張俊紅，張桂昌，林杰威，劉 海，何振鵬

(天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

柴油機(jī)的機(jī)油消耗不但影響柴油機(jī)的工作性能，也影響柴油機(jī)的使用壽命和使用成本．竄入氣缸中的機(jī)油在高溫下不易燒掉而結(jié)焦，在活塞頂面形成積碳，影響活塞本身傳熱，使柴油機(jī)活塞有開裂的危險(xiǎn)．活塞環(huán)岸部積碳又會(huì)加劇氣缸套磨損，環(huán)槽積碳易使活塞環(huán)卡死并導(dǎo)致折斷．燃燒室中的積碳使噴油嘴噴孔堵塞，柴油機(jī)的燃油耗升高，冒黑煙，經(jīng)濟(jì)性和動(dòng)力性下降．

國(guó)內(nèi)外學(xué)者的大量研究成果[1-3]表明，機(jī)油消耗率對(duì)柴油機(jī)的顆粒排放有著顯著的影響，機(jī)油竄入燃燒室后，將引起柴油機(jī)排放顆粒的增加，柴油機(jī)的顆粒排放中由機(jī)油產(chǎn)生的部分所占比例與柴油機(jī)結(jié)構(gòu)型式、運(yùn)行工況及機(jī)油理化特性有關(guān)．為了限制柴油機(jī)的顆粒排放，降低柴油機(jī)對(duì)環(huán)境的污染，貫徹實(shí)施當(dāng)今越來越嚴(yán)格的排放法規(guī)，在柴油機(jī)的產(chǎn)品開發(fā)設(shè)計(jì)和使用中，降低柴油機(jī)機(jī)油消耗率是一個(gè)重要的研究課題．

柴油機(jī)中機(jī)油消耗出現(xiàn)的位置眾多，影響因素復(fù)雜，如缸內(nèi)、氣門導(dǎo)管、油氣分離器、增壓器等處．在正常狀態(tài)下，無論是從機(jī)油消耗的質(zhì)量還是對(duì)顆粒排放造成的影響來說，缸內(nèi)的機(jī)油消耗都起著主導(dǎo)作用，有實(shí)驗(yàn)表明能占到總消耗量的90%左右[4]．由于機(jī)油成分、柴油機(jī)機(jī)體、缸套活塞環(huán)組件結(jié)構(gòu)以及運(yùn)行工況等對(duì)機(jī)油消耗都有較大影響，因此缸內(nèi)機(jī)油消耗機(jī)理較為復(fù)雜，目前的研究多數(shù)停留在實(shí)驗(yàn)階段，需花費(fèi)較大成本．筆者對(duì)缸內(nèi)機(jī)油消耗的機(jī)理進(jìn)行了總結(jié)，并以此為依據(jù)計(jì)算了某柴油機(jī)的缸內(nèi)機(jī)油消耗量，而且分析了活塞環(huán)參數(shù)對(duì)缸內(nèi)機(jī)油消耗的影響機(jī)理，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比．結(jié)果表明，計(jì)算結(jié)果具有良好精度，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)具有一定指導(dǎo)意義．

1 缸內(nèi)機(jī)油消耗機(jī)理

1.1 從缸壁蒸發(fā)的機(jī)油

缸壁上機(jī)油的消耗是由于燃?xì)饨橘|(zhì)的紊流引起相變產(chǎn)生的．如圖1 所示，油膜表面暴露在高溫燃?xì)庵?，機(jī)油被燃?xì)鈳ё呋蛟谌細(xì)庵腥紵ㄟ^描述燃?xì)庵须S流速的蒸發(fā)過程模擬機(jī)油從缸壁的蒸發(fā)．蒸發(fā)速率可用穩(wěn)態(tài)對(duì)流質(zhì)量傳遞來模擬[5]，即

