鄭巍，陳慧

（泛亞汽車(chē)技術(shù)中心有限公司，上海201201）

0 引言

氣門(mén)在發(fā)動(dòng)機(jī)配氣機(jī)構(gòu)中是一個(gè)很重要的零件。其在工作中按時(shí)地開(kāi)啟和關(guān)閉，將可燃混合氣輸入氣缸的同時(shí)將燃燒后的廢氣排出氣缸。發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行時(shí)，氣門(mén)除承受機(jī)械沖擊載荷外，還承受很大的熱應(yīng)力，排氣門(mén)的工作溫度可超過(guò)800℃；此外，還受極為苛刻的工作條件影響，比如高溫氧化性氣體的腐蝕等［1］。在各種綜合應(yīng)力的相互作用下，氣門(mén)極易發(fā)生各種損傷，比如氣門(mén)桿拉傷與刮傷、氣門(mén)桿斷裂與彎曲、氣門(mén)密封錐面燒傷與刮傷、氣門(mén)頭部斷裂等［2-4］。如此，則要求氣門(mén)的設(shè)計(jì)能提供足夠的強(qiáng)度、剛度、耐熱、耐磨及耐腐蝕性能。其中，氣門(mén)斷裂是最典型、危害最嚴(yán)重的形式之一，也是所有失效形式中出現(xiàn)最多的一種。一旦出現(xiàn)氣門(mén)斷裂，極可能造成氣門(mén)搖臂折斷、拉缸、連桿彎曲斷裂等惡性事故。

本文對(duì)某發(fā)動(dòng)機(jī)空心排氣門(mén)斷裂故障進(jìn)行了理化分析和有限元分析，并結(jié)合有限元分析數(shù)據(jù)對(duì)失效氣門(mén)進(jìn)行了改進(jìn)，在未改變?cè)牧锨闆r下，僅通過(guò)結(jié)構(gòu)優(yōu)化提高了排氣門(mén)安全系數(shù)及可靠性。

1 問(wèn)題描述和宏觀(guān)分析

1.1 問(wèn)題描述

本案的空心排氣門(mén)由2種材料摩擦焊接而成。氣門(mén)盤(pán)部材料牌號(hào)為S63019，氣門(mén)桿部材料牌號(hào)為S65007，2種材料都屬于奧氏體耐熱鋼，符合SAE J775 Engine Poppet Valve Information Report標(biāo)準(zhǔn)；同時(shí)，桿端部經(jīng)感應(yīng)淬火處理，桿部表面經(jīng)鍍鉻處理，鍍鉻表面經(jīng)拋光處理。

空心排氣門(mén)是在發(fā)動(dòng)機(jī)全速全負(fù)荷臺(tái)架耐久試驗(yàn)進(jìn)行至91%時(shí)發(fā)生斷裂的。

1.2 宏觀(guān)分析

開(kāi)裂的空心排氣門(mén)尺寸以及斷裂位置如圖1所示。開(kāi)裂位置發(fā)生在排氣門(mén)頸部附近，距氣門(mén)桿端面90 mm。斷面與氣門(mén)軸線(xiàn)垂直，裂縫呈周向分布；斷面未見(jiàn)明顯缺陷，斷口周邊未見(jiàn)明顯的塑形變形；氣門(mén)斷面整體形貌如圖2所示。從圖2可見(jiàn)，斷面不甚平整，呈現(xiàn)氧化深色，大部分區(qū)域較為平坦，局部可見(jiàn)由外邊緣起向內(nèi)孔方向擴(kuò)展的條紋，尤其以圖中3點(diǎn)鐘及9點(diǎn)鐘2區(qū)域最為明顯。進(jìn)一步觀(guān)察，斷面近外表面邊緣區(qū)域均可見(jiàn)大小不一的臺(tái)階形貌分布，疑為多源起始、擴(kuò)展、交匯所致，表現(xiàn)為疲勞擴(kuò)展特征。

圖1 斷裂排氣門(mén)示意

圖2 斷口宏觀(guān)形貌

2 理化學(xué)分析

2.1 化學(xué)成分分析

對(duì)斷裂的氣門(mén)盤(pán)部，進(jìn)行本體取樣，采用直讀光譜儀進(jìn)行化學(xué)成分分析。分析結(jié)果表明材料的化學(xué)成分滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)，具體如表1所示。這排除了生產(chǎn)過(guò)程中的混料及材料誤用的低級(jí)錯(cuò)誤。

