壓縮天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)用氣門(mén)和氣門(mén)座圈的開(kāi)發(fā)

零部件

壓縮天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)用氣門(mén)和氣門(mén)座圈的開(kāi)發(fā)

【印度】 J.Shrivas G.Khairnar S.Pande Y.Hussaini A.Chaudhari

氣門(mén)座圈和氣門(mén)對(duì)內(nèi)燃機(jī)的性能、排放和可靠性起著重要作用。這些零件失效會(huì)導(dǎo)致內(nèi)燃機(jī)性能惡化。由于壓縮天然氣(CNG)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒環(huán)境干燥，工作溫度較高,會(huì)對(duì)氣門(mén)座圈和氣門(mén)的壽命產(chǎn)生不利的影響。Greaves cotton公司開(kāi)發(fā)了1臺(tái)由柴油機(jī)改制的單缸水冷氣道噴射CNG發(fā)動(dòng)機(jī)。開(kāi)發(fā)中遇到的主要挑戰(zhàn)是氣門(mén)座圈和氣門(mén)的磨損。為了避免故障，在座圈材料適應(yīng)性、座面錐角、座面寬度、氣門(mén)頭部剛度、座圈與氣門(mén)的同軸度和氣門(mén)落座速度幾方面進(jìn)行了設(shè)計(jì)改進(jìn)。通過(guò)修改設(shè)計(jì)成功地解決了氣門(mén)和氣門(mén)座圈的磨損問(wèn)題，并通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)和車(chē)輛試驗(yàn)得到了驗(yàn)證。

內(nèi)燃機(jī) 壓縮天然氣 氣門(mén)座圈 氣門(mén) 磨損

0 前言

運(yùn)輸業(yè)目前產(chǎn)生的與能耗相關(guān)的CO2排放量約占23%。根據(jù)能源科技透視2010(ETP2010)基本狀況(IEA，2010a)報(bào)道，到2050年，與運(yùn)輸業(yè)相關(guān)的CO2排放量將超過(guò)以前的2倍。天然氣車(chē)輛(NGV)和加氣站的數(shù)量在過(guò)去十年里強(qiáng)勁增長(zhǎng)，并會(huì)繼續(xù)保持這一態(tài)勢(shì)，如果輕型車(chē)輛用壓縮天然氣(CNG)替代汽油運(yùn)行，從油田到車(chē)輪整個(gè)過(guò)程的角度來(lái)判斷CO2的排放量平均能降低25%。

然而，以CNG替代柴油/汽油作為燃料時(shí)，由于燃燒溫度和壓力較高且燃燒環(huán)境干燥，因而會(huì)在發(fā)動(dòng)機(jī)耐久性方面出現(xiàn)一些技術(shù)問(wèn)題。為此，研究人員用1臺(tái)由柴油機(jī)開(kāi)發(fā)而成的壓縮天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)此進(jìn)行了研究。新開(kāi)發(fā)的CNG發(fā)動(dòng)機(jī)功率為13.5hp①為了符合原著本意，本文仍沿用原著中的非法定單位——編注。，原有柴油機(jī)的功率為 11.0hp。而且CNG發(fā)動(dòng)機(jī)也采用閉環(huán)系統(tǒng)(基本ECU系統(tǒng))，試圖保持在理想化學(xué)配比下運(yùn)行，以產(chǎn)生較高的燃燒熱量。

鑒于上述CNG發(fā)動(dòng)機(jī)的工作條件，重點(diǎn)關(guān)注了氣門(mén)和氣門(mén)座圈磨損問(wèn)題(圖1)，分析了磨損現(xiàn)象，從材料、座面錐角、座面寬度、氣門(mén)頭部剛度、同軸度和氣門(mén)剛度等方面進(jìn)行了設(shè)計(jì)改進(jìn)。

圖1 氣門(mén)座圈和氣門(mén)的布置

1 磨損分析和解決方案

1.1 氣門(mén)座圈和氣門(mén)-材料的適應(yīng)性

將柴油機(jī)改成原CNG發(fā)動(dòng)機(jī)時(shí)，起初該CNG發(fā)動(dòng)機(jī)采用了以下的材料組合(表1)。

表1 氣門(mén)座圈和氣門(mén)材料的組合

采用以上材料組合的發(fā)動(dòng)機(jī)在額定功率下進(jìn)行了運(yùn)轉(zhuǎn)。拆機(jī)后，觀察了導(dǎo)致氣門(mén)座面凹陷的進(jìn)、排氣門(mén)和座圈的磨損情況。

