許春霞，董 兵，胡 瑞，劉佐民

(1.武漢理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，湖北 武漢 430070;2.濟(jì)南沃德汽車零部件有限公司技術(shù)部，山東 濟(jì)南 250022)

現(xiàn)代車用柴油機(jī)除了必須具備良好的燃油經(jīng)濟(jì)性和動力性外，還需在較大轉(zhuǎn)速及負(fù)荷變化范圍內(nèi)滿足日益嚴(yán)格的排放法規(guī)的要求，4氣門技術(shù)是實(shí)現(xiàn)這一目標(biāo)最有效的方法之一。與傳統(tǒng)的柴油機(jī)相比，4氣門柴油機(jī)可以增大氣門面積，減少高速時的泵吸功，降低換氣損失，提高充氣效率[1]。目前，世界各大汽車公司新開發(fā)的轎車大多采用4氣門結(jié)構(gòu)。但國內(nèi)4氣門的使用還不廣泛，且對氣門-導(dǎo)管間隙方面的研究大都是在正常工況下，而異常工況下氣門-導(dǎo)管間隙對氣門應(yīng)力特性的影響較大，特別是對氣門第二熱點(diǎn)應(yīng)力的分布[2-6]。雖然在不同的初始條件下分析得出的具體數(shù)據(jù)可能不一樣，但其應(yīng)力的變化趨勢是相同的。基于此，筆者以氣門偏擺落座理論模型為基礎(chǔ)，以柴油機(jī)雙進(jìn)雙排氣門為研究對象，分析異常工況(氣門偏擺落座)下氣門-導(dǎo)管間隙ΔD、錐面角β對雙進(jìn)雙排氣門應(yīng)力特性的影響。由于筆者主要討論由ΔD和β變化而引起的第二熱點(diǎn)應(yīng)力及表面最大應(yīng)力的分布特性，因此，其變化規(guī)律還能反映許用間隙ΔD的變化范圍。

1 雙進(jìn)雙排氣門的數(shù)值分析

雙進(jìn)雙排氣門結(jié)構(gòu)中兩氣門桿端固定在氣門橋中，因此，其工作時兩氣門間的偏擺角受限于氣門-導(dǎo)管間隙ΔD。在正常工況下，氣門的偏擺落座取決于氣門-導(dǎo)管的安裝間隙ΔD，其值很小，因此其偏擺角也很小，可忽略不計(jì);但當(dāng)氣門桿或?qū)Ч墚a(chǎn)生磨損后，ΔD增大，此時氣門落座的偏擺角將增大。圖1為雙進(jìn)雙排氣門偏擺落座示意圖。

設(shè)圖1中的偏擺角為α，則:

由式(1)可知，當(dāng)導(dǎo)管長度L為定值，則ΔD越大，氣門偏角越大，而由于氣門橋的限制，氣門的偏擺主要發(fā)生在盤部，即氣門盤與氣門座錐面發(fā)生偏斜，在此情況下，氣門-氣門座偏斜角將增大氣缸內(nèi)熱氣流對氣門桿第二熱點(diǎn)的沖擊，從而導(dǎo)致熱點(diǎn)處氣門桿材料屈服強(qiáng)度的下降和熱應(yīng)力的增大，直接影響氣門的壽命，甚至氣門桿斷裂。

圖1 雙進(jìn)雙排氣門偏擺落座模型

為此，筆者采用有限元法分析ΔD、β及其耦合作用對該熱點(diǎn)應(yīng)力的影響，并探討ΔD的許用值范圍。

1.1 模型建立

為便于分析，筆者選用氣門常用材料21-4 N[7]，其密度為 7 900 kg/m3，泊松比為 0.3，彈性模量為210 GPa，切變模量為81 GPa，熱膨脹系數(shù)為1.3×10-6，熱傳導(dǎo)系數(shù)為25.96;氣門導(dǎo)管材料為HT250，彈性模量為140 GPa，泊松比為0.25;氣門座圈和氣門橋材料為42CrMo，彈性模量為206 GPa，泊松比為 0.3。

