衛(wèi)軍朝， 王艷麗， 辛花， 張麗， 袁曉帥

(中國北方發(fā)動機研究所(天津)， 天津 300400)

柴油機氣門導管斷裂影響因素分析及改進

衛(wèi)軍朝， 王艷麗， 辛花， 張麗， 袁曉帥

(中國北方發(fā)動機研究所(天津)， 天津 300400)

針對某柴油機氣門導管在整機臺架試驗過程中發(fā)生的橫斷和縱裂失效故障，對氣門導管的材料性能、結構應力、微動磨損、熱變形、裝配工藝等影響因素進行了分析。分析結果表明：材料力學性能差和裝配過盈量較大造成的應力集中和微動磨損是氣門導管橫斷的主要原因；液氮人工壓裝的裝配工藝是造成氣門導管縱裂的主要原因。據此提出新方案氣門導管，并通過了整機臺架試驗驗證。

氣門導管； 斷裂； 結構應力； 微動磨損； 裝配工藝

氣門導管作為氣門往復運動的導向筒，用于控制氣門運動方向，保證氣門與氣門座之間的密封；若導向不好，氣門會在導管中受到擺動沖擊，造成氣門密封錐面與座圈座合面之間磨損不均勻，進而導致漏氣、燒毀；同時氣門導管的表面與氣門接觸起到導熱作用，將氣門的部分熱量散出[1-4]。氣門導管通常在半干摩擦條件下工作，承受凸輪作用力引起的側壓力，工作溫度較高，易磨損和斷裂[5-6]。造成氣門導管斷裂的因素較多，如氣門導管材料性能和結構設計不合理導致的應力集中、氣門導管與缸蓋導管孔之間的微動磨損、工作狀態(tài)中的熱變形、裝配方法不正確等，都是影響氣門導管斷裂的重要因素。

本研究針對某柴油機整機臺架試驗過程中氣門導管橫斷和縱裂失效故障，應用有限元仿真分析、材料檢測、裝配試驗等技術手段，對材料性能、結構應力、微動磨損、熱變形、裝配工藝等氣門導管斷裂影響因素進行分析，找出氣門導管橫斷和縱裂的主要原因，提出新方案，并進行整機臺架試驗驗證。

1 氣門導管結構及試驗概況

某柴油機氣缸蓋采用單體式、4氣門結構，每個氣缸蓋有2個進氣門和2個排氣門，進排氣道均為并聯氣道。凸輪軸作用在搖臂上，通過搖臂上的調整螺釘驅動氣門在氣門導管中作直線往復運動。氣門導管過盈裝配在氣缸蓋上的導管孔內，過盈量最大為0.04 mm；氣門導管凸肩壁厚大于裝配部位壁厚，以增強氣門導管的彎曲剛度并防止導管松脫；在缸蓋裝配止口位置，氣門導管沿軸向有0.25 mm的裝配間隙；氣門導管凸肩下部徑向設計有凹槽。氣門導管結構見圖1。在整機臺架試驗中出現了多次氣門機構失效的故障，主要表現為氣門導管橫斷和縱裂(見圖2)，導致發(fā)動機工作異常，試驗無法繼續(xù)進行。導管橫斷位置為凸肩下方凹槽處，對應缸蓋裝配止口位置，縱裂位置為導管孔口。

圖1 氣門導管結構

圖2 氣門導管橫斷(左)和縱裂(右)故障

2 氣門導管斷裂原因分析

2.1 氣門導管材料分析

氣門導管材料為高磷鑄鐵，具有較好的耐磨性和導熱能力。對氣門導管斷口和裂紋部位的基體進行化學成分檢測(見表1中材料1)，同時對同一批次的導管試棒進行力學性能檢測(見表2中材料1)。為便于對比，對國內另外兩種氣門導管材料(材料2和材料3)進行化學成分和力學性能分析。通過對比分析可以看出，材料1的Cr元素含量明顯低于另外兩種材料，且不滿足0.3%～0.6%的技術要求；材料1的抗拉強度和硬度也明顯低于另外兩種材料，且不滿足技術要求(抗拉強度大于等于230 MPa，硬度大于等于210 HBW)。Cr是能夠提高鑄鐵強度和耐磨性的重要元素，其含量較低直接導致材料的力學性能不能滿足技術要求。因此，材料1力學性能較差是氣門導管發(fā)生斷裂故障的重要因素之一。

表1 氣門導管材料化學成分對比

表2 氣門導管材料力學性能對比

2.2 氣門導管結構應力分析

氣門導管過盈裝配在導管孔內，過盈量對導管的受力影響較大。在氣門開啟時，氣門受到的調整螺釘的作用力F最大為2.1 kN，作用力方向與氣門運動方向的夾角為5.54°，正常工作情況下，氣門導管會承受最大0.2 kN的側壓力；在氣門和導管發(fā)生異常磨損時，氣門導管承受的側壓力會增大。本研究通過有限元仿真計算，主要考察氣門導管受側壓力和裝配過盈力的影響情況。在裝配過盈量為0.04 mm時，氣門導管最大主應力隨側壓力的變化見圖3；氣門導管最大主應力隨裝配過盈量的變化情況見圖4。

