柴油发电机活塞顶烧熔现状的缘由阐明

　　导读：活塞烧熔是指柴油发电机活塞顶部受到发热烧灼形成的铸铁氧化物，会导致活塞与缸套之间的密封失效，并可能烧坏活塞、缸套和气缸盖。活塞烧熔是柴油发电机使用流程中经常会出现的严重问题，因此，对活塞烧熔的发生机理有较好的知晓和掌握，以及必要的防止举措，如调整及控制活塞体的组织组成、改良活塞体的设计、严格控制温度及选择优质的铸造原料。对确保柴油发电机的修理品质和操作过程，具有重要的意义。

　　     活塞的组成如图1所示。活塞的工作环境十分恶劣，它在发热高压的燃气作用下，不断地做高速往复运动，承受着高强度的热负载和机械负荷。因此柴油发电机的机械故障也很多发生在活塞上，包括顶部烧熔、裙部异样损伤等。

　　      活塞烧熔是指活塞压力过大，使活塞体在温度升高的状况下熔化，最终发生断裂，造成活塞失效的情形。产生活塞烧熔主要因由是由于活塞体的温度太高，致使活塞体金属材料降解，在达到熔点后，形成脆性断裂，形成活塞烧熔的现象。活塞顶部烧熔后，汽缸密封性会变差，缸压下降，会有更多的发热气体窜入油底壳，加载机油的氧化变质，最终引起柴油发电机的动力性和经济性下降。活塞顶部烧熔严重后，活塞可能会开裂破碎，损坏缸套、连杆等零配件，甚至导致柴油发电机报废。

　　      活塞顶部烧蚀程度可用活塞顶部样板和塞尺进行检测。测定时，将样板置于活塞顶部，用塞尺测定样板与顶部之间的最大间隙，使样板绕活塞轴线°角测量一次，取其最大值t，如图2所示。测量流程如下：

　　（3）将检测样板对正活塞轴线垂直地卡在测量环上，如果活塞顶有烧蚀，则样板与活塞顶之间将呈现间隙。

　　（4）用窄塞尺测定样板与活塞之间的间隙，此间隙值即为烧蚀量，然后每转动一个角度(45°)测定一次，找出最大烧蚀量。

　　      关于某柴油发电机在低温环境下工作频繁产生活塞烧熔的问题，通过模拟低温环境试验复现了活塞烧熔状况。利用三维仿真措施，解读了两种低温环境温度（25℃和40℃）在柴油发电机缸内燃烧流程的微观差别，通过燃烧放热过程和油气混合过程参数曲线以及三维云图对比阐述，浅谈了活塞烧熔工况缸内爆燃时油气混合及燃烧放热优势。仿真结果表明，柴油发电机在环境温度过低时存在机械负荷和热负载同时增加的趋势，低温环境温度由40℃减少到25℃时，最大压升率增加35.4%，累计湿壁量增加12.7%，瞬态放热最大值增加50.7%；喷雾撞壁后向避阀坑扩展，进入侧隙，在上止点附近产生了强烈的压力振荡，促使压力分层，引起局部最高燃烧压力达到20MPa、最高燃烧温度达到2700K的爆燃状况。

　　      本试验通过设置过低的回水温度模拟低温环境，使柴油发电机在试验中产生活塞烧熔。低温环境优势为柴油发电机防冻液温度和进气温度低于正常工况时，柴油发电机在正常工况时防锈水温度基础上在90℃左右，进气温度由于中冷功用基础在60℃以上。某柴油发电机模拟低温烧熔损坏试验结果为该柴油发电机在转速1500 转/分、70%负荷工况下存在爆燃和烧熔现状，其爆燃和烧熔状况与环境温度密切相关。当环境温度（冷却液温度和进气温度）控制在40℃以上时，活塞未产生明显烧熔情形；当回水温度控制在25℃左右时，活塞产生部分烧熔现状；当回水温度控制在15℃左右时，活塞发生活塞掉块、严重拉缸的严重烧熔故障。

　　      计算步骤以活塞烧熔复现试验中发生烧熔状况和未产生烧熔现状的温度作为低温环境温度。两种计算办法的进气温度和防冻液温度分别为对策1（25℃）和对策2（40℃）。

　　      本试验选择一台高比容量柴油发电机，缸内燃烧流程三维仿真计算采取Converge仿真阐释软件，最大网格数量在喷油初期，对喷雾发展步骤进行了网格加密消除，网格单元数量达到444万。

