車(chē)用柴油機(jī)氣門(mén)間隙調(diào)整片的可靠性增長(zhǎng)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(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所(天津)，天津 300400)

氣門(mén)間隙調(diào)整片是柴油機(jī)配氣機(jī)構(gòu)的核心零部件之一。根據(jù)某型車(chē)用柴油機(jī)在試驗(yàn)和使用過(guò)程中故障信息的統(tǒng)計(jì)分析，氣門(mén)間隙調(diào)整片表面剝落與異常磨損是該型柴油機(jī)的一種典型失效模式。在所有氣門(mén)間隙調(diào)整片中，排氣氣門(mén)間隙調(diào)整片的表面剝落現(xiàn)象尤為明顯，同時(shí)，該失效模式的發(fā)生時(shí)間具有一定的隨機(jī)性。氣門(mén)間隙調(diào)整片的表面剝落與異常磨損，會(huì)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(huì)影響氣門(mén)間隙以及氣門(mén)運(yùn)動(dòng)規(guī)律，進(jìn)而導(dǎo)致氣門(mén)運(yùn)動(dòng)不連續(xù)并產(chǎn)生較大的沖擊與噪聲，有時(shí)還會(huì)引發(fā)其他故障。

從氣門(mén)間隙調(diào)整片的載荷特點(diǎn)與故障現(xiàn)象可以初步判斷其失效模式為接觸疲勞。針對(duì)接觸疲勞與壽命預(yù)測(cè)問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者從不同角度對(duì)其進(jìn)行了研究[1-12]。樸鐘宇等使用球盤(pán)式試驗(yàn)機(jī)對(duì)鐵基耐磨涂層進(jìn)行了接觸疲勞試驗(yàn)，根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到了涂層的失效概率，能夠預(yù)測(cè)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(shí)涂層的接觸疲勞失效概率[1]。郭耀斌等運(yùn)用蒙特卡羅法模擬確定了齒輪接觸疲勞應(yīng)力與強(qiáng)度分布，對(duì)齒輪的接觸疲勞可靠度進(jìn)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(xiǎn)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(qiáng)激光沖擊處理滲碳淬火齒輪表面，研究了激光沖擊強(qiáng)化對(duì)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(pán)側(cè)減速器的可靠度計(jì)算模型，利用接觸強(qiáng)度壽命系數(shù)與應(yīng)力循環(huán)次數(shù)計(jì)算了以行駛里程表達(dá)的主、被動(dòng)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(píng)價(jià)與多狀態(tài)失效分析結(jié)果[7]。

本研究針對(duì)氣門(mén)間隙調(diào)整片的表面剝落與異常磨損故障，對(duì)其開(kāi)展故障樹(shù)分析，研究氣門(mén)間隙調(diào)整片的失效模式及其失效機(jī)理。在此基礎(chǔ)上，建立氣門(mén)間隙調(diào)整片的可靠性評(píng)價(jià)模型。研究氣門(mén)間隙調(diào)整片的可靠性增長(zhǎng)措施，對(duì)可靠性增長(zhǎng)效果進(jìn)行評(píng)價(jià)，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 氣門(mén)間隙調(diào)整片的故障樹(shù)分析與失效機(jī)理研究

氣門(mén)間隙調(diào)整片在柴油機(jī)上的安裝結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1。氣門(mén)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(mén)間隙調(diào)整片故障前后的對(duì)比。從圖2可以看出，發(fā)生故障的氣門(mén)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(mén)間隙調(diào)整片損壞后的表面微觀形貌。結(jié)合氣門(mén)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(mén)間隙調(diào)整片的失效模式為接觸疲勞破壞。

圖1 氣門(mén)間隙調(diào)整片在柴油機(jī)上的安裝結(jié)構(gòu)