這種磨損的根本原因是由于燃燒溫度升高時(shí)材料熱硬度降低的緣故。此外，該發(fā)動(dòng)機(jī)被設(shè)計(jì)成在高壓縮比情況下專(zhuān)門(mén)燃燒用的CNG燃料。

由于燃燒時(shí)的高溫對(duì)排氣門(mén)的不利影響更大，因此，決定對(duì)排氣門(mén)的溫度進(jìn)行評(píng)估。

借助于能測(cè)量溫度的SUH3材料制成的氣門(mén)測(cè)定了氣門(mén)的溫度分布曲線(xiàn)(圖2)。試驗(yàn)表明，排氣門(mén)的溫度大約在680℃。

圖2 排氣門(mén)溫度分布曲線(xiàn)

解決該問(wèn)題的措施是選用能保持良好熱硬度的材料(表2)。試驗(yàn)選用的鈷基鎢鉻鈷合金-12具有良好的熱硬度保持能力和便于制造的可焊接性。

表2 改進(jìn)后的座圈和氣門(mén)材料組合

1.2 座面錐角

座面錐角對(duì)氣門(mén)座圈的磨損有重要影響。原本設(shè)計(jì)的錐角為45°。如果錐角較大，則座圈與氣門(mén)之間的密封力(楔固作用力)較大，還會(huì)加劇座圈的磨損。為了將磨損降至最低，將該錐角減為30°。在減少該錐角的同時(shí)，必須保證足夠的密封力，以減少氣門(mén)座面上的積炭和避免產(chǎn)生壓力漏失。密封壓力與錐角成正比。

F=PA/a(cosα)

(1)

式(1)中：F為密封壓力；P為燃燒壓力；A為氣門(mén)面面積；a為座面面積；α為座面錐角。

1.3 氣門(mén)座圈的座面寬度

同座面錐角一樣，座面寬度在減小接觸壓力方面也具有重要作用。進(jìn)排氣門(mén)的座面寬度范圍原先為1.0～1.4mm之間，現(xiàn)將進(jìn)氣門(mén)的座面寬度增加到了1.6～1.8mm，排氣門(mén)的座面寬度增加到了1.8～2.0mm，通過(guò)將座圈厚度從2.5mm增加到 3.0mm，并通過(guò)取消座圈內(nèi)徑處的10°的導(dǎo)向角來(lái)實(shí)現(xiàn)。

由于座面錐角和座面寬度的改變，進(jìn)氣門(mén)接觸壓力減小了24%，排氣門(mén)接觸壓力減小了64%。接觸壓力減小的情況和CAE計(jì)算結(jié)果見(jiàn) 圖3～6。

圖3 原進(jìn)氣門(mén)的接觸壓力

圖4 進(jìn)氣門(mén)(改進(jìn)后)的接觸壓力

圖5 原排氣門(mén)的接觸壓力

圖6 排氣門(mén)(改進(jìn)后)的接觸壓力

1.4 氣門(mén)頭部剛度

氣門(mén)座圈和氣門(mén)座面的磨損和座圈與氣門(mén)座接合面上的法向負(fù)荷和總量滑移的乘積成正比。氣門(mén)頭部的氣體負(fù)荷被傳遞到接觸面積較小的座面上，它就成為座面壓力或法向力。假設(shè)以“C”、“D”代表座圈，以“A”、“B”代表氣門(mén)座面的接觸點(diǎn)，以“E”代表氣體負(fù)荷點(diǎn)。在氣體負(fù)荷作用下，氣門(mén)頭部會(huì)產(chǎn)生翹曲變形，使“A”點(diǎn)與座圈“C”的接觸點(diǎn)實(shí)際移到了“A′”，同樣，“B”點(diǎn)與“D”點(diǎn)的接觸點(diǎn)實(shí)際移到了“B′”，即在座圈與氣門(mén)座面之間產(chǎn)生了滑動(dòng)位移“Z”，該滑動(dòng)位移就會(huì)在接觸表面產(chǎn)生摩擦剪切應(yīng)力，從而引起磨損。

圖7 氣體的壓力負(fù)荷和氣門(mén)位移

因此，為了盡可能減小磨損，氣門(mén)頭部應(yīng)該有足夠的剛度，以消除這種滑動(dòng)位移或使位移最小化。圖8～9顯示，經(jīng)修改設(shè)計(jì)后，進(jìn)氣門(mén)的滑動(dòng)位移從1.410mm減小到了0.293mm，排氣門(mén)的滑動(dòng)位移從1.020mm減小到了0.168mm。這是通過(guò)將氣門(mén)頭部厚度從3.2mm增加到3.8mm來(lái)實(shí)現(xiàn)的。

