孟現(xiàn)召，馮巖鵬

(1.中國民用航空飛行學院 洛陽北郊機場，河南 洛陽 471000；2.中國民航科學技術(shù)研究院 航空安全研究所，北京 100028)

某型航空活塞式發(fā)動機在使用100 號含鉛航空汽油條件下出現(xiàn)了嚴重的氣缸壓縮性衰減故障，實踐中個別發(fā)動機從全新狀態(tài)開始運行約空中時間200 h就出現(xiàn)氣缸壓縮壓力衰減至合格閾值以下，與該型發(fā)動機空中時間2 000 h 的翻修間隔相差甚遠[1].使用鉛質(zhì)量含量僅為原100 號航空汽油的1/2 倍[2]的100 LL(LL 表示低鉛含量)航空汽油后，氣缸壓縮性衰減速率出現(xiàn)明顯下降，但與相同運行條件的其他多型發(fā)動機相比仍表現(xiàn)明顯，表明該型發(fā)動機的氣缸壓縮性衰減與運行中所使用的燃油的鉛含量有關(guān)，也與其發(fā)動機自身的構(gòu)型設(shè)計有關(guān).

對故障氣缸做壓縮性測試可發(fā)現(xiàn)排氣管中有明顯的氣流逸出現(xiàn)象，進一步做內(nèi)窺檢查發(fā)現(xiàn)在排氣門-氣門座間密封面上存在有大量的白色沉積物，表明沉積物形成局部凸起使氣門-氣門座間密封面由面接觸轉(zhuǎn)向點接觸，出現(xiàn)氣門-氣門座間密封不嚴，是氣缸壓縮性衰減的直接原因.同時內(nèi)窺檢查顯示氣缸內(nèi)沉積物不只出現(xiàn)在排氣門/氣門座間密封面上，在排氣門頭、活塞和燃燒室穹頂?shù)炔课痪谐练e，只是這些部位的沉積物沒有很快對發(fā)動機的正常工作帶來明顯影響，故在運行實踐中未引起關(guān)注.

相關(guān)領(lǐng)域內(nèi)關(guān)于活塞式發(fā)動機氣缸內(nèi)沉積物已有較多研究，但針對含鉛汽油條件下氣缸內(nèi)沉積物的生成機理則鮮見報道.錢 璟等[3]、劉玉科[4]綜述了含鉛汽油對發(fā)動機性能的影響，但未涉及沉積物的形成和抑制機理；徐小紅等[5]研究了汽油中芳烴含量對發(fā)動機進氣門及燃燒室沉積物的影響；馬志豪等[6]、Ye 等[7]認為潤滑油是形成進氣門、活塞頂?shù)炔课怀练e物的主要原因，均未涉及氣缸內(nèi)沉積物的生成機理研究.

基于此，筆者以探究含鉛汽油條件下該型發(fā)動機氣缸內(nèi)沉積物的生成機理為目標，通過分析該型發(fā)動機氣缸內(nèi)沉積物的微觀形態(tài)和元素組成，結(jié)合沉積物分布和該型發(fā)動機的構(gòu)型特點及運行環(huán)境，討論氣缸內(nèi)沉積物的形成過程，并提出針對性驗證方案，以期為最終有效解決該型發(fā)動機氣缸壓縮性衰減故障提供參考.

1 試驗方法

為了便于研究，筆者在該型教練機機隊中采用Olympus IV8000-2 型內(nèi)窺鏡檢查各氣缸內(nèi)部，分別在有嚴重沉積物堆積但未被燒蝕破壞的排氣門、沉積物較多但尚未將表面完全覆蓋的活塞和燃燒室穹頂?shù)炔课贿x取沒有明顯二次燒蝕破壞跡象的沉積物樣本，采集后用ZEISS Discovery V20 型體視顯微鏡觀察典型沉積物的宏觀形貌，用TESCAN VEGATS 5136 XM 型掃描電鏡觀察沉積物的顯微形貌，用EDAX 能譜儀分析沉積物的主要元素成分.