圖2 氣門(mén)間隙調(diào)整片故障前后對(duì)比

圖3 氣門(mén)間隙調(diào)整片損壞后的表面微觀形貌

為確定導(dǎo)致氣門(mén)間隙調(diào)整片發(fā)生表面剝落與異常磨損故障的原因，對(duì)氣門(mén)間隙調(diào)整片進(jìn)行了故障樹(shù)分析，形成了如圖4所示的氣門(mén)間隙調(diào)整片故障樹(shù)。結(jié)合故障樹(shù)分析的結(jié)果與該氣門(mén)間隙調(diào)整片在發(fā)動(dòng)機(jī)上的實(shí)際工作情況，可以確定表面接觸應(yīng)力過(guò)大以及接觸疲勞強(qiáng)度不足是導(dǎo)致該氣門(mén)間隙調(diào)整片發(fā)生故障的主要原因。

圖4 氣門(mén)間隙調(diào)整片故障樹(shù)分析

進(jìn)一步研究氣門(mén)間隙調(diào)整片的失效機(jī)理，根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)配氣機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)計(jì)算結(jié)果可知，安裝在排氣氣門(mén)部位的間隙調(diào)整片在工作過(guò)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(mén)間隙調(diào)整片為例進(jìn)行相關(guān)的計(jì)算與分析。圖5示出凸輪-氣門(mén)間隙調(diào)整片-導(dǎo)筒在3個(gè)典型時(shí)刻的模型。圖6示出氣門(mén)間隙調(diào)整片在3個(gè)典型時(shí)刻的表面接觸應(yīng)力。

圖5 3個(gè)典型時(shí)刻的凸輪-氣門(mén)間隙調(diào)整片-導(dǎo)筒的模型

圖6 氣門(mén)間隙調(diào)整片在3個(gè)典型時(shí)刻的表面接觸應(yīng)力

從圖5可以看出，氣門(mén)間隙調(diào)整片與凸輪之間為典型的滑動(dòng)接觸。氣門(mén)間隙調(diào)整片在與凸輪接觸的過(guò)程中，同時(shí)承受垂直于表面的接觸力和切向的摩擦力。發(fā)動(dòng)機(jī)正常運(yùn)行時(shí)，由于氣門(mén)間隙調(diào)整片與凸輪之間有潤(rùn)滑油存在，與垂直方向的接觸力相比，作用在氣門(mén)間隙調(diào)整片表面的摩擦力則相對(duì)較小。圖7示出氣門(mén)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(mén)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(mén)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(mén)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(dòng)機(jī)工作時(shí)氣門(mén)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(dòng)機(jī)的運(yùn)行工況恒定時(shí)，氣門(mén)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(dòng)機(jī)在變工況條件下運(yùn)行時(shí)，氣門(mén)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(mén)間隙調(diào)整片的載荷特征可以看出，在接觸疲勞強(qiáng)度不滿足設(shè)計(jì)要求或接觸應(yīng)力過(guò)大的情況下，氣門(mén)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(kāi)始，并向下擴(kuò)展分叉，進(jìn)而發(fā)生剝落形成凹坑。由故障件可以清楚地看出氣門(mén)間隙調(diào)整片由接觸疲勞破壞造成的凹坑。

2 氣門(mén)間隙調(diào)整片的可靠性建模與既有可靠性評(píng)價(jià)

發(fā)動(dòng)機(jī)任務(wù)剖面是進(jìn)行氣門(mén)間隙調(diào)整片可靠性分析與壽命評(píng)價(jià)的前提。本研究以“裝甲車(chē)輛柴油機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)”中規(guī)定的耐久性考核試驗(yàn)剖面為依據(jù)，進(jìn)行氣門(mén)間隙調(diào)整片的可靠性建模與既有可靠性評(píng)價(jià)。發(fā)動(dòng)機(jī)的耐久性試驗(yàn)剖面的一次循環(huán)如圖9所示，該耐久性試驗(yàn)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(dòng)機(jī)耐久性考核試驗(yàn)剖面中占據(jù)很大比例，且發(fā)動(dòng)機(jī)在空載運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)氣缸排氣壓力相對(duì)較低，因此，將這四種工況作為氣門(mén)間隙調(diào)整片接觸應(yīng)力計(jì)算的條件。圖10和圖11分別示出發(fā)動(dòng)機(jī)在標(biāo)定轉(zhuǎn)速(2 200 r/min)工況下運(yùn)行時(shí)氣門(mén)間隙調(diào)整片表面的接觸載荷與接觸應(yīng)力。對(duì)應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)耐久性考核試驗(yàn)剖面中4種典型工況時(shí)氣門(mén)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(dòng)機(jī)耐久性臺(tái)架考核試驗(yàn)剖面的一次試驗(yàn)循環(huán)

