柴油机气门座圈的抗脱落选材和设计研究

王潇嵩，张卫正，张体恩，郭冰彬，张驰

(北京理工大学 机械与车辆学院，北京100081)

0 引言

柴油机由于其热效率高、扭矩特性好等优势，被广泛应用在军用车辆、船舶及工程机械等重型机械设备上。然而随着社会需求的不断提高，柴油机的强化程度也在不断提高，造成燃烧室零部件所承受的热负荷与机械负荷不断加大，使得柴油机的可靠性问题日益突出［1］。气门座圈通过过盈配合安装在气缸盖上，是配合气门保证燃烧室密封效果的关键零件，在柴油机的工作过程中同时承受高温气体的冲刷腐蚀、高频爆发压力作用、气门落座冲击作用和与气缸盖之间相互的挤压作用。在极端条件下，气门座圈可能会因为不可逆热变形过大而发生松脱，导致气门无法落座、打坏缸盖而诱发严重事故［2］。

本文的研究是针对某型号柴油机工作过程中发生的排气门座圈脱落问题而展开的。该型号柴油机排气门座圈采用的是国内柴油机普遍应用的低铬合金气门座圈，其金相组织结构为回火索氏体，洛氏硬度HRC 为40 ～46，适用于排气温度650 ℃左右的机型。在整机的实际工作过程中，柴油机排气门座圈发生脱落，经检测其外径尺寸大幅减小，缩小量达到0.035 ～0.086 mm，平均变化率为2.02×10-4mm/h，严重影响了气门座圈过盈配合的要求(设计过盈量为0.054 ～0.086 mm)。换用高铬合金排气门座圈(调质组织、多用于气体机)后，座圈外径缩小的情况仍未改善。在运行一定时间后拆机检测，发现其外径尺寸平均减小量为0.026 mm，但其尺寸变化率却达2.52 ×10-4mm/h，说明高铬合金气门座圈的过盈量也在快速减小，不能满足该型柴油机的使用要求。

本文首先针对该故障发生的原因进行了分析，并提出从选材和设计两方面对该问题进行研究。在选材上，对预选材料进行了抗压强度、线膨胀特性、耐磨性和体积稳定性等特性试验，考察和评价气门座圈材料的抗脱落特性。在设计上，重新选取装配过盈量，在保证一定安全系数的前提提升座圈的防松特性。然后进行整机试验以考核成品气门座圈的工作可靠性。最终，选取综合性能最优的气门座圈材料来解决强化柴油机气门座圈的脱落问题。

1 故障分析与试验方案

1.1 故障分析

由于该型柴油机为强化机型，气门座圈正常工作温度可达400 ℃，在过盈配合条件下会产生很大的高温压缩载荷。若座圈材料在高温下的强度或刚度不足，将使座圈产生较大的变形或发生压溃。此外，在长时间的载荷作用下，气门座圈材料还可能会产生如高温蠕变、松弛、体积稳定性等会使材料特性发生恶化的因素，使气门座圈产生不可恢复的塑性变形，导致其失去过盈配合而松脱。而该型柴油机气门座圈的松脱和掉落正是在长时间的工作过程中，气门座圈尺寸发生较大的变化，即材料发生很大的不可逆的塑性变形而导致的。因此，原气门座圈材料的刚强度、蠕变特性、体积稳定特性的不足是导致原气门座圈发生松脱掉落的主要原因。在不能降低载荷及其他零件结构材料的前提下，缓解气门座圈变形量较大的问题，只能依靠换用刚强度更好、蠕变温度更高和体积稳定性更强的材料来实现。

1.2 新材料选材

材料的高温强度是强化柴油机气门座圈选材首要考虑的因素。因此，3 种高温特性优异的高温合金材料被作为新排气门座圈材料的预选，分别是钴基高温合金［3］、镍基高温合金［4］和粉末冶金材料［5］，其材料成分及部分特性如表1所示(其中高温抗压强度为试验所得的数值)。这3 种材料的蠕变温度均较高，高于气门座圈的正常工作温度，可以不考虑蠕变对材料性能的恶化影响。