該型教練機上裝備有基于Garmin1000 的飛行數(shù)據(jù)記錄器(FDR)，能夠?qū)崟r記錄飛行中相關(guān)參數(shù)數(shù)據(jù)[8].為查找該型發(fā)動機(稱被試型號發(fā)動機)運行中存在的沉積物生成誘因，選取同樣裝備有基于Garmin1000 的FDR 系統(tǒng)、相同運行條件但未出現(xiàn)明顯氣缸壓縮性衰減的不同構(gòu)型發(fā)動機(稱對比試驗發(fā)動機)作為對比，基于Garmin1000 系統(tǒng)專用分析軟件EGView[9]分析兩種發(fā)動機FDR 數(shù)據(jù)的差異，結(jié)合被試型號發(fā)動機構(gòu)型及運行特點提出沉積物抑制方案，并在實踐中以排氣門-氣門座密封面上沉積物生長情況為指標，評估方案的有效性.

被試型號發(fā)動機與對比試驗發(fā)動機的構(gòu)型性能參數(shù)[1,10]見表1.可知兩種發(fā)動機的性能參數(shù)較為接近，為相同運行條件下運行參數(shù)的歸納分析和定性對比提供了條件.

表1 被試型號與對比型號發(fā)動機的構(gòu)型參數(shù)Tab.1 Structure parameters of tested and compared engines

2 結(jié)果與分析

2.1 氣缸內(nèi)沉積物形貌及元素組成

被試型號發(fā)動機運行中使用了100 LL 標號航空汽油.圖1 示出了被試型號發(fā)動機上具有嚴重沉積物堆積但未有明顯燒蝕破壞跡象的排氣門及沉積物宏觀形貌.圖1a 顯示氣門頭上遍布沉積物，但排氣門座外緣及周圍燃燒室穹頂壁面上的沉積物相對較少；排氣門頭上的沉積物表面有較多凹坑，凹坑周緣有坑唇，在排氣門周緣位置沉積物呈現(xiàn)出明顯的糊狀物流淌跡象.圖1b 示出了ZEISS Discovery V20 型體視顯微鏡下排氣門頭部沉積物約20 倍率形貌，呈現(xiàn)出玻璃態(tài)中夾雜有大量顆粒物的特征.

圖1b 中顆粒態(tài)富集區(qū)的72 倍率形貌和能譜曲線如圖2 所示，顯示有大量顆粒物混合粘接在玻璃態(tài)物質(zhì)中，能譜曲線則顯示顆粒物區(qū)域的主要組成元素為Pb、Br 和C.顯然C 元素應(yīng)來自于未完全燃燒的燃料，其在沉積物內(nèi)部大量充斥，表明沉積物是在缸內(nèi)混合氣偏富油條件下生成的.

圖1 未明顯燒蝕的排氣門頭部積鉛和沉積物20倍率形貌Fig.1 Macroscopic and morphology with 20 magnified of sediment on exhaust valve head with no obvious ablation

圖2 排氣門沉積物顆粒態(tài)富集區(qū)72倍率形貌和能譜曲線Fig.2 Morphology with 72 magnified and energy curve of particle enrichment sediment on exhaust valve head

圖1b 中玻璃態(tài)區(qū)域的572 倍率形貌和能譜曲線見圖3，顯示沉積物表層光滑但不連續(xù)，表層下物質(zhì)呈細小微顆粒狀；能譜曲線顯示玻璃態(tài)沉積物的主要組成元素也為Pb、Br 和C，但C 元素譜線強度明顯弱于顆粒物區(qū)域.

圖3 排氣門沉積物玻璃態(tài)富集區(qū)572倍率形貌和能譜曲線Fig.3 Morphology with 572 magnified and energy curve of glassy enrichment sediment on exhaust valve head

ZEISS Discovery V20 型體視顯微鏡下活塞頂燃燒室側(cè)沉積物約20 倍率形貌如圖4 所示，表現(xiàn)出與圖1b 相似形貌，但玻璃態(tài)中夾雜有更多顆粒態(tài)的形貌特征.