圖10 標(biāo)定轉(zhuǎn)速工況下氣門(mén)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(mén)間隙調(diào)整片表面的接觸應(yīng)力

由于該氣門(mén)間隙調(diào)整片安裝在四沖程發(fā)動(dòng)機(jī)上，曲軸旋轉(zhuǎn)兩周時(shí)氣門(mén)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(dòng)機(jī)在轉(zhuǎn)速為n的工況下運(yùn)行t小時(shí)時(shí)，氣門(mén)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(dòng)機(jī)耐久性考核試驗(yàn)剖面，由Miner累積損傷法則和式(1)可知，對(duì)應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)的一次耐久性試驗(yàn)剖面循環(huán)，氣門(mén)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(mén)間隙調(diào)整片接觸應(yīng)力對(duì)應(yīng)的疲勞破壞循環(huán)次數(shù)；ni為第i種工況的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速；ti為一次耐久性試驗(yàn)剖面循環(huán)中第i種工況運(yùn)行時(shí)間。

當(dāng)以發(fā)動(dòng)機(jī)耐久性試驗(yàn)剖面循環(huán)數(shù)w作為氣門(mén)間隙調(diào)整片的壽命度量指標(biāo)時(shí)，可以得到氣門(mén)間隙調(diào)整片對(duì)應(yīng)接觸疲勞失效模式的功能函數(shù)：

(3)

進(jìn)一步，可以得到氣門(mén)間隙調(diào)整片的可靠度計(jì)算模型：

(4)

令xi=lgNi，采用二階矩法，氣門(mén)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(mén)間隙調(diào)整片的可靠度計(jì)算模型可以表示為

(8)

由于發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)歷一次耐久性考核試驗(yàn)剖面循環(huán)的運(yùn)行時(shí)間為10 h，基于發(fā)動(dòng)機(jī)的耐久性考核試驗(yàn)剖面，當(dāng)以發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)時(shí)間t為壽命度量指標(biāo)時(shí)氣門(mén)間隙調(diào)整片的可靠度計(jì)算模型為

(9)

運(yùn)用式(9)所示的可靠性評(píng)價(jià)模型，對(duì)該氣門(mén)間隙調(diào)整片的既有可靠性進(jìn)行分析。該氣門(mén)間隙調(diào)整片在改進(jìn)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(duì)數(shù)均值與對(duì)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(mén)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(qiáng)度參數(shù)代入式(9)，便可以計(jì)算得到基于發(fā)動(dòng)機(jī)耐久性考核試驗(yàn)剖面的氣門(mén)間隙調(diào)整片可靠度隨試驗(yàn)時(shí)間的變化規(guī)律(見(jiàn)圖12)。

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

3 氣門(mén)間隙調(diào)整片的可靠性增長(zhǎng)措施及其有效性研究

針對(duì)該氣門(mén)間隙調(diào)整片存在的可靠性不足問(wèn)題，根據(jù)氣門(mén)間隙調(diào)整片的故障樹(shù)分析結(jié)果與失效機(jī)理，并結(jié)合該發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際情況，從結(jié)構(gòu)、材料和工藝等方面研究制定了該氣門(mén)間隙調(diào)整片的可靠性增長(zhǎng)措施：

1) 在結(jié)構(gòu)方面，通過(guò)減小氣門(mén)導(dǎo)筒頂部加工退刀槽尺寸和優(yōu)化凸輪型線，減小氣門(mén)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(mén)導(dǎo)筒頂部加工退刀槽示意。

