柴油機(jī)氣門座圈的抗脫落選材和設(shè)計(jì)研究

王瀟嵩，張衛(wèi)正，張?bào)w恩，郭冰彬，張馳

(北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院，北京100081)

0 引言

柴油機(jī)由于其熱效率高、扭矩特性好等優(yōu)勢，被廣泛應(yīng)用在軍用車輛、船舶及工程機(jī)械等重型機(jī)械設(shè)備上。然而隨著社會(huì)需求的不斷提高，柴油機(jī)的強(qiáng)化程度也在不斷提高，造成燃燒室零部件所承受的熱負(fù)荷與機(jī)械負(fù)荷不斷加大，使得柴油機(jī)的可靠性問題日益突出［1］。氣門座圈通過過盈配合安裝在氣缸蓋上，是配合氣門保證燃燒室密封效果的關(guān)鍵零件，在柴油機(jī)的工作過程中同時(shí)承受高溫氣體的沖刷腐蝕、高頻爆發(fā)壓力作用、氣門落座沖擊作用和與氣缸蓋之間相互的擠壓作用。在極端條件下，氣門座圈可能會(huì)因?yàn)椴豢赡鏌嶙冃芜^大而發(fā)生松脫，導(dǎo)致氣門無法落座、打壞缸蓋而誘發(fā)嚴(yán)重事故［2］。

本文的研究是針對某型號柴油機(jī)工作過程中發(fā)生的排氣門座圈脫落問題而展開的。該型號柴油機(jī)排氣門座圈采用的是國內(nèi)柴油機(jī)普遍應(yīng)用的低鉻合金氣門座圈，其金相組織結(jié)構(gòu)為回火索氏體，洛氏硬度HRC 為40 ～46，適用于排氣溫度650 ℃左右的機(jī)型。在整機(jī)的實(shí)際工作過程中，柴油機(jī)排氣門座圈發(fā)生脫落，經(jīng)檢測其外徑尺寸大幅減小，縮小量達(dá)到0.035 ～0.086 mm，平均變化率為2.02×10-4mm/h，嚴(yán)重影響了氣門座圈過盈配合的要求(設(shè)計(jì)過盈量為0.054 ～0.086 mm)。換用高鉻合金排氣門座圈(調(diào)質(zhì)組織、多用于氣體機(jī))后，座圈外徑縮小的情況仍未改善。在運(yùn)行一定時(shí)間后拆機(jī)檢測，發(fā)現(xiàn)其外徑尺寸平均減小量為0.026 mm，但其尺寸變化率卻達(dá)2.52 ×10-4mm/h，說明高鉻合金氣門座圈的過盈量也在快速減小，不能滿足該型柴油機(jī)的使用要求。

本文首先針對該故障發(fā)生的原因進(jìn)行了分析，并提出從選材和設(shè)計(jì)兩方面對該問題進(jìn)行研究。在選材上，對預(yù)選材料進(jìn)行了抗壓強(qiáng)度、線膨脹特性、耐磨性和體積穩(wěn)定性等特性試驗(yàn)，考察和評價(jià)氣門座圈材料的抗脫落特性。在設(shè)計(jì)上，重新選取裝配過盈量，在保證一定安全系數(shù)的前提提升座圈的防松特性。然后進(jìn)行整機(jī)試驗(yàn)以考核成品氣門座圈的工作可靠性。最終，選取綜合性能最優(yōu)的氣門座圈材料來解決強(qiáng)化柴油機(jī)氣門座圈的脫落問題。

