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    增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)用火花塞研究

    2015-01-12 17:50:03謝文杰康國(guó)興陳小雙杜德魁
    關(guān)鍵詞:小頭爆震火花塞

    謝文杰 康國(guó)興 陳小雙 杜德魁

    摘要:目前新開發(fā)的增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)普遍存在一種異常燃燒模式,即低速早燃和超級(jí)爆震。超級(jí)爆震時(shí)的缸內(nèi)峰值壓力可達(dá)250bar,這種異常爆發(fā)壓力的沖擊波對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)零部件,尤其是火花塞造成了極大的損害,因此研究新型的抗沖擊型火花塞,以適應(yīng)增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)的需求已成當(dāng)務(wù)之急。

    關(guān)鍵詞:渦輪增壓;缸內(nèi)直噴;低速早燃;超級(jí)爆震;火花塞;抗沖擊強(qiáng)度 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼:A

    中圖分類號(hào):TK411 文章編號(hào):1009-2374(2015)01-0011-03 DOI:10.13535/j.cnki.11-4406/n.2015.0006

    1 增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)的低速早燃現(xiàn)象

    由于石油資源日漸枯竭以及世界環(huán)境的日益惡化,世界各國(guó)對(duì)汽車節(jié)能減排的要求亦愈加嚴(yán)格。為了盡量節(jié)能減排,滿足政府日益提高的排放法規(guī)要求,輕量化、渦輪增壓、缸內(nèi)直噴技術(shù)的綜合運(yùn)用已經(jīng)成為汽油發(fā)動(dòng)機(jī)的技術(shù)趨勢(shì)。無論是外資品牌的廠家,還是自主品牌的汽車制造商,都在開發(fā)新一代的小排量增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)。渦輪增壓和缸內(nèi)直噴技術(shù)的綜合運(yùn)用不僅顯著提高了發(fā)動(dòng)機(jī)的升功率和扭矩,而且燃油經(jīng)濟(jì)性也有明顯提高,排放也得到了明顯改善。一直以來,增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)功率的提升普遍受到了一種非正常燃燒現(xiàn)象的困擾和阻礙,即低速早燃和超級(jí)爆震。這種現(xiàn)象在全球的新一代增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)上都或多或少地存在著,而且產(chǎn)生低速早燃的機(jī)理并沒有被完全理解,也沒有明確的技術(shù)手段來完全避免這種現(xiàn)象的產(chǎn)生,所以,低速早燃和超級(jí)爆震現(xiàn)象是當(dāng)今汽車發(fā)動(dòng)機(jī)行業(yè)存在的一個(gè)世界性技術(shù)難題,該現(xiàn)象主要出現(xiàn)在小排量渦輪增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)的低速大負(fù)荷工況,并伴隨以下主要特征:(1)典型地發(fā)生在升功率大于70kW/L的發(fā)動(dòng)機(jī)上;(2)隨機(jī)地發(fā)生在3000rpm以下的大負(fù)荷工況下;(3)非常早期地發(fā)生燃燒(電火花被觸發(fā)以前);(4)急速的燃燒速度和嚴(yán)重的爆震;(5)250bar的峰值壓力曾經(jīng)被發(fā)現(xiàn)和記錄過;(6)根本原因仍然沒有被完全理解;(7)有些主機(jī)廠在野外也發(fā)現(xiàn)此類問題;(8)幾乎所有的高性能發(fā)動(dòng)機(jī)都遇到了此種問題。

    圖1是低速早燃、常規(guī)爆震和正常燃燒的缸內(nèi)壓力對(duì)比圖,由圖1可見,產(chǎn)生低速早燃時(shí)的缸壓是正常燃燒時(shí)缸壓的3~5倍。

    這種低速早燃和超級(jí)爆震現(xiàn)象給發(fā)動(dòng)機(jī)的零部件帶來了巨大挑戰(zhàn),火花塞是易損件,尤其是陶瓷,雖然陶瓷的靜態(tài)機(jī)械性能很好,但是其承受機(jī)械沖擊的能力較差。當(dāng)缸內(nèi)異常燃燒的爆發(fā)沖擊壓力達(dá)200bar,甚至250bar時(shí),陶瓷裙部就有可能被這種超高的壓力沖擊波震斷,造成火花塞失效。