表1 斷裂位置處化學(xué)成分分析

2.2 微觀(guān)組織分析

2.2.1 掃描電鏡分析

將斷面置于掃描電鏡下進(jìn)行觀(guān)察［5］。高倍下的斷裂起源區(qū)形貌如圖3所示，斷面呈高低起伏狀并有輕微氧化現(xiàn)象；高倍下次表擴(kuò)展區(qū)局部可見(jiàn)由外向內(nèi)擴(kuò)展且平行分布的疲勞擴(kuò)展輝紋，如圖4所示，局部亦可見(jiàn)沿晶氧化狀形貌；高倍下斷面近內(nèi)孔壁終斷區(qū)形貌如圖5所示，斷面基本呈撕裂狀形貌，為準(zhǔn)解理 （一種斷口形貌術(shù)語(yǔ)）及沿晶氧化的混合形貌。

綜合前面的宏觀(guān)分析和本節(jié)的斷口掃描電鏡分析，推斷排氣門(mén)桿部的斷裂疑在低應(yīng)力作用下，由外表面多處氧化疲勞起源而導(dǎo)致斷裂。

圖3 斷面起源區(qū) （×500）

圖4 擴(kuò)展區(qū)疲勞輝紋形貌 （×1 000）

圖5 終斷區(qū)準(zhǔn)解理形貌 （×495）

2.2.2 顯微組織分析

對(duì)失效件縱向取樣并拋光，斷面附近拋光狀態(tài)如圖6所示，未見(jiàn)明顯與開(kāi)裂相關(guān)的夾雜物等缺陷分布。進(jìn)一步觀(guān)察，斷面附近可見(jiàn)與斷面平行的細(xì)微裂紋或二次裂紋，由外表面向內(nèi)擴(kuò)展，裂紋長(zhǎng)度深約62.2μm。將該區(qū)域用三氯化鐵鹽酸酒精溶液侵蝕，然后置于金相顯微鏡下觀(guān)察分析［6］。斷裂起源附近區(qū)域的組織形貌如圖7所示，斷面較平坦，外表面白亮層為氮化層，分布較均勻，厚約5.2 μm；近斷口區(qū)域基體晶粒大小不甚均勻，組織為高溫回火馬氏體、顆粒狀碳化物和塊狀Nb相。心部組織如圖8所示，晶粒大小較為均勻，強(qiáng)化Nb相彌散分布，其組織與表面的一致，為高溫回火馬氏體、顆粒狀碳化物和塊狀Nb相。表層和心部組織未見(jiàn)明顯異常，表層組織未見(jiàn)明顯高溫痕跡。

圖6 斷面附近拋光狀態(tài) （×500）

圖7 斷面附近腐蝕狀態(tài) （×200）

圖8 心部區(qū)域腐蝕狀態(tài) （×100）

3 熱應(yīng)力及機(jī)械應(yīng)力有限元分析

第2章的氣門(mén)失效分析方法是目前一般常用的分析方法，其依據(jù)僅基于氣門(mén)材料本身，認(rèn)為材料在產(chǎn)品制造過(guò)程中產(chǎn)生的應(yīng)力、應(yīng)變、變形及材料的不均質(zhì)都會(huì)影響氣門(mén)的使用壽命［7］。除此分析外，本文還應(yīng)用ANSYS Workbench軟件，建立空心排氣門(mén)的3維有限元分析模型，對(duì)其在工作狀態(tài)下的應(yīng)力及變形的規(guī)律進(jìn)行計(jì)算［8-10］，從氣門(mén)的工作環(huán)境、工作狀態(tài)來(lái)分析氣門(mén)失效的原因。