　　      仿真区间从进气门关闭时刻到排烟门开启时刻，最小计算时间步长为1×10-6s，最大计算时间步长为1×10-6s。相关模型采用为LES湍流模型，KH喷雾破碎模型，Orourke撞壁模型，CTC燃烧模型静音型发电机组。两种低温环境温度策略初始条件和边界因素设置见表1。

　　      低温环境下试验与仿真缸压曲线。从图中可知，二者燃烧放热缸压突变时刻、缸压快速上升区间以及燃烧膨胀期间都基本吻合，说明模型的选用基本合理，仿真的燃烧过程基础能够反映试验工况的燃烧组织状况。后续的结果浅聊具体以仿真结果为主。 

　　      首先对两种方法的燃烧放热数据进行对比叙谈；然后进行燃烧放热步骤详解，具体包括缸内压力曲线及压力场分布、缸内温度曲线及温度场分布、放热率曲线；最后进行油气混合步骤诠释，详细包括喷雾贯穿距离及油滴分布、蒸发率及燃空当量比分布、湿壁量分布。

　　      低温环境下的燃烧放热数据对比见表2。从表中可见，低温环境对最大瞬间放热率危害最大，其次为最大压升率和累计湿壁量，其余数据区别较小。表2     燃烧放热数据对比见表

　　      从图5可知，两种对策的缸压曲线燃烧放热出现的缸内压力曲线略有提前，最高燃烧压力比措施1略低，在缸压上升和燃烧膨胀阶段缸压曲线 MPa/C°），方案2为4.8 MPa/C°），说明两种策略从缸内平均压力看整体区别不大，细微差异通过以下微观压力场进行论说。

　　      图5示出两种方案燃烧室压力场对比。上止点前6°为开始燃烧阶段，由于对策1燃烧始点比方法2滞后约1°，方法1只有局部零星燃烧发生局部偏高压力江津康明斯发电机，而途径2已经多点燃烧，压力场整体相对较高。上止点前4°为喷油结束时刻，步骤1侧隙和活塞顶面交接处出现一处压力高达20 MPa的区域，而举措2没有高压力区域，说明举措1中在狭窄空间出现了压力积聚。上止点前2°时为压力分层阶段，举措1侧隙和避阀坑附近发生三处压力高达20 MPa的区域，同时侧隙和避阀坑处也产生了两处压力低于10 MPa的区域，而方案2基本都处于12 MPa，说明举措1中在狭窄空间出现了压力积聚和压力衰减，分别对应压力振荡中的波峰和波谷，缸内空间存在明显的压力分层。上止点时刻两种步骤大部分压力场处于12 MPa，但方法1侧隙和避阀坑附近仍有两处压力高达17MPa的区域，而途径2没有高压区域。综上所述，方案1在上止点附近避阀坑和侧隙存在较多的可燃油气，导致局部剧烈燃烧形成压力振荡，促使压力分层，但伴随振荡强度的迅速衰减，压力分布逐渐均匀。这与赵明等利用高速摄影在光学柴油发电机上讨论柴油爆震程序的结果类似——爆震源于末端混合气的自燃，极其恶劣的循环发生了冲击波。

　　      从图6缸内平均温度曲线缸内平均温度整体稍高于措施1。在上止点前7°左右，步骤2缸内平均温度曲线开始快速上升，并且温度曲线稍微提前，缸内平均温度最大值二者基础相同，均在2000K左右。

　　      燃烧始点在上止点前6°时，燃烧室内只有零星燃烧发生的局部偏高温度场，避阀坑、活塞顶以及侧隙温度场处于600 K左右未燃烧状态的低温区域；在上止点前4°喷油结束时，燃烧室内大部分燃气开始燃烧，燃烧室温度分布不均匀，中间部分有明显低温区域，避阀坑、活塞顶以及侧隙局部温度过高；在上止点前2°为发生压力分层阶段，因为喷雾碰壁后扩展到避阀坑及侧隙，避阀坑、活塞顶以及侧隙形成局部易燃混合区，燃烧后温度高达2400 K，压力接近20 MPa；上止点时，燃烧室顶面以及侧隙局部温度大部分在1800 K，避阀坑部分区域温度高达2400K。