1 故障分析與試驗(yàn)方案

1.1 故障分析

由于該型柴油機(jī)為強(qiáng)化機(jī)型，氣門座圈正常工作溫度可達(dá)400 ℃，在過盈配合條件下會(huì)產(chǎn)生很大的高溫壓縮載荷。若座圈材料在高溫下的強(qiáng)度或剛度不足，將使座圈產(chǎn)生較大的變形或發(fā)生壓潰。此外，在長時(shí)間的載荷作用下，氣門座圈材料還可能會(huì)產(chǎn)生如高溫蠕變、松弛、體積穩(wěn)定性等會(huì)使材料特性發(fā)生惡化的因素，使氣門座圈產(chǎn)生不可恢復(fù)的塑性變形，導(dǎo)致其失去過盈配合而松脫。而該型柴油機(jī)氣門座圈的松脫和掉落正是在長時(shí)間的工作過程中，氣門座圈尺寸發(fā)生較大的變化，即材料發(fā)生很大的不可逆的塑性變形而導(dǎo)致的。因此，原氣門座圈材料的剛強(qiáng)度、蠕變特性、體積穩(wěn)定特性的不足是導(dǎo)致原氣門座圈發(fā)生松脫掉落的主要原因。在不能降低載荷及其他零件結(jié)構(gòu)材料的前提下，緩解氣門座圈變形量較大的問題，只能依靠換用剛強(qiáng)度更好、蠕變溫度更高和體積穩(wěn)定性更強(qiáng)的材料來實(shí)現(xiàn)。

1.2 新材料選材

材料的高溫強(qiáng)度是強(qiáng)化柴油機(jī)氣門座圈選材首要考慮的因素。因此，3 種高溫特性優(yōu)異的高溫合金材料被作為新排氣門座圈材料的預(yù)選，分別是鈷基高溫合金［3］、鎳基高溫合金［4］和粉末冶金材料［5］，其材料成分及部分特性如表1所示(其中高溫抗壓強(qiáng)度為試驗(yàn)所得的數(shù)值)。這3 種材料的蠕變溫度均較高，高于氣門座圈的正常工作溫度，可以不考慮蠕變對材料性能的惡化影響。

表1 鈷基、鎳基和粉末冶金材料組成與部分特性Tab.1 Compositions and properties of cobalt，nickel and powder-based alloy

1.3 試驗(yàn)方案

在材料特性上，由于氣門座圈工作過程承受很大的高溫壓縮載荷，必須考慮新材料的高溫抗壓特性。同時(shí)氣門座圈在工作過程中與缸蓋和氣門存在相互擠壓和沖擊作用，若發(fā)生熱膨脹變形的不匹配或材料間的摩擦親和力過強(qiáng)，會(huì)嚴(yán)重影響整機(jī)可靠性。因此新材料的線膨脹特性和與氣門材料間的耐磨特性也是需要考慮的因素。

在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上，裝配過盈量的提高會(huì)提升氣門座圈的防松效果，而隨著新座圈材料剛強(qiáng)度的提高，氣門座圈的尺寸也需要進(jìn)行重新設(shè)計(jì)，以最大限度利用材料性能。此外，對于設(shè)計(jì)成型的氣門座圈樣件，還需進(jìn)行體積穩(wěn)定性試驗(yàn)和整機(jī)可靠性來驗(yàn)證其抗脫落特性和工作可靠性。進(jìn)而選取綜合性能最優(yōu)的座圈材料來解決氣門座圈的脫落問題。

2 試驗(yàn)及結(jié)果分析

2.1 材料的高溫抗壓特性

分別在室溫、500 ℃、600 ℃和700 ℃的環(huán)境下對3 種預(yù)選材料及高鉻合金(作為對比)進(jìn)行抗壓特性試驗(yàn)。試驗(yàn)設(shè)備采用Gleeble3500 熱模擬試驗(yàn)機(jī)，試驗(yàn)過程使用應(yīng)變速率控制。圖1給出了不同溫度下材料的抗壓特性曲線。

如圖1所示:在室溫下，高鉻合金材料的抗壓強(qiáng)度高達(dá)2 000 MPa 以上，但其屈服點(diǎn)較低，僅為1 300 MPa左右，在斷裂前會(huì)產(chǎn)生很大的塑性變形，剛度較差。鎳基合金的常溫抗壓強(qiáng)度為1 600 MPa，但屈服點(diǎn)只有1 200 MPa 左右，斷裂前有一定塑性變形。鈷基合金常溫抗壓強(qiáng)度在1 800 MPa 左右，雖不如高鉻合金，但其屈服點(diǎn)與斷裂點(diǎn)很接近，剛度好。