    2 低速早燃對(duì)火花塞的影響后果

    低速早燃和超級(jí)爆震不但產(chǎn)生非常高的壓力沖擊波,而且燃燒室內(nèi)的溫度也會(huì)非常高。超高的壓力沖擊波不但可以直接把陶瓷裙部震斷,而且也會(huì)使火花塞工作端的溫度顯著升高,造成電極和陶瓷的過熱熔化。

    除了直接的陶瓷斷裂和過熱熔化外,在點(diǎn)火時(shí)刻燃燒室內(nèi)由早燃而致的超高壓力也會(huì)使電極間隙難以被擊穿,電極間的電壓會(huì)持續(xù)升高到線圈的可供電壓,通常能達(dá)到40kV。這種很高的電壓會(huì)使陶瓷裙部的薄弱部位發(fā)生擊穿,造成火花塞失效。一旦陶瓷裙部被擊穿后,其機(jī)械強(qiáng)度也會(huì)顯著降低,進(jìn)而造成斷裂或破裂。

    3 火花塞的應(yīng)對(duì)措施

    低速早燃和超級(jí)爆震是一個(gè)世界性技術(shù)難題,德國(guó)大眾、奧地利AVL、美國(guó)西南研究院都成立了專門的研究小組進(jìn)行了大量的研究和試驗(yàn),雖然各廠家或研究機(jī)構(gòu)提出了多種假說和可能的原因,但迄今為止也沒有一個(gè)定論。在發(fā)動(dòng)機(jī)界還沒有成熟的技術(shù)措施來避免低速早燃和超級(jí)爆震的背景下,提高火花塞自身的抗沖擊強(qiáng)度,減少火花塞由超級(jí)爆震造成失效的幾率已成當(dāng)務(wù)之急。提高火花塞的抗沖擊強(qiáng)度,從兩個(gè)方面來實(shí)現(xiàn):一是提升火花塞陶瓷的品質(zhì),即提高陶瓷的機(jī)械性能和抗電強(qiáng)度,二是通過優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)來提升火花塞陶瓷小頭的抗沖擊強(qiáng)度。

    3.1 陶瓷品質(zhì)的提升

    陶瓷品質(zhì)的提升主要通過增加陶瓷的密度和優(yōu)化內(nèi)部的顯微結(jié)構(gòu)來實(shí)現(xiàn)。密度的增加和顯微結(jié)構(gòu)的優(yōu)化是一個(gè)系統(tǒng)工程,是既可獨(dú)立實(shí)現(xiàn),又相互關(guān)聯(lián)的。當(dāng)密度增加時(shí),通常顯微結(jié)構(gòu)也會(huì)得到改善,但顯微結(jié)構(gòu)的改善不一定需要提高密度。(1)陶瓷密度的增加:措施主要有兩條:一是增加陶瓷的氧化鋁含量,比如從傳統(tǒng)的93瓷升級(jí)到95瓷,甚至是98瓷;二是減少陶瓷內(nèi)部的總孔隙率。湘火炬火花塞的T93陶瓷密度只有3.65g/cm3左右,而T95陶瓷密度提升到了2.73g/cm3以上。(2)顯微結(jié)構(gòu)的優(yōu)化:措施主要有兩條:一是原料和配方的優(yōu)化,比如使用原始粒徑更細(xì)的低鈉氧化鋁、使用更少的粘結(jié)劑等;二是增加粉料壓實(shí)的等靜壓壓力,讓壓力從傳統(tǒng)的35~40MPa提高到75~80MPa,可以使瓷件毛坯壓實(shí)更加致密。

    從2010年開始,湘火炬歷經(jīng)3年開發(fā)的高性能陶瓷T95于2013年9月順利投產(chǎn)。與傳統(tǒng)的T93陶瓷相比,T95陶瓷的機(jī)械性能提升了約30%,抗電性能也提升了約25%,T95陶瓷為開發(fā)渦輪增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)用火花塞提供了可靠的基礎(chǔ)。湘火炬正在開發(fā)的T98陶瓷,將會(huì)比T95高性能陶瓷具有更加優(yōu)異的機(jī)械和抗電性能,將會(huì)滿足所有新一代發(fā)動(dòng)機(jī)的需求。