式中：β 為材料傳輸系數(shù)；Rf為機(jī)油蒸氣的氣體常數(shù)；Tf為油膜溫度；pf為油膜壓力；p 為燃?xì)鈮毫?；Dd為擴(kuò)散系數(shù)；r 為氣缸半徑；em˙ 為通過缸壁表面的質(zhì)量流量．蒸發(fā)速率主要受溫度、壓力和燃?xì)鉁囟鹊挠绊懀瑪U(kuò)散系數(shù)和機(jī)油蒸發(fā)層密度由機(jī)油的表面溫度決定．

圖1 機(jī)油從缸壁蒸發(fā)Fig.1 Evaporation of lubricating ail from liner

1.2 頂環(huán)甩出的機(jī)油

活塞環(huán)槽側(cè)和運(yùn)動(dòng)表面的機(jī)油質(zhì)量決定了頂環(huán)上部堆積的油量．機(jī)油的甩出受活塞向上的加速度影響，甩出的油量由慣性力的數(shù)量級(jí)來決定，且受頂環(huán)上部堆積的最大油量限制．同時(shí)，機(jī)油的流動(dòng)也影響堆積油量的多少．堆積的機(jī)油主要來源于以下3 個(gè)部分[6-7]．

(1) 頂環(huán)的刮油．如圖2 所示，刮油量由向下的沖程和向上的沖程中殘余油膜厚度的差異來決定[6]，即

(2) 活塞環(huán)和環(huán)槽側(cè)的機(jī)油流動(dòng)．如圖2 所示，活塞環(huán)背部到頂面機(jī)油的流動(dòng)一方面是由于環(huán)與環(huán)槽相對(duì)運(yùn)動(dòng)時(shí)對(duì)油的擠壓引起的，另一方面是由作用在頂環(huán)上的壓力梯度引起的，油量

(3) 機(jī)油通過頂環(huán)開口流入第2環(huán)岸．由于受壓力的影響，堆積在頂環(huán)上的機(jī)油會(huì)流入第2環(huán)岸，油量

3 部分的總油量為

這些機(jī)油流動(dòng)的總和導(dǎo)致了活塞火力岸和缸壁的振蕩波動(dòng)，甩到燃燒室的機(jī)油呈網(wǎng)狀流動(dòng)．如圖3所示，所有的振蕩波分成不連續(xù)的層，對(duì)每一層都假定一個(gè)連續(xù)的加速度，牛頓黏性定律可用來定義剪切力．利用每一層力的平衡，可以定義每一層的

圖2 頂環(huán)刮油及環(huán)側(cè)機(jī)油流動(dòng)Fig.2 Scraped oil volume for downward and upward stroke and oil flow at ring sides

圖3 頂岸邊緣甩油的層狀模型Fig.3 Layer model for oil throw off at top piston edge

1.3 通過頂環(huán)開口間隙竄入的機(jī)油

假如在頂環(huán)上有負(fù)的壓力梯度(燃燒室壓力小于第1 內(nèi)環(huán)區(qū)壓力)，機(jī)油就會(huì)通過開口間隙竄入燃燒室，圖4 為頂環(huán)開口竄油示意．假定竄入的機(jī)油量是瞬時(shí)的機(jī)油損失而且沒有慣性力的作用，則有[6]

圖4 頂環(huán)開口竄油示意Fig.4 Oil blow through ring end gap

1.4 活塞頂岸的刮油

如圖5 所示，發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)火力岸的間隙較小，火力岸的積碳和側(cè)向運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致了活塞與缸套的接觸．向上的行程中，火力岸沿缸套刮油直到上止點(diǎn)．通過考慮活塞的橫向平動(dòng)和傾斜運(yùn)動(dòng)以及幾何條件計(jì)算活塞頂邊緣的刮油量[7]．

