活塞銷偏置對(duì)活塞敲擊力的影響規(guī)律分析

柴鎮(zhèn)江，蔣 呂

（1.駐滬東中華造船（集團(tuán)）有限公司 軍代表室，上海 200129；2.中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第711研究所，上海 200090）

內(nèi)燃機(jī)噪聲按產(chǎn)生機(jī)理分為機(jī)械噪聲、燃燒噪聲和空氣動(dòng)力學(xué)噪聲，機(jī)械噪聲中活塞敲擊噪聲是最重要的成分之一［1］.活塞對(duì)缸壁的敲擊主要是由于它們之間存在間隙.當(dāng)作用于活塞上的氣缸壓力、慣性力和摩擦力發(fā)生周期性變化時(shí)，活塞在曲軸的旋轉(zhuǎn)將受到一個(gè)周期性變化的側(cè)向力的作用，它在上、下止點(diǎn)附近必然要變換方向，活塞將產(chǎn)生一個(gè)由一側(cè)移向另一側(cè)的橫向運(yùn)動(dòng).在發(fā)動(dòng)機(jī)高速運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，活塞的這種橫向運(yùn)動(dòng)是以很高的速度進(jìn)行的，從而形成了對(duì)缸壁的強(qiáng)烈撞擊.這種周期性的敲擊以壓縮沖程終了和做功沖程開始時(shí)最為嚴(yán)重.為減小活塞的敲擊力和敲擊噪聲，近年來(lái)國(guó)外學(xué)者對(duì)活塞敲擊進(jìn)行了相關(guān)的研究工作［2－4］，國(guó)內(nèi)也有相關(guān)的研究工作［5－6］，取得了一定的成果.

本文首先建立活塞的有限元模型，在考慮活塞彈性的基礎(chǔ)上計(jì)算得出了活塞對(duì)缸壁的敲擊力；之后詳細(xì)討論活塞銷在正偏和負(fù)偏9種方案下活塞敲擊力的變化規(guī)律，結(jié)論表明：將活塞銷適當(dāng)?shù)叵蛑魍屏γ嫫茫山档突钊那脫袅?，且活塞銷正偏時(shí)的動(dòng)態(tài)敲擊力均大于負(fù)偏時(shí)的動(dòng)態(tài)敲擊力.

1 活塞有限元模型建立

活塞幾何實(shí)體模型的建立是仿真分析的基礎(chǔ)，只有準(zhǔn)確建立活塞的實(shí)體模型，才能使仿真分析的結(jié)果更加精確.本文根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)活塞的實(shí)際尺寸和結(jié)構(gòu)形式建立了某發(fā)動(dòng)機(jī)活塞的幾何實(shí)體模型，如圖1所示.在建模過程中，忽略一些次要的因素，如：避讓坑、氣門凹坑等.由于本文在進(jìn)行活塞敲擊力計(jì)算時(shí)需要考慮活塞的彈性變形，因此需建立活塞的有限元模型以計(jì)算活塞的徑向剛度，在不影響計(jì)算精度的前提下，選擇10節(jié)點(diǎn)4面體單元來(lái)對(duì)活塞進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖1所示.

圖1 活塞三維模型和有限元模型Fig.1 Three-dimensional mode and FE mode of piston

2 活塞徑向剛度計(jì)算

由活塞的二階運(yùn)動(dòng)理論可知，活塞在工作過程中與缸套壁面在油膜壓力的作用下發(fā)生擠壓與接觸，活塞體因此會(huì)發(fā)生彈性變形，同時(shí)該變形也會(huì)影響活塞和缸套間的動(dòng)態(tài)間隙和敲擊力.因此，在對(duì)活塞動(dòng)力學(xué)進(jìn)行仿真計(jì)算時(shí)，應(yīng)考慮活塞體在橫向擠壓載荷下的的彈性變形.

活塞剛度表示活塞某一區(qū)域在外載荷作用下的彈性變形能力，它會(huì)影響活塞的運(yùn)動(dòng)狀況和受力狀況.本文的研究重點(diǎn)關(guān)注的是活塞徑向方向的變形，而活塞主要承載部位在裙部承壓面上，在建立了活塞有限元模型的基礎(chǔ)上，采用柱坐標(biāo)系，坐標(biāo)原點(diǎn)位于活塞的幾何中心處，并將活塞的對(duì)稱截面的繞活塞軸向的旋轉(zhuǎn)自由度進(jìn)行約束，同時(shí)將活塞頂面節(jié)點(diǎn)的沿活塞軸線方向的移動(dòng)自由度也加以約束.在活塞裙部周向0°，30°，45°方向截面選取節(jié)點(diǎn)加載集中力，進(jìn)行靜變形計(jì)算.

圖2為在活塞裙部某一節(jié)點(diǎn)處加載時(shí)的計(jì)算結(jié)果.從圖中可以看到，從活塞頭部到裙部的變形量在外載作用下逐漸增大，即活塞的剛度從活塞頭部到裙部依次降低.綜合所有節(jié)點(diǎn)加載后的活塞變形情況，均符合這一變化規(guī)律.在活塞的工作循環(huán)中，活塞頭部主要承受缸內(nèi)熱負(fù)荷，因此結(jié)構(gòu)剛度較大.活塞裙部主要起導(dǎo)向作用，且內(nèi)部需要保證連桿小頭的運(yùn)動(dòng)空間，因此裙部結(jié)構(gòu)的剛度較小.