表1 钴基、镍基和粉末冶金材料组成与部分特性Tab.1 Compositions and properties of cobalt，nickel and powder-based alloy

1.3 试验方案

在材料特性上，由于气门座圈工作过程承受很大的高温压缩载荷，必须考虑新材料的高温抗压特性。同时气门座圈在工作过程中与缸盖和气门存在相互挤压和冲击作用，若发生热膨胀变形的不匹配或材料间的摩擦亲和力过强，会严重影响整机可靠性。因此新材料的线膨胀特性和与气门材料间的耐磨特性也是需要考虑的因素。

在结构设计上，装配过盈量的提高会提升气门座圈的防松效果，而随着新座圈材料刚强度的提高，气门座圈的尺寸也需要进行重新设计，以最大限度利用材料性能。此外，对于设计成型的气门座圈样件，还需进行体积稳定性试验和整机可靠性来验证其抗脱落特性和工作可靠性。进而选取综合性能最优的座圈材料来解决气门座圈的脱落问题。

2 试验及结果分析

2.1 材料的高温抗压特性

分别在室温、500 ℃、600 ℃和700 ℃的环境下对3 种预选材料及高铬合金(作为对比)进行抗压特性试验。试验设备采用Gleeble3500 热模拟试验机，试验过程使用应变速率控制。图1给出了不同温度下材料的抗压特性曲线。

如图1所示:在室温下，高铬合金材料的抗压强度高达2 000 MPa 以上，但其屈服点较低，仅为1 300 MPa左右，在断裂前会产生很大的塑性变形，刚度较差。镍基合金的常温抗压强度为1 600 MPa，但屈服点只有1 200 MPa 左右，断裂前有一定塑性变形。钴基合金常温抗压强度在1 800 MPa 左右，虽不如高铬合金，但其屈服点与断裂点很接近，刚度好。

在500 ℃环境下，高铬合金的抗压特性发生了大幅下跌，抗压强度降为1 000 MPa，屈服点为900 MPa 左右。其塑性变形趋于理想塑性状态，且断裂前塑性变形量增加。而钴基合金和粉末冶金材料仍保持1 500 MPa 左右的抗压强度，且具有较高的刚度。

600 ℃时，高铬合金的抗压强度进一步降低，且出现应力随应变增加而降低的现象(材料弱化)。镍基合金的抗压强度较常温下降了很多，只能维持1 000 MPa 的水平，且发生屈服后很快断裂。粉末冶金材料抗压强度较500 ℃时有降低，但其断裂前的塑性应变量增加很多。而钴基合金仍可保持1 500 MPa 左右的抗压强度，并保持低韧性。

在700 ℃环境下只进行了粉末冶金材料和钴基合金的压缩性能试验。结果表明粉末冶金材料的抗压强度发生大幅下降，从600 ℃时的1 128 MPa 骤降至700 ℃时的470 MPa，而且其塑性变形量大幅增加，塑性过程呈现理想塑性状态。而钴基合金的抗压强度仍可以维持在1 500 MPa 左右的状态。

图1 不同温度下的压缩特性试验应力-应变曲线Fig.1 σ-ε curves at different temperatures

表2给出了各材料在不同温度下的抗压强度值。可见，尽管高铬合金虽然具有优良的常温压缩特性，但在高温下其抗压强度显著下降，并且其在达到屈服后断裂前发生的塑性变形很大，不能满足该型柴油机的工作条件要求。镍基合金的高温抗压强度较粉末冶金和钴基合金材料低，断裂前的塑性变形较小。粉末冶金材料的高温抗压特性次于钴基合金，但其抗压强度在500 ℃后出现明显下降，并在600 ～700 ℃范围内出现大幅下降，且塑性变形量增加，这种特性不利于气门座圈防松。而钴基合金虽然在常温下没有表现出特别的优势，但在高温状态下却表现出优越而稳定的抗压特性，在温度达到700 ℃时仍能保持1 450 MPa 以上的抗压极限。此外，钴基合金在压缩载荷作用下的屈服极限和断裂极限几乎相近，断裂前塑性变形小，刚度大，这种特性对于抑制气门座圈松脱也有利。