　　      燃烧始点相对靠前，在上止点前6°时，喷雾前端基本都已燃烧，燃烧室内温度过高，温度分布不均匀，避阀坑、活塞顶以及侧隙局部已有2000 K以上高温区域；在上止点前4°喷油结束时，燃烧室内温度分布较为均匀，中间部分处于发热区域，避阀坑、活塞顶以及侧隙温度与燃烧开始阶段基础一致；上止点前2°时，燃烧室中间部位温度偏高，但避阀坑、活塞顶以及侧隙温度过低；上止点时，燃烧室中间部位温度较高，但避阀坑、活塞顶以及侧隙温度过低。说明对策1因为燃烧始点滞后，喷雾碰壁后扩展到避阀坑及侧隙，出现了局部剧烈燃烧，致使避阀坑及凸台环岸处于发热区域时间较长，这与烧熔活塞故障区域统计结果一致；而手段2因为燃烧始点靠前，喷雾碰壁后在扩展到避阀坑及侧隙前就已蒸发汽化出现燃烧。

　　      由图7瞬间放热率曲线对比可知，两种举措在上止点时刻主要放热基础结束，放热规律整体表现为预混燃烧作为主导的预混扩散燃烧形式。温度由措施2的40℃降低到手段1的25℃时，燃烧放热始点推后约2°，相应地，滞燃期较长，预混燃烧占比增加，放热峰值增加，瞬间放热最大值由3757J/

　　      综上所述，两种方法缸内平均压力、缸内平均温度相近，最大压升率和放热峰值存在明显差别。而局部微观压力场、温度场区别较大集装箱发电机组。二者的差异存在与预混放热阶段混合气的形成流程关系密切，以下简述油气混合过程中的差别。 

　　      从图9两种措施喷雾贯穿距离曲线对比可知，二者喷雾过程开始阶段一样，在上止点前12°附近喷雾贯穿距离达到最大，此时油束撞壁。到上止点前6°附近，对策2由于壁面温度和缸内气体温度相对偏高，油束蒸发汽化开始燃烧，喷雾贯穿距离快速减小，而方法1由于缸内气体温度和壁面温度过低，油束蒸发汽化和开始燃烧相对靠后。

　　      图10示出燃油蒸发率曲线对比，蒸发率是气态的燃油品质与总燃油品质的比值，详细反映可燃气体的数量。主要陈说区间为从开始喷油到开始燃烧阶段，上止点前22°开始喷油，上止点前18°燃油开始明显蒸发汽化，之后直到上止点前7°左右为蒸发率快速上升期，在这期间途径2的蒸发率一直高于

　　方案1，说明对策2由于缸内气温稍高有助于燃油蒸发汽化，因此燃烧始点靠前；上止点前7°到上止点前4°阶段，两种步骤蒸发率基本一样，具体是办法2在上止点前7°蒸发率发生拐点上升率有所放缓，而方法1直到上止点前5.5°左右蒸发率才发生拐点，上升率放缓；在上止点前4°到上止点阶段，途径2的蒸发率高于对策1，说明喷雾结束后全面燃烧，蒸发率主要取决于液滴附近的气体温度。

　　      从图11燃烧室湿壁量曲线°左右喷雾开始碰壁后燃烧室湿壁量快速增加，在燃烧始点时达到最大值，办法2在上止点前7°左右，对策1在上止点前6°左右；随着蒸发混合和局部燃烧开始，缸内温度上升使蒸发汽化量增加，湿壁量逐渐降低。策略2因为缸内温度和壁面温度较高，燃烧始点相对较早，蒸发汽化量较多，湿壁量相比办法1较少。随低温环境温度由40℃降到25℃，累计

　　湿壁量由63.6 mg上升到71.7 mg，增幅为12.7%。这是因为燃烧始点缸内平均温度的差异造成的，说明油气混合详细取决于湿壁量和油膜蒸发速率。

　　图11  柴油发电机燃烧室湿壁量对比曲线  柴油发电机汽缸作业及燃烧室位置图

　　      实际柴油发电机试验中爆燃现象只能通过采集缸压数据进行陈述推断，不能高效展现此工况下喷雾发展变化和燃烧发展过程。而揭示产生爆燃现象时的油气混合及燃烧发展变化必须通过燃烧步骤三维仿真措施实现。本探讨在低温环境活塞烧熔复现试验结果的基本上，进行燃烧过程三维简述，以试验实测缸压曲线对模型数据进行标定，然后论述活塞烧熔与未烧熔两种燃烧过程之间的微观差别，进而小议低温环境下油气混合和燃烧放热的特征。