圖4 活塞頂燃燒室側(cè)沉積物20倍率形貌Fig.4 Morphology with 20 magnified of sediment on piston surface towards combustor

能譜分析顯示活塞表面沉積物成分與排氣門頭部沉積物基本一致，表明活塞表面沉積物也形成于較富油的缸內(nèi)混合氣條件下.據(jù)此推斷活塞頂、排氣門以及燃燒室穹頂壁面等氣缸內(nèi)不同部位沉積物的形成機理應(yīng)具有同一性.結(jié)合所使用的航空汽油中添加有抗爆劑四乙基鉛((CH3CH2)4Pb)和鉛引出劑溴乙烷(C2H5Br)[2,11]，可推測沉積物是溴化鉛(PbBr2)和未燃燒的C 粒，亦或有單質(zhì)鉛(Pb)的存在.

2.2 氣缸內(nèi)Pb、Br化合物沉積及分布機理

文獻[11]指出，(CH3CH2)4Pb 作為抗爆劑的抗爆機理是(CH3CH2)4Pb 燃燒生成煙霧狀的PbO 和Pb顆粒參與焰前反應(yīng)，降低缸內(nèi)混合氣中過氧化物的濃度延長著火誘導期，反應(yīng)式為

但由于PbO 熔沸點較高，為避免生成的PbO 粘附在相關(guān)機件上影響發(fā)動機的正常工作，在含鉛汽油中又按比例加入C2H5Br 作為鉛引出劑，與PbO 或Pb 反應(yīng)生成熔點和沸點都很低的PbBr2隨廢氣排出缸外[11]，即

式(1)和式(2)在發(fā)生時機上存在有先后.文獻[11]指出，式(1)的(CH3CH2)4Pb 分解在200 ℃開始出現(xiàn)，500～600 ℃時分解趨于完全；式(2)的C2H5Br在480～525 ℃開始分解，生成的HBr 開始快速清除抗爆活性物，顯然式(1)和式(2)反應(yīng)的發(fā)生時機決定于缸內(nèi)混合氣溫度.活塞式發(fā)動機在吸氣行程進入氣缸的新鮮空氣或油、氣混合氣溫度較低，在壓縮行程隨著氣缸內(nèi)混合氣溫度的上升才對燃料提出抗爆需求[11-12]，之后在做功行程燃氣溫度很高，燃燒室中燃氣溫度可達2 500 ℃[13]，平均溫度也在600～1 000 ℃范圍內(nèi)[14]，所以正常情況下點燃式發(fā)動機一個工作循環(huán)中氣缸內(nèi)燃氣溫度完全能夠覆蓋480～525 ℃的溫度區(qū)間，使式(2)反應(yīng)得以正常進行.同時PbBr2的熔點和沸點分別為373 ℃和916 ℃[11]，式(2)反應(yīng)生成的PbBr2以何種物態(tài)存在則取決于做功行程末期缸內(nèi)燃氣膨脹之末的廢氣初溫.

文獻[15]指出，從排氣門打開時刻開始氣體從氣缸中以近似于等溫節(jié)流過程流出，所以排氣溫度示值與廢氣初溫有關(guān)，基于此在工程實踐中多采用排氣溫度對活塞式發(fā)動機缸內(nèi)燃燒情況進行監(jiān)控.實踐數(shù)據(jù)顯示，正常工況下活塞式發(fā)動機排氣溫度示值多在373～916 ℃之間，如果在某種運行條件下燃燒室內(nèi)機件溫度處于PbBr2熔點附近，則PbBr2就會以半液、半固的黏流態(tài)在這些部件表面產(chǎn)生粘結(jié)附著，圖1a 所示的沉積物在排氣門邊緣的糊狀流淌痕跡就完全可以出現(xiàn).由此推測，氣缸內(nèi)沉積物應(yīng)生成于缸內(nèi)機件溫度處于PbBr2熔點373 ℃附近或以下的狀態(tài)；而且Pb 的熔點為327.4 ℃[16]，如果沉積物中有Pb(單質(zhì)鉛)存在，則進一步指示出當時的缸內(nèi)溫度狀況較低.