表2 不同温度下各种材料的抗压强度Tab.2 Compressive strengths at different temperatures MPa

2.2 材料的线膨胀特性

气门座圈过盈安装在气门座孔中，当发生受热膨胀时，若与气门座孔的热膨胀匹配变形不协调，将产生很大的附加载荷，影响座圈工作可靠性，因此需要对材料的热膨胀系数进行检测。采用DP-49 光学三角示差膨胀仪对4 种材料的线膨胀系数进行了测量，测量值如表3所示。可以看出，4 种材料的线膨胀系数处在一个较为相近的水平，且与缸盖材料(HT300)的线膨胀系数(12.5 ×106K-1)相当，不会因热膨胀变形的不匹配引起过大的附加载荷。

表3 不同温度下各种材料的线膨胀系数Tab.3 Expansion coefficients at different temperatures 106 K -1

2.3 配对耐磨特性

在柴油机的工作过程中，气门的落座会对气门座圈产生很大的敲击作用，发生接触时，两种材料间的摩擦特性会影响气门座圈的工作可靠性［6-8］，因此需要对气门与气门座圈材料间的耐磨特性做系统评估。该型柴油机的气门材质为含铬8% ～10%的铸铁合金材料(暂不能更换)。在摩擦磨损试验台上将气门材料与原高铬合金、钴基合金和镍基合金进行配对耐磨试验，以获得材料间的耐磨特性数据。由于粉末冶金材料具有多孔性，且可采用油浸来减小摩擦，故耐磨减摩是其优势［5］，因此没有对其进行配对耐磨试验。

本试验所用设备为对置旋转式摩擦磨损试验台，试验试件分为上试件(旋转件、气门材料)与下试件(固定件、气门座圈材料)。两种试验件通过上试件上加工的内径20 mm、外径26 mm 的圆环形凸台相接触，接触面积为216.77 mm2. 试验选取200 r/min恒定的试件相对滑动速度，并选择不同的外部载荷来考察二者材料间的摩擦磨损特征及规律。试验在室温下进行，先施加给定的外部载荷，然后施以给定的相对滑动速度，摩擦形式为干摩擦，且不进行外部冷却。

图2为外载400 N 时，不同气门座圈材料磨损表面的形貌图。由图2可见:高铬合金表面产生了局部的粘着磨损，并有少量材料组织转移;镍基合金表面发生了严重的粘着磨损，发生大量的材料组织转移，并在磨损区形成了宏观长裂纹;而钴基合金磨擦表面较好，无摩擦特性恶化的现象。

图3给出了3 种材料摩擦系数随外加载荷的变化规律曲线。由图3可知:钴基合金在整个范围内都保持着较低的摩擦系数，说明其与气门材料配合的耐磨特性很好;高铬合金在外载300 N 以下时可以保持较低的摩擦系数，但载荷继续增加时，摩擦系数快速增加，在摩擦表面出现粘着磨损和组织转移;而镍基合金则始终保持着较高的摩擦系数，宏观表现为与气门材料的亲和力强、粘着磨损严重并伴随有裂纹的形成。因此，在不改变气门材料的情况下，镍基合金不可用于该型柴油机的气门座圈材料。

2.4 过盈量的设计计算

适当增加气门座圈的过盈量可以在一定程度上抑制座圈的松脱。该型柴油机的原气门座圈过盈量为0.054 ～0.086 mm，已经处于较高的水平。但如果换用了强度更高的气门座圈材料，其过盈量可以适当地提高。过盈量的选取需要依照气门座圈与缸盖配合的有限元计算结果及缸盖与座圈强度校核的结果来确定。通过计算过盈量增加后气门座圈内应力是否超过抗压屈服极限(保证一定的安全系数)，并权衡增加过盈量而产生的防松效果和气门座圈内应力增加之间的矛盾，选择最优的过盈量。