圖2 活塞徑向剛度計(jì)算結(jié)果Fig.2 Results of piston radial stiffness

3 活塞敲擊力仿真計(jì)算

在考慮活塞彈性基礎(chǔ)上，對(duì)活塞的敲擊力進(jìn)行計(jì)算，得到其敲擊力曲線如圖3所示.其中動(dòng)態(tài)敲擊力最大值發(fā)生在燃燒上止點(diǎn)處，這是由于該時(shí)刻為活塞的換向時(shí)刻，其二階運(yùn)動(dòng)較為劇烈.對(duì)敲擊力進(jìn)行快速傅里葉轉(zhuǎn)換（Fast Fourier Transformation，F(xiàn)FT），得到各力的頻譜圖，并將其坐標(biāo)轉(zhuǎn)換為對(duì)數(shù)坐標(biāo)，如圖4所示.由于活塞對(duì)缸套的動(dòng)態(tài)敲擊力是瞬態(tài)突加載荷，因此在頻域內(nèi)具有很寬的頻率成分.

4 活塞銷偏置對(duì)活塞敲擊力的影響規(guī)律分析

本文通過改變活塞銷偏置方向及偏移量來(lái)研究活塞對(duì)缸套敲擊力的影響規(guī)律.具體為將活塞銷的偏置方式分為正偏（向活塞副推力側(cè)偏移）、負(fù)偏（向活塞主推力側(cè)偏移）及不偏置3種類型，偏移量分別設(shè)定為0.5mm，1mm，1.5mm，2mm，共9種方案分別進(jìn)行計(jì)算，在計(jì)算得到的結(jié)果中，選取活塞對(duì)缸套的動(dòng)態(tài)敲擊力作為指標(biāo)進(jìn)行評(píng)價(jià).

圖3 活塞動(dòng)態(tài)敲擊力時(shí)域圖Fig.3 Time domain figure of piston slap force

圖4 活塞動(dòng)態(tài)敲擊力頻域圖Fig.4 Frequency domain figure of piston slap force

不同活塞銷偏置下的活塞動(dòng)態(tài)敲擊力如圖5所示.由圖5可知，活塞銷的偏置方式對(duì)于燃燒上止點(diǎn)附近的活塞動(dòng)態(tài)敲擊力的變化趨勢(shì)具有非常顯著的影響.具體表現(xiàn)為活塞銷正偏時(shí)，活塞副推力側(cè)對(duì)缸套的敲擊作用較大；活塞銷負(fù)偏時(shí)，其主推力側(cè)對(duì)缸套的敲擊作用明顯.活塞銷偏置量對(duì)于動(dòng)態(tài)敲擊力的影響主要表現(xiàn)在動(dòng)態(tài)敲擊力的峰值大小上，從圖5可以明顯看出，隨著偏置量的增加，活塞動(dòng)態(tài)敲擊力的峰值也在顯著增大.當(dāng)活塞銷向主推力側(cè)偏置2mm時(shí)，動(dòng)態(tài)敲擊力峰值達(dá)到286N，當(dāng)活塞銷向副推力側(cè)偏置2mm時(shí)，動(dòng)態(tài)敲擊力最大值為499N，并且活塞銷正偏時(shí)的動(dòng)態(tài)敲擊力均大于負(fù)偏時(shí)的動(dòng)態(tài)敲擊力.

動(dòng)態(tài)敲擊力局部放大圖如圖6所示，燃燒上止點(diǎn)附近活塞動(dòng)態(tài)敲擊力峰值及對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角如表2所示.從圖6可以明顯看出動(dòng)態(tài)敲擊力在燃燒上止點(diǎn)附近呈現(xiàn)出的不同變化趨勢(shì).已知1 000r·min－1轉(zhuǎn)速下缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力的時(shí)刻為17°曲軸轉(zhuǎn)角，結(jié)合表1中的相關(guān)數(shù)據(jù)，活塞銷正偏和負(fù)偏分別為1.5，2mm時(shí)，動(dòng)態(tài)敲擊力峰值出現(xiàn)的時(shí)刻均與最大爆發(fā)壓力時(shí)刻非常接近，而活塞銷偏置量為－0.5mm與－1mm時(shí)，動(dòng)態(tài)敲擊力出現(xiàn)的峰值的時(shí)刻均在上止點(diǎn)之前，這樣可以有效地避免最高爆發(fā)壓力作用下活塞換向引起的對(duì)主承壓面的突然敲擊.

圖5 不同活塞銷偏置量下的動(dòng)態(tài)敲擊力Fig.5 Piston slap force of piston pin offsets

圖6 動(dòng)態(tài)敲擊力局部放大圖Fig.6 Partial enlarged drawing of piston slap force

表1 燃燒上止點(diǎn)附近活塞動(dòng)態(tài)敲擊力峰值及對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角Tab.1 Piston slap force and crank angle in top dead center

5 結(jié)論

經(jīng)過本文的分析，可得出以下結(jié)論：

（1）活塞銷偏置對(duì)活塞敲擊力有較大影響，在活塞敲擊力計(jì)算時(shí)不可忽略該影響因素.

（2）活塞銷的偏置方式對(duì)于燃燒上止點(diǎn)附近的活塞動(dòng)態(tài)敲擊力的變化趨勢(shì)具有非常顯著的影響，將活塞銷適當(dāng)?shù)南蛑魍屏γ嫫?，可降低活塞的敲擊力，且活塞銷正偏時(shí)的動(dòng)態(tài)敲擊力均大于負(fù)偏時(shí)的動(dòng)態(tài)敲擊力.

（3）對(duì)本型柴油機(jī)來(lái)說(shuō)，活塞銷偏置量為－0.5 mm與－1mm時(shí)，可有效地避免最高爆發(fā)壓力作用下活塞換向引起的對(duì)主承壓面的突然敲擊；而正偏和負(fù)偏分別為1.5mm，2mm時(shí)會(huì)增大敲擊.

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