圖13 氣門(mén)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(gè)典型時(shí)刻氣門(mén)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(mén)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(mén)導(dǎo)筒頂部加工退刀槽尺寸”的措施可以改善氣門(mén)間隙調(diào)整片表面接觸載荷分布的均勻性，降低氣門(mén)間隙調(diào)整片與凸輪的接觸應(yīng)力，進(jìn)而提高氣門(mén)間隙調(diào)整片可靠性。

2) 在材料方面，針對(duì)氣門(mén)間隙調(diào)整片的失效機(jī)理，將氣門(mén)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(duì)數(shù)均值與對(duì)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(mén)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(qiáng)度參數(shù)以及不同工況下氣門(mén)間隙調(diào)整片表面的最大接觸應(yīng)力，運(yùn)用可靠性模型計(jì)算得到基于發(fā)動(dòng)機(jī)耐久性考核試驗(yàn)剖面的氣門(mén)間隙調(diào)整片可靠度隨試驗(yàn)時(shí)間的變化規(guī)律(見(jiàn)圖15)。

圖14 在3個(gè)典型時(shí)刻氣門(mén)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(mén)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(mén)間隙調(diào)整片的可靠性顯著提升，其可靠度能夠在長(zhǎng)時(shí)間內(nèi)保持較高水平。

3) 在工藝方面，從機(jī)械加工、熱處理、裝配等三方面入手，提高氣門(mén)間隙調(diào)整片的接觸疲勞強(qiáng)度，即嚴(yán)格控制磨削與拋光加工工藝，保證氣門(mén)間隙調(diào)整片的表面加工質(zhì)量，減少氣門(mén)間隙調(diào)整片表面的微裂紋源；同時(shí)，優(yōu)化氣門(mén)間隙調(diào)整片的熱處理工藝，合理控制氣門(mén)間隙調(diào)整片表層與心部的硬度及其分散性；此外，對(duì)氣門(mén)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(guò)程中由裝反造成的接觸疲勞強(qiáng)度下降”的情況。

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

為驗(yàn)證改進(jìn)后氣門(mén)間隙調(diào)整片的可靠性，對(duì)改進(jìn)后的氣門(mén)間隙調(diào)整片可靠性進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。將改進(jìn)后的氣門(mén)間隙調(diào)整片安裝在發(fā)動(dòng)機(jī)上，按照?qǐng)D9所示的耐久性考核試驗(yàn)剖面進(jìn)行了500 h試驗(yàn)。圖16示出發(fā)動(dòng)機(jī)考核試驗(yàn)結(jié)束后的氣門(mén)間隙調(diào)整片，從圖中可以看出，改進(jìn)后的氣門(mén)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(jī)考核后的氣門(mén)間隙調(diào)整片

4 結(jié)束語(yǔ)

針對(duì)氣門(mén)間隙調(diào)整片的表面剝落與異常磨損故障，研究了氣門(mén)間隙調(diào)整片的故障模式及其失效機(jī)理，指出接觸應(yīng)力過(guò)大與接觸疲勞強(qiáng)度不足是導(dǎo)致氣門(mén)間隙調(diào)整片發(fā)生故障的主要原因。建立了基于發(fā)動(dòng)機(jī)耐久性試驗(yàn)剖面的氣門(mén)間隙調(diào)整片可靠性評(píng)價(jià)模型，并運(yùn)用建立的可靠性模型對(duì)氣門(mén)間隙調(diào)整片的既有可靠性以及改進(jìn)措施的有效性進(jìn)行了評(píng)價(jià)。研究了氣門(mén)間隙調(diào)整片的可靠性增長(zhǎng)措施，對(duì)改進(jìn)的氣門(mén)間隙調(diào)整片進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果表明，采取的可靠性增長(zhǎng)措施得當(dāng)有力，改進(jìn)后的氣門(mén)間隙調(diào)整片可靠性得到顯著提高。