圖5 活塞頂岸刮油Fig.5 Oil scraping of piston top land

2 仿真分析

以某直列6 缸柴油機(jī)為例進(jìn)行了仿真計(jì)算，仿真模型基于上述機(jī)油消耗原理建立．柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)見表1，使用的機(jī)油型號(hào)為SAE15W-40．為表述方便，文中涉及的機(jī)油消耗均為單缸消耗，而非6 缸總消耗，不再一一說明．該柴油機(jī)采用3 道活塞環(huán)結(jié)構(gòu)，與缸套接觸表面型線如圖6 所示，關(guān)于活塞環(huán)磨合效應(yīng)，認(rèn)為正常磨合只是除去活塞環(huán)加工過程中的產(chǎn)生的加工痕跡、毛刺等，因此活塞環(huán)型線以設(shè)計(jì)型線為準(zhǔn)，不考慮后期磨損．計(jì)算過程中考慮了柴油機(jī)在每個(gè)工況下活塞及缸套的熱態(tài)型線，以更好地逼近實(shí)際工作狀態(tài)．熱態(tài)型線是在冷態(tài)型線的基礎(chǔ)上，根據(jù)熱膨脹系數(shù)和GT-POWER 軟件得出的缸內(nèi)缸套上各個(gè)位置的溫度計(jì)算得到，即

式中：Rcold、Rhot分別為冷、熱態(tài)的半徑；α為熱膨脹系數(shù)；ΔT 為冷熱態(tài)的溫度差．冷熱態(tài)型線的不同主要導(dǎo)致了油膜厚度的不同，從而對(duì)各部分機(jī)油耗產(chǎn)生影響．

表1 柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)Tab.1 Major technical parameters of diesel engine

2.1 不同運(yùn)行工況對(duì)機(jī)油消耗量的影響

保持發(fā)動(dòng)機(jī)原配置，選取其外特性上800,r/min、1 200,r/min、1 500,r/min、1 800,r/min、2 200,r/min 5 個(gè)實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行仿真計(jì)算．計(jì)算所需的重要邊界條件包括缸內(nèi)氣體壓力、溫度和熱傳遞系數(shù)．其中氣體壓力是實(shí)測(cè)的，然后用GT-POWER 進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程模擬，得到氣體壓力，通過與實(shí)測(cè)值的對(duì)比，進(jìn)行模型修正，再利用修正后的模型計(jì)算缸內(nèi)氣體溫度和熱傳遞系數(shù)(見圖 7)．機(jī)油消耗量的計(jì)算結(jié)果見圖8．可見，缸壁蒸發(fā)機(jī)油的峰值出現(xiàn)在上止點(diǎn)后30°CA 左右，因?yàn)榇藭r(shí)缸內(nèi)壓力、溫度等影響蒸發(fā)率的因素達(dá)到最大值；并且，缸壁蒸發(fā)量會(huì)隨著功率的增大而增大．頂環(huán)開口竄入機(jī)油主要發(fā)生在排氣和吸氣行程，此時(shí)缸內(nèi)壓力較小，當(dāng)小于第2 環(huán)岸氣壓時(shí)，就會(huì)形成氣體 “逆流”，攜帶機(jī)油從開口竄入．頂環(huán)甩油發(fā)生在排氣行程的上止點(diǎn)，此時(shí)活塞環(huán)隨同活塞換向下行，頂環(huán)上累積的機(jī)油在慣性力的作用下被甩入燃燒室．隨著轉(zhuǎn)速的增加，活塞環(huán)運(yùn)行速度、加速度都變大，所以甩油量增多．活塞頂岸刮油發(fā)生在進(jìn)氣和排氣行程上止點(diǎn)，并且也是隨著轉(zhuǎn)速的增加刮油量增多，機(jī)理與活塞環(huán)甩油類似．

圖9為4 種模式在不同工況下每循環(huán)的平均機(jī)油消耗率對(duì)比．結(jié)果表明，800,r/min 時(shí)，由于缸內(nèi)壓力、溫度都較低，所以蒸發(fā)率小，而氣體 “逆流” 比較嚴(yán)重，因此從頂環(huán)開口竄入的機(jī)油量最大．其余幾個(gè)工況下缸壁蒸發(fā)量都占了主導(dǎo)地位，另外3 種模式消耗量較少，且隨工況變化呈現(xiàn)出不同的比例關(guān)系．

