車用柴油機氣門間隙調(diào)整片的可靠性增長研究

胡豐澤，王小慧，王增全

(1.海軍駐大同地區(qū)軍事代表室，山西 大同 037036；2.中國北方發(fā)動機研究所(天津)，天津 300400)

氣門間隙調(diào)整片是柴油機配氣機構(gòu)的核心零部件之一。根據(jù)某型車用柴油機在試驗和使用過程中故障信息的統(tǒng)計分析，氣門間隙調(diào)整片表面剝落與異常磨損是該型柴油機的一種典型失效模式。在所有氣門間隙調(diào)整片中，排氣氣門間隙調(diào)整片的表面剝落現(xiàn)象尤為明顯，同時，該失效模式的發(fā)生時間具有一定的隨機性。氣門間隙調(diào)整片的表面剝落與異常磨損，會引起與其接觸的凸輪型面異常磨損，而凸輪型面的損壞又會影響氣門間隙以及氣門運動規(guī)律，進而導(dǎo)致氣門運動不連續(xù)并產(chǎn)生較大的沖擊與噪聲，有時還會引發(fā)其他故障。

從氣門間隙調(diào)整片的載荷特點與故障現(xiàn)象可以初步判斷其失效模式為接觸疲勞。針對接觸疲勞與壽命預(yù)測問題，國內(nèi)外學(xué)者從不同角度對其進行了研究[1-12]。樸鐘宇等使用球盤式試驗機對鐵基耐磨涂層進行了接觸疲勞試驗，根據(jù)試驗數(shù)據(jù)得到了涂層的失效概率，能夠預(yù)測在同一應(yīng)力水平和摩擦工況條件下任意循環(huán)次數(shù)時涂層的接觸疲勞失效概率[1]。郭耀斌等運用蒙特卡羅法模擬確定了齒輪接觸疲勞應(yīng)力與強度分布，對齒輪的接觸疲勞可靠度進行了敏感性分析[3]。Giorgio Barone等研究了基于年度可靠性指標(biāo)、風(fēng)險以及壽命分布的結(jié)構(gòu)系統(tǒng)全壽命周期維修概率方法[4]。張興權(quán)等利用強激光沖擊處理滲碳淬火齒輪表面，研究了激光沖擊強化對齒輪金相組織成分與接觸疲勞性能的影響[5]。孫鳳文等建立了履帶式裝甲底盤側(cè)減速器的可靠度計算模型，利用接觸強度壽命系數(shù)與應(yīng)力循環(huán)次數(shù)計算了以行駛里程表達(dá)的主、被動齒輪接觸疲勞可靠壽命[6]。So Young Kim等研究了航天器電力系統(tǒng)的性能退化與失效行為，給出了電力系統(tǒng)的可靠性評價與多狀態(tài)失效分析結(jié)果[7]。

本研究針對氣門間隙調(diào)整片的表面剝落與異常磨損故障，對其開展故障樹分析，研究氣門間隙調(diào)整片的失效模式及其失效機理。在此基礎(chǔ)上，建立氣門間隙調(diào)整片的可靠性評價模型。研究氣門間隙調(diào)整片的可靠性增長措施，對可靠性增長效果進行評價，并進行試驗驗證。

1 氣門間隙調(diào)整片的故障樹分析與失效機理研究

氣門間隙調(diào)整片在柴油機上的安裝結(jié)構(gòu)見圖1。氣門間隙調(diào)整片表現(xiàn)出的故障現(xiàn)象主要為表面剝落與異常磨損，尤其是表面剝落。圖2示出了氣門間隙調(diào)整片故障前后的對比。從圖2可以看出，發(fā)生故障的氣門間隙調(diào)整片表面存在由剝落所形成的凹坑。

圖3示出了氣門間隙調(diào)整片損壞后的表面微觀形貌。結(jié)合氣門間隙調(diào)整片損壞后表面的宏觀與微觀特征，可以初步確定氣門間隙調(diào)整片的失效模式為接觸疲勞破壞。

圖1 氣門間隙調(diào)整片在柴油機上的安裝結(jié)構(gòu)

圖2 氣門間隙調(diào)整片故障前后對比

圖3 氣門間隙調(diào)整片損壞后的表面微觀形貌

為確定導(dǎo)致氣門間隙調(diào)整片發(fā)生表面剝落與異常磨損故障的原因，對氣門間隙調(diào)整片進行了故障樹分析，形成了如圖4所示的氣門間隙調(diào)整片故障樹。結(jié)合故障樹分析的結(jié)果與該氣門間隙調(diào)整片在發(fā)動機上的實際工作情況，可以確定表面接觸應(yīng)力過大以及接觸疲勞強度不足是導(dǎo)致該氣門間隙調(diào)整片發(fā)生故障的主要原因。

