柴油機(jī)氣門(mén)導(dǎo)管斷裂影響因素分析及改進(jìn)

衛(wèi)軍朝， 王艷麗， 辛花， 張麗， 袁曉帥

(中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)， 天津 300400)

柴油機(jī)氣門(mén)導(dǎo)管斷裂影響因素分析及改進(jìn)

衛(wèi)軍朝， 王艷麗， 辛花， 張麗， 袁曉帥

(中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)， 天津 300400)

針對(duì)某柴油機(jī)氣門(mén)導(dǎo)管在整機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)生的橫斷和縱裂失效故障，對(duì)氣門(mén)導(dǎo)管的材料性能、結(jié)構(gòu)應(yīng)力、微動(dòng)磨損、熱變形、裝配工藝等影響因素進(jìn)行了分析。分析結(jié)果表明：材料力學(xué)性能差和裝配過(guò)盈量較大造成的應(yīng)力集中和微動(dòng)磨損是氣門(mén)導(dǎo)管橫斷的主要原因；液氮人工壓裝的裝配工藝是造成氣門(mén)導(dǎo)管縱裂的主要原因。據(jù)此提出新方案氣門(mén)導(dǎo)管，并通過(guò)了整機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證。

氣門(mén)導(dǎo)管； 斷裂； 結(jié)構(gòu)應(yīng)力； 微動(dòng)磨損； 裝配工藝

氣門(mén)導(dǎo)管作為氣門(mén)往復(fù)運(yùn)動(dòng)的導(dǎo)向筒，用于控制氣門(mén)運(yùn)動(dòng)方向，保證氣門(mén)與氣門(mén)座之間的密封；若導(dǎo)向不好，氣門(mén)會(huì)在導(dǎo)管中受到擺動(dòng)沖擊，造成氣門(mén)密封錐面與座圈座合面之間磨損不均勻，進(jìn)而導(dǎo)致漏氣、燒毀；同時(shí)氣門(mén)導(dǎo)管的表面與氣門(mén)接觸起到導(dǎo)熱作用，將氣門(mén)的部分熱量散出[1-4]。氣門(mén)導(dǎo)管通常在半干摩擦條件下工作，承受凸輪作用力引起的側(cè)壓力，工作溫度較高，易磨損和斷裂[5-6]。造成氣門(mén)導(dǎo)管斷裂的因素較多，如氣門(mén)導(dǎo)管材料性能和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理導(dǎo)致的應(yīng)力集中、氣門(mén)導(dǎo)管與缸蓋導(dǎo)管孔之間的微動(dòng)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(mén)導(dǎo)管斷裂的重要因素。

本研究針對(duì)某柴油機(jī)整機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)過(guò)程中氣門(mén)導(dǎo)管橫斷和縱裂失效故障，應(yīng)用有限元仿真分析、材料檢測(cè)、裝配試驗(yàn)等技術(shù)手段，對(duì)材料性能、結(jié)構(gòu)應(yīng)力、微動(dòng)磨損、熱變形、裝配工藝等氣門(mén)導(dǎo)管斷裂影響因素進(jìn)行分析，找出氣門(mén)導(dǎo)管橫斷和縱裂的主要原因，提出新方案，并進(jìn)行整機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 氣門(mén)導(dǎo)管結(jié)構(gòu)及試驗(yàn)概況

某柴油機(jī)氣缸蓋采用單體式、4氣門(mén)結(jié)構(gòu)，每個(gè)氣缸蓋有2個(gè)進(jìn)氣門(mén)和2個(gè)排氣門(mén)，進(jìn)排氣道均為并聯(lián)氣道。凸輪軸作用在搖臂上，通過(guò)搖臂上的調(diào)整螺釘驅(qū)動(dòng)氣門(mén)在氣門(mén)導(dǎo)管中作直線往復(fù)運(yùn)動(dòng)。氣門(mén)導(dǎo)管過(guò)盈裝配在氣缸蓋上的導(dǎo)管孔內(nèi)，過(guò)盈量最大為0.04 mm；氣門(mén)導(dǎo)管凸肩壁厚大于裝配部位壁厚，以增強(qiáng)氣門(mén)導(dǎo)管的彎曲剛度并防止導(dǎo)管松脫；在缸蓋裝配止口位置，氣門(mén)導(dǎo)管沿軸向有0.25 mm的裝配間隙；氣門(mén)導(dǎo)管凸肩下部徑向設(shè)計(jì)有凹槽。氣門(mén)導(dǎo)管結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1。在整機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)中出現(xiàn)了多次氣門(mén)機(jī)構(gòu)失效的故障，主要表現(xiàn)為氣門(mén)導(dǎo)管橫斷和縱裂(見(jiàn)圖2)，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)工作異常，試驗(yàn)無(wú)法繼續(xù)進(jìn)行。導(dǎo)管橫斷位置為凸肩下方凹槽處，對(duì)應(yīng)缸蓋裝配止口位置，縱裂位置為導(dǎo)管孔口。