在500 ℃環(huán)境下，高鉻合金的抗壓特性發(fā)生了大幅下跌，抗壓強(qiáng)度降為1 000 MPa，屈服點(diǎn)為900 MPa 左右。其塑性變形趨于理想塑性狀態(tài)，且斷裂前塑性變形量增加。而鈷基合金和粉末冶金材料仍保持1 500 MPa 左右的抗壓強(qiáng)度，且具有較高的剛度。

600 ℃時(shí)，高鉻合金的抗壓強(qiáng)度進(jìn)一步降低，且出現(xiàn)應(yīng)力隨應(yīng)變增加而降低的現(xiàn)象(材料弱化)。鎳基合金的抗壓強(qiáng)度較常溫下降了很多，只能維持1 000 MPa 的水平，且發(fā)生屈服后很快斷裂。粉末冶金材料抗壓強(qiáng)度較500 ℃時(shí)有降低，但其斷裂前的塑性應(yīng)變量增加很多。而鈷基合金仍可保持1 500 MPa 左右的抗壓強(qiáng)度，并保持低韌性。

在700 ℃環(huán)境下只進(jìn)行了粉末冶金材料和鈷基合金的壓縮性能試驗(yàn)。結(jié)果表明粉末冶金材料的抗壓強(qiáng)度發(fā)生大幅下降，從600 ℃時(shí)的1 128 MPa 驟降至700 ℃時(shí)的470 MPa，而且其塑性變形量大幅增加，塑性過程呈現(xiàn)理想塑性狀態(tài)。而鈷基合金的抗壓強(qiáng)度仍可以維持在1 500 MPa 左右的狀態(tài)。

圖1 不同溫度下的壓縮特性試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.1 σ-ε curves at different temperatures

表2給出了各材料在不同溫度下的抗壓強(qiáng)度值?？梢?，盡管高鉻合金雖然具有優(yōu)良的常溫壓縮特性，但在高溫下其抗壓強(qiáng)度顯著下降，并且其在達(dá)到屈服后斷裂前發(fā)生的塑性變形很大，不能滿足該型柴油機(jī)的工作條件要求。鎳基合金的高溫抗壓強(qiáng)度較粉末冶金和鈷基合金材料低，斷裂前的塑性變形較小。粉末冶金材料的高溫抗壓特性次于鈷基合金，但其抗壓強(qiáng)度在500 ℃后出現(xiàn)明顯下降，并在600 ～700 ℃范圍內(nèi)出現(xiàn)大幅下降，且塑性變形量增加，這種特性不利于氣門座圈防松。而鈷基合金雖然在常溫下沒有表現(xiàn)出特別的優(yōu)勢，但在高溫狀態(tài)下卻表現(xiàn)出優(yōu)越而穩(wěn)定的抗壓特性，在溫度達(dá)到700 ℃時(shí)仍能保持1 450 MPa 以上的抗壓極限。此外，鈷基合金在壓縮載荷作用下的屈服極限和斷裂極限幾乎相近，斷裂前塑性變形小，剛度大，這種特性對于抑制氣門座圈松脫也有利。

表2 不同溫度下各種材料的抗壓強(qiáng)度Tab.2 Compressive strengths at different temperatures MPa

2.2 材料的線膨脹特性

氣門座圈過盈安裝在氣門座孔中，當(dāng)發(fā)生受熱膨脹時(shí)，若與氣門座孔的熱膨脹匹配變形不協(xié)調(diào)，將產(chǎn)生很大的附加載荷，影響座圈工作可靠性，因此需要對材料的熱膨脹系數(shù)進(jìn)行檢測。采用DP-49 光學(xué)三角示差膨脹儀對4 種材料的線膨脹系數(shù)進(jìn)行了測量，測量值如表3所示?？梢钥闯?，4 種材料的線膨脹系數(shù)處在一個(gè)較為相近的水平，且與缸蓋材料(HT300)的線膨脹系數(shù)(12.5 ×106K-1)相當(dāng)，不會(huì)因熱膨脹變形的不匹配引起過大的附加載荷。

表3 不同溫度下各種材料的線膨脹系數(shù)Tab.3 Expansion coefficients at different temperatures 106 K -1

