張興勇

（大慶石化公司乙烯擴能改造指揮部，黑龍江大慶 163000）

0 引言

42CrMo 鋼廣泛用于高強度結構件。42CrMo 鋼芯在運行約5000 h 后，在肩部成圓處突然爆裂，帶斷裂面較新鮮（圖1）：斷塊直徑35 mm，相鄰再生帶存在二次裂紋，莖稈成圓半徑1 mm，折光后伸長率為12%，臺階間的小孔是疲勞源，最大彎曲直徑50 mm。芯棒技術要求：按GB/T 3077—1999《合金結構鋼》澆注，導致芯部硬度、抗疲勞性能降低。消聲增韌后加入偽應力消除劑的拉伸作用為900～1100 MPa，吸收能（ku2）為35 J，說明軸踵倒圓部位存在多個疲勞源，靠近路肩圓角處有許多臺階，硬度為241～286 HB；化學成分符合JB/T 6396—2006《大型合金結構鍛件》的要求。

圖1 斷裂的芯軸

1 試驗結果與分析

1.1 宏觀分析

圖2 顯示斷口沒有明顯的塑性變形，裂紋萌生區(qū)非金屬管件主要為D 型和DS 型管件，是一個手腕清晰的脆點，疲勞區(qū)（裂紋重復痕跡為二級擴展區(qū)），快速分數(shù)范圍約5%，表明堆芯上的循環(huán)載荷較低；根據(jù)YB/T 5137—2007《高壓用熱軋和鍛制無縫鋼管圓管坯》對非金屬夾雜物的要求，大量臺階也表明下頜骨折斷處應力集中系數(shù)較高，承受反復扭轉和彎曲的應力）和宏觀斷裂形態(tài)，大型球形DS 型管件為DS2 級產品，下頜骨折斷屬于多源扭轉疲勞折斷。

圖2 斷口的宏觀形貌

1.2 非金屬夾雜物分析

折斷疲勞的宏觀特征明顯，所以對非金屬薄膜類裂紋芯進行了檢測試驗，疲勞區(qū)約為草坪面積的95%（表1），DS 級達到了標準的上限。疲勞條有一定的扭轉角，根據(jù)應力（風機工作時和轉子同步旋轉）GB/T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定》，說明承受應變載荷。

表1 芯軸非金屬夾雜物分析結果

1.3 金相檢驗

GB/T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定》，對非金屬類裂紋芯進行了試驗（表1）：位于裂紋萌生區(qū)的非金屬管件主要為D 型和DS 型管件，大型球形DS 型管件為DS2 級產品?！案邏簾o縫管鍛造”是指非金屬檢驗用DS 標準的上限。

1.4 化學成分檢驗

表面的硬度與疲勞源、二級膿腫區(qū)和快速斷裂區(qū)的嚴重程度有很大差異。根據(jù)GB/T 10561—2005 進行非金屬裂紋芯部試驗，表面的嚴重程度、疲勞源區(qū)、二次膨脹區(qū)和瞬時斷裂帶均符合設計要求（表1）。

1.5 硬度檢驗

疲勞源區(qū)、二次膨脹區(qū)和瞬時斷裂點的強度低于JT-2006，測量了表面的顯微硬度和布氏硬度、疲勞源、二次擴大面積和快速斷裂面積，管件均為DS2 級產品“鍛造高壓無縫鋼管”是指DS 標準的非金屬檢驗上限。從表面到中心下降（表2），裂紋萌生區(qū)的非金屬管材或管件主要為D 型和B 型DS 型管或大口徑球形DS 型管，但表面硬度接近JB/T 6396—2016 的下邊界。

表2 斷裂芯軸不同部位的硬度

1.6 室溫力學性能試驗

測量了近表面、1/2 半徑和斷芯中心的力學性能（表3）：表面附近的抗拉強度為標準規(guī)范的下限，屈服強度滿足結構要求，且破碎處直徑35 m（最大直徑50 mm），但低于標準要求；強度及1/2 半徑和重心處的強度均低于標準要求，較小的瞬時圓角會增加應力集中系數(shù)，宏斷點后拉伸符合標準要求，下頜骨撞擊吸收能量符合標準要求（進一步證明這是疲勞的根源）；變徑區(qū)電壓最大（不安全區(qū)），但變徑區(qū)路肩圓角半徑僅為1 m，第二階段為疲勞條紋和二次裂紋；在直接斷裂帶中有許多凹陷，這是最后一個斷裂點。