圖4 氣門間隙調(diào)整片故障樹分析

進一步研究氣門間隙調(diào)整片的失效機理，根據(jù)發(fā)動機配氣機構(gòu)動力學(xué)計算結(jié)果可知，安裝在排氣氣門部位的間隙調(diào)整片在工作過程中承受的載荷最大，也最容易發(fā)生損壞。在這里，以排氣氣門間隙調(diào)整片為例進行相關(guān)的計算與分析。圖5示出凸輪-氣門間隙調(diào)整片-導(dǎo)筒在3個典型時刻的模型。圖6示出氣門間隙調(diào)整片在3個典型時刻的表面接觸應(yīng)力。

圖5 3個典型時刻的凸輪-氣門間隙調(diào)整片-導(dǎo)筒的模型

圖6 氣門間隙調(diào)整片在3個典型時刻的表面接觸應(yīng)力

從圖5可以看出，氣門間隙調(diào)整片與凸輪之間為典型的滑動接觸。氣門間隙調(diào)整片在與凸輪接觸的過程中，同時承受垂直于表面的接觸力和切向的摩擦力。發(fā)動機正常運行時，由于氣門間隙調(diào)整片與凸輪之間有潤滑油存在，與垂直方向的接觸力相比，作用在氣門間隙調(diào)整片表面的摩擦力則相對較小。圖7示出氣門間隙調(diào)整片表面接觸載荷隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化，圖8示出氣門間隙調(diào)整片表面接觸應(yīng)力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化。

圖7 氣門間隙調(diào)整片表面接觸載荷隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖8 氣門間隙調(diào)整片表面接觸應(yīng)力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

從圖7和圖8可以看出，發(fā)動機工作時氣門間隙調(diào)整片表面承受著接觸載荷的循環(huán)作用。當(dāng)發(fā)動機的運行工況恒定時，氣門間隙調(diào)整片表面承受的接觸載荷可以近似地視為恒幅疲勞載荷；當(dāng)發(fā)動機在變工況條件下運行時，氣門間隙調(diào)整片表面承受的接觸載荷變?yōu)樽兎谳d荷。

根據(jù)氣門間隙調(diào)整片的載荷特征可以看出，在接觸疲勞強度不滿足設(shè)計要求或接觸應(yīng)力過大的情況下，氣門間隙調(diào)整片在接觸疲勞載荷作用下其表面缺陷將成為裂紋源，裂紋從表面開始，并向下擴展分叉，進而發(fā)生剝落形成凹坑。由故障件可以清楚地看出氣門間隙調(diào)整片由接觸疲勞破壞造成的凹坑。

2 氣門間隙調(diào)整片的可靠性建模與既有可靠性評價

發(fā)動機任務(wù)剖面是進行氣門間隙調(diào)整片可靠性分析與壽命評價的前提。本研究以“裝甲車輛柴油機臺架試驗”中規(guī)定的耐久性考核試驗剖面為依據(jù)，進行氣門間隙調(diào)整片的可靠性建模與既有可靠性評價。發(fā)動機的耐久性試驗剖面的一次循環(huán)如圖9所示，該耐久性試驗剖面主要由以下4種工況組成：

1) 轉(zhuǎn)速為標(biāo)定轉(zhuǎn)速，扭矩按外特性；

2) 轉(zhuǎn)速為標(biāo)定轉(zhuǎn)速的88%，扭矩按外特性；

3) 轉(zhuǎn)速為標(biāo)定轉(zhuǎn)速的80%，扭矩按外特性；

4) 轉(zhuǎn)速為最大扭矩轉(zhuǎn)速，扭矩為最大扭矩。

由于這4種工況在發(fā)動機耐久性考核試驗剖面中占據(jù)很大比例，且發(fā)動機在空載運轉(zhuǎn)時氣缸排氣壓力相對較低，因此，將這四種工況作為氣門間隙調(diào)整片接觸應(yīng)力計算的條件。圖10和圖11分別示出發(fā)動機在標(biāo)定轉(zhuǎn)速(2 200 r/min)工況下運行時氣門間隙調(diào)整片表面的接觸載荷與接觸應(yīng)力。對應(yīng)發(fā)動機耐久性考核試驗剖面中4種典型工況時氣門間隙調(diào)整片表面的最大接觸應(yīng)力分別為755,726,708,648 MPa。

圖9 發(fā)動機耐久性臺架考核試驗剖面的一次試驗循環(huán)