2.3 配對耐磨特性

在柴油機(jī)的工作過程中，氣門的落座會(huì)對氣門座圈產(chǎn)生很大的敲擊作用，發(fā)生接觸時(shí)，兩種材料間的摩擦特性會(huì)影響氣門座圈的工作可靠性［6-8］，因此需要對氣門與氣門座圈材料間的耐磨特性做系統(tǒng)評估。該型柴油機(jī)的氣門材質(zhì)為含鉻8% ～10%的鑄鐵合金材料(暫不能更換)。在摩擦磨損試驗(yàn)臺(tái)上將氣門材料與原高鉻合金、鈷基合金和鎳基合金進(jìn)行配對耐磨試驗(yàn)，以獲得材料間的耐磨特性數(shù)據(jù)。由于粉末冶金材料具有多孔性，且可采用油浸來減小摩擦，故耐磨減摩是其優(yōu)勢［5］，因此沒有對其進(jìn)行配對耐磨試驗(yàn)。

本試驗(yàn)所用設(shè)備為對置旋轉(zhuǎn)式摩擦磨損試驗(yàn)臺(tái)，試驗(yàn)試件分為上試件(旋轉(zhuǎn)件、氣門材料)與下試件(固定件、氣門座圈材料)。兩種試驗(yàn)件通過上試件上加工的內(nèi)徑20 mm、外徑26 mm 的圓環(huán)形凸臺(tái)相接觸，接觸面積為216.77 mm2. 試驗(yàn)選取200 r/min恒定的試件相對滑動(dòng)速度，并選擇不同的外部載荷來考察二者材料間的摩擦磨損特征及規(guī)律。試驗(yàn)在室溫下進(jìn)行，先施加給定的外部載荷，然后施以給定的相對滑動(dòng)速度，摩擦形式為干摩擦，且不進(jìn)行外部冷卻。

圖2為外載400 N 時(shí)，不同氣門座圈材料磨損表面的形貌圖。由圖2可見:高鉻合金表面產(chǎn)生了局部的粘著磨損，并有少量材料組織轉(zhuǎn)移;鎳基合金表面發(fā)生了嚴(yán)重的粘著磨損，發(fā)生大量的材料組織轉(zhuǎn)移，并在磨損區(qū)形成了宏觀長裂紋;而鈷基合金磨擦表面較好，無摩擦特性惡化的現(xiàn)象。

圖3給出了3 種材料摩擦系數(shù)隨外加載荷的變化規(guī)律曲線。由圖3可知:鈷基合金在整個(gè)范圍內(nèi)都保持著較低的摩擦系數(shù)，說明其與氣門材料配合的耐磨特性很好;高鉻合金在外載300 N 以下時(shí)可以保持較低的摩擦系數(shù)，但載荷繼續(xù)增加時(shí)，摩擦系數(shù)快速增加，在摩擦表面出現(xiàn)粘著磨損和組織轉(zhuǎn)移;而鎳基合金則始終保持著較高的摩擦系數(shù)，宏觀表現(xiàn)為與氣門材料的親和力強(qiáng)、粘著磨損嚴(yán)重并伴隨有裂紋的形成。因此，在不改變氣門材料的情況下，鎳基合金不可用于該型柴油機(jī)的氣門座圈材料。

2.4 過盈量的設(shè)計(jì)計(jì)算

適當(dāng)增加氣門座圈的過盈量可以在一定程度上抑制座圈的松脫。該型柴油機(jī)的原氣門座圈過盈量為0.054 ～0.086 mm，已經(jīng)處于較高的水平。但如果換用了強(qiáng)度更高的氣門座圈材料，其過盈量可以適當(dāng)?shù)靥岣?。過盈量的選取需要依照氣門座圈與缸蓋配合的有限元計(jì)算結(jié)果及缸蓋與座圈強(qiáng)度校核的結(jié)果來確定。通過計(jì)算過盈量增加后氣門座圈內(nèi)應(yīng)力是否超過抗壓屈服極限(保證一定的安全系數(shù))，并權(quán)衡增加過盈量而產(chǎn)生的防松效果和氣門座圈內(nèi)應(yīng)力增加之間的矛盾，選擇最優(yōu)的過盈量。

