為35.4%，累計(jì)濕壁量增幅為12.7%，瞬態(tài)放熱率最大值增幅為50.7%，說明環(huán)境溫度降低時(shí)存在機(jī)械負(fù)荷和熱負(fù)荷同時(shí)增加的趨勢(shì)；

（2）環(huán)境溫度較低時(shí)，噴霧過程容易出現(xiàn)撞壁后向避閥坑擴(kuò)展進(jìn)入側(cè)隙，在上止點(diǎn)附近發(fā)生了強(qiáng)烈的壓力振蕩，促使壓力分層，局部最高燃燒壓力達(dá)到約20MPa，最高燃燒溫度達(dá)到2700K;

（3）低溫環(huán)境下噴霧撞壁后濕壁量增加、滯燃期增長，導(dǎo)致急劇燃燒、瞬態(tài)放熱量劇增的爆燃現(xiàn)象，附壁燃燒和局部急劇燃燒形成高溫高壓是造成活塞發(fā)生燒熔現(xiàn)象的主要因素。

總結(jié)：

      實(shí)際柴油機(jī)試驗(yàn)中爆燃現(xiàn)象只能通過采集缸壓數(shù)據(jù)進(jìn)行分析推斷，無法有效展現(xiàn)此工況下噴霧發(fā)展變化和燃燒發(fā)展過程。而揭示發(fā)生爆燃現(xiàn)象時(shí)的油氣混合及燃燒發(fā)展變化必須通過燃燒過程三維仿真手段實(shí)現(xiàn)。本研究在低溫環(huán)境活塞燒熔復(fù)現(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果的基礎(chǔ)上，進(jìn)行燃燒過程三維分析，以試驗(yàn)實(shí)測(cè)缸壓曲線對(duì)模型參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定，然后分析活塞燒熔與未燒熔兩種燃燒過程之間的微觀差異，進(jìn)而闡明低溫環(huán)境下油氣混合和燃燒放熱的特點(diǎn)。