圖10 標(biāo)定轉(zhuǎn)速工況下氣門間隙調(diào)整片表面的接觸載荷

圖11 標(biāo)定轉(zhuǎn)速工況下氣門間隙調(diào)整片表面的接觸應(yīng)力

由于該氣門間隙調(diào)整片安裝在四沖程發(fā)動機上，曲軸旋轉(zhuǎn)兩周時氣門間隙調(diào)整片經(jīng)歷一次循環(huán)載荷作用。因此，當(dāng)發(fā)動機在轉(zhuǎn)速為n的工況下運行t小時時，氣門間隙調(diào)整片經(jīng)歷的循環(huán)載荷作用次數(shù)可以表示為

(1)

根據(jù)圖9所示的發(fā)動機耐久性考核試驗剖面，由Miner累積損傷法則和式(1)可知，對應(yīng)發(fā)動機的一次耐久性試驗剖面循環(huán)，氣門間隙調(diào)整片的接觸疲勞累積損傷量ΔD為

(2)

式中：Ni為第i種工況氣門間隙調(diào)整片接觸應(yīng)力對應(yīng)的疲勞破壞循環(huán)次數(shù)；ni為第i種工況的發(fā)動機轉(zhuǎn)速；ti為一次耐久性試驗剖面循環(huán)中第i種工況運行時間。

當(dāng)以發(fā)動機耐久性試驗剖面循環(huán)數(shù)w作為氣門間隙調(diào)整片的壽命度量指標(biāo)時，可以得到氣門間隙調(diào)整片對應(yīng)接觸疲勞失效模式的功能函數(shù)：

(3)

進一步，可以得到氣門間隙調(diào)整片的可靠度計算模型：

(4)

令xi=lgNi，采用二階矩法，氣門間隙調(diào)整片接觸疲勞失效的功能函數(shù)可以表示為

(5)

功能函數(shù)Z的均值和標(biāo)準(zhǔn)差分別為

(6)

(7)

式(4)所示的氣門間隙調(diào)整片的可靠度計算模型可以表示為

(8)

由于發(fā)動機經(jīng)歷一次耐久性考核試驗剖面循環(huán)的運行時間為10 h，基于發(fā)動機的耐久性考核試驗剖面，當(dāng)以發(fā)動機試驗時間t為壽命度量指標(biāo)時氣門間隙調(diào)整片的可靠度計算模型為

(9)

運用式(9)所示的可靠性評價模型，對該氣門間隙調(diào)整片的既有可靠性進行分析。該氣門間隙調(diào)整片在改進前所采用的材料為38CrNiMoAlA合金鋼，為提高其表面硬度，采取了氮化處理工藝。根據(jù)38CrNiMoAlA合金鋼的接觸疲勞性能數(shù)據(jù)，其接觸疲勞壽命對數(shù)均值與對數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差和應(yīng)力之間的關(guān)系可以近似地表示為

μlgN=9.018-0.001 924·s，

(10)

σlgN=6.24-0.000 336·s。

(11)

將不同工況下氣門間隙調(diào)整片表面的最大接觸應(yīng)力以及式(10)和式(11)所示的接觸疲勞強度參數(shù)代入式(9)，便可以計算得到基于發(fā)動機耐久性考核試驗剖面的氣門間隙調(diào)整片可靠度隨試驗時間的變化規(guī)律(見圖12)。

從圖12可以看出，氣門間隙調(diào)整片的可靠度隨試驗時間的增加逐漸降低。當(dāng)試驗時間達(dá)到200 h后，氣門間隙調(diào)整片的可靠度明顯降低；當(dāng)試驗時間達(dá)到400 h，氣門間隙調(diào)整片的可靠度將降低到0.8以下。顯然，該氣門間隙調(diào)整片的可靠性不能夠滿足發(fā)動機的使用要求。

3 氣門間隙調(diào)整片的可靠性增長措施及其有效性研究

針對該氣門間隙調(diào)整片存在的可靠性不足問題，根據(jù)氣門間隙調(diào)整片的故障樹分析結(jié)果與失效機理，并結(jié)合該發(fā)動機的實際情況，從結(jié)構(gòu)、材料和工藝等方面研究制定了該氣門間隙調(diào)整片的可靠性增長措施：

1) 在結(jié)構(gòu)方面，通過減小氣門導(dǎo)筒頂部加工退刀槽尺寸和優(yōu)化凸輪型線，減小氣門間隙調(diào)整片的接觸應(yīng)力，并降低局部接觸載荷加載頻率。圖13示出氣門導(dǎo)筒頂部加工退刀槽示意。