圖2 400 N 載荷下不同材料的磨損表面形貌Fig.2 Worn surface topographies of different materials

圖3 不同外載下的摩擦系數(shù)Fig.3 Friction coefficients under different loads

2.4.1 氣門座圈過盈量的確定

在Abaqus 有限元計(jì)算軟件中導(dǎo)入該柴油機(jī)單缸蓋模型并裝配不同材質(zhì)的氣門座圈和不同的過盈配合尺寸，采用分步熱-機(jī)耦合的方法，計(jì)算正常工況下氣門座圈內(nèi)的最大壓應(yīng)力［9］。溫度場計(jì)算時(shí)，燃燒室側(cè)熱邊界條件由GT-Power 軟件計(jì)算柴油機(jī)正常工況下缸內(nèi)的瞬時(shí)燃?xì)獾膿Q熱系數(shù)和溫度來獲得;冷卻水腔側(cè)熱邊界條件采用文獻(xiàn)［10］中的經(jīng)驗(yàn)公式設(shè)定。應(yīng)力-應(yīng)變計(jì)算時(shí)，同時(shí)考慮螺栓預(yù)緊力、爆發(fā)壓力、氣門沖擊力及熱應(yīng)力的耦合作用。

圖4給出了不同過盈量下，不同材質(zhì)座圈內(nèi)部最大壓應(yīng)力的變化關(guān)系。如圖4所示，座圈內(nèi)的最大壓應(yīng)力隨著過盈量的增加而線性增加。按500 ℃下材料的抗壓強(qiáng)度作為標(biāo)準(zhǔn)，3 種材料氣門座圈的壓應(yīng)力均在材料的最大抗壓強(qiáng)度范圍內(nèi)。但考慮到在實(shí)際工作過程中，氣門落座沖擊、可能的工況惡化以及蠕變等因素，確定氣門座圈的過盈量時(shí)要有一定的安全余量。原氣門座圈的最大過盈量為0.086 mm，對應(yīng)的最大壓應(yīng)力為810 MPa，安全系數(shù)為1.3. 如果換用鈷基合金，并且適當(dāng)提高安全系數(shù)到1.4，那么允許鈷基氣門座圈內(nèi)的應(yīng)力為1 071 MPa，最大過盈量可以接近0.12 mm. 再根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)公差帶，最終確定鈷基合金氣門座圈的最大過盈量為0.113 mm，外徑公差帶為0.097 ～0.113 mm，過盈量為0.081 ～0.113 mm(氣門座孔公差為0 ～0.016 mm)，其安全系數(shù)至少可達(dá)1.44. 而對粉末冶金材料，由于制造過程采用了滲銅工藝，其材料導(dǎo)熱性較好，氣門座圈內(nèi)應(yīng)力相對較小。按照上述最大過盈量0.113 mm計(jì)算，安全系數(shù)可達(dá)1.7. 因此，將粉末冶金材料氣門座圈公差帶也統(tǒng)一為0.097 ～0.113 mm，過盈量為0.081 ～0.113 mm.

圖4 不同過盈量下的座圈內(nèi)最大內(nèi)應(yīng)力Fig.4 Maximum inner stress in valve seat

2.4.2 缸蓋應(yīng)力校核

除了校核氣門座圈的應(yīng)力之外，缸蓋上與氣門座圈接觸部分的壓應(yīng)力也需要進(jìn)行校核，以考核缸蓋材料是否滿足使用要求。表4給出了不同材料氣門座圈與缸蓋接觸作用時(shí)，缸蓋上最大壓應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果。該柴油機(jī)缸蓋材料為HT300，其在不同溫度下的抗壓特性曲線如圖5所示。由圖5可見，以缸蓋使用溫度為400 ℃計(jì)，缸蓋材料的抗壓強(qiáng)度在600 MPa 以上，在全過盈量范圍內(nèi)均滿足使用要求。且當(dāng)最大過盈量取0.113 mm 時(shí)，缸蓋材料的使用安全系數(shù)至少在1.5 以上。

