(中國第一汽車股份有限公司 無錫油泵油嘴研究所, 無錫 214063)

溢油閥是柴油機燃料噴射系統(tǒng)直列式燃油泵的重要零部件，是由閥體、閥芯、彈簧、調(diào)節(jié)螺釘組成的多級機械閥，具有定壓溢流、穩(wěn)壓、系統(tǒng)卸荷和安全保護等作用。溢油閥的調(diào)節(jié)螺釘連接高壓燃油泵及發(fā)動機的回油管路，通過與彈簧共同作用來調(diào)節(jié)、控制高壓燃油泵出油壓力，對于保持高壓燃油泵潤滑和回油正常至關重要。溢油閥一旦斷裂會導致發(fā)動機難以啟動并存在柴油泄漏等風險。

國內(nèi)某發(fā)動機廠家生產(chǎn)的溢油閥裝機后在服役過程中發(fā)生斷裂，造成嚴重的經(jīng)濟損失。溢油閥的材料為20鋼，其生產(chǎn)工藝如下：熱軋棒料下料→精車溢油閥體外圓→鉆溢油閥體孔→車六角→鉆橫孔去毛刺→攻絲→滲碳→熱處理(淬火+低溫回火)→酸洗→鍍鋅處理→精磨，其中熱處理工藝如圖1所示。

圖1 溢油閥熱處理工藝曲線Fig.1 Heat treatment process curve of spill valve

為查明溢油閥斷裂失效的原因，筆者對其進行了理化檢驗和分析，并提出了改進措施。

1 理化檢驗

1.1 宏觀觀察

經(jīng)宏觀檢查發(fā)現(xiàn)，溢油閥斷成兩段，如圖2所示。

圖2 斷裂溢油閥宏觀形貌Fig.2 Macro morphology of fracture spill valve

斷裂位置位于閥體上兩個出油孔處，如圖3所示。

圖3 溢油閥斷裂位置Fig.3 Fracture position of spill valve

1.2 化學成分分析

對溢油閥出油孔處取樣，使用MAXx LMM15型直讀光譜儀進行化學成分分析。由表1可以看出，溢油閥的化學成分符合GB/T 699-2015《優(yōu)質(zhì)碳素結構鋼》的技術要求。

表1 溢油閥的化學成分分析結果(質(zhì)量分數(shù))Tab.1 Chemical composition analysis results of spill valve (mass fraction) %

1.3 斷口分析

溢油閥的斷口宏觀形貌如圖4所示，可見斷口潔凈平齊，呈脆性斷裂特征，無氧化、腐蝕物及污染痕跡，斷面無明顯塑性變形。在SIGMA型掃描電鏡(SEM)下觀察斷口的微觀形貌，如圖5所示，沒有發(fā)現(xiàn)任何冶金缺陷和加工缺陷，斷口表面滲碳區(qū)呈沿晶脆性斷裂特征，晶面上呈“雞爪紋”氫脆斷口特征，斷口心部呈韌窩狀韌性斷裂特征。

圖4 溢油閥斷口宏觀形貌Fig.4 Macro morphology of fracture of spill valve

圖5 溢油閥斷口的微觀形貌Fig.5 Micro morphology of fracture of spill valve: a) intergranular morphology; b) chicken claw pattern morphology; c) central dimple morphology

使用LECOTCH600型氮氫氧聯(lián)合測定儀對斷裂溢油閥和同批次溢油閥以及原材料20鋼進行氫的質(zhì)量分數(shù)測定，結果分別為1.52×10-5%，2.4×10-6%，0.6×10-6%，可見斷裂溢油閥的氫含量遠大于同批次溢油閥和原材料20鋼中的氫含量。

1.4 金相檢驗

垂直溢油閥斷口沿縱向截取金相試樣，打磨、拋光后采用體積分數(shù)為4%的硝酸酒精溶液浸蝕，在NJF-120A型光學顯微鏡下觀察顯微組織。由圖6可見，溢油閥斷口表面顯微組織為細針狀高碳馬氏體+少量奧氏體，溢油閥心部顯微組織為低碳馬氏體+少量殘余奧氏體。

圖6 溢油閥斷口的顯微組織Fig.6 Microstructure of fracture of spill valve: a) surface; b) core

1.5 有效硬化層深度測試

使用402MVD型顯微硬度計對溢油閥表面進行有效硬化層深度測試，結果為0.33 mm/550 HV3，滿足GB/T 9450-2005《鋼件滲碳淬火硬化層深度的測定與校核》規(guī)定的0.2～0.4 mm的技術要求。

1.6 硬度測試

使用402MVD型顯微硬度計在距溢油閥表面0.1 mm處進行硬度測試，結果見表2,可見溢油閥硬度符合相關標準的技術要求。

表2 硬度測試結果Tab.2 Results of hardness test HV3

1.7 鍍鋅層厚度測試

使用TT270型鍍鋅層測厚儀對溢油閥鍍鋅層厚度進行測試，結果見表3，可見溢油閥鍍鋅層厚度符合相關標準的技術要求。

表3 鍍鋅層厚度測試結果Tab.3 Results of galvanized layer thickness test μm

1.8 孔徑尺寸測量

由于溢油閥橫孔處已斷裂，從庫存件中隨機抽取同批次5個溢油閥(分別編號為1～5號)，使用AEC-3000型氣動量儀對其橫孔孔徑進行測量。結果如表4所示，可見溢油閥橫孔孔徑滿足相關標準的技術要求。

