張帷，李輝，梅華生，王輝

（西南技術(shù)工程研究所，重慶 400039）

隨著汽車技術(shù)［1—2］的不斷進(jìn)步，人們對汽車的可靠性［2］要求越來越高，在保證高動(dòng)力性和高經(jīng)濟(jì)性的基礎(chǔ)上，其可靠性己經(jīng)成為最重要的指標(biāo)。所謂可靠性即產(chǎn)品在規(guī)定的條件下，規(guī)定的時(shí)間內(nèi)，完成規(guī)定功能的能力。疲勞壽命［3—4］不僅取決于應(yīng)力水平，而且還與材料抵抗疲勞破壞能力有關(guān)。據(jù)統(tǒng)計(jì)，汽車90%以上的零部件損壞都屬于疲勞損壞［5］。對于汽車行業(yè)來說，疲勞是可靠性研究的重要內(nèi)容［6—9］。連桿［10—11］是發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力傳遞中的重要零部件之一，其可靠性對整機(jī)壽命具有重要的影響。連桿疲勞壽命［10，12—13］是指連桿在正常使用條件下疲勞失效斷裂前所經(jīng)歷的應(yīng)力循環(huán)周次，是工程應(yīng)用中進(jìn)行可靠性設(shè)計(jì)的一個(gè)重要指標(biāo)。

連桿在工作過程中受力狀態(tài)比較復(fù)雜，承受著氣體作用力、本身慣性力和活塞組慣性力。隨著發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性要求不斷提高，各種載荷不斷增大，對連桿可靠性的要求也就越來越高［4，14］。連桿的疲勞性能已成為衡量設(shè)計(jì)是否合理的重要指標(biāo)。

連桿的疲勞性能測試試驗(yàn)［14—17］主要分為實(shí)機(jī)試驗(yàn)和模擬試驗(yàn)。實(shí)機(jī)試驗(yàn)在專用發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架上進(jìn)行，試驗(yàn)結(jié)果真實(shí)可靠，是發(fā)動(dòng)機(jī)定型和可靠性檢驗(yàn)不可替代的手段;但這種方法周期長、成本高，無法進(jìn)行強(qiáng)化試驗(yàn)。模擬試驗(yàn)［18—19］是模擬連桿真實(shí)工況，這種試驗(yàn)方法具有設(shè)計(jì)多樣化，并隨著傳感器技術(shù)和測試技術(shù)的進(jìn)步和發(fā)展，能達(dá)到較高的控制精度和測試精度。相比試驗(yàn)法，這種方法試驗(yàn)周期短，成本費(fèi)用低，過程簡單，估算結(jié)果精度滿足要求，且能充分利用現(xiàn)有的材料的基本性能數(shù)據(jù)，進(jìn)一步指導(dǎo)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，在工程上已被廣泛應(yīng)用［15］。雖然模擬試驗(yàn)法不能模擬發(fā)動(dòng)機(jī)連桿的真實(shí)工況，但仍然是連桿疲勞性能測試、結(jié)構(gòu)改進(jìn)和工藝優(yōu)選的理想方法，具有不可替代的作用。

整個(gè)連桿的安全系數(shù)取決于連桿不同部位失效時(shí)的最低疲勞強(qiáng)度，連桿承受的拉壓載荷受安裝方式影響較大［11，20—21］?；诖耍闹型ㄟ^模擬發(fā)動(dòng)機(jī)工況，比較2種不同的裝夾方式對連桿使用安全性和失效概率的影響。采用 MTS880±500 kN和MTS322±250 kN疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)，對比研究大頭間隙配合及大頭小頭均間隙配合的2種裝夾方式下，其疲勞壽命和斷裂情況。

1 試驗(yàn)

1.1 設(shè)備與規(guī)范

連桿疲勞試驗(yàn)在MTS880±500 kN和MTS322±250 kN電液伺服疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)上進(jìn)行。

試驗(yàn)頻率:14 Hz;加載波形:正弦波;加載形式:拉-壓加載不對稱循環(huán)疲勞。試驗(yàn)平均載荷P0為:-9 kN;交變載荷幅P為:±25.0～±50.0 kN;載荷循環(huán)基數(shù)為107次。

數(shù)據(jù)處理方式:采用“可靠性試驗(yàn)SAFL方法”進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，對同一批次2組連桿樣品進(jìn)行不同裝配條件的疲勞壽命評價(jià)。