表4 不同過盈量下的缸蓋內(nèi)最大應(yīng)力Tab.4 Maximum inner stress in cylinder head MPa

圖5 不同溫度下的HT300 抗壓特性Fig.5 Compressive curves of HT300

2.5 體積穩(wěn)定性考核

根據(jù)以上設(shè)計(jì)參數(shù)制作鈷基合金和粉末冶金材料的氣門座圈樣件，并對兩種材料樣件進(jìn)行體積穩(wěn)定性試驗(yàn)，考核其在一個(gè)溫度歷程中的體積穩(wěn)定性。共選取了7 只排氣門座圈，鈷基合金3 只，粉末冶金材料4 只。隨爐升溫至600 ℃，保溫4 h，再隨爐冷卻至280 ℃，然后自然冷卻至室溫，并測量其外圓尺寸，得到座圈外徑尺寸變化值如圖6所示。由圖6可知:鈷基合金氣門座圈在試驗(yàn)后的座圈外徑減小，平均減小量為0.009 4 mm;而粉末冶金氣門座圈在試驗(yàn)后的座圈外徑增加，平均增加量為0.024 5 mm，其尺寸變化率是鈷基合金的近3 倍。表明鈷基合金材料擁有較好的高溫體積穩(wěn)定性，利于在高溫下保證氣門座圈的裝配過盈量。此外，由于粉末冶金材料具有相對較高的線膨脹系數(shù)，很可能導(dǎo)致在柴油機(jī)工作狀態(tài)下實(shí)際過盈量的增加，使氣門座圈和缸蓋的接觸載荷增加。

圖6 體積穩(wěn)定性試驗(yàn)尺寸變化Fig.6 Dimensional changes of valve seats in volume stability test

2.6 整機(jī)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證采用新材料設(shè)計(jì)制作的氣門座圈在實(shí)際工作過程中的可靠性，跟隨整機(jī)進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。在柴油機(jī)氣缸蓋上的不同缸內(nèi)分別安裝了低鉻氣門座圈、鈷基合金氣門座圈和粉末冶金氣門座圈。

圖7為試驗(yàn)后3 種材料氣門座圈的外徑公差尺寸(基本尺寸不能給出)。由圖7可見:低鉻合金氣門座圈的直徑減少量最高，平均減少量超過0.033 mm(按原始公差計(jì)算);而鈷基合金氣門座圈與粉末冶金合金氣門座圈的平均直徑減少量幾乎相同，都在0.02 mm 左右，相比低鉻合金的外徑減少量下降了近40%。可以說明，鈷基合金氣門座圈和粉末冶金氣門座圈都可以很好地改善該型柴油機(jī)氣門座圈的工作可靠性，緩解氣門座圈脫落的問題。

圖7 整機(jī)試驗(yàn)中不同材料的尺寸變化Fig.7 Dimensional changes of materials in engine test

在一次由于其他問題引起的溫度過高、缸蓋開裂的狀況下，粉末冶金氣門座圈發(fā)生掉落，而鈷基合金氣門座圈并未受到影響，表現(xiàn)出了更好地抵御不正常工作的能力。因此，本研究最終選取了鈷基合金材料作為該型柴油機(jī)的新排氣門座圈材料。

3 結(jié)論

通過對氣門座圈脫落故障進(jìn)行分析，并從選材和設(shè)計(jì)的兩方面進(jìn)行研究，可得出以下結(jié)論:

1)高溫壓縮載荷作用下，鈷基合金具有非常優(yōu)越且穩(wěn)定的抗壓強(qiáng)度;粉末冶金材料的抗壓強(qiáng)度低于鈷基合金，并在500 ～700 ℃之間發(fā)生大幅下降;而高鉻合金雖然具有很高的常溫抗壓強(qiáng)度，但在高溫下其抗壓強(qiáng)度迅速下降。

2)鎳基合金材料與氣門材料親和力過強(qiáng)，摩擦系數(shù)高，粘著磨損嚴(yán)重，不適合作為該型柴油機(jī)的氣門座圈材料。

3)由于新材料的強(qiáng)度提高，可以增加過盈量來提升氣門座圈的防松效果。將裝配最大過盈量從0.086 mm 提高到0.113 mm 時(shí)，接觸配合的最大內(nèi)應(yīng)力仍滿足材料的強(qiáng)度要求，并能保證氣門座圈的安全系數(shù)達(dá)到1.5 以上。