圖1 氣門(mén)導(dǎo)管結(jié)構(gòu)

圖2 氣門(mén)導(dǎo)管橫斷(左)和縱裂(右)故障

2 氣門(mén)導(dǎo)管斷裂原因分析

2.1 氣門(mén)導(dǎo)管材料分析

氣門(mén)導(dǎo)管材料為高磷鑄鐵，具有較好的耐磨性和導(dǎo)熱能力。對(duì)氣門(mén)導(dǎo)管斷口和裂紋部位的基體進(jìn)行化學(xué)成分檢測(cè)(見(jiàn)表1中材料1)，同時(shí)對(duì)同一批次的導(dǎo)管試棒進(jìn)行力學(xué)性能檢測(cè)(見(jiàn)表2中材料1)。為便于對(duì)比，對(duì)國(guó)內(nèi)另外兩種氣門(mén)導(dǎo)管材料(材料2和材料3)進(jìn)行化學(xué)成分和力學(xué)性能分析。通過(guò)對(duì)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(shù)要求；材料1的抗拉強(qiáng)度和硬度也明顯低于另外兩種材料，且不滿足技術(shù)要求(抗拉強(qiáng)度大于等于230 MPa，硬度大于等于210 HBW)。Cr是能夠提高鑄鐵強(qiáng)度和耐磨性的重要元素，其含量較低直接導(dǎo)致材料的力學(xué)性能不能滿足技術(shù)要求。因此，材料1力學(xué)性能較差是氣門(mén)導(dǎo)管發(fā)生斷裂故障的重要因素之一。

表1 氣門(mén)導(dǎo)管材料化學(xué)成分對(duì)比

表2 氣門(mén)導(dǎo)管材料力學(xué)性能對(duì)比

2.2 氣門(mén)導(dǎo)管結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

氣門(mén)導(dǎo)管過(guò)盈裝配在導(dǎo)管孔內(nèi)，過(guò)盈量對(duì)導(dǎo)管的受力影響較大。在氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)，氣門(mén)受到的調(diào)整螺釘?shù)淖饔昧最大為2.1 kN，作用力方向與氣門(mén)運(yùn)動(dòng)方向的夾角為5.54°，正常工作情況下，氣門(mén)導(dǎo)管會(huì)承受最大0.2 kN的側(cè)壓力；在氣門(mén)和導(dǎo)管發(fā)生異常磨損時(shí)，氣門(mén)導(dǎo)管承受的側(cè)壓力會(huì)增大。本研究通過(guò)有限元仿真計(jì)算，主要考察氣門(mén)導(dǎo)管受側(cè)壓力和裝配過(guò)盈力的影響情況。在裝配過(guò)盈量為0.04 mm時(shí)，氣門(mén)導(dǎo)管最大主應(yīng)力隨側(cè)壓力的變化見(jiàn)圖3；氣門(mén)導(dǎo)管最大主應(yīng)力隨裝配過(guò)盈量的變化情況見(jiàn)圖4。

可以看出，氣門(mén)導(dǎo)管工作狀態(tài)(裝配過(guò)盈力和側(cè)壓力疊加)承受的最大主應(yīng)力最大值出現(xiàn)在凹槽部位，與導(dǎo)管橫斷位置吻合，這主要是由于凹槽處導(dǎo)管壁較薄，且離過(guò)盈接觸段較近，造成此處應(yīng)力集中。在安裝過(guò)盈量為0.04 mm，側(cè)壓力為0時(shí)，導(dǎo)管最大主應(yīng)力為196 MPa；側(cè)壓力為0.2 kN時(shí)，導(dǎo)管最大拉應(yīng)力為216 MPa，未超出材料抗拉強(qiáng)度極限(設(shè)計(jì)值230 MPa)；側(cè)壓力大于0.2 kN時(shí)，導(dǎo)管最大主應(yīng)力隨側(cè)壓力增長(zhǎng)而線性增長(zhǎng)。正常工作狀態(tài)下，導(dǎo)管最大主應(yīng)力隨過(guò)盈量的增大而逐漸增大，過(guò)盈量增大0.01 mm，最大應(yīng)力最大增幅46 MPa。在過(guò)盈量為0.01 mm時(shí)，側(cè)壓力對(duì)導(dǎo)管最大主應(yīng)力最大值無(wú)影響，主要是由于凹槽處最大主應(yīng)力受過(guò)盈力的影響較大，在過(guò)盈力較小時(shí)，側(cè)壓力的影響體現(xiàn)在導(dǎo)管其他部位?？梢?jiàn)正常工作情況下，側(cè)壓力對(duì)導(dǎo)管最大主應(yīng)力的影響較小，而裝配過(guò)盈量是氣門(mén)導(dǎo)管斷裂的重要影響因素之一，降低裝配過(guò)盈量可有效降低氣門(mén)導(dǎo)管最大主應(yīng)力。此外，過(guò)盈量對(duì)導(dǎo)管孔口應(yīng)力無(wú)影響。