脫碳層的檢測參照鋼的脫碳層深度測定法［22］（GB/T 224—2008）。

斷口形貌測試采用掃描電子顯微鏡（SEM）進(jìn)行觀察。

1.2 樣品裝夾方式

通過模擬發(fā)動(dòng)機(jī)工況，比較2種不同的連桿疲勞裝配方法（A組和B組）對連桿斷裂位置和失效概率的影響。

A組樣品裝夾方式:大頭間隙配合，間隙量為0.013 mm，并使用油泵對連桿大頭供15W/40SH發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)油，油壓為3倍大氣壓，小頭為緊配合，過盈量為0.0125 mm。樣品裝配圖如圖1a所示。

B組樣品裝夾方式:大頭小頭均間隙配合，間隙量為0.013 mm，并使用油泵對連桿大頭、小頭供油，油壓為3倍大氣壓。裝配圖如圖1b所示。

圖1 樣品裝夾方式裝配圖Fig.1 Clamping manners of the samples

1.3 樣品

試驗(yàn)使用的連桿樣品為C70S6高碳微合金非調(diào)質(zhì)鋼合格品成形件，樣品經(jīng)探傷無缺陷顯示，其力學(xué)性能為:抗拉強(qiáng)度Rm=1000 MPa;規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度Rp0.2=610 MPa;斷后伸長率A=15.0%;斷面收縮率Z=31.5%;布氏硬度值=284HBW。化學(xué)成分:C，S，Si，Mn，Cr，P 元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為0.70% ，0.058% ，0.18% ，0.46% ，0.15% ，0.022% 。

2 結(jié)果與討論

在疲勞試驗(yàn)過程中，連桿的裝夾方式應(yīng)盡量模擬連桿實(shí)際工作狀態(tài)，以保證試驗(yàn)結(jié)果準(zhǔn)確。但在實(shí)際試驗(yàn)過程中，按照委托方要求，不得不采用不同的配合方式進(jìn)行試驗(yàn)，但從未有人考慮過裝夾方式不同會(huì)對試驗(yàn)造成什么影響。試驗(yàn)所得整個(gè)連桿的安全系數(shù)取決于連桿不同部位失效時(shí)的最低疲勞強(qiáng)度，而試驗(yàn)中連桿承受的拉壓載荷與發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工況不同，受試驗(yàn)裝夾方式影響較大，通常在連桿疲勞試驗(yàn)前需要確定連桿強(qiáng)度最薄弱部位?；诖耍容^2種不同的裝夾方式對連桿斷裂位置和失效概率的影響，對比研究大頭間隙配合及大頭小頭均間隙配合的2種裝夾方式下，其疲勞壽命和斷裂情況。

2.1 疲勞性能研究

2.1.1 疲勞壽命測試

A組樣品裝夾方式為大頭間隙配合，間隙量為0.013 mm，并使用油泵對連桿大頭供15W/40SH發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)油，油壓為3倍大氣壓，小頭為緊配合，過盈量為0.0125 mm。通過交變載荷幅（±25.0～±50.0 kN）進(jìn)行測試，來研究在改變拉載荷幅的條件下，樣品的循環(huán)周次、斷裂部位以及截?cái)嗥趶?qiáng)度，其測試結(jié)果如表1所示。

由表1中的數(shù)據(jù)可以知道，在A組樣品裝夾條件下，幾乎所有的樣品的斷口部位均是小頭斷裂;樣本疲勞強(qiáng)度均值為26.0793 kN，疲勞強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)差為2.7442 kN。

為了比較裝夾方式的不同對連桿疲勞性能的影響，在相同的試驗(yàn)條件下，對比研究了B組樣品，即大頭小頭均間隙配合（間隙量為0.013 mm，并使用油泵對連桿大頭、小頭供油，油壓為3倍大氣壓），在改變拉載荷幅的條件下，樣品的循環(huán)周次、斷裂部位以及截?cái)嗥趶?qiáng)度測試結(jié)果如表2所示。

由表1中的數(shù)據(jù)可以知道，在B組樣品裝夾條件下，幾乎所有的樣品的斷口部位均是小頭油孔斷裂;樣本疲勞強(qiáng)度均值為26.7347 kN，疲勞強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)差為2.5371 kN。

通過對比表1和2中的測試結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)，在相同的測試條件下，連桿的裝配方式對連桿的疲勞壽命和斷口部位有很大的影響。B組樣品（大頭小頭均間隙配合）的疲勞強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)差要好于A組樣品（大頭間隙配合），A組樣品的斷裂部位大部分為小頭斷裂，而B組樣品的斷裂部位大部分為小頭油孔處斷裂。

