徐繼東，阮寅生, 2，王磊，臧加倫，白書戰(zhàn)

1.濰柴動(dòng)力股份有限公司發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)研究院，山東濰坊 261061；

2.山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，山東濟(jì)南 250061

0 引言

配氣機(jī)構(gòu)是發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵組成部分,按照每一缸的發(fā)火順序和工作循環(huán)的要求,定時(shí)開關(guān)各缸的進(jìn)、排氣門，以便吸入足量的新鮮充量(空氣或混合氣)，排出燃燒做功后的廢氣。在壓縮與做功過程中，關(guān)閉氣門保證燃燒室的密封。

氣門與氣門座圈作為發(fā)動(dòng)機(jī)配氣機(jī)構(gòu)的主要執(zhí)行部件，是保證發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性、可靠性和耐久性的重要零部件[1]。氣門與氣門座圈與發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)的高溫燃?xì)庵苯咏佑|，工作環(huán)境十分惡劣，尤其是氣門頭部所受熱負(fù)荷高，散熱困難。同時(shí)，氣門承受較大的機(jī)械負(fù)荷，包括燃燒室內(nèi)爆發(fā)壓力和氣門彈簧力，以及氣門高速運(yùn)動(dòng)的慣性力使得氣門落座時(shí)承受較大的沖擊力。隨著發(fā)動(dòng)機(jī)強(qiáng)化程度的日益提高，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力和燃燒溫度越來越高，另外甲醇、二甲醚等各種替代燃料使得燃燒室周邊部件的工作環(huán)境更加惡劣，氣門與氣門座圈間的密封及磨損問題日益受到重視[2]。氣門的嚴(yán)重磨損導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力不足、性能下降[3-4]，具體表現(xiàn)為氣門漏氣、缸壓過低。因此，開展對(duì)氣門與氣門座圈可靠性的研究，分析其磨損特性十分必要。目前的研究熱點(diǎn)主要集中在氣門及座圈的材料分析上[5-8]，對(duì)磨損機(jī)理的研究相對(duì)較少。氣門和座圈接觸面上的滑移會(huì)產(chǎn)生較大的滑動(dòng)摩擦系數(shù)，和氣門和座圈的磨損關(guān)系密切。本文中通過仿真手段研究各種因素對(duì)于對(duì)氣門與座圈的滑移量的影響，從而為氣門及座圈的磨損機(jī)理研究提供一定的幫助。

1 計(jì)算模型

為了更好地模擬氣門與氣門座圈的工作狀態(tài)，首先對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)氣門、座圈及缸蓋建立準(zhǔn)確的幾何模型，如圖1所示。所建立的三維模型包括發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)體、缸蓋、缸套、氣門、座圈以及相應(yīng)的連接螺栓，按照實(shí)際狀態(tài)進(jìn)行裝配組合。

將建好的幾何模型導(dǎo)入前處理軟件中預(yù)處理并進(jìn)行面網(wǎng)格及體網(wǎng)格劃分，除氣門和氣門座圈采用六面體網(wǎng)格外，其余部件均采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分。為了保證仿真分析精度，并有利于后期數(shù)據(jù)的處理，將氣門和氣門座圈接觸密封處的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)一一對(duì)應(yīng)。另外為了保證計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)間，首先開展了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證分析。圖2為氣門-座圈的網(wǎng)格模型。計(jì)算模型網(wǎng)格總數(shù)約為452萬，節(jié)點(diǎn)總數(shù)約為181萬。

開展溫度場(chǎng)分析，獲得整個(gè)模型的溫度場(chǎng)分析結(jié)果。結(jié)構(gòu)有限元分析時(shí)，將溫度場(chǎng)結(jié)果作為熱載荷施加到模型中，再施加機(jī)械載荷，開展熱-機(jī)耦合強(qiáng)度分析，獲得熱機(jī)耦合應(yīng)力結(jié)果[9-11]。研究表明，根據(jù)氣門與氣門座圈的作用形式，磨損的主要形式為粘著磨損[12]。在Archard磨損模型中，密封面上的滑移量是計(jì)算磨損的重要變量，因此基于熱機(jī)耦合作用的氣門與座圈接觸面的滑移量計(jì)算必不可少。