被試型號發(fā)動機采用導風板對散熱氣流進行流向約束[1].散熱氣流先水平流過氣缸上半部，再從氣缸側(cè)面向下流過氣缸，這種構(gòu)型設(shè)計使氣缸上半部散熱量大于下半部，而且該型發(fā)動機采用雙火花塞點火設(shè)計，在火花塞安裝孔附近的缸蓋外表面無散熱片，這使火花塞安裝孔附近局部部位散熱速率相對偏低.圖5 示出了氣缸散熱氣流路徑以及沉積物在燃燒室穹頂和活塞表面的宏觀分布.圖5a 顯示燃燒室內(nèi)側(cè)表面沉積物分布表現(xiàn)為上半部多于下半部、火花塞安裝孔周圍壁面位置沉積物相對較少的特征；圖5b 顯示活塞頂面周緣均有沉積物存在，活塞頂面內(nèi)側(cè)的非沉積物附著區(qū)大致呈正立“8”字形分布，且“8”字上、下兩部分面積不對稱.

研究指出，活塞頂面最高溫度出現(xiàn)在中間位置，溫度分布基本呈等溫圓狀[17-18].但被試型號發(fā)動機為雙火花塞設(shè)計，且火花塞安裝方向朝向缸蓋中心，從空間位置看缸蓋上的兩個火花塞安裝孔基本對應(yīng)于活塞頂面“8”字形沉積物非附著區(qū)域的上、下中心位置，如圖5b 所示.結(jié)合散熱因素以及沉積物在燃燒室穹頂和活塞表面的宏觀分布均呈現(xiàn)出“上半部多于下半部”的特征，推測沉積物偏向于沉積在壁面溫度較低的區(qū)域，活塞表面“8”字形區(qū)域的形成應(yīng)與火花塞點火帶來的局部溫度改變有關(guān).

圖5 氣缸散熱氣流路徑及燃燒室內(nèi)側(cè)和活塞表面沉積物分布Fig.5 Cooling air flowing path on cylinder and distribution of sediment on piston and inner surface of combustion chamber

正常工況下排氣門溫度遠高于進氣門，數(shù)據(jù)統(tǒng)計顯示沉積物卻優(yōu)先在排氣門上出現(xiàn)大量堆積，表明沉積物并非形成于正常工況狀態(tài)下.研究顯示，空中慢車時排氣門溫度過低是導致排氣門積鉛的根本原因[19]，此工況下如果排氣門溫度降至PbBr2熔點附近，將能夠使廢氣中攜帶的液態(tài)PbBr2以半液、半固的黏流態(tài)在排氣門上粘接附著，圖1a 中遍布于排氣門頭沉積物表面的凹坑應(yīng)形成于排氣流中較大PbBr2液滴對排氣門頭上尚處于黏流態(tài)的沉積物柔軟表面的沖擊.

2.3 誘發(fā)氣缸內(nèi)PbBr2沉積的發(fā)動機操作因素

由于廢氣初始溫度和缸內(nèi)部件運行溫度是影響缸內(nèi)PbBr2沉積的決定性因素.文獻[15]指出，在一定條件下排氣溫度能夠間接反映廢氣初溫.活塞式發(fā)動機小功率時熱負荷較小，缸內(nèi)沉積物的形成應(yīng)大概率出現(xiàn)在小功率狀態(tài)，因而在被試型號發(fā)動機上可優(yōu)先從排氣溫度較低的運行狀態(tài)開始查找缸內(nèi)PbBr2沉積的運行因素.

運行實踐表明，被試型號發(fā)動機最低排氣溫度出現(xiàn)在空中慢車階段[19]，用EGView 軟件解析其在空、地慢車狀態(tài)的FDR 數(shù)據(jù)曲線如圖6 所示.橫坐標為本次機載數(shù)據(jù)記錄系統(tǒng)啟動后的持續(xù)時間.圖6a 為被試型號發(fā)動機各缸排氣溫度隨時間變化情況，記3 497 s、3 809 s 位置的兩個排氣溫度階段極低值點分別為特征點A1、B1.