    3.2 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的改進(jìn)

    小型化的增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)因升功率大,需要更好的冷卻效果,增強(qiáng)的缸頭冷卻水道布置和更小的安裝空間,通常需要使用M12的長(zhǎng)螺紋火花塞,甚至使用螺紋為M10的火花塞。一方面,發(fā)動(dòng)機(jī)的惡劣工況使火花塞本身要承受比以往較粗的M14火花塞更為嚴(yán)苛的壓力和溫度的沖擊,另一方面,直徑變小的陶瓷本身承受沖擊的能力在變?nèi)?,在陶瓷材料自身性能無法再繼續(xù)提高的情況下,只能通過結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)來克服這個(gè)矛盾。

    結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的改進(jìn),主要是提高火花塞裝配后陶瓷裙部的抗沖擊強(qiáng)度,通常用火花塞陶瓷裙部的抗折強(qiáng)度來進(jìn)行定量評(píng)估,可以從以下三個(gè)方面來進(jìn)行:(1)優(yōu)化內(nèi)密封配合尺寸:改變陶瓷密封座的角度和過渡圓弧、增大內(nèi)密封圈的內(nèi)徑、增加鐵殼內(nèi)密封座的內(nèi)徑,可以減小火花塞鉚裝后陶瓷小頭根部承受的來自鐵殼和內(nèi)密封圈的剪切應(yīng)力,從而提升陶瓷裙部的穩(wěn)健性。傳統(tǒng)的內(nèi)密封設(shè)計(jì),內(nèi)墊圈與陶瓷小頭根部之間的間隙小,配合緊密,火花塞鉚裝后陶瓷根部將會(huì)承受巨大的剪切應(yīng)力,而經(jīng)過優(yōu)化的設(shè)計(jì),有效減輕了剪切應(yīng)力,可以有效避免小頭根部被內(nèi)墊圈卡斷的風(fēng)險(xiǎn)。通過優(yōu)化設(shè)計(jì),在相同的鉚裝壓力下,陶瓷體根部的受力分布發(fā)生了明顯的改變,在陶瓷體容易卡斷的位置受到的剪切力大大減小,陶瓷體的抗沖擊能力提高了22.4%。(2)采用充粉冷鉚裝工藝:使用熱鉚結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的火花塞鉚裝后,陶瓷與內(nèi)密封圈和鐵殼之間形成了硬連接,陶瓷承受著來自內(nèi)墊圈和鐵殼鉚邊口巨大的壓應(yīng)力和剪切應(yīng)力;而使用充粉冷鉚結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的火花塞,在陶瓷和鐵殼鉚邊口之間有一段粉料填充物,鉚裝后粉料填充物可以有效緩沖和減少陶瓷在內(nèi)密封處承受的應(yīng)力。(3)優(yōu)化陶瓷的裙部尺寸:在材質(zhì)一定的情況下,陶瓷裙部的長(zhǎng)度、根部的外徑、頭部的外徑和小孔的直徑是影響其抗折強(qiáng)度的主要因素。為了便于研究,我們建立了火花塞陶瓷裙部抗折強(qiáng)度的計(jì)算模型,如圖2所示:

    圖2 火花塞陶瓷裙部

    截面圖模型 圖3 火花塞抗折試驗(yàn)

    示意圖

    其中,D2為陶瓷小頭的根部外徑(mm);D1為陶瓷小頭端部的外徑(mm);d為陶瓷的小孔直徑(mm);L為陶瓷小頭的長(zhǎng)度,即裙部長(zhǎng)度(mm);F為超級(jí)爆震時(shí)陶瓷小頭承受的等效外力(N);F1為抗折試驗(yàn)時(shí)的折斷力(N)。