2.1.2 可靠性分析和失效概率計(jì)算

根據(jù)表中的數(shù)據(jù)，在連桿的配合形式不同情況下，對其可靠性和失效概率進(jìn)行了分析和計(jì)算。其中，工作載荷幅為14.10 kN，工作載荷標(biāo)準(zhǔn)離差為1.41 kN。由連桿疲勞強(qiáng)度和工作載荷的概率分布得到可靠度系數(shù)b和可靠度R:

表1 A組樣品桿疲勞試驗(yàn)結(jié)果和斷裂部位及疲勞強(qiáng)度Table 1 Fatigue life，fracture location and fatigue strength of connecting rod A

通過計(jì)算，A組樣品:R=0.999 948，在循環(huán)基數(shù)1000萬次（長期服役）下，失效概率為5.2×10-5。B組樣品:R=0.999 991 3，在循環(huán)基數(shù)1000萬次（長期服役）下，失效概率為0.87×10-5。

2.1.3 連桿的安全系數(shù)估算

同時(shí)，也研究了連桿的配合形式對安全系數(shù)的影響。按連桿的工作拉伸載荷14.10 kN計(jì)算，用SAFL方法所得的A組樣品疲勞強(qiáng)度為26.0793 kN，計(jì)算連桿疲勞設(shè)計(jì)的安全系數(shù)為1.850;用SAFL方法所得的B組樣品疲勞強(qiáng)度為26.7347 kN，計(jì)算連桿疲勞設(shè)計(jì)的安全系數(shù)為1.896。該連桿有足夠的安全裕度。

2.2 斷裂連桿的金相分析

2.2.1 脫碳層研究

分別選擇了2組樣品中的3號(hào)樣品進(jìn)行了脫碳層檢測試驗(yàn)，其結(jié)果表明，A組樣品中3號(hào)樣品，其脫碳層深度的平均值為110 μm;B組樣品中3號(hào)樣品，其脫碳層深度的平均值為100 μm。兩件樣品均未見全脫碳層。

2.2.2 金相組織觀察

2組樣品中的3號(hào)樣品進(jìn)行金相組織測試結(jié)果如圖2所示，金相組織為片狀珠光體+斷續(xù)網(wǎng)狀鐵素體。

圖2 樣品斷口金相圖（100×）Fig.2 Fracture metallographic images of the samples

同時(shí)，選取了B組中的4號(hào)樣品，通過改變放大倍率，進(jìn)行金相組織測試，其測試結(jié)果見圖3所示。

2.2.3 斷口形貌研究

連桿疲勞試驗(yàn)后，選取了B組中的4號(hào)樣品，采用掃描電子顯微鏡（SEM）對斷口形貌進(jìn)行研究。結(jié)果表明連桿屬正常疲勞斷裂。圖4顯示了裂紋起始位置、裂紋源形貌。

同時(shí)，對B組中的4號(hào)樣品，分別選取了疲勞裂紋慢速擴(kuò)展區(qū)、快速擴(kuò)展區(qū)和瞬間斷裂區(qū)（韌窩斷口）進(jìn)行SEM觀測，其SEM圖譜如圖5所示。

圖3 B組樣品中4號(hào)樣品斷口金相圖Fig.3 Fracture metallographic images of sample number 4 in group B

圖4 B組中的4號(hào)樣品斷口形貌Fig.4 Fracture morphology of sample number 4 in group B

圖5 B組中4號(hào)樣品的疲勞裂紋Fig.5 Fatigue cracks of sample number 4 in group B

3 總結(jié)

通過模擬發(fā)動(dòng)機(jī)工作狀態(tài)，分析連桿的不同裝夾方式對連桿斷裂部位和疲勞壽命的影響。連桿疲勞試驗(yàn)結(jié)果顯示，采用大頭間隙配合裝夾的連桿失效概率為5.2×10-5，進(jìn)行疲勞試驗(yàn)后樣品幾乎全部斷裂在小頭部位;采用大頭小頭均間隙配合裝夾的連桿失效概率為0.87×10-5;進(jìn)行疲勞試驗(yàn)后樣品幾乎全部斷裂在小頭油孔部位。不同的裝夾方式會(huì)導(dǎo)致同樣的連桿疲勞試驗(yàn)結(jié)果幾十倍的誤差，且導(dǎo)致連桿疲勞斷裂位置大有差別，所以在進(jìn)行連桿疲勞試驗(yàn)前，一定要確定好裝夾方式。

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