為進(jìn)一步考察缸內(nèi)壓力、溫度對(duì)各種機(jī)油消耗模式的影響，保持大扭矩轉(zhuǎn)速(1,500,r/min)不變，依次變化負(fù)荷率為100%、75%、50%、25%，得到平均機(jī)油消耗率如圖10 所示．缸壁蒸發(fā)量隨負(fù)荷的增大而增大，其余3 種機(jī)油消耗模式跟負(fù)荷變化無關(guān)．

圖7 不同工況下的邊界條件Fig.7 Boundary conditions in different cases

2.2 活塞環(huán)參數(shù)對(duì)機(jī)油消耗量的影響

柴油機(jī)活塞環(huán)起著密封、刮油、導(dǎo)熱等作用，它直接與機(jī)油接觸，對(duì)缸內(nèi)機(jī)油消耗量有著很顯著的影響．眾多學(xué)者對(duì)活塞環(huán)的環(huán)高、面壓、徑向厚度、閉口間隙、斷面形狀、順應(yīng)性等與機(jī)油消耗量的關(guān)系進(jìn)行了研究[8-12]．

圖8 不同工況下4種模式的機(jī)油消耗量Fig.8 Four modes of oil consumption in different cases

圖9 不同工況下每循環(huán)的平均機(jī)油消耗率對(duì)比Fig.9 Average oil consumptions rate of every cycle in different cases

圖10 1,500,r/min不同負(fù)荷率每循環(huán)平均機(jī)油消耗率對(duì)比Fig.10 Average oil consumption rate of every cycle in different load cases under 1 500,r/min

2.2.1 第2 道活塞環(huán)閉口間隙對(duì)機(jī)油消耗量的影響

以發(fā)動(dòng)機(jī)大扭矩工況為例，分析了第2 道活塞環(huán)閉口間隙對(duì)4 種模式下機(jī)油消耗量的影響．原柴油機(jī)第2 道活塞環(huán)閉口間隙為0.575,mm，依次改變?yōu)?.300,mm、1.000,mm、2.000,mm.結(jié)果如圖11 所示，頂環(huán)開口竄入量隨著間隙增大而變小，因?yàn)殚g隙增大使得第2 環(huán)岸內(nèi)的氣體能快速泄掉，因此在吸氣行程時(shí)，頂環(huán)上下面的壓力差會(huì)減小，氣體 “逆流” 量減小，帶入的機(jī)油也就變少．同時(shí)隨著間隙的變大，漏氣量也會(huì)變大，因此需要考慮折中方案．而缸壁蒸發(fā)量、頂環(huán)甩油量、活塞頂岸刮油量都沒有變化，因?yàn)橛绊懰鼈兊囊蛩夭⒉浑S間隙的改變而改變．

2.2.2 各活塞環(huán)彈力對(duì)機(jī)油消耗量的影響

以發(fā)動(dòng)機(jī)大扭矩工況為例，探討活塞環(huán)切向彈力對(duì)4 種模式下機(jī)油消耗量的影響．原柴油機(jī)3 道環(huán)的彈力分別為30,N、30,N、75,N(方案A)，依次改變?yōu)?0,N、20,N、50,N(方案B)，40,N、40,N、100,N(方案C)，50,N、50,N、125,N(方案D) ．結(jié)果如圖12 和圖13 所示，頂環(huán)甩油量和活塞頂岸刮油量都隨彈力的增大而減小，因?yàn)樵龃蠡钊h(huán)彈力會(huì)增大面壓，從而減小缸壁潤(rùn)滑油膜厚度，使得活塞環(huán)和活塞頂?shù)墓斡土慷紲p少．缸壁蒸發(fā)量沒有改變，即跟剩余油膜厚度無關(guān)，說明剩余油膜不會(huì)全部被蒸發(fā)掉．頂環(huán)開口竄油量跟彈力變化無關(guān)．但是，彈力增大會(huì)顯著增加活塞環(huán)與缸套的摩擦，因此需要考慮折中方案．