    在陶瓷裙部結(jié)構(gòu)尺寸確定的情況下,可以模擬計(jì)算出超級(jí)爆震極限壓強(qiáng)P爆震為20MPa時(shí)陶瓷小頭承受的極限等效側(cè)向壓力以及陶瓷小頭根部承受的彎折應(yīng)力σ(MPa)。

    模擬計(jì)算公式如下:

    超級(jí)爆震時(shí)小頭承受的外力:F=P爆震×(D1+D2)×L/2

    超級(jí)爆震時(shí)小頭承受的彎矩:M=F×0.5×L/1000

    軸慣性矩:Iz=3.14×(D24-d4)/64

    抗彎界面系數(shù):Wz=Iz×2/D2

    超級(jí)爆震時(shí)小頭承受的彎折應(yīng)力:σ=M/Wz×1000

    同樣,在陶瓷裙部尺寸確定的情況下,也可以通過樣品進(jìn)行小頭抗折試驗(yàn)來獲取陶瓷小頭的最小折斷力,并用相同的公式模擬計(jì)算出陶瓷小頭折斷時(shí)的彎折應(yīng)力σs(MPa),即抗折強(qiáng)度。當(dāng)然,火花塞小頭的實(shí)際抗折強(qiáng)度不但與裙部的尺寸設(shè)計(jì)有關(guān),還與陶瓷材料本身的性能以及裝配應(yīng)力有關(guān)。小頭抗折試驗(yàn)原理圖如圖3所示,試驗(yàn)時(shí),火花塞被夾持在專用夾具內(nèi),壓頭作用在距離陶瓷小頭端面約1mm處,用萬能材料試驗(yàn)機(jī)給壓頭按設(shè)定的條件勻速下壓,直到陶瓷小頭被壓斷為止,從材料試驗(yàn)機(jī)上讀取小頭折斷時(shí)的力F1。

    模擬計(jì)算公式如下:

    小頭折斷時(shí)承受的彎矩:M=F1×(L-1)/1000

    軸慣性矩:Iz=3.14×(D24-d4)/64

    抗彎界面系數(shù):Wz=Iz×2/D2

    超級(jí)爆震時(shí)小頭承受的彎折應(yīng)力:σs=M/Wz×1000

    如果抗折試驗(yàn)得到的彎折應(yīng)力σs大于20MPa超級(jí)爆震時(shí)可能承受的彎折應(yīng)力σ,則結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)是穩(wěn)健的,火花塞可以承受最大爆發(fā)壓力為20MPa的超級(jí)爆震;反之,設(shè)計(jì)就不夠穩(wěn)健,有產(chǎn)生小頭斷的風(fēng)險(xiǎn)。

    4 結(jié)果驗(yàn)證

    我們通過抗折強(qiáng)度模型的計(jì)算和樣品的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,不難發(fā)現(xiàn),隨著陶瓷小頭長(zhǎng)度的減小,其所受的爆震沖擊力越小,但其自身的抗折強(qiáng)度因裙部短反而增加了。對(duì)于M12長(zhǎng)螺紋的LD和LDK系列火花塞來說,通常小頭的長(zhǎng)度要小于9mm,才能滿足其自身的抗折強(qiáng)度大于超級(jí)爆震時(shí)其可能要承受的彎折應(yīng)力。通過大量的試驗(yàn),我們摸索出了增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)用火花塞的設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn),并建立了火花塞陶瓷小頭的抗折強(qiáng)度試驗(yàn)規(guī)范。把抗折試驗(yàn)規(guī)范應(yīng)用于實(shí)際的生產(chǎn)質(zhì)量監(jiān)控中,可以監(jiān)控在設(shè)計(jì)定型后火花塞制造過程的變化,比如瓷質(zhì)本身的變化,因?yàn)榱悴考浜瞎钤蚨鴮?dǎo)致的裝配后干涉等。

    總而言之,增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)火花塞的抗沖擊強(qiáng)度要求很高,尤其是陶瓷小頭的抗折強(qiáng)度。我們不但要有質(zhì)量穩(wěn)定的優(yōu)質(zhì)陶瓷,而且要采用優(yōu)化的設(shè)計(jì),才能保證火花塞抵抗低速早燃和超級(jí)爆震的異常沖擊,避免火花塞在工作過程出現(xiàn)陶瓷小頭斷裂或陶瓷與電極過熱熔化所帶來的風(fēng)險(xiǎn)。

    參考文獻(xiàn)

    [1] 張志福,舒歌群,梁興雨,劉國(guó)慶,楊萬里,王志.增壓直噴汽油機(jī)超級(jí)爆震現(xiàn)象與初步試驗(yàn)[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào),2011,(29).