圖3 裝配過(guò)盈量0.04 mm時(shí)氣門(mén)導(dǎo)管最大主應(yīng)力隨側(cè)壓力的變化

圖4 氣門(mén)導(dǎo)管最大主應(yīng)力隨裝配過(guò)盈量的變化

2.3 氣門(mén)導(dǎo)管微動(dòng)磨損分析

氣門(mén)導(dǎo)管與座孔為過(guò)盈接觸，氣門(mén)導(dǎo)管過(guò)盈接觸面壓應(yīng)力狀態(tài)見(jiàn)圖5。導(dǎo)管承載壓應(yīng)力最大位置出現(xiàn)在接觸面邊沿，即導(dǎo)管凹槽邊沿0點(diǎn)位置。工作過(guò)程中氣門(mén)在導(dǎo)管中呈往復(fù)擺動(dòng)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，導(dǎo)管在過(guò)盈接觸面邊沿必然會(huì)產(chǎn)生微動(dòng)磨損。微動(dòng)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(fù)擺動(dòng)運(yùn)動(dòng)引起微凸體斷裂并產(chǎn)生磨屑。目前最常用的黏著磨損計(jì)算公式由Archard提出，可采用該數(shù)學(xué)模型進(jìn)行微動(dòng)磨損量的計(jì)算[7-10]。微動(dòng)磨損模型示意見(jiàn)圖6。

圖5 氣門(mén)導(dǎo)管過(guò)盈接觸面應(yīng)力

圖6 微動(dòng)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(dá)為磨損深度形式為[7]

(2)

式中：V為磨損體積；k為磨損系數(shù)；F為接觸面所受的作用力；H為相對(duì)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(mén)導(dǎo)管接觸面邊沿接觸應(yīng)力及其軸向位移幅值代入式(2)可估算出導(dǎo)管接觸面邊沿的微動(dòng)磨損量。圖7示出不同過(guò)盈量、單次循環(huán)內(nèi)的導(dǎo)管接觸面邊沿磨損量的變化曲線。由圖7可見(jiàn)，在相同側(cè)壓力情況下，氣門(mén)導(dǎo)管接觸面邊沿的微動(dòng)磨損量隨過(guò)盈量的增大而快速增加。因此，過(guò)盈量過(guò)大會(huì)造成導(dǎo)管接觸面邊沿(凹槽邊沿)微動(dòng)磨損嚴(yán)重，加速裂紋沿薄壁凹槽處擴(kuò)展，進(jìn)而導(dǎo)致導(dǎo)管產(chǎn)生橫向裂紋。

圖7 不同過(guò)盈量下導(dǎo)管接觸面邊沿磨損量的變化曲線

2.4 氣門(mén)導(dǎo)管熱變形分析

工作過(guò)程中，氣門(mén)導(dǎo)管孔熱變形量超過(guò)氣門(mén)桿與導(dǎo)管間的間隙量，會(huì)造成氣門(mén)運(yùn)動(dòng)不暢和導(dǎo)管拉傷，嚴(yán)重的會(huì)造成導(dǎo)管斷裂。導(dǎo)管孔熱變形的影響因素主要有缸蓋螺栓預(yù)緊力和導(dǎo)管溫度。經(jīng)有限元仿真計(jì)算，進(jìn)排氣門(mén)導(dǎo)管的溫度場(chǎng)分布見(jiàn)圖8，熱工況進(jìn)排氣門(mén)導(dǎo)管孔上中下3個(gè)截面(見(jiàn)圖1)的位移見(jiàn)圖9，導(dǎo)管孔最大熱變形量見(jiàn)表3。

可以得出：進(jìn)氣門(mén)導(dǎo)管的平均溫度為105 ℃，排氣門(mén)導(dǎo)管上半部的平均溫度為185 ℃；進(jìn)排氣導(dǎo)管位置偏移量均較大，且偏移方向一致，均為遠(yuǎn)離排氣側(cè)方向；進(jìn)排氣導(dǎo)管在3個(gè)截面徑向熱變形趨勢(shì)一致，且最大徑向變形量均小于氣門(mén)桿-導(dǎo)管間隙?？梢?jiàn)，氣門(mén)導(dǎo)管熱變形不是造成導(dǎo)管斷裂的主要原因。