利用Pro/E軟件對氣門、氣門座、氣門導(dǎo)管，以及氣門橋進(jìn)行參數(shù)化三維實(shí)體建模，參數(shù)化模型建立后可以直接調(diào)用該零件或設(shè)置參數(shù)變量值來獲取所需的零件，從而提高建模效率。然后再對所建立的各個零件進(jìn)行裝配，最后將氣門裝配體導(dǎo)入Ansys-workbench進(jìn)行分析，由于Pro/E與Ansys-workbench之間的無縫連接使得模型的數(shù)據(jù)不會丟失，較好地保證了分析的準(zhǔn)確性。

1.2 網(wǎng)格劃分

計(jì)算精度取決于網(wǎng)格劃分的精度，網(wǎng)格劃分越細(xì)密計(jì)算精度越高，但同時會增加求解計(jì)算的時間和存儲空間，理想的網(wǎng)格密度是計(jì)算結(jié)果不隨網(wǎng)格的加密而改變的密度。網(wǎng)格劃分時，實(shí)體一般采用10節(jié)點(diǎn)的4面體單元和20節(jié)點(diǎn)的6面體單元進(jìn)行劃分。為提高分析的準(zhǔn)確性，氣門選擇6面體優(yōu)先，單元尺寸為2 mm，其他均采用默認(rèn)設(shè)置進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

1.3 邊界條件分析

氣門邊界條件取決于發(fā)動機(jī)型號，其變量涉及氣門落座力、氣門結(jié)構(gòu)尺寸、氣門彈簧預(yù)緊力、氣缸內(nèi)燃?xì)鈱忾T盤部的背壓力，以及氣缸熱氣流溫度等。圖2為由偏擺落座而引起氣門應(yīng)力分布特性的分析流程圖。

為便于進(jìn)行有限元分析，氣門座和氣門導(dǎo)管設(shè)為固定約束，氣門橋與氣門之間的接觸設(shè)為不分離。為提高分析的準(zhǔn)確性，考慮到施加在氣門橋中間的力會對氣門產(chǎn)生力矩，因此在分析中將該力設(shè)置為遠(yuǎn)程力，它將在氣門橋中間的作用點(diǎn)處產(chǎn)生一個等效的力和由于偏置所引起的力矩[8-9]。圖3和圖4分別為雙進(jìn)雙排氣門結(jié)構(gòu)及約束模型和在異常工況下，ΔD和β對其應(yīng)力特性影響的云圖。

圖2 建模及分析流程示意圖

圖3 雙進(jìn)雙排氣門結(jié)構(gòu)及約束模型

圖4 氣門應(yīng)力云圖

2 結(jié)果分析與討論

2.1 ΔD對氣門應(yīng)力的影響

圖5為氣門-導(dǎo)管間隙ΔD對氣門應(yīng)力特性的影響，由圖5可以看出:偏擺落座時，氣門第二熱點(diǎn)應(yīng)力及最大表面應(yīng)力隨ΔD的變化而改變，當(dāng)ΔD≤0.22 mm時，其隨ΔD增大略微呈減小趨勢，且變化比較平穩(wěn);而當(dāng)ΔD＞0.22 mm時，隨著ΔD的增加，第二熱點(diǎn)應(yīng)力呈急劇增大趨勢，最大表面應(yīng)力先急劇增大后略呈減小趨勢，但此時間隙值ΔD已較大，較大的ΔD將使氣門偏擺程度增加，甚至使?jié)櫥土魇?，使氣門的工作條件更加惡劣從而更易失效。另外，ΔD也不能太小，由于氣門在工作過程中受到氣缸內(nèi)部高溫燃?xì)獾淖饔?，工作溫度較高，熱膨脹量較大，ΔD太小易使氣門在導(dǎo)管中運(yùn)動時發(fā)生卡死現(xiàn)象，特別是在異常工況下。因此，ΔD不能過大也不能過小，其最佳取值為0.22 mm。

圖5 ΔD對氣門應(yīng)力的影響

2.2 ΔD與β耦合對氣門應(yīng)力的影響

錐面角β是氣門的一個主要結(jié)構(gòu)參數(shù)，β較小，氣門盤部相對較薄，在承受熱載荷和力載荷時就容易變形，變形過大就會產(chǎn)生失效;β較大時，氣門盤部變厚，會增加氣門的質(zhì)量，從而增加雙進(jìn)雙排氣門機(jī)構(gòu)的整體質(zhì)量。在影響氣門落座力的因素中，氣門機(jī)構(gòu)的整體質(zhì)量對氣門落座力的影響最大[10]，而落座力是分析氣門應(yīng)力特性的邊界條件之一。因此，需探討β的合理取值。