圖13 氣門導(dǎo)筒頂部加工退刀槽示意

圖14示出減小導(dǎo)筒頂部退刀槽尺寸后在3個典型時刻氣門間隙調(diào)整片的表面接觸應(yīng)力。從圖14中可以看出，減小導(dǎo)筒頂部退刀槽尺寸后氣門間隙調(diào)整片表面的接觸應(yīng)力有不同程度的降低。因此，采取“減小氣門導(dǎo)筒頂部加工退刀槽尺寸”的措施可以改善氣門間隙調(diào)整片表面接觸載荷分布的均勻性，降低氣門間隙調(diào)整片與凸輪的接觸應(yīng)力，進而提高氣門間隙調(diào)整片可靠性。

2) 在材料方面，針對氣門間隙調(diào)整片的失效機理，將氣門間隙調(diào)整片材料由接觸疲勞性能一般的38CrNiMoAlA合金鋼更換為接觸疲勞性能較好的GCr15合金鋼。根據(jù)GCr15合金鋼的接觸疲勞性能參數(shù)，其接觸疲勞壽命對數(shù)均值與對數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差和接觸應(yīng)力之間的關(guān)系可以近似地表示為

μlgN=10.85-0.001 603·s，

(12)

σlgN=7.907-0.000 496·s。

(13)

氣門間隙調(diào)整片材料更換為GCr15合金鋼后，根據(jù)GCr15合金鋼的接觸疲勞強度參數(shù)以及不同工況下氣門間隙調(diào)整片表面的最大接觸應(yīng)力，運用可靠性模型計算得到基于發(fā)動機耐久性考核試驗剖面的氣門間隙調(diào)整片可靠度隨試驗時間的變化規(guī)律(見圖15)。

圖14 在3個典型時刻氣門間隙調(diào)整片的表面接觸應(yīng)力

圖15 采用GCr15合金鋼后氣門間隙調(diào)整片可靠度的變化

從圖15可看出，采用接觸疲勞性能較好的GCr15合金鋼后，氣門間隙調(diào)整片的可靠性顯著提升，其可靠度能夠在長時間內(nèi)保持較高水平。

3) 在工藝方面，從機械加工、熱處理、裝配等三方面入手，提高氣門間隙調(diào)整片的接觸疲勞強度，即嚴(yán)格控制磨削與拋光加工工藝，保證氣門間隙調(diào)整片的表面加工質(zhì)量，減少氣門間隙調(diào)整片表面的微裂紋源；同時，優(yōu)化氣門間隙調(diào)整片的熱處理工藝，合理控制氣門間隙調(diào)整片表層與心部的硬度及其分散性；此外，對氣門間隙調(diào)整片的正反面做標(biāo)記，嚴(yán)格控制裝配工藝，防止出現(xiàn)“裝配過程中由裝反造成的接觸疲勞強度下降”的情況。

針對該柴油機氣門間隙調(diào)整片的實際情況，綜合采取“減小氣門導(dǎo)筒頂部加工退刀槽尺寸和優(yōu)化凸輪型線”、“更換氣門間隙調(diào)整片材料”、“提高氣門間隙調(diào)整片的表面加工質(zhì)量，優(yōu)化氣門間隙調(diào)整片的熱處理工藝，對氣門間隙調(diào)整片的正反面做標(biāo)記”等可靠性增長措施，對柴油機氣門間隙調(diào)整片進行了改進與優(yōu)化。

為驗證改進后氣門間隙調(diào)整片的可靠性，對改進后的氣門間隙調(diào)整片可靠性進行了試驗驗證。將改進后的氣門間隙調(diào)整片安裝在發(fā)動機上，按照圖9所示的耐久性考核試驗剖面進行了500 h試驗。圖16示出發(fā)動機考核試驗結(jié)束后的氣門間隙調(diào)整片，從圖中可以看出，改進后的氣門間隙調(diào)整片表面完好，未出現(xiàn)任何異常損壞。

圖16 隨柴油機考核后的氣門間隙調(diào)整片

4 結(jié)束語

針對氣門間隙調(diào)整片的表面剝落與異常磨損故障，研究了氣門間隙調(diào)整片的故障模式及其失效機理，指出接觸應(yīng)力過大與接觸疲勞強度不足是導(dǎo)致氣門間隙調(diào)整片發(fā)生故障的主要原因。建立了基于發(fā)動機耐久性試驗剖面的氣門間隙調(diào)整片可靠性評價模型，并運用建立的可靠性模型對氣門間隙調(diào)整片的既有可靠性以及改進措施的有效性進行了評價。研究了氣門間隙調(diào)整片的可靠性增長措施，對改進的氣門間隙調(diào)整片進行了試驗驗證，結(jié)果表明，采取的可靠性增長措施得當(dāng)有力，改進后的氣門間隙調(diào)整片可靠性得到顯著提高。