對(duì)進(jìn)排系統(tǒng)的分析模型進(jìn)行簡(jiǎn)化：氣門(mén)在發(fā)動(dòng)機(jī)里開(kāi)啟和閉合，在氣門(mén)彈簧的作用下，氣門(mén)桿在導(dǎo)管里持續(xù)地往復(fù)運(yùn)動(dòng)。同時(shí)，建立分析模型的關(guān)鍵邊界條件：配氣機(jī)構(gòu)形式為滾子搖臂和液壓挺柱；進(jìn)氣方式為增壓電噴；最高燃燒壓力11.1 MPa，最高排氣溫度950℃；進(jìn)氣門(mén)和排氣門(mén)的彈簧預(yù)緊力均為240 N；進(jìn)氣門(mén)最大落座力362.8 N，排氣門(mén)的最大落座力為667.2 N；氣門(mén)座圈和導(dǎo)管材料為粉末冶金。應(yīng)用ANSYS軟件進(jìn)行有限元模擬，得到排氣門(mén)溫度如圖9所示。圖9中橫坐標(biāo)左端為氣門(mén)盤(pán)部底面，近右端為氣門(mén)桿端頂面。由圖9可知，距氣門(mén)桿端86～92 mm處的頸部區(qū)域溫度最高，達(dá)685℃，其次是密封錐面，其溫度為619℃。進(jìn)一步計(jì)算可得機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力，如圖10所示。圖10中橫坐標(biāo)左端為氣門(mén)盤(pán)部底面，近右端為氣門(mén)桿端頂面。由圖10可知，密封錐面最大熱應(yīng)力為137 MPa，頸部區(qū)域最大熱應(yīng)力為53.9 MPa，桿端部第3鎖夾槽機(jī)械應(yīng)力達(dá)164 MPa，距頸部區(qū)域82 mm附近的機(jī)械應(yīng)力為本區(qū)域最高，達(dá)78 MPa，頸部區(qū)域中最高溫度處的機(jī)械應(yīng)力為62 MPa。機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力同時(shí)作用于氣門(mén)上，將氣門(mén)上所受的應(yīng)力線(xiàn)性相加，得到合應(yīng)力。密封錐面區(qū)域最高溫度619℃處對(duì)應(yīng)的合應(yīng)力為178 MPa，頸部區(qū)域最高溫度685℃處對(duì)應(yīng)的合應(yīng)力111.1 MPa，頸部區(qū)域679℃位置對(duì)應(yīng)的合應(yīng)力為該區(qū)域的最大應(yīng)力，其值為114 MPa；桿端部鎖夾槽部位合應(yīng)力較大，為184.3 MPa，而鎖夾槽處溫度僅為147℃。以上合應(yīng)力在氣門(mén)上的位置示意如圖11所示。

根據(jù)SAE J775標(biāo)準(zhǔn)中材料本身高溫下的蠕變強(qiáng)度，結(jié)合計(jì)算得到的合應(yīng)力值，計(jì)算空心排氣門(mén)安全系數(shù)，計(jì)算結(jié)果如表2所示。由表2可知，頸部最高溫度區(qū)安全系數(shù)最低為1.46，風(fēng)險(xiǎn)最大，與空心排氣門(mén)斷裂部位相吻合。表2中材料許用強(qiáng)度是指各區(qū)域在一定溫度 （見(jiàn)圖11）下，經(jīng)過(guò)1 000 h后抗蠕變的強(qiáng)度。

圖9 氣門(mén)溫度

圖10 氣門(mén)機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力

圖11 氣門(mén)溫度及合應(yīng)力

表2 排氣門(mén)安全系數(shù)計(jì)算結(jié)果

由有限元分析結(jié)果可知，排氣門(mén)在頸部區(qū)域溫度最高，在機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力的同時(shí)作用下，排氣門(mén)在該區(qū)域安全系數(shù)最低，存在較高的失效風(fēng)險(xiǎn)，這與實(shí)際的開(kāi)裂位置相一致。雖然在該區(qū)域，瞬間及持續(xù)的高溫?zé)釠_擊未達(dá)到材料的再結(jié)晶溫度，金相組織未出現(xiàn)明顯高溫跡象亦證實(shí)了這一點(diǎn)，但是排氣門(mén)本身由于高溫、熱應(yīng)力、機(jī)械應(yīng)力的綜合作用導(dǎo)致其本身抵抗外界苛刻環(huán)境的能力降低，材料的耐疲勞耐應(yīng)力性能被削弱，氣門(mén)發(fā)生機(jī)械疲勞開(kāi)裂，與理化分析結(jié)果相吻合。在高頻的交變熱應(yīng)力及機(jī)械應(yīng)力的同時(shí)沖擊作用下，薄弱區(qū)域因應(yīng)力集中而萌生微裂紋，繼而疲勞擴(kuò)展，并逐步向縱深擴(kuò)展至最終斷裂。