圖11 不同第2環(huán)閉口間隙下4種模式的機(jī)油消耗量Fig.11 Four modes of oil consumption in different second ring closed gaps

圖12 不同活塞環(huán)彈力下4種模式的機(jī)油消耗量Fig.12 Four modes of oil consumption in different ring tangential elastic forces

圖13 不同活塞環(huán)彈力下的摩擦力和剩余油膜厚度Fig.13 Friction and left oil film thickness in different ring tangential elastic forces

由于油環(huán)對(duì)機(jī)油消耗的影響最大，單獨(dú)考察僅油環(huán)彈力依次改變?yōu)?0,N(方案E)、75,N(方案A)、100,N(方案F)、125,N(方案G)時(shí)的機(jī)油消耗情況，并與3 道環(huán)彈力都變化時(shí)的平均機(jī)油消耗率進(jìn)行對(duì)比，如圖14 所示，兩種情況下的變化趨勢(shì)基本一致，數(shù)值上有微小的差別，說明油環(huán)彈力變化對(duì)機(jī)油消耗量的影響起了主導(dǎo)作用．

圖14 僅油環(huán)彈力變化與3道環(huán)彈力同時(shí)變化時(shí)平均機(jī)油消耗率對(duì)比Fig.14 Average oil consumption rate of every cycle with different oil ring tangential elastic forces vs different three rings tangential elastic forces

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

由于實(shí)驗(yàn)條件的限制，沒有進(jìn)行4 個(gè)模式機(jī)油消耗率的分開測(cè)量，而是按照GB/T14363《柴油機(jī)機(jī)油消耗測(cè)定方法》進(jìn)行原柴油機(jī)臺(tái)架實(shí)驗(yàn)，用稱重法測(cè)量總機(jī)油消耗量，并根據(jù)功率值求得總機(jī)油消耗率．實(shí)驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比見表2．可見，計(jì)算值普遍比實(shí)驗(yàn)值要小，相對(duì)誤差絕對(duì)值在14%～20%之間，除了仿真及實(shí)驗(yàn)本身的誤差外，主要原因是實(shí)驗(yàn)所測(cè)機(jī)油消耗量是總的機(jī)油消耗量，其中包含了氣門導(dǎo)管、油氣分離器、增壓器等處的消耗．如引言中所述，這部分約占10%，扣除此部分后，計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值相對(duì)誤差約在10%以內(nèi)，因此可認(rèn)為計(jì)算結(jié)果是正確有效的．

表2 計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值比較Tab.2 Comparisons between simulations and experimental values

4 結(jié) 論

(1) 對(duì)選用柴油機(jī)，在使用某一固定型號(hào)機(jī)油的情況下，缸內(nèi)機(jī)油消耗的4 種模式中，除低速低負(fù)荷工況外，缸壁蒸發(fā)量始終占主導(dǎo)地位，其余3 種模式消耗量較少，且隨工況變化呈現(xiàn)出不同的比例關(guān)系．

(2) 機(jī)油的缸壁蒸發(fā)量跟發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行工況密切相關(guān)，但不隨活塞環(huán)參數(shù)的改變而改變．表明蒸發(fā)率受壓力、溫度等因素影響，與缸壁表面的剩余油膜厚度無關(guān)．

(3) 頂環(huán)開口竄油主要發(fā)生在吸氣行程，由頂環(huán)上下環(huán)岸的壓力差決定，因此改變第2 道活塞環(huán)的閉口間隙，將頂環(huán)下環(huán)岸的氣體快速卸掉，可減小壓力差，從而降低竄油量．但同時(shí)變大的間隙會(huì)引起漏氣量的增加．

(4) 頂環(huán)甩油和活塞頂岸刮油都與油膜厚度有關(guān)．加大活塞環(huán)切向彈力特別是油環(huán)彈力，可增大活塞環(huán)面壓和提高刮油能力，這些都會(huì)減少油膜厚度，有利于降低機(jī)油消耗量，但同時(shí)會(huì)增加活塞環(huán)與缸套的摩擦，因此需要綜合考慮折中方案．

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