可以看出，氣門導管工作狀態(tài)(裝配過盈力和側壓力疊加)承受的最大主應力最大值出現在凹槽部位，與導管橫斷位置吻合，這主要是由于凹槽處導管壁較薄，且離過盈接觸段較近，造成此處應力集中。在安裝過盈量為0.04 mm，側壓力為0時，導管最大主應力為196 MPa；側壓力為0.2 kN時，導管最大拉應力為216 MPa，未超出材料抗拉強度極限(設計值230 MPa)；側壓力大于0.2 kN時，導管最大主應力隨側壓力增長而線性增長。正常工作狀態(tài)下，導管最大主應力隨過盈量的增大而逐漸增大，過盈量增大0.01 mm，最大應力最大增幅46 MPa。在過盈量為0.01 mm時，側壓力對導管最大主應力最大值無影響，主要是由于凹槽處最大主應力受過盈力的影響較大，在過盈力較小時，側壓力的影響體現在導管其他部位?？梢娬９ぷ髑闆r下，側壓力對導管最大主應力的影響較小，而裝配過盈量是氣門導管斷裂的重要影響因素之一，降低裝配過盈量可有效降低氣門導管最大主應力。此外，過盈量對導管孔口應力無影響。

圖3 裝配過盈量0.04 mm時氣門導管最大主應力隨側壓力的變化

圖4 氣門導管最大主應力隨裝配過盈量的變化

2.3 氣門導管微動磨損分析

氣門導管與座孔為過盈接觸，氣門導管過盈接觸面壓應力狀態(tài)見圖5。導管承載壓應力最大位置出現在接觸面邊沿，即導管凹槽邊沿0點位置。工作過程中氣門在導管中呈往復擺動運動狀態(tài)，導管在過盈接觸面邊沿必然會產生微動磨損。微動磨損基本是屬于黏著磨損，載荷使接觸面微凸體黏著磨損，而往復擺動運動引起微凸體斷裂并產生磨屑。目前最常用的黏著磨損計算公式由Archard提出，可采用該數學模型進行微動磨損量的計算[7-10]。微動磨損模型示意見圖6。

圖5 氣門導管過盈接觸面應力

圖6 微動磨損模型示意

(1)

式(1)為黏著磨損的Archard方程[7]，即磨損量與載荷F和滑移距離s成正比，而與磨損表面的硬度H成反比，表達為磨損深度形式為[7]

(2)

式中：V為磨損體積；k為磨損系數；F為接觸面所受的作用力；H為相對軟材料的硬度；s為滑移距離；h為磨損深度；p為接觸壓力。

將氣門導管接觸面邊沿接觸應力及其軸向位移幅值代入式(2)可估算出導管接觸面邊沿的微動磨損量。圖7示出不同過盈量、單次循環(huán)內的導管接觸面邊沿磨損量的變化曲線。由圖7可見，在相同側壓力情況下，氣門導管接觸面邊沿的微動磨損量隨過盈量的增大而快速增加。因此，過盈量過大會造成導管接觸面邊沿(凹槽邊沿)微動磨損嚴重，加速裂紋沿薄壁凹槽處擴展，進而導致導管產生橫向裂紋。

圖7 不同過盈量下導管接觸面邊沿磨損量的變化曲線

2.4 氣門導管熱變形分析

工作過程中，氣門導管孔熱變形量超過氣門桿與導管間的間隙量，會造成氣門運動不暢和導管拉傷，嚴重的會造成導管斷裂。導管孔熱變形的影響因素主要有缸蓋螺栓預緊力和導管溫度。經有限元仿真計算，進排氣門導管的溫度場分布見圖8，熱工況進排氣門導管孔上中下3個截面(見圖1)的位移見圖9，導管孔最大熱變形量見表3。

可以得出：進氣門導管的平均溫度為105 ℃，排氣門導管上半部的平均溫度為185 ℃；進排氣導管位置偏移量均較大，且偏移方向一致，均為遠離排氣側方向；進排氣導管在3個截面徑向熱變形趨勢一致，且最大徑向變形量均小于氣門桿-導管間隙?？梢?，氣門導管熱變形不是造成導管斷裂的主要原因。

圖8 進排氣導管溫度場分布

導管類型最大徑向變形量/mm氣門桿?導管最大間隙/mm位置進氣導管0．0120．065下邊緣進排氣連線方向排氣導管0．0380．085下邊緣進排氣連線方向

圖9 熱工況氣門導管3個截面的位移

2.5 氣門導管裝配工藝分析

為驗證氣門導管的裝配方法是否是導管斷裂的影響因素，將氣門導管分別按3種方法在缸蓋上進行壓裝，然后再壓出進行熒光探傷檢測，最后對比檢測結果，以評判壓裝方法對氣門導管的影響。3種不同的壓裝方法分別為：液氮人工壓入法(液氮冷卻+人工壓裝)、壓力機壓入法、液氮+壓力機壓入法(液氮冷卻+人工定位+壓力機壓裝)。