图2 400 N 载荷下不同材料的磨损表面形貌Fig.2 Worn surface topographies of different materials

图3 不同外载下的摩擦系数Fig.3 Friction coefficients under different loads

2.4.1 气门座圈过盈量的确定

在Abaqus 有限元计算软件中导入该柴油机单缸盖模型并装配不同材质的气门座圈和不同的过盈配合尺寸，采用分步热-机耦合的方法，计算正常工况下气门座圈内的最大压应力［9］。温度场计算时，燃烧室侧热边界条件由GT-Power 软件计算柴油机正常工况下缸内的瞬时燃气的换热系数和温度来获得;冷却水腔侧热边界条件采用文献［10］中的经验公式设定。应力-应变计算时，同时考虑螺栓预紧力、爆发压力、气门冲击力及热应力的耦合作用。

图4给出了不同过盈量下，不同材质座圈内部最大压应力的变化关系。如图4所示，座圈内的最大压应力随着过盈量的增加而线性增加。按500 ℃下材料的抗压强度作为标准，3 种材料气门座圈的压应力均在材料的最大抗压强度范围内。但考虑到在实际工作过程中，气门落座冲击、可能的工况恶化以及蠕变等因素，确定气门座圈的过盈量时要有一定的安全余量。原气门座圈的最大过盈量为0.086 mm，对应的最大压应力为810 MPa，安全系数为1.3. 如果换用钴基合金，并且适当提高安全系数到1.4，那么允许钴基气门座圈内的应力为1 071 MPa，最大过盈量可以接近0.12 mm. 再根据标准公差带，最终确定钴基合金气门座圈的最大过盈量为0.113 mm，外径公差带为0.097 ～0.113 mm，过盈量为0.081 ～0.113 mm(气门座孔公差为0 ～0.016 mm)，其安全系数至少可达1.44. 而对粉末冶金材料，由于制造过程采用了渗铜工艺，其材料导热性较好，气门座圈内应力相对较小。按照上述最大过盈量0.113 mm计算，安全系数可达1.7. 因此，将粉末冶金材料气门座圈公差带也统一为0.097 ～0.113 mm，过盈量为0.081 ～0.113 mm.

图4 不同过盈量下的座圈内最大内应力Fig.4 Maximum inner stress in valve seat

2.4.2 缸盖应力校核

除了校核气门座圈的应力之外，缸盖上与气门座圈接触部分的压应力也需要进行校核，以考核缸盖材料是否满足使用要求。表4给出了不同材料气门座圈与缸盖接触作用时，缸盖上最大压应力的计算结果。该柴油机缸盖材料为HT300，其在不同温度下的抗压特性曲线如图5所示。由图5可见，以缸盖使用温度为400 ℃计，缸盖材料的抗压强度在600 MPa 以上，在全过盈量范围内均满足使用要求。且当最大过盈量取0.113 mm 时，缸盖材料的使用安全系数至少在1.5 以上。

表4 不同过盈量下的缸盖内最大应力Tab.4 Maximum inner stress in cylinder head MPa

图5 不同温度下的HT300 抗压特性Fig.5 Compressive curves of HT300

2.5 体积稳定性考核

根据以上设计参数制作钴基合金和粉末冶金材料的气门座圈样件，并对两种材料样件进行体积稳定性试验，考核其在一个温度历程中的体积稳定性。共选取了7 只排气门座圈，钴基合金3 只，粉末冶金材料4 只。随炉升温至600 ℃，保温4 h，再随炉冷却至280 ℃，然后自然冷却至室温，并测量其外圆尺寸，得到座圈外径尺寸变化值如图6所示。由图6可知:钴基合金气门座圈在试验后的座圈外径减小，平均减小量为0.009 4 mm;而粉末冶金气门座圈在试验后的座圈外径增加，平均增加量为0.024 5 mm，其尺寸变化率是钴基合金的近3 倍。表明钴基合金材料拥有较好的高温体积稳定性，利于在高温下保证气门座圈的装配过盈量。此外，由于粉末冶金材料具有相对较高的线膨胀系数，很可能导致在柴油机工作状态下实际过盈量的增加，使气门座圈和缸盖的接触载荷增加。