圖8 進(jìn)排氣導(dǎo)管溫度場(chǎng)分布

導(dǎo)管類(lèi)型最大徑向變形量/mm氣門(mén)桿?導(dǎo)管最大間隙/mm位置進(jìn)氣導(dǎo)管0．0120．065下邊緣進(jìn)排氣連線方向排氣導(dǎo)管0．0380．085下邊緣進(jìn)排氣連線方向

圖9 熱工況氣門(mén)導(dǎo)管3個(gè)截面的位移

2.5 氣門(mén)導(dǎo)管裝配工藝分析

為驗(yàn)證氣門(mén)導(dǎo)管的裝配方法是否是導(dǎo)管斷裂的影響因素，將氣門(mén)導(dǎo)管分別按3種方法在缸蓋上進(jìn)行壓裝，然后再壓出進(jìn)行熒光探傷檢測(cè)，最后對(duì)比檢測(cè)結(jié)果，以評(píng)判壓裝方法對(duì)氣門(mén)導(dǎo)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(jī)壓入法、液氮+壓力機(jī)壓入法(液氮冷卻+人工定位+壓力機(jī)壓裝)。

將壓裝過(guò)的氣門(mén)進(jìn)行熒光檢測(cè)，發(fā)現(xiàn)3種壓裝方法壓裝過(guò)的氣門(mén)導(dǎo)管均有部分導(dǎo)管出現(xiàn)縱向裂紋(見(jiàn)圖10)，將所有壓裝導(dǎo)管進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，結(jié)果見(jiàn)表4?？梢缘贸觯寒?dāng)前采用的液氮人工壓入法會(huì)造成28.4%的導(dǎo)管存在初始縱向裂紋，且裂紋位置均出現(xiàn)在導(dǎo)管孔口，與故障導(dǎo)管裂紋位置相同，這主要是由于液氮冷卻會(huì)使導(dǎo)管變脆，人工壓裝時(shí)會(huì)有多次較大的沖擊力，造成導(dǎo)管孔口產(chǎn)生裂紋；實(shí)施液氮壓力機(jī)壓入法時(shí)，低溫導(dǎo)管變脆，壓裝時(shí)需進(jìn)行初始定位，定位誤差過(guò)大，也會(huì)造成少量導(dǎo)管孔口產(chǎn)生裂紋；采用壓力機(jī)壓入法也存在個(gè)別導(dǎo)管定位誤差過(guò)大導(dǎo)致孔口裂紋的問(wèn)題，但與前兩種裝配方法相比，裝配質(zhì)量最好。

圖10 熒光檢測(cè)導(dǎo)管裂紋位置

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

3 新方案氣門(mén)導(dǎo)管試驗(yàn)驗(yàn)證

根據(jù)氣門(mén)導(dǎo)管橫斷和縱裂影響因素分析結(jié)果，新方案氣門(mén)導(dǎo)管采用抗拉強(qiáng)度和硬度都能夠滿足要求的材料3，將液氮人工壓裝的導(dǎo)管裝配工藝改為壓力機(jī)壓裝的方式，同時(shí)減小裝配過(guò)盈量，改裝配過(guò)盈量最大為0.03 mm。使用新方案氣門(mén)導(dǎo)管在柴油機(jī)整機(jī)臺(tái)架上進(jìn)行了50 h考核試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)束后進(jìn)行拆機(jī)檢查，氣門(mén)導(dǎo)管均未出現(xiàn)橫斷和縱裂失效故障。

4 結(jié)束語(yǔ)

針對(duì)某柴油機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)過(guò)程中氣門(mén)導(dǎo)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(xiàn)象，通過(guò)對(duì)氣門(mén)導(dǎo)管的材料成分和力學(xué)性能、裝配過(guò)盈量造成的導(dǎo)管結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中和微動(dòng)磨損、導(dǎo)管孔徑向熱變形、裝配工藝等影響因素分析，發(fā)現(xiàn)將液氮人工壓裝的裝配工藝改為壓力機(jī)壓裝可以保證氣門(mén)導(dǎo)管不發(fā)生預(yù)裝縱裂現(xiàn)象，提高材料力學(xué)性能和減小裝配過(guò)盈量可有效避免氣門(mén)導(dǎo)管橫斷失效，并通過(guò)了試驗(yàn)驗(yàn)證。

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[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(dòng)機(jī)氣缸蓋設(shè)計(jì)與研究；93618024@qq.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.04.007

TK423.43

B

1001-2222(2017)04-0031-05