某型航空活塞发动机空中气门卡阻机理

龙小辉，孟现召

（1.中国民用航空飞行学院飞机修理厂，四川广汉618307；2.中国民用航空飞行学院洛阳分院，河南洛阳471000）

0 引言

某型初级教练机配装Continental航空活塞式发动机，在空中运行中多次发生发动机排气门卡阻故障。故障多发生在巡航或下降阶段改变油门位置的瞬间，典型故障现象是发动机抖动并伴随某缸排气温度不显示（该机型上排气温度最低显示值为260℃）和气缸头温度持续降低。此故障现象在空中持续一段时间后，发动机参数一般能够自行恢复正常，落地后对发动机气缸进行内部检查可发现，在故障气缸的活塞上留有气门与活塞撞击后形成的月牙形凹坑。

航空活塞发动机的气门卡阻多发生在排气门上，进气门出现卡阻的案例在航空活塞发动机运行中极为罕见，在相关文献中未见报道。统计显示，本文所研究机型在某飞行学院6年来的运行实践中所报告的52起气门卡阻故障也均为排气门卡阻。

目前航空活塞发动机的排气门结构形式存在有以Lycoming为代表的中空钠冷气门和以Continental为代表的实心气门2种，这2种气门在散热特性和散热能力上差异较大。钠冷气门的主要散热渠道是利用金属钠的相变过程将大量热量从气门头导向气门杆，然后经气门导套传向气缸头；而实心气门则有75%的热量需要从气门头经气门座传向气缸头。因此运行中钠冷气门的气门杆温度明显高于实心气门的，在钠冷气门发动机上气门卡阻故障发生率也远高于实心气门发动机的[1]。

然而在同场运行的多机型机队中，采用Lycoming钠冷气门和采用Continental实心气门发动机的机型均有较多飞行训练时长，在相同的燃油、滑油、场温、场压及飞行操作人员和机务维修人员的条件下，规律却发生反转。研究文献[1]所指出的更容易出现气门卡阻的Lycoming钠冷气门发动机多年来没有发生气门卡阻故障，而不易出现气门卡阻的Continental实心气门发动机却每年均有10多起气门卡阻案例。

在所指型号飞机上的飞行数据记录系统能够将飞行中的相关参数实时记录在FDR（Flight Data Recorder）数据文件中[2-3]，后期进行故障分析时可通过专用的EGView软件将相关飞行数据以曲线形式呈现[4]，展示出发动机相关参数的连续变化过程。本文基于EGview软件对该机型上典型的气门卡阻故障案例数据进行归纳分析，讨论该型发动机空中气门卡阻故障的诱因并为最终提出有效的解决方案提供理论支撑。

1 分析和检测方法

气门卡阻的根源是气门与气门导套之间的间隙变小，致使气门移动的摩擦阻力大于气门弹簧的恢复力，使气门卡阻在气门导套内无法在设定的时机移动到规定的位置[5]，从而出现位置关系紊乱而导致气门与活塞之间发生刚性撞击。在卡阻气门的导套内壁均能发现不同程度的沉积物，这些沉积物的存在减小了气门杆和气门导套之间的有效配合间隙，想要正确分析该型发动机排气门的卡阻行为，需先弄清排气门导套内壁沉积物的物质种类并分析其来源。

针对该机型大量的气门卡阻故障案例，基于EGView软件选取具有代表性的典型故障案例对其FDR数据进行图示化趋势分析，查找故障航段中发动机关键参数的变化趋势；根据FDR数据分析所提供的方向指引找到发生气门卡阻故障的气缸，用Olympus IV8000-2型内窥镜辅助检查故障气缸气门导套内壁形貌，对气门导套内壁沉积物取样并使用EDAX能谱分析仪分析其主要元素成分，判断其来源并评估其对气门卡阻的影响。

2 分析、检测过程及结果

2.1 典型故障FDR数据分析

用EGView软件对该机型1起典型空中气门卡阻故障案例的FDR数据进行图示化呈现，如图1所示。该型飞机采用Continental实心气门6缸航空活塞发动机。图中：TEG为排气温度；TCH为气缸头温度；HP.ALT为气压高度；RPWR为百分比功率；NRPM为发动机转速；PMA为进气压力；GFF为发动机燃油流量。