圖6 分析了 β =30°、β =45°及 β =60°時，ΔD 對氣門第二熱點(diǎn)應(yīng)力的影響，由圖6可以看出，ΔD≤0.22 mm 時，β =30°、β =45°及 β =60°的氣門第二熱點(diǎn)應(yīng)力都隨ΔD增大而減小;而ΔD＞0.22 mm時，β=30°、β=45°的氣門第二熱點(diǎn)應(yīng)力隨ΔD增加而增大，特別是β=45°時的氣門第二熱點(diǎn)應(yīng)力值隨ΔD增加而急劇增大，但β=60°時的氣門第二熱點(diǎn)應(yīng)力隨ΔD增大呈先減小后緩慢增大的趨勢。

圖6 ΔD與β耦合對氣門第二熱點(diǎn)應(yīng)力的影響

圖7為ΔD與β耦合對氣門表面最大應(yīng)力的影響，由圖7可以看出:當(dāng)ΔD≤0.22 mm時，氣門表面最大應(yīng)力隨ΔD的增加而減小，ΔD=0.22 mm時，氣門表面最大應(yīng)力達(dá)到最小;而 ΔD＞0.22 mm時，其呈現(xiàn)先增大后減小趨勢。由上面的討論可知，氣門-導(dǎo)管間隙值ΔD不宜過大，綜合考慮，其最佳值為0.22 mm。下面將研究ΔD=0.22 mm時，β對氣門應(yīng)力的影響規(guī)律。

圖7 ΔD與β耦合對氣門表面最大應(yīng)力的影響

圖8為間隙ΔD=0.22 mm時，錐面角β對氣門應(yīng)力的影響曲線。由圖8可知，ΔD=0.22 mm時，第二熱點(diǎn)的應(yīng)力隨β的增加而呈先減小后增大的趨勢，其中β為45°時第二熱點(diǎn)的應(yīng)力最小，這也與圖5的分析相吻合;而氣門表面最大應(yīng)力隨β增加而呈線性增大趨勢，其中β＞45°時，其增大的趨勢更明顯。在氣門的設(shè)計(jì)中，β過大會增加氣門的質(zhì)量，進(jìn)而增大氣門與氣門座接觸時的落座力，而β過小易使氣門盤部變形，綜合考慮，β的合理值為45°。

圖8 錐面角β對氣門應(yīng)力的影響

3 結(jié)論

(1)研究表明，氣門-導(dǎo)管間隙對雙進(jìn)雙排氣門偏擺落座影響較大，其主要特征反映在氣門第二熱點(diǎn)應(yīng)力及表面應(yīng)力狀態(tài)上。一般地，氣門第二熱點(diǎn)應(yīng)力及表面最大應(yīng)力隨ΔD增大而增大，但存在臨界值，因此，為了控制氣門使用壽命，氣門-導(dǎo)管間隙應(yīng)控制在合理范圍內(nèi)。

(2)氣門偏擺落座時，ΔD對氣門第二熱點(diǎn)應(yīng)力及氣門表面最大應(yīng)力影響較大。在ΔD≤0.22 mm時，第二熱點(diǎn)應(yīng)力呈減小趨勢且變化較穩(wěn)定，而在ΔD＞0.22 mm時，第二熱點(diǎn)的應(yīng)力隨間隙值增大急劇增大;氣門最大表面應(yīng)力也在ΔD=0.22 mm時達(dá)到最小。

(3)氣門-導(dǎo)管間隙ΔD和氣門錐面角β對氣門應(yīng)力的影響存在互耦性，當(dāng)ΔD增加時，氣門第二熱點(diǎn)應(yīng)力及表面最大應(yīng)力都隨之增加，而ΔD=0.22 mm時，第二熱點(diǎn)應(yīng)力隨β增加而呈先減小后增大的趨勢;氣門最大表面應(yīng)力隨β增加而增大，特別是β＞45°時。綜合考慮得出，合理的ΔD和β分別為:ΔD=0.22 mm和β=45°。

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