圖6b 顯示在3 437 s 位置發(fā)動機轉(zhuǎn)速n、進氣壓力pma及燃油體積流量qff參數(shù)出現(xiàn)階梯狀同步下降，此為收油門特征.圖6c 中氣壓高度Hp.alt曲線顯示在3 497 s 位置時飛機接地，圖6b、圖6c 共同顯示收油門直至飛機接地期間燃油體積流量qff與進氣壓力pma均未出現(xiàn)明顯的階梯狀同步改變，表明此期間油門一直穩(wěn)定在固定狀態(tài)未做改變；飛機接地后伴隨真空速vtas降低，發(fā)動機轉(zhuǎn)速n 也同步快速降低，表明接地前螺旋槳處于風車狀態(tài)；燃油體積流量qff依然保持持續(xù)緩慢減小，表明飛機接地后油門開度也穩(wěn)定不變；3 536 s 位置飛機真空速vtas降為零，飛機進入地面運行狀態(tài)，截取即時值顯示此時發(fā)動機即時轉(zhuǎn)速，符合該機型地面慢車轉(zhuǎn)速公差范圍，表明3 437 s收油門時已將油門收至慢車位置，則可判定A1點示出了該型發(fā)動機本次空中慢車階段的排氣溫度極低值.

圖6b 顯示B1點發(fā)動機即時轉(zhuǎn)速值與3 536 s 位置基本一致，可確定B1點為發(fā)動機地面慢車狀態(tài).對比圖6a 中A1、B1兩特征點位置排氣溫度Tegs曲線走勢，直觀示出被試型號發(fā)動機空中慢車時排氣溫度處于所有運行狀態(tài)中的最低值，與已有研究結(jié)論一致[19].

圖6 被試型號發(fā)動機空、地慢車狀態(tài)數(shù)據(jù)Fig.6 Data curve of tested engine in air and ground idle state

作為對比，同樣示出了同場運行的使用相同標號燃油但未出現(xiàn)明顯氣缸壓縮性衰減的對比試驗發(fā)動機空、地慢車時的FDR 數(shù)據(jù)曲線見圖7.圖7a 示出了對比試驗發(fā)動機各缸排氣溫度隨時間變化情況.圖7c 中13 138 s 和13 324 s 位置的A2、B2分別為選取的兩個特征取值點，飛機氣壓高度Hp.alt曲線顯示B2點飛機已處于地面狀態(tài)且真空速vtas為零、發(fā)動機即時轉(zhuǎn)速也符合該機型地面慢車轉(zhuǎn)速公差范圍，可確定B2為該型發(fā)動機地面慢車狀態(tài)特征點.圖7b 顯示自12 992 s 處收油門至13 175 s 飛機接地期間n、pma和qff參數(shù)均沒有出現(xiàn)同步的階梯狀突變、且此期間qff與B2點基本一致，表明在12 992 s 處油門已收至慢車位，但飛機氣壓高度Hp.alt曲線顯示A2點時飛機尚未接地，故判斷A2點為空中慢車狀態(tài).