4 改進(jìn)設(shè)計(jì)

根據(jù)設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，對(duì)薄弱區(qū)域進(jìn)行優(yōu)化，改變氣門(mén)頸部結(jié)構(gòu)，加粗和抬高頸部部位，并在保證冷卻的前提下減少桿部充鈉孔橫截面面積。綜合考慮生產(chǎn)企業(yè)的加工能力，最終確定頸部區(qū)域增加錐角，大小為6°，充鈉孔直徑由Φ3 mm改為Φ2.8 mm。

對(duì)優(yōu)化設(shè)計(jì)后的排氣門(mén)進(jìn)行有限元分析，邊界條件設(shè)定與改進(jìn)前的一致。改進(jìn)后的排氣門(mén)溫度、機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力，如圖12～13所示。圖中橫坐標(biāo)左端為氣門(mén)盤(pán)部底面，近右端為氣門(mén)桿端頂面。

圖12 改進(jìn)后氣門(mén)溫度

圖13 改進(jìn)后氣門(mén)機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力

錐面區(qū)域最高溫度617℃處對(duì)應(yīng)的合應(yīng)力為159.5 MPa，頸部區(qū)域最高溫度685℃處對(duì)應(yīng)的合應(yīng)力為95.3 MPa，頸部區(qū)域674℃位置對(duì)應(yīng)的合應(yīng)力為該區(qū)域最大，其值為105.1 MPa，桿端鎖夾槽位置的合應(yīng)力基本沒(méi)有變化。以上合力在氣門(mén)上的位置示意如圖14所示。根據(jù)有限元分析得到，最危險(xiǎn)的氣門(mén)頸部區(qū)域和密封錐面區(qū)域的安全系數(shù)都由于設(shè)計(jì)的改進(jìn)得到了提高，如表3所示。表3中材料許用強(qiáng)度是指各區(qū)域在一定溫度 （見(jiàn)圖14）下，經(jīng)過(guò)1 000 h后抗蠕變的強(qiáng)度。

圖14 改進(jìn)后氣門(mén)溫度和合應(yīng)力

表3 改進(jìn)后排氣門(mén)安全系數(shù)計(jì)算結(jié)果

對(duì)氣門(mén)進(jìn)行設(shè)計(jì)優(yōu)化后，該頸部區(qū)域仍然為最薄弱區(qū)域之一，但安全系數(shù)由1.46提高到1.71，提高了17.1%；氣門(mén)各區(qū)域位置的熱及機(jī)械的綜合應(yīng)力分布得到分散緩解，頸部最大應(yīng)力區(qū)安全系數(shù)提高了14%，密封錐面區(qū)域安全系數(shù)提高了12.9%。最終，改進(jìn)后的空心排氣門(mén)順利通過(guò)了開(kāi)發(fā)試驗(yàn)及嚴(yán)苛的臺(tái)架耐久試驗(yàn)。這也證實(shí)適度提高頸部錐角、合理降低充鈉孔直徑的優(yōu)化設(shè)計(jì)，可以在一定程度上幫助氣門(mén)頸部區(qū)域提高強(qiáng)度，同時(shí)不影響其他諸如充鈉孔的散熱要求等。由有限元分析得到的安全系數(shù)可以反過(guò)來(lái)支撐和完善氣門(mén)的理論模型。這說(shuō)明有限元分析在氣門(mén)優(yōu)化前后的計(jì)算十分有幫助。

5 結(jié)論

基于傳統(tǒng)理化試驗(yàn)結(jié)果，依據(jù)有限元分析軟件對(duì)氣門(mén)優(yōu)化前后的計(jì)算，可得出如下結(jié)論。

（1）失效空心排氣門(mén)的斷裂為在熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力共同作用下的高應(yīng)力下的機(jī)械疲勞擴(kuò)展斷裂。

（2）通過(guò)有限元分析，氣門(mén)頸部區(qū)域在優(yōu)化設(shè)計(jì)前后均為最薄弱區(qū)域。優(yōu)化設(shè)計(jì)提高了薄弱區(qū)域的安全系數(shù)，氣門(mén)順利通過(guò)臺(tái)架試驗(yàn)，也從側(cè)面證明了應(yīng)用ANSYS Workbench軟件對(duì)氣門(mén)在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中應(yīng)力變形規(guī)律的分析是有效的。