    [2] 劉鴻文.材料力學(xué)[M].北京:高等教育出版社,2014.

    [3] Dipl.-lng.Jurgenwilland,Dr.-lng.MarcDaninel,Dr.EmanuelaMontefrancesco,Prof.Dr.BernhardGeringer,Dr.PeterHofmann,DIPL.-Lng.MarkusKieberger,RESEARCH[J].Combustion,2009,(70).

    (責(zé)任編輯:周 瓊)

    圖2 火花塞陶瓷裙部

    截面圖模型 圖3 火花塞抗折試驗(yàn)

    示意圖

    其中,D2為陶瓷小頭的根部外徑(mm);D1為陶瓷小頭端部的外徑(mm);d為陶瓷的小孔直徑(mm);L為陶瓷小頭的長(zhǎng)度,即裙部長(zhǎng)度(mm);F為超級(jí)爆震時(shí)陶瓷小頭承受的等效外力(N);F1為抗折試驗(yàn)時(shí)的折斷力(N)。

    在陶瓷裙部結(jié)構(gòu)尺寸確定的情況下,可以模擬計(jì)算出超級(jí)爆震極限壓強(qiáng)P爆震為20MPa時(shí)陶瓷小頭承受的極限等效側(cè)向壓力以及陶瓷小頭根部承受的彎折應(yīng)力σ(MPa)。

    模擬計(jì)算公式如下:

    超級(jí)爆震時(shí)小頭承受的外力:F=P爆震×(D1+D2)×L/2

    超級(jí)爆震時(shí)小頭承受的彎矩:M=F×0.5×L/1000

    軸慣性矩:Iz=3.14×(D24-d4)/64

    抗彎界面系數(shù):Wz=Iz×2/D2

    超級(jí)爆震時(shí)小頭承受的彎折應(yīng)力:σ=M/Wz×1000

    同樣,在陶瓷裙部尺寸確定的情況下,也可以通過樣品進(jìn)行小頭抗折試驗(yàn)來獲取陶瓷小頭的最小折斷力,并用相同的公式模擬計(jì)算出陶瓷小頭折斷時(shí)的彎折應(yīng)力σs(MPa),即抗折強(qiáng)度。當(dāng)然,火花塞小頭的實(shí)際抗折強(qiáng)度不但與裙部的尺寸設(shè)計(jì)有關(guān),還與陶瓷材料本身的性能以及裝配應(yīng)力有關(guān)。小頭抗折試驗(yàn)原理圖如圖3所示,試驗(yàn)時(shí),火花塞被夾持在專用夾具內(nèi),壓頭作用在距離陶瓷小頭端面約1mm處,用萬能材料試驗(yàn)機(jī)給壓頭按設(shè)定的條件勻速下壓,直到陶瓷小頭被壓斷為止,從材料試驗(yàn)機(jī)上讀取小頭折斷時(shí)的力F1。

    模擬計(jì)算公式如下:

    小頭折斷時(shí)承受的彎矩:M=F1×(L-1)/1000

    軸慣性矩:Iz=3.14×(D24-d4)/64

    抗彎界面系數(shù):Wz=Iz×2/D2

    超級(jí)爆震時(shí)小頭承受的彎折應(yīng)力:σs=M/Wz×1000

    如果抗折試驗(yàn)得到的彎折應(yīng)力σs大于20MPa超級(jí)爆震時(shí)可能承受的彎折應(yīng)力σ,則結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)是穩(wěn)健的,火花塞可以承受最大爆發(fā)壓力為20MPa的超級(jí)爆震;反之,設(shè)計(jì)就不夠穩(wěn)健,有產(chǎn)生小頭斷的風(fēng)險(xiǎn)。