計(jì)算溫度場(chǎng)時(shí)，邊界條件按照第三類邊界條件施加，即給定模型邊界面的溫度和對(duì)流換熱系數(shù)。發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋火力面的溫度根據(jù)一維熱力學(xué)計(jì)算獲得，并考慮換熱系數(shù)受到缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)的影響，合并考慮其它因素，按照隨缸徑變化的函數(shù)關(guān)系施加[13-14]。進(jìn)排氣道的邊界條件由額定工況下的參數(shù)按照經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算獲得；水腔的熱邊界條件通過冷卻水腔的計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamic,CFD)計(jì)算分析獲得，并投影到有限元邊界網(wǎng)格上；其余機(jī)體、缸蓋和環(huán)境的熱邊界條件設(shè)為溫度為30 ℃，對(duì)流換熱系數(shù)為16 W/(m2·K)。

利用有限元分析應(yīng)力及變形計(jì)算時(shí)，機(jī)體與缸蓋、缸蓋與缸套、氣門座圈與缸蓋、氣門與氣門座圈之間的密封接觸采用接觸對(duì)約束進(jìn)行模擬，氣門與氣門座圈間的摩擦系數(shù)為0.4[15]；其它部件間的接觸關(guān)系均采用綁定約束進(jìn)行模擬；根據(jù)部件圖紙，氣門座圈與缸蓋之間的半徑方向過盈量為0.08 mm；缸蓋火力板和缸套內(nèi)壁上止點(diǎn)以上部位施加額定工況下的爆發(fā)壓力；氣門落座力按照動(dòng)力學(xué)計(jì)算結(jié)果施加。

2 滑移量分析

部件承受外界壓力時(shí)會(huì)產(chǎn)生彈性變形。發(fā)動(dòng)機(jī)氣門承受缸內(nèi)爆發(fā)壓力作用時(shí)，氣門和氣門座圈之間會(huì)產(chǎn)生微小的滑移量，外界載荷作用下氣門與座圈密封面上滑移示意圖如圖3所示。圖中，PC為缸內(nèi)爆發(fā)壓力，S0為氣門和氣門座圈間的滑移量。本文中從缸內(nèi)爆發(fā)壓力、氣門落座力的兩個(gè)機(jī)械載荷作用條件以及氣門錐角和氣門與座圈的密封寬度兩個(gè)結(jié)構(gòu)因素進(jìn)行仿真分析，詳細(xì)研究氣門與座圈間接觸面上滑移量的影響因素。

2.1 氣門落座力和氣門錐角對(duì)滑移量的影響

氣門錐角為氣門密封錐面與氣門頂平面之間的夾角，是發(fā)動(dòng)機(jī)氣門結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)之一。大量的實(shí)用經(jīng)驗(yàn)表明氣門錐角對(duì)氣門的磨損有很大的影響。氣門座圈受力簡圖如圖4所示，氣門落座過程中產(chǎn)生的氣門落座力FC，將FC分解為垂直于接觸面的正壓力FN和平行于錐面的剪切力FQ。FN過大會(huì)導(dǎo)致材料崩壞，F(xiàn)Q過大導(dǎo)致材料產(chǎn)生塑性變形。由于金屬材料的抗剪切能力較弱，但抗壓能力較強(qiáng)，從受力分析可知FQ是引起氣門與氣門座圈接觸面產(chǎn)生滑移的主要因素，所以FQ是引起氣門磨損的主要因素，

FQ=FCsinα，

(1)