图1 典型空中气门卡阻故障1的FDR数据

从图中可见，TEG和TCH分别由6条曲线组成，分别代表第1～6号气缸的排气温度和气缸头温度的变化趋势。在特征点A1位置各参数稳定，为巡航中油门保持状态，之后收油门改下降，在收油门后有略向前推油门的操作动作，TEG2偏离其余各缸TEG趋势而出现明显突降，之后TCH2也开始偏离并逐渐走低，此为典型的气门卡阻特征，表明2号缸在特征点B1附近出现气门卡阻；略推油门后至特征点C1位置短暂停留后收油门，各缸TEG终止快速上升并略下降并保持；再次小幅推油门至特征点D1时，功率状态基本与C1位置持平，可看到各缸TEG明显同步上升，且上升幅度超过C1位置，表明C1位置TEG上升趋势并未得到充分发挥；到特征点E1时，再次推油门至与特征点A1基本持平的功率状态，可看到各缸TEG明显同步下降，表明C1/D1位置功率状态时TEG处于阶段极大值位置，在此基础上功率再增大或减小均会使TEG降低；到特征点F1时，功率状态不变但TEG2和TCH2自行改变持续下降趋势并出现拐点开始逐渐与其他各缸趋向一致，表明在特征点E1时，2号气缸的气门卡阻状态自行解除，2号气缸参数开始恢复正常。

在EGView软件中截取图2各特征点位置的百分比功率RPWR和TEG均值等数据，见表1。

表中数据表明，该发动机在D1位置的29%功率附近TEG处于相对高点，与前述过程分析一致，预示着在该功率附近对排气门的加热作用较强。

表1 图1中各特征点数据

2.2 气门导套内壁形貌及沉积物成分分析

用Olympus IV8000-2型内窥镜对2号气缸进行内部检查可以看到活塞上留下的的撞击凹坑，如图2所示。表明2号气缸发生气门与活塞之间的位置干涉，确认了气门卡阻故障的存在。对该气缸排气门进行运动灵活性检查发现，气门杆在气门导套中运动阻力较大，表明在气门杆与气门导套之间配合间隙中有异物存在。

图2 活塞上的气门撞击凹坑

将排气门从气门导套内取出，用Olympus IV8000-2型内窥镜观察导套内壁形貌，如图3所示。内窥镜光学探头分别从气门导套摇臂端和排气通道端开口进入导套内部拍摄导套内壁形貌（A、B），并拍摄气门导套排气通道端开口处整体形貌和内壁局部形貌（C、D）。

图3 气门导套内壁形貌

从图中可见，导套内壁沉积物层主要集中在导套中段，在靠近摇臂端的气门导套内壁光亮的金属表面上没有沉积物存在过的迹象；而在靠近排气通道一侧的导套端部位置，内壁沉积物已存在明显的剥离脱落现象，D图更显示出了气门导套靠近排气通道端开口处内壁沉积物已经局部完全脱落干净后的壁面形貌。为判断气门导套内壁沉积物的来源，用EDAX能谱分析仪分析这些沉积物的主要元素构成（Wt和At分别表示质量分数和原子分数），结果见表2。

表2 排气门导套内壁沉积物组成成分

从表中数据可见，气门导套内壁沉积物的主要构成元素是C、Pb和Br，且在靠近排气通道一侧Pb和Br的含量有所增加、C含量则略有减少；次要构成元素Al在导套两端含量基本一致，O含量在靠近排气通道一侧增加明显；微量构成元素Si出现在靠近排气通道一侧，Cl元素则相反。

3 讨论

3.1 气门导套内沉积物的来源

为保证气门杆在气门导套中运动灵活，在气门杆与气门导套之间的配合间隙中需要有一定量的滑油[6-8]。航空活塞发动机在工作中通过专设的油路机构将润滑油从气门导套的摇臂端开口注入气门-导套之间的配合间隙中，润滑油在一定的油压和气门轴向往复运动的带动下流向排气通道端。在工作中，气门导套两端温差明显，温度梯度较大，排气通道端的高温足以引起滑油碳化[7-8]；在较高温度下润滑油发生完全裂解形成与原有物种有很大差异的富碳物质[9]，所以沉积物中的主要构成元素C应来源于气门-导套间润滑油在高温下的碳化。

同时，该型航空活塞发动机采用航空汽油作为燃料，为满足高压缩比航空活塞发动机对燃油的抗爆性要求，航空汽油中含有一定量的抗爆添加剂[10-12]。案例采用的航空汽油中的抗爆添加剂为（CH3CH2）4Pb（四乙基铅），抗爆机理为（CH3CH2）4Pb燃烧后会生成烟雾状的PbO和Pb颗粒参与焰前反应，降低过氧化物浓度，延长着火诱导期[12]，反应式为

同时，在燃油中又加入排铅剂C2H5Br（溴乙烷）与铅反应生成熔点和沸点很低的PbBr2（溴化铅）随废气排出，反应式为

由于气门导套的排气通道端开口暴露在高温废气中，废气中的Pb和Br化合物粒子将随高速排气侵入气门-导套间隙，再加上气门杆在气门导套中轴向往复运动起到“搅拌”作用，结合导套内沉积物中Pb和Br元素在导套排气通道端分布更多可知：这2种元素应来源于航空汽油中的抗爆剂四乙基铅和排铅剂溴乙烷。