表3 斷裂芯軸不同部位的拉伸試驗結果

1.7 斷口分析

設計要求的作物強度和耐久性均低于國家和行業(yè)標準，斷面突變明顯，卡爾蔡司的Sigma300 熱場掃描電子顯微鏡顯示了一個斷裂面。結果表明，疲勞產額區(qū)具有徑向筋和疲勞水平（由多裂紋增殖、一次再生形成）。在易開裂的變徑區(qū)域，檢查的結果證實了這一點，反映了不明智的結構。臺階附近有褶皺和摩擦痕跡（反復彎曲應力引起的滑動痕跡），明顯小于要求的5 mm。

2 分析與討論

2.1 裂紋成因

（1）肩部圓角處的應力集中系數(shù)較高，屈服強度和抗拉強度均低于標準要求，或因阻尼和硬化不良而低于標準下限，是裂紋產生的根源。

（2）芯軸的粗糙度、屈服強度和抗拉強度低于標準要求或由于阻尼和硬化較弱而低于標準邊界，雖然表層是硬化索氏體，但由于的冷卻速度，從表面到核心的含量的增加表明挪威淬火和硬化的質量較差，可能是由于淬火溫度低或等待時間不夠、少量鐵素體的沉積速度不夠快。

（3）芯部和表面之間的阻力差異較大，由于誘發(fā)裂紋、軸擴展和疲勞斷裂、扭轉、彎曲和其他交變應力，這不僅會形成結構應力，還容易在鐵素體與硬化索氏體的界面上產生裂紋并使裂紋成倍增加，從而引起疲勞裂紋。

2.2 檢測結果分析

風機轉子軸斷裂為脆性斷裂，因此轉子軸的材料和顯微組織正常，金相磨削時堆焊層部分脫落，脫落部分的形貌表明堆焊層與母材之間存在冶金結合問題，在高應力下產生明顯的裂紋。斷裂點處的微觀形貌表明，在金屬與基體的結合區(qū)存在微量雜質。微波延伸到背景和熔覆層，熔覆層有冶金缺陷。這說明激光熔覆技術的實際運行存在問題，也說明在修復金屬零件時殘余轉子軸電壓與激光處理過程密切相關，應考慮不同金屬的物理和化學特性差異。

2.3 激光去污問題

平板電鍍類似于涂層和金屬表面處理，容易造成同樣的缺陷或問題。激光鍍膜工藝確定了熔覆層上有一個斑區(qū)、一個熱影響區(qū)和一個夾持區(qū)。不平衡的物理冶金影響了結合區(qū)的質量和顯微組織，含有鍍層的金屬粉末與母材的顯微組織有很大差別。微結構差異引起的熱膨脹差異在修復后的金屬表面留下了較大的殘余應力，涂層與基體之間的過渡區(qū)很窄。鎳基粉末具有良好的耐蝕性、耐磨性和抗氧化性，常用于模具和閥桿零件的修復，但易產生微裂紋。為了改善熔覆粉末，不僅要看愈合后的外觀，還要通過兩種材料的多次試驗來確定電鍍工藝、金相分布、顯微組織分布以及裂紋是否為熔覆區(qū)。

3 結論

風機轉子軸的斷裂是一種脆性斷裂，主要是由于激光輻照工藝不合理造成的表層與基體之間的微裂紋，以及激光剪切后的兩大面積應力，在外力作用下加速了斷裂過程。宏觀檢驗和斷口分析表明，存在高溫多源疲勞斷裂，結構的屈服強度和硬度低于標準要求，同時較小的輪踵圓角半徑會增加變直徑區(qū)域內的壓力集中系數(shù)。