式中α為氣門錐角。剪切力與氣門錐角的正弦值成正比，與氣門落座力成正比，減小氣門錐角，有利于減少剪切應(yīng)力引起的滑移量，從而改善磨損。

改變氣門錐角，開展有限元仿真，計(jì)算氣門和座圈密封面上節(jié)點(diǎn)的滑移量。氣門錐角對(duì)氣門與座圈密封面滑移量的影響如圖5所示。由圖5可知，密封面上節(jié)點(diǎn)的滑移量隨著氣門錐角的增大而增大，并且增幅逐漸增大，這與前面的理論分析是一致的，合理選擇氣門錐角，能夠減小滑移量，進(jìn)而降低磨損量。

氣門錐角不變時(shí)，剪切力與氣門落座力成正比。因此仿真分析不同氣門落座力對(duì)于滑移量的影響。氣門落座力對(duì)氣門密封面滑移量的影響如圖6所示。由圖6可知，隨著氣門落座力的增加，滑移量幾乎成正比例增加。

2.2 缸內(nèi)爆發(fā)壓力對(duì)滑移量的影響

氣門底部是燃燒室的組成邊界，缸內(nèi)燃燒時(shí)受到壓力的作用，爆發(fā)壓力是燃燒時(shí)產(chǎn)生的峰值壓力，是氣門受到的最大機(jī)械載荷。爆發(fā)壓力對(duì)氣門和座圈密封面上的剪應(yīng)力和滑移量有重要影響。爆發(fā)壓力施加在氣門底部和氣門座圈的底部，爆發(fā)壓力對(duì)氣門和座圈密封面上節(jié)點(diǎn)滑移量的影響和氣門落座力對(duì)滑移量的的影響類似，缸內(nèi)爆發(fā)壓力對(duì)滑移量的影響如圖7所示。由圖7可知，氣門和座圈密封面的滑移量隨缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力的增大幾乎呈正比例線性增長，所以缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力是影響氣門和座圈密封面滑移量的重要因素之一。

2.3 密封寬度對(duì)滑移量的影響

結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，氣門錐角應(yīng)與氣門座圈的錐角相適應(yīng)以保證氣門和氣門座圈不以錐面的全寬接觸，有效增加密封錐面的接觸壓力，加速磨合，切斷和擠出氣門和座圈之間的積碳或積垢，維持氣門和座圈錐面的良好密封性，一般情況下氣門錐角比氣門座圈錐角略小0.5°～1°。氣門與氣門座圈配合的結(jié)構(gòu)如圖8所示。由圖8可知，氣門和座圈密封面的角度差非常小。由于氣門和氣門座圈都存在彈性變形，尤其是氣門的剛度和硬度小于氣門座圈，因此可以認(rèn)為二者是完全接觸密封的。氣門與氣門座圈的密封寬度對(duì)接觸面的承壓有直接影響，因此對(duì)氣門和座圈接觸面上節(jié)點(diǎn)的滑移量也有著很大影響。

其它因素不變，僅考慮密封寬度變化時(shí)，氣門和座圈接觸面滑移量隨密封寬度的變化如圖9所示。由圖9可知，密封寬度越大，滑移量越小，但不是線性變化關(guān)系。密封寬度越大，氣門和座圈的接觸面積就越大，氣門落座后單位面積上所承受的壓力載荷也就越小，因此氣門和座圈間的相對(duì)的滑移量也就越小。

3 結(jié)論

利用有限元方法，研究結(jié)構(gòu)因素和載荷因素對(duì)氣門和氣門座圈滑移量的影響，得出如下結(jié)論：氣門落座力和爆發(fā)壓力越大，滑移量越大；氣門錐角越大，滑移量越大；密封寬度越大，滑移量越小。因此隨著發(fā)動(dòng)機(jī)強(qiáng)化程度的提高，爆發(fā)壓力和熱負(fù)荷越來越大，為了減小氣門和座圈的磨損，應(yīng)盡可能減小氣門的落座力，并對(duì)氣門錐角和密封寬度等進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)。