    4 結(jié)果驗(yàn)證

    我們通過抗折強(qiáng)度模型的計(jì)算和樣品的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,不難發(fā)現(xiàn),隨著陶瓷小頭長(zhǎng)度的減小,其所受的爆震沖擊力越小,但其自身的抗折強(qiáng)度因裙部短反而增加了。對(duì)于M12長(zhǎng)螺紋的LD和LDK系列火花塞來說,通常小頭的長(zhǎng)度要小于9mm,才能滿足其自身的抗折強(qiáng)度大于超級(jí)爆震時(shí)其可能要承受的彎折應(yīng)力。通過大量的試驗(yàn),我們摸索出了增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)用火花塞的設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn),并建立了火花塞陶瓷小頭的抗折強(qiáng)度試驗(yàn)規(guī)范。把抗折試驗(yàn)規(guī)范應(yīng)用于實(shí)際的生產(chǎn)質(zhì)量監(jiān)控中,可以監(jiān)控在設(shè)計(jì)定型后火花塞制造過程的變化,比如瓷質(zhì)本身的變化,因?yàn)榱悴考浜瞎钤蚨鴮?dǎo)致的裝配后干涉等。

    總而言之,增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)火花塞的抗沖擊強(qiáng)度要求很高,尤其是陶瓷小頭的抗折強(qiáng)度。我們不但要有質(zhì)量穩(wěn)定的優(yōu)質(zhì)陶瓷,而且要采用優(yōu)化的設(shè)計(jì),才能保證火花塞抵抗低速早燃和超級(jí)爆震的異常沖擊,避免火花塞在工作過程出現(xiàn)陶瓷小頭斷裂或陶瓷與電極過熱熔化所帶來的風(fēng)險(xiǎn)。

    參考文獻(xiàn)

    [1] 張志福,舒歌群,梁興雨,劉國(guó)慶,楊萬里,王志.增壓直噴汽油機(jī)超級(jí)爆震現(xiàn)象與初步試驗(yàn)[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào),2011,(29).

    [2] 劉鴻文.材料力學(xué)[M].北京:高等教育出版社,2014.

    [3] Dipl.-lng.Jurgenwilland,Dr.-lng.MarcDaninel,Dr.EmanuelaMontefrancesco,Prof.Dr.BernhardGeringer,Dr.PeterHofmann,DIPL.-Lng.MarkusKieberger,RESEARCH[J].Combustion,2009,(70).

    (責(zé)任編輯:周 瓊)

    圖2 火花塞陶瓷裙部

    截面圖模型 圖3 火花塞抗折試驗(yàn)

    示意圖

    其中,D2為陶瓷小頭的根部外徑(mm);D1為陶瓷小頭端部的外徑(mm);d為陶瓷的小孔直徑(mm);L為陶瓷小頭的長(zhǎng)度,即裙部長(zhǎng)度(mm);F為超級(jí)爆震時(shí)陶瓷小頭承受的等效外力(N);F1為抗折試驗(yàn)時(shí)的折斷力(N)。

    在陶瓷裙部結(jié)構(gòu)尺寸確定的情況下,可以模擬計(jì)算出超級(jí)爆震極限壓強(qiáng)P爆震為20MPa時(shí)陶瓷小頭承受的極限等效側(cè)向壓力以及陶瓷小頭根部承受的彎折應(yīng)力σ(MPa)。

    模擬計(jì)算公式如下:

    超級(jí)爆震時(shí)小頭承受的外力:F=P爆震×(D1+D2)×L/2

    超級(jí)爆震時(shí)小頭承受的彎矩:M=F×0.5×L/1000

    軸慣性矩:Iz=3.14×(D24-d4)/64

    抗彎界面系數(shù):Wz=Iz×2/D2

    超級(jí)爆震時(shí)小頭承受的彎折應(yīng)力:σ=M/Wz×1000

    同樣,在陶瓷裙部尺寸確定的情況下,也可以通過樣品進(jìn)行小頭抗折試驗(yàn)來獲取陶瓷小頭的最小折斷力,并用相同的公式模擬計(jì)算出陶瓷小頭折斷時(shí)的彎折應(yīng)力σs(MPa),即抗折強(qiáng)度。當(dāng)然,火花塞小頭的實(shí)際抗折強(qiáng)度不但與裙部的尺寸設(shè)計(jì)有關(guān),還與陶瓷材料本身的性能以及裝配應(yīng)力有關(guān)。小頭抗折試驗(yàn)原理圖如圖3所示,試驗(yàn)時(shí),火花塞被夾持在專用夾具內(nèi),壓頭作用在距離陶瓷小頭端面約1mm處,用萬能材料試驗(yàn)機(jī)給壓頭按設(shè)定的條件勻速下壓,直到陶瓷小頭被壓斷為止,從材料試驗(yàn)機(jī)上讀取小頭折斷時(shí)的力F1。

    模擬計(jì)算公式如下:

    小頭折斷時(shí)承受的彎矩:M=F1×(L-1)/1000

    軸慣性矩:Iz=3.14×(D24-d4)/64

    抗彎界面系數(shù):Wz=Iz×2/D2

    超級(jí)爆震時(shí)小頭承受的彎折應(yīng)力:σs=M/Wz×1000

    如果抗折試驗(yàn)得到的彎折應(yīng)力σs大于20MPa超級(jí)爆震時(shí)可能承受的彎折應(yīng)力σ,則結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)是穩(wěn)健的,火花塞可以承受最大爆發(fā)壓力為20MPa的超級(jí)爆震;反之,設(shè)計(jì)就不夠穩(wěn)健,有產(chǎn)生小頭斷的風(fēng)險(xiǎn)。

    4 結(jié)果驗(yàn)證

    我們通過抗折強(qiáng)度模型的計(jì)算和樣品的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,不難發(fā)現(xiàn),隨著陶瓷小頭長(zhǎng)度的減小,其所受的爆震沖擊力越小,但其自身的抗折強(qiáng)度因裙部短反而增加了。對(duì)于M12長(zhǎng)螺紋的LD和LDK系列火花塞來說,通常小頭的長(zhǎng)度要小于9mm,才能滿足其自身的抗折強(qiáng)度大于超級(jí)爆震時(shí)其可能要承受的彎折應(yīng)力。通過大量的試驗(yàn),我們摸索出了增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)用火花塞的設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn),并建立了火花塞陶瓷小頭的抗折強(qiáng)度試驗(yàn)規(guī)范。把抗折試驗(yàn)規(guī)范應(yīng)用于實(shí)際的生產(chǎn)質(zhì)量監(jiān)控中,可以監(jiān)控在設(shè)計(jì)定型后火花塞制造過程的變化,比如瓷質(zhì)本身的變化,因?yàn)榱悴考浜瞎钤蚨鴮?dǎo)致的裝配后干涉等。

    總而言之,增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)火花塞的抗沖擊強(qiáng)度要求很高,尤其是陶瓷小頭的抗折強(qiáng)度。我們不但要有質(zhì)量穩(wěn)定的優(yōu)質(zhì)陶瓷,而且要采用優(yōu)化的設(shè)計(jì),才能保證火花塞抵抗低速早燃和超級(jí)爆震的異常沖擊,避免火花塞在工作過程出現(xiàn)陶瓷小頭斷裂或陶瓷與電極過熱熔化所帶來的風(fēng)險(xiǎn)。

    參考文獻(xiàn)

    [1] 張志福,舒歌群,梁興雨,劉國(guó)慶,楊萬里,王志.增壓直噴汽油機(jī)超級(jí)爆震現(xiàn)象與初步試驗(yàn)[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào),2011,(29).

    [2] 劉鴻文.材料力學(xué)[M].北京:高等教育出版社,2014.

    [3] Dipl.-lng.Jurgenwilland,Dr.-lng.MarcDaninel,Dr.EmanuelaMontefrancesco,Prof.Dr.BernhardGeringer,Dr.PeterHofmann,DIPL.-Lng.MarkusKieberger,RESEARCH[J].Combustion,2009,(70).

    (責(zé)任編輯:周 瓊)

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