次要构成元素中的Al在导套两端分布基本一致，表明Al元素应来自于导套内滑油，是发动机工作过程中正常磨损粒子随滑油流动的结果；元素O在导套排气通道端分布更多与高温下更多物质被氧化有关。

由此可见，气门-导套间沉积物形成的主要因素是气门-导套间的润滑油在高温下碳化，否则从导套的排气通道端开口随排气侵入的含有Pb、Br元素的化合物粒子在逆向流过的滑油冲刷下难以固化沉积。实践证据显示，绝大多数发动机在整个TBO（翻修周期）期间不会发生气门卡阻，表明发动机在正常工作状况下气门-导套间沉积物并不会无限制沉积，而是逐步达到一个稳态值，不至于独立引起气门卡阻。所以气门卡阻故障的发生应该存在气门-导套间沉积物以外的独立诱因。

3.2 气门卡阻过程分析

气门在气门导套中是否能够灵活运动取决于气门-导套间的配合状态。当气门-导套间为间隙配合时，气门能够运动灵活；如果气门-导套间配合间隙减小，当配合状态由间隙配合转向过渡配合时，气门就处于卡滞的边缘；如果气门杆-导套间配合间隙进一步减小，配合形式由过渡配合转向过盈配合时，气门卡阻开始出现。导致气门杆-导套间配合间隙减小的状态包括3种：导套收缩时气门杆膨胀、导套膨胀量小于气门杆膨胀量和导套收缩量大于气门杆收缩量。由于气门导套镶嵌在气缸头上[6]，其热惯性远大于气门杆的，所以除非是发动机在工作中遇到急速骤冷，比如突然坠入冰冷的水中，否则导套收缩量大于气门杆收缩量的情况不会出现，本文不予讨论。

3.2.1 导套收缩时气门杆膨胀

导套收缩表明发动机TCH处于降低趋势中。图1所示故障即属于这种情况，收油门减小发动机百分比功率，发动机各气缸发热量减小，但由于惯性飞机空速不会随收油门而出现瞬间突降，所以在暂态分析中可认为发动机散热状况没有改变，则可知收油门必然打破发动机原有的热平衡状态而使TCH降低。

为便于进行趋势分析和进一步分析该故障气门卡阻的暂态过程，将图1中特征点B1-C1附近的FDR曲线局部放大，并隐去在卡阻暂态过程中基本没有发生变化的HPALT曲线，得暂态过程如图4所示。

图4 典型故障1的空中气门卡阻暂态过程

从图中可见，在特征点A4位置开始收油门，在A4～D4期间随持续收油门RPWR持续减小，各缸TEG在C4位置出现阶段极大值，之后TEG2开始偏离其余各缸TEG出现降低趋势，且在D4位置推油门后TEG2没有随其余各缸TEG同步回升而是继续快速降低，表明2号气缸已经出现气门卡阻，气门卡阻初始点就在特征点C4位置。

在EGView软件中截取图4中A4～E4各特征点位置的RPWR和TEG均值数据，见表3。

从图中可见，特征点E4位置之后的一段时间内油门保持，RPWR、NRPM、PMA、GFF等参数均保持稳定，但各缸TEG（除TEG2外）持续升高，表明E4位置功率状态下对应的稳态TEG大于E4位置截取的636℃，显示出该功率状态下TEG居于阶段高点。而表3中数据显示E4位置RPWR数值与初始出现气门卡阻的C4位置的接近，表明气门卡阻与C4位置功率状态下排气门受热膨胀趋势明显有关。

表3 图4中各特征点数据

可见，收油门TCH降低使导套处于收缩趋势中，再加上RPWR=30%左右时TEG出现阶段性高点造成气门杆膨胀量较大是该起气门卡阻故障发生的根本原因。

3.2.2 气门杆膨胀量大于导套膨胀量

在推油门过程中随RPWR增大TCH升高，气门导套处于膨胀趋势中，但如果在此过程中排气门杆的膨胀量大于气门导套膨胀量，则仍然可能使气门杆-导套间配合间隙过量减小而发生气门卡阻。符合该种情况的另一起空中气门卡阻故障如图5所示。

图5 典型气门卡阻故障2的FDR曲线

从图中可见，飞机在爬升后收油门改平飞，TCH开始进入持续降低趋势；短暂平飞后继续收油门改为下降，各缸TEG升高（特征点A5），显示对气门的加热作用增强；在B5位置进一步收油门，各缸TEG快速降低，对气门的加热作用减弱，并因TCH的持续降低，气门杆与气门导套均收缩；至C5位置推油门增加RPWR，各缸TEG快速回升，表明对气门的加热作用瞬间增强，气门开始处于快速膨胀状态，此后TEG2在小幅回升后快速降低，表明2号缸发生气门卡阻。该故障在推油门增大RPWR过程中出现，表明气门杆膨胀量大于导套的膨胀量。