表4 橫孔孔徑測量結果Tab.4 Results of transverse aperture measurement mm

2 分析與討論

2.1 影響因素分析

首先對可能造成溢油閥斷裂失效的因素進行了梳理和歸納，如圖7所示，可見尺寸設計、原材料選用、機加工工藝設計、熱處理工藝設計、表面處理工藝設計不合理以及橫孔孔徑過大、硬度和硬化層超差、化學成分不符合要求、擰緊扭矩過大均有可能造成溢油閥斷裂。

圖7 溢油閥斷裂失效的影響因素Fig.7 Influencing factors of fracture failure of spill valve

2.2 尺寸設計與選材分析

按照溢油閥的設計尺寸建立模型進行有限元分析，加載扭矩為39 N·m。由圖8可以看出，由分析軟件根據(jù)尺寸設計計算得到的溢油閥所用原材料最大抗拉強度需達到205.76 MPa，根據(jù)GB/T 699-2015《優(yōu)質(zhì)碳素結構鋼》的要求，20鋼的實際抗拉強度為410 MPa，從而得出該溢油閥所用20鋼的安全系數(shù)為1.99，符合尺寸設計與原材料選用要求[1]。

圖8 溢油閥有限元分析結果Fig.8 Finite element analysis result of spill valve

2.3 理化檢驗結果分析

由上述理化檢驗分析結果可知，斷裂溢油閥的尺寸設計、原材料選用、硬度、鍍鋅層厚度、有效硬化層深度、顯微組織、孔徑尺寸等均滿足相關標準技術要求。

從溢油閥斷口形貌和微區(qū)成分分析結果來看，溢油閥斷裂起源于出油孔處外表面，屬于氫脆延遲斷裂。

氫溶入金屬后，金屬出現(xiàn)塑性降低、脆性增加的現(xiàn)象，稱為氫脆[1]。氫脆的表現(xiàn)形式包括：

(1) 零件在斷裂過程中受到持續(xù)的靜應力，該靜應力為低應力且遠低于材料的屈服強度。

(2) 在時間上表現(xiàn)為延遲斷裂，需要經(jīng)過孕育期后，氫脆才會以靜態(tài)脆性斷裂的形式表現(xiàn)出來。

(3) 室溫下零件的氫脆敏感性較大[2]。

溢油閥的化學成分分析結果顯示，硫元素含量處于標準值的上限，而硫元素對材料的氫脆敏感性影響較大[3]。此外，從溢油閥的加工工藝來看，在酸洗過程中，溢油閥表面鋼材與酸洗液發(fā)生化學反應產(chǎn)生的氫原子和酸洗液發(fā)生電離反應形成的氫離子進入溢油閥表面。在鍍鋅過程中，陰極發(fā)生析氫反應，氫離子被還原為氫原子后滲入溢油閥內(nèi)部，而覆蓋在溢油閥表面的鍍層會阻礙氫原子向溢油閥外部擴散。在加工過程中滲入的氫是斷裂溢油閥出現(xiàn)氫脆現(xiàn)象主要的氫來源。滲入的氫原子富集在晶格缺陷(如空位、位錯、晶界、夾雜)處，使晶格扭曲產(chǎn)生很大的內(nèi)應力，隨著氫原子的聚集，應力集中部位會形成微裂紋。

溢油閥的硬度、有效硬化層深度以及斷口處金相分析結果顯示，溢油閥材料在滲碳淬火處理過程中，表面形成了深度約0.33 mm的高碳馬氏體，最大硬度值達到714 HV3。而高碳馬氏體組織對氫脆最敏感，且滲碳層硬度越高，越易發(fā)生氫脆斷裂[4]。此外，由于鋼材強度與硬度關系密切，可通過材料硬度來判斷其氫脆敏感性[5]。而溢油閥硬度偏向于標準規(guī)定范圍的上限，因而材料具有高的氫脆敏感性。

溢油閥中滲入的氫在安裝應力的作用下向應力集中的部位聚集，當應力集中處的氫含量達到臨界值時，會導致溢油閥在安裝應力和氫的共同作用下發(fā)生氫脆斷裂。

3 結論及建議

該高壓燃油泵用溢油閥的失效模式屬于氫脆延遲斷裂。溢油閥表面經(jīng)滲碳淬火處理后硬度偏高，氫脆敏感性增強，而酸洗鍍鋅過程中由于未進行脫氫處理，導致溢油閥表面發(fā)生氫的聚集，最終在安裝應力和氫的共同作用下發(fā)生氫脆斷裂。

建議采取以下預防措施：酸洗鍍鋅過程中，在原工藝的基礎上增加(200±10) ℃×6 h的除氫工藝，采用合格的除氫設備，選用經(jīng)過校準的溫度敏感元件，嚴格工藝紀律；控制原材料的氫偏聚，避免原材料中的局部氫含量遠高于平均氫含量而使氫脆加劇；控制滲碳溫度、滲碳時間、氣氛碳勢等滲碳工藝，避免溢油閥表面增碳嚴重，加重氫脆敏感性；嚴格控制冶煉工藝，控制原材料的成分和雜質(zhì)元素含量。