圖8 進(jìn)氣門(mén)與座圈之間的滑動(dòng)位移

圖9 排氣門(mén)與座圈之間的滑動(dòng)位移

1.5 氣門(mén)座圈和氣門(mén)的同軸度

氣門(mén)座圈在氣缸蓋上的支承面面積不足是座圈工作時(shí)產(chǎn)生傾斜的原因之一。為此，設(shè)計(jì)中增加以了以下2個(gè)措施，以克服傾斜問(wèn)題： (1) 在排氣道口處增加材料厚度并通過(guò)必要的切削加工來(lái)獲得均勻的座圈支承面;(2) 使座圈與氣缸蓋底面保持平行，以確保座圈正確壓入孔內(nèi)。

圖10 不均勻的氣門(mén)座圈支承面

圖11 改進(jìn)后的座圈支承面

1.6 氣門(mén)落座速度

氣門(mén)關(guān)閉時(shí)的沖擊力會(huì)引起氣門(mén)座面表面的塑性變形，因而會(huì)使氣門(mén)的圓周座面產(chǎn)生一系列凹凸變形。氣門(mén)落座速度較高時(shí)，它還會(huì)導(dǎo)致座圈座合表面的碎裂和座圈材料的缺損。

因此，利用氣門(mén)機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)模擬軟件對(duì)基本原型氣門(mén)機(jī)構(gòu)的氣門(mén)落座速度進(jìn)行了模擬。結(jié)果顯示，在較高的轉(zhuǎn)速下，氣門(mén)的落座速度超出了容許限值。

根據(jù)模擬結(jié)果，修改了凸輪關(guān)閉段的斜坡和彈簧硬度，以產(chǎn)生較低的落座速度。圖12～15為改善落座速度后的結(jié)果。

圖12 原進(jìn)氣門(mén)的落座速度

圖13 原排氣門(mén)的落座速度

圖14 改進(jìn)后進(jìn)氣門(mén)的落座速度

圖15 改進(jìn)后排氣門(mén)的落座速度

2 試驗(yàn)結(jié)果

圖16～17所示為發(fā)動(dòng)機(jī)額定功率耐久試驗(yàn)中原設(shè)計(jì)的氣門(mén)狀態(tài)。觀察到進(jìn)氣門(mén)座面的100h凹陷量為0.354mm，排氣門(mén)座面的100h凹陷量為0.312mm。

圖16 原進(jìn)氣門(mén)

圖17 原排氣門(mén)

按上述所有的設(shè)計(jì)改進(jìn)制造了氣門(mén)組件。用1臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)在臺(tái)架上進(jìn)行了額定功率耐久試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)束后，對(duì)氣門(mén)進(jìn)行了檢測(cè)。圖18～19所示為在材料、座面錐角、座面寬度、氣門(mén)剛度、氣門(mén)落座速度等方面采取了上述改進(jìn)措施后的氣門(mén)狀態(tài)。觀察到進(jìn)氣門(mén)座面的100h凹陷量為0.006mm，排氣門(mén)座面的100h凹陷量為0.074mm。

圖20～21所示為原設(shè)計(jì)和改進(jìn)后氣門(mén)結(jié)構(gòu)的實(shí)際氣門(mén)座面凹陷量的比較。

圖18 改進(jìn)后的進(jìn)氣門(mén)

圖19 改進(jìn)后的排氣門(mén)

圖20 原設(shè)計(jì)與改進(jìn)后的進(jìn)氣門(mén)座面凹陷量

圖21 原設(shè)計(jì)與改進(jìn)后的排氣門(mén)座面凹陷量

3 結(jié)論

通過(guò)更改材料、座面錐角、座面寬度、氣門(mén)剛度、氣門(mén)落座速度等上述設(shè)計(jì)，氣門(mén)組件的使用壽命有了顯著的改善： (1) 進(jìn)氣門(mén)座面100h凹陷量從0.354mm下降到0.006mm;(2) 排氣門(mén)座面100h凹陷量從0.312mm下降到0.074mm。

因此，該設(shè)計(jì)改進(jìn)可應(yīng)用到批量生產(chǎn)過(guò)程中。在該試驗(yàn)中可觀察到，改變材料和座面錐角是控制氣門(mén)座面凹陷現(xiàn)象的主要因素。

左彤梅 燕超鵬 譯自 SAE 2016-01-1089

朱炳全 校

虞 展 編輯

2016-07-25)