将图5中A5～C5附近曲线放大，如图6所示。

图6 典型故障2的空中气门卡阻暂态过程

从图中可见，在C6位置推油门增加RPWR，在TEG回升中TEG2较其余各缸TEG回升速率偏小，表明该起气门卡阻故障的起始点应该在C6位置。在EGView软件中截取各特征点A6～D6的特征数据，见表4。

表4 图6中各特征点数据

表中数据显示C6位置的RPWR=15.1%，为何会在这样较小的功率状态下发生卡阻，需要进一步讨论。

在EGView软件中持续向前查找该航段数据曲线，发现该航段冷发起动时出现TEG2偏离主流TEG在低位持续2 min才恢复的现象，这是起动中2号缸发生疑似气门卡阻的证据，如图7所示。

图7 冷发起动中的气门卡阻迹象

将图 7 中时间轴 00：02：00～00：04：00 期间的FDR数据曲线局部放大，详细查找2缸发生气门卡阻的起始点，如图8所示。

从图中可见，该航段冷发起动中2缸气门卡阻应发生在A8位置。气门卡阻后炽热的气门杆使气门-导套配合间隙中的滑油加速碳化，减小了气门-导套间的有效配合间隙，增大了气门在导套中的运动阻力，解释了该航段后面在较小的RPWR下发生空中气门卡阻的原因。

图8 冷发起动中的气门卡阻暂态过程

在EGView软件中截取A8位置的RPWR=29.3%，与图4故障中气门卡阻的起始点基本一致。

3.2.3 气门卡阻多发于RPWR=30%附近的原因

无论是导套收缩时气门杆膨胀，还是导套膨胀量小于气门杆膨胀量所导致的的气门卡阻，共同的特征是气门杆处于膨胀趋势中，这种情况仅出现在对气门具有较强加热作用的TEG快速升高阶段，而卡阻故障发生时机均指向RPWR=30%附近，表明在该功率值附近TEG升高率过大。

用EGView软件再次打开图1和图5对应的数据文件，统计其地面试车转速（1700 r/min）和全油门起飞状态的RPWR、GFF、TEG均值等参数对比见表5。

表5 典型气门卡阻故障中特征参数对比

从表中可见，在2起空中气门卡阻故障中，RPWR=30%附近的TEG均值接近甚至超过全油门起飞状态的TEG均值水平，表明在这些飞机上RPWR=30%附近气门受到的加热作用较严重。

3.3 缓解气门卡阻趋势的方法

为改善RPWR=30%附近气门的受热状况，需降低此功率状态时的TEG。根据航空活塞发动机原理[6]，在运行环节改变TEG的方法是改变气缸内混合气的贫富油程度，但首先需要确定调整前的贫富油基础状态。

统计显示，在该机型上RPWR=30%对应的地面发动机转速约为1700 r/min，该参数也是该机型维修手册中规定的发动机地面试车特定转速[2]。大量的发动机地面试车数据表明，在1700 r/min时气缸内混合气仍处于TEG峰值的偏富油一侧，故欲降低TEG需增加供油量将气缸内混合气向富油方向调整[13]。

对该机型大量空中卡阻故障案例FDR数据的针对性统计结果显示：在1700 r/min时发动机燃油流量多在15.1 L/h左右或以下。经实际测试，控制1700 r/min时发动机燃油流量大于17.0 L/h，能够有效保证PWR=30%附近的TEG均值低于全油门状态的TEG均值。由于在该机型的飞机及发动机手册中均未对1700 r/min时发动机的燃油流量做出规定[2，14-15]，故暂定1700 r/min时发动机燃油流量不低于17.0 L/h，并在运行实践中跟踪测试。

其后4年的运行实践表明空中气门卡阻故障得到有效解决，充分证明改善RPWR=30%附近气门的受热状况对预防空中气门卡阻是有效的。

4 结论

通过对所指机型空中气门卡阻典型故障案例的探讨，结论与建议如下：

（1）30%百分比功率附近燃油流量偏低造成气门在该功率范围内受热较严重，是该机型空中气门卡阻故障多发的主要原因；

（2）增加1700 r/min时的燃油流量和改善30%百分比功率附近气门的受热状况是预防空中气门卡阻的正确方向；

（3）在工程实践中应严格控制该型发动机在1700 r/min时的燃油流量不低于17.0 L/h；

（4）气门-气门导套间配合间隙中的沉积物是滑油在高温下碳化的结果，在发动机正常工作中这些沉积物不足以独立引起气门卡阻。