图6 体积稳定性试验尺寸变化Fig.6 Dimensional changes of valve seats in volume stability test

2.6 整机验证

为了验证采用新材料设计制作的气门座圈在实际工作过程中的可靠性，跟随整机进行了试验验证。在柴油机气缸盖上的不同缸内分别安装了低铬气门座圈、钴基合金气门座圈和粉末冶金气门座圈。

图7为试验后3 种材料气门座圈的外径公差尺寸(基本尺寸不能给出)。由图7可见:低铬合金气门座圈的直径减少量最高，平均减少量超过0.033 mm(按原始公差计算);而钴基合金气门座圈与粉末冶金合金气门座圈的平均直径减少量几乎相同，都在0.02 mm 左右，相比低铬合金的外径减少量下降了近40%。可以说明，钴基合金气门座圈和粉末冶金气门座圈都可以很好地改善该型柴油机气门座圈的工作可靠性，缓解气门座圈脱落的问题。

图7 整机试验中不同材料的尺寸变化Fig.7 Dimensional changes of materials in engine test

在一次由于其他问题引起的温度过高、缸盖开裂的状况下，粉末冶金气门座圈发生掉落，而钴基合金气门座圈并未受到影响，表现出了更好地抵御不正常工作的能力。因此，本研究最终选取了钴基合金材料作为该型柴油机的新排气门座圈材料。

3 结论

通过对气门座圈脱落故障进行分析，并从选材和设计的两方面进行研究，可得出以下结论:

1)高温压缩载荷作用下，钴基合金具有非常优越且稳定的抗压强度;粉末冶金材料的抗压强度低于钴基合金，并在500 ～700 ℃之间发生大幅下降;而高铬合金虽然具有很高的常温抗压强度，但在高温下其抗压强度迅速下降。

2)镍基合金材料与气门材料亲和力过强，摩擦系数高，粘着磨损严重，不适合作为该型柴油机的气门座圈材料。

3)由于新材料的强度提高，可以增加过盈量来提升气门座圈的防松效果。将装配最大过盈量从0.086 mm 提高到0.113 mm 时，接触配合的最大内应力仍满足材料的强度要求，并能保证气门座圈的安全系数达到1.5 以上。

4)钴基合金和粉末冶金材料气门座圈在整机试验中都能大幅降低座圈外径的减少量，可作为新气门座圈材料。但对于异常工况，钴基合金表现出更强地抵御不正常工作的能力。

References)

［1］张卫正，原彦鹏，郭良平，等. 高功率密度柴油机设计问题的仿真［J］. 兵工学报，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］马彼嘉. 发动机缸盖气门座圈松动和掉出的原因［J］. 车用发动机，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］邵卫东，严彪，毛彭龄. 新型钴基高温合金的组织结构与力学性能［J］. 上海有色金属，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］王会安，安云岐，李承宇，等. 镍基高温合金材料的研究进展［J］. 材料导报，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，刘世民. 高合金、高性能粉末冶金气门座圈的研制［J］. 粉末冶金工业，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，Fujiki 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］朱远志，尹志民，曾渝，等. 重型发动机气门座圈工艺、材料研究进展［J］. 材料导报，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］朱远志，尹志民，曾渝，等. 重型发动机气门座圈磨损机理与材料［J］. 内燃机工程，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］赵维茂，张卫正，原彦鹏，等. 柴油机功率强化前后气缸盖的温度场模拟与试验［J］. 农业机械学报，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］陈特銮. 内燃机热强度［M］. 北京:国防工业出版社，1991.CHEN Te-luan. Thermal strength of internal combustion engine［M］.Beijing:National Defense Industry Press，1991. (in Chinese)