將壓裝過的氣門進行熒光檢測，發(fā)現3種壓裝方法壓裝過的氣門導管均有部分導管出現縱向裂紋(見圖10)，將所有壓裝導管進行統(tǒng)計分析，結果見表4?？梢缘贸觯寒斍安捎玫囊旱斯喝敕〞斐?8.4%的導管存在初始縱向裂紋，且裂紋位置均出現在導管孔口，與故障導管裂紋位置相同，這主要是由于液氮冷卻會使導管變脆，人工壓裝時會有多次較大的沖擊力，造成導管孔口產生裂紋；實施液氮壓力機壓入法時，低溫導管變脆，壓裝時需進行初始定位，定位誤差過大，也會造成少量導管孔口產生裂紋；采用壓力機壓入法也存在個別導管定位誤差過大導致孔口裂紋的問題，但與前兩種裝配方法相比，裝配質量最好。

圖10 熒光檢測導管裂紋位置

壓裝方法液氮+人工壓入壓力機壓入液氮+壓力機壓入總數67387裂紋數1911裂紋數占比/%28．362．6314．29

3 新方案氣門導管試驗驗證

根據氣門導管橫斷和縱裂影響因素分析結果，新方案氣門導管采用抗拉強度和硬度都能夠滿足要求的材料3，將液氮人工壓裝的導管裝配工藝改為壓力機壓裝的方式，同時減小裝配過盈量，改裝配過盈量最大為0.03 mm。使用新方案氣門導管在柴油機整機臺架上進行了50 h考核試驗，試驗結束后進行拆機檢查，氣門導管均未出現橫斷和縱裂失效故障。

4 結束語

針對某柴油機臺架試驗過程中氣門導管在凹槽位置發(fā)生的橫斷失效和孔口位置發(fā)生的縱裂現象，通過對氣門導管的材料成分和力學性能、裝配過盈量造成的導管結構應力集中和微動磨損、導管孔徑向熱變形、裝配工藝等影響因素分析，發(fā)現將液氮人工壓裝的裝配工藝改為壓力機壓裝可以保證氣門導管不發(fā)生預裝縱裂現象，提高材料力學性能和減小裝配過盈量可有效避免氣門導管橫斷失效，并通過了試驗驗證。

[1] 袁兆成.內燃機設計[M]．北京：機械工業(yè)出版社，2008.

[2] 吳兆漢，汪長民.內燃機設計[M]．北京：北京理工大學出版社，1990.

[3] 龔冬英，范建新，王德銀.250型柴油機氣門導管結構研究改進[J]．柴油機，2005(12)：251-254.

[4] 於雙月，池文慧，區(qū)云鋒.缸蓋氣門導管與座圈壓裝質量控制[J]．裝備制造技術，2015(2)：166-169.

[5] 《12150L柴油機》編寫組.12150L柴油機[M]．北京：國防工業(yè)出版社，1976.

[6] 屈盛官，黃榮華，薛晨，等.柴油機氣門導管新型密封結構研究[J]．華中科技大學學報，2001(8)：74-76.

[7] 布尚 B，葛世榮.摩擦學導論[M]．北京：機械工業(yè)出版社，2006：183-190.

[8] 賈國海，龔金科，鄂加強，等.齒輪軸過盈配合對軸肩微動磨損的影響研究[J]．湖南大學學報，2013(5)：31-36.

[9] ROBERT E. Another perspective:false brinelling and fretting corrosion[J]．Tribology & Lubrication Technology，2004，60(12):34-37.

[10] 楊廣學，謝基龍，李強，等.過盈配合微動損傷的關鍵參數[J]．機械工程學報，2010，46(16):53-59.

[編輯： 袁曉燕]

Influencing Factors of Valve Guide Fracture for Diesel Engine and Its Improvement

WEI Junchao, WANG Yanli, XIN Hua, ZHANG Li, YUAN Xiaoshuai

(China North Engine Research Institute(Tianjin), Tianjin 300400, China)

For the transversal and longitudinal fracture failure of diesel engine valve guide during engine bench test, the influencing factors such as material performance, structural stress, fretting wear, thermal deformation and assembly process were analyzed. The results show that the poor mechanical properties and the stress concentration and fretting wear caused by large assembly interference are the main reasons leading to valve transection. The assembly process of liquid nitrogen artificial pressing is the main cause of longitudinal crack for the valve guide . Accordingly, a new scheme valve guide is proposed and verified by bench test.

valve guide; fracture; structural stress; fretting wear; assembly process

2016-11-28；

2017-05-29

衛(wèi)軍朝(1982—)，男，副研究員，碩士，主要從事發(fā)動機氣缸蓋設計與研究；93618024@qq.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.04.007

TK423.43

B

1001-2222(2017)04-0031-05