4)鈷基合金和粉末冶金材料氣門座圈在整機(jī)試驗(yàn)中都能大幅降低座圈外徑的減少量，可作為新氣門座圈材料。但對于異常工況，鈷基合金表現(xiàn)出更強(qiáng)地抵御不正常工作的能力。

References)

［1］張衛(wèi)正，原彥鵬，郭良平，等. 高功率密度柴油機(jī)設(shè)計(jì)問題的仿真［J］. 兵工學(xué)報(bào)，2006，27(5):775 -778.ZHANG Wei-zheng，YUAN Yan-peng，GUO Liang-ping，et al. Numerical simulation analysis of HPD diesel engine［J］. Acta Armamentarii，2006，27(5):775 -778. (in Chinese)

［2］馬彼嘉. 發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋氣門座圈松動(dòng)和掉出的原因［J］. 車用發(fā)動(dòng)機(jī)，1997(5):33 -35.MA Bi-jia. The cause of slackness and fall away of valve seat in cylinder head for engines［J］. Vehicle Engine，1997(5):33 -35. (in Chinese)

［3］邵衛(wèi)東，嚴(yán)彪，毛彭齡. 新型鈷基高溫合金的組織結(jié)構(gòu)與力學(xué)性能［J］. 上海有色金屬，2005，26(4):160 -163.SHAO Wei-dong，YAN Biao，MAO Peng-ling. Structure and mechanical properties of newly developed co-based superalloys［J］.Shanghai Nonferrous Metals，2005，26(4):160 -163. (in Chinese)

［4］王會(huì)安，安云岐，李承宇，等. 鎳基高溫合金材料的研究進(jìn)展［J］. 材料導(dǎo)報(bào)，2011，25(18):482 -486.WANG Hui-an，AN Yun-qi，LI Cheng-yu，et al. Research progress of Ni-based superalloys［J］. Materials Review，2011，25(18):482 -486. (in Chinese)

［5］尹平玉，劉世民. 高合金、高性能粉末冶金氣門座圈的研制［J］. 粉末冶金工業(yè)，2002，12(2):31 -34.YIN Ping-yu，LIU Shi-min. Research and manufacture of high alloyed valves seats in high quality［J］. Powder Metallurgy Industry，2002，12(2):31 -34. (in Chinese)

［6］Ootani T，Yahata N，F(xiàn)ujiki A，et al. Impact wear characteristics of engine valve and valve seat insert materials at high temperature［J］.Wear，1995，188(1/2):175 -184.

［7］朱遠(yuǎn)志，尹志民，曾渝，等. 重型發(fā)動(dòng)機(jī)氣門座圈工藝、材料研究進(jìn)展［J］. 材料導(dǎo)報(bào)，2004，18(5):45 -48.ZHU Yuan-zhi，YIN Zhi-min，ZENG Yu，et al. An overview of material and process research of heavy duty engine［J］. Materials Review，2004，18(5):45 -48. (in Chinese)

［8］朱遠(yuǎn)志，尹志民，曾渝，等. 重型發(fā)動(dòng)機(jī)氣門座圈磨損機(jī)理與材料［J］. 內(nèi)燃機(jī)工程，2004，25(4):78 -82.ZHU Yuan-zhi，YIN Zhi-min，ZENG Yu，et al. Material and wear mechanism of heavy duty engine valve seat［J］. Chinese Internal Combustion Engine Engineering，2004，25(4):78 -82. (in Chinese)

［9］趙維茂，張衛(wèi)正，原彥鵬，等. 柴油機(jī)功率強(qiáng)化前后氣缸蓋的溫度場模擬與試驗(yàn)［J］. 農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào)，2009，40(3):51 -55.ZHAO Wei-mao，ZHANG Wei-zheng，YUAN Yan-peng，et al.Simulation and experiment of temperature field on diesel engine cylinder head before and after enhancement of power［J］. Transactions of the Chinese Society for Agricultural Machinery，2009，40(3):51 -55. (in Chinese)

［10］陳特鑾. 內(nèi)燃機(jī)熱強(qiáng)度［M］. 北京:國防工業(yè)出版社，1991.CHEN Te-luan. Thermal strength of internal combustion engine［M］.Beijing:National Defense Industry Press，1991. (in Chinese)