將圖6、圖7 兩型發(fā)動機各特征點對應(yīng)的具體特征數(shù)據(jù)匯總?cè)绫? 所示.航空活塞式發(fā)動機在地面慢車時氣缸內(nèi)混合氣工作在略偏富油狀態(tài)[12]，而空中慢車時發(fā)動機在處于風車狀態(tài)的螺旋槳的帶動下被動旋轉(zhuǎn)，與地面慢車狀態(tài)相比進一步出現(xiàn)發(fā)動機轉(zhuǎn)速n 升高、進氣壓力pma降低.表2 數(shù)據(jù)顯示，被試型號發(fā)動機空中慢車時燃油體積流量qff是其地面慢車狀態(tài)的1.8 倍，進氣壓力pma是其地面慢車狀態(tài)的0.52 倍；而對比試驗發(fā)動機空中慢車時燃油體積流量qff是其地面慢車狀態(tài)的0.857 倍，進氣壓力pma是其地面慢車狀態(tài)約0.755 倍，顯然被試型號發(fā)動機空中慢車狀態(tài)缸內(nèi)混合氣更偏富油.缸內(nèi)混合氣的貧富油狀況直接反映在各自的排氣溫度變化上，對比試驗發(fā)動機空中慢車時各缸排氣溫度Tegs略高于其地面慢車狀態(tài)，表明對比試驗發(fā)動機空中慢車時缸內(nèi)混合氣相對地面慢車時偏貧油；而被試型號發(fā)動機各缸排氣溫度Tegs同步降至約地面慢車時的1/2，充分表明被試型號發(fā)動機空中慢車時缸內(nèi)混合氣過于偏富油，推測此狀態(tài)下缸內(nèi)混合氣因過富油而燃燒困難，火花塞僅能點燃局部混合氣形成局部加熱效果，可與圖5b 中活塞頂面“8”字形沉積物非附著區(qū)分布特征相印證.

表2 兩型發(fā)動機各特征點對應(yīng)參數(shù)對比Tab.2 Comparison between the corresponding parameters at each characteristic point of tested and compared engine

圖7 對比試驗發(fā)動機空、地慢車狀態(tài)數(shù)據(jù)Fig.7 Data curve of comparing engine in air and ground idle state

由此可知，被試型號發(fā)動機空中慢車時因缸內(nèi)混合氣過富油而導致缸內(nèi)混合氣溫度低于PbBr2熔點，是該型發(fā)動機缸內(nèi)PbBr2沉積的主要運行階段.

2.4 被試型號發(fā)動機缸內(nèi)沉積物抑制方法及驗證

影響航空活塞式發(fā)動機氣缸內(nèi)混合氣貧富油程度的因素有進氣壓力pma和燃油體積流量qff，航空活塞-螺旋槳式動力裝置空中慢車發(fā)動機進氣壓力與當時螺旋槳風車轉(zhuǎn)速有關(guān)[12]，而被試型號發(fā)動機這種空中慢車時燃油體積流量qff明顯增大則與其發(fā)動機燃油系統(tǒng)構(gòu)型設(shè)計有關(guān)[1].所以緩解或解決被試型號發(fā)動機氣缸內(nèi)沉積物沉積的途徑在于基于該型發(fā)動機的構(gòu)型采用合適的方法改善或消除氣缸內(nèi)混合氣的過富油狀態(tài)，控制發(fā)動機排氣溫度不低于PbBr2熔點(373 ℃).實踐中可采取的方法包括降低螺旋槳風車轉(zhuǎn)速降低空中慢車狀態(tài)的進氣壓力減小幅度，以及空中慢車時人工調(diào)貧減小燃油體積流量.

已有研究[19]指出，被試型號發(fā)動機的排氣門積鉛閾值是排氣溫度為427 ℃，通過降低螺旋槳風車轉(zhuǎn)速和人工調(diào)貧等方式執(zhí)行該閾值并運行飛行200 h后用Olympus IV8000-2 型內(nèi)窺鏡觀察排氣門/氣門座密封面形貌顯示方案有效，也表明對被試型號發(fā)動機氣缸內(nèi)沉積物的形成機理分析正確.

3 結(jié)論

(1) 含鉛汽油條件下航汽類航空活塞式發(fā)動機氣缸內(nèi)沉積物的主要成分是PbBr2，沉積物偏向沉積于燃燒室壁面溫度較低區(qū)域，廢氣初溫和缸內(nèi)部件運行溫度是沉積物沉積的兩個決定性因素.

(2) 含鉛汽油條件下航汽類航空活塞式發(fā)動機空中慢車是缸內(nèi)沉積物生成的主要運行階段，被試型號發(fā)動機氣缸內(nèi)含鉛沉積物的生成與其空中慢車狀態(tài)下燃油供油量增加過多有關(guān).