焦 麗, 商海昆, 何劍豐, 王國亮, 馮 濤, 王 嘉, 扈鈺濤
(河北華北柴油機(jī)有限責(zé)任公司, 河北 石家莊 050081)
活塞連桿機(jī)構(gòu)是發(fā)動機(jī)實現(xiàn)工作循環(huán),完成能量轉(zhuǎn)換的核心機(jī)構(gòu),借助活塞將燃?xì)獾谋l(fā)壓力通過連桿傳遞給曲軸,從而把活塞的往復(fù)運動轉(zhuǎn)變?yōu)榍S的旋轉(zhuǎn)運動并輸出動力。在將熱能轉(zhuǎn)化為機(jī)械能的同時,缸套與缸蓋、活塞形成工作循環(huán),并對活塞起導(dǎo)向作用。因其工作過程中承受高溫、高壓、往復(fù)慣性力和化學(xué)腐蝕作用,工作條件相當(dāng)惡劣。所以無論在選材、設(shè)計、加工、熱處理還是裝配過程中,任何環(huán)節(jié)出現(xiàn)瑕疵,都將會對發(fā)動機(jī)的使用壽命造成致命影響[1]。某型號柴油發(fā)動機(jī)在試驗過程中,運行一段時間后突然出現(xiàn)異響并自動熄火?,F(xiàn)場拆解后發(fā)現(xiàn)該發(fā)動機(jī)第6缸缸套、活塞、連桿均有不同程度的損壞斷裂,其余零件未見明顯異常。經(jīng)查其缸套材料為Cr-Mo 合金鑄鐵,離心鑄造而成;活塞為硅鋁共晶合金鑄件;連桿為42CrMo合金鋼精鍛件,表面噴丸處理。為了判明此次故障的原因,筆者通過一系列理化檢測與綜合分析,初步查明失效機(jī)理,判明失效原因,以避免同類事故的再次發(fā)生。
活塞連桿機(jī)構(gòu)失效組件的宏觀形貌如圖1所示。由圖1可見,缸套、活塞與連桿均有不同程度損傷。缸套下止口邊緣2/3范圍斷裂脫落,斷裂缸套宏觀斷口平齊,無明顯鑄造缺陷。斷面呈銀灰色,顆粒粗大且具有金屬光澤,局部可見閃光小刻面,具有脆性斷裂特征。斷裂活塞宏觀斷口平齊,無塑性變形痕跡,無明顯鑄造缺陷。斷面以放射狀條紋為主要特征,部分區(qū)域可見機(jī)械擦傷痕跡。由宏觀斷口可知,缸套與活塞均為脆性斷裂。
連桿大頭端于桿身最小直徑處斷裂脫落,斷面變形受損嚴(yán)重,失去分析價值(見圖1(d))。小頭端固定于活塞銷上,并于10點鐘方向卡滯。斷面保存相對完好,為與水平方向垂直的正斷口(見圖1(e))。低倍觀察可見斷面平坦細(xì)膩,無明顯宏觀塑性變形痕跡。沿右下側(cè)邊緣可見機(jī)械損傷造成的剪切唇卷邊,為斷裂后相互撞擊所致。裂紋源分別起于加強(qiáng)筋兩端凸起處,呈多源特征,以對稱方式依次擴(kuò)展,并形成均勻細(xì)密的貝紋線,構(gòu)成占比面積達(dá)90%以上的疲勞擴(kuò)展區(qū)。貝紋線是疲勞裂紋瞬時前沿線的宏觀塑性變形痕跡,由其疏密程度、起伏狀態(tài)和擴(kuò)展范圍可知,裂紋擴(kuò)展速率較低,穩(wěn)定化擴(kuò)展階段較長,疲勞擴(kuò)展充分,說明應(yīng)力幅值不大,工作載荷較小。隨著前沿應(yīng)力狀態(tài)及擴(kuò)展方向的不斷變化,剩余截面不足以支撐循環(huán)變化的工作應(yīng)力時,裂紋便不可避免地發(fā)展到失穩(wěn)擴(kuò)展階段,形成表面粗糙的終斷區(qū),并伴有剪切唇特征。根據(jù)斷口形貌特征及終斷區(qū)所占比例,初步判定該斷口為低應(yīng)力高周疲勞斷口。以上宏觀檢驗初步判定了各斷口的基本斷裂模式,更為詳盡的細(xì)節(jié)特征及肇事件的最終確定還需掃描電鏡對其進(jìn)一步分析與驗證。
將缸套、活塞和連桿斷口超聲波清洗后置于FEI Quanta 650掃描電鏡(SEM)下觀察,分別如圖2和圖3所示。由圖2可見,在灰鑄鐵缸套的斷裂面上,可見明顯的解理裂紋沿石墨片分布與擴(kuò)展[2](見圖2(a, b))?;钊麛嗫诘奈⒂^形貌為解理花樣(見圖2(c, d))。由SEM微觀形貌可知,缸套與活塞均為脆性解理斷裂,屬正應(yīng)力作用下的低能量穿晶斷裂,均具有一次性沖擊過載斷裂的特征。
圖2 缸套(a, b)和活塞(c, d)的斷口形貌Fig.2 Fracture morphologies of the cylinder(a, b) and piston(c, d)
圖3 連桿的斷口形貌(a)左裂紋源;(b)右裂紋源;(c)擴(kuò)展區(qū);(d)終斷區(qū)Fig.3 Fracture morphologies of the connecting rod(a) left crack origin; (b) right crack origin; (c) propagation region; (d) rupture region
由圖3可見,連桿加強(qiáng)筋左右兩側(cè)凸起處均有裂紋萌生現(xiàn)象,指向明顯,均以頂部為圓心線性起源,沿斷面依次擴(kuò)大半徑范圍,左側(cè)頂部可見輻射狀疲勞溝線,是裂紋前沿線不斷改變局部擴(kuò)展方向形成的紋路(見圖3(a, b))。裂紋不斷擴(kuò)展的同時,在微觀上形成略帶彎曲的疲勞輝紋(見圖3(c)),由疲勞輝紋間距的細(xì)密程度可知裂紋進(jìn)展緩慢,速率均勻,由此判定外載應(yīng)力較小且幅值較低。疲勞輝紋是微觀下判斷疲勞斷裂的有力依據(jù)[3]。所以通過掃描電鏡微觀分析進(jìn)一步印證了連桿為低應(yīng)力高周疲勞斷裂。在疲勞擴(kuò)展到材料所能承受的最大限度后,連桿突然斷裂形成終斷區(qū)的韌窩形貌(見圖3(d))。
通過掃描電鏡微觀分析進(jìn)一步明確了3個部件斷口的斷裂機(jī)理,缸套與活塞斷口為一次性沖擊過載模式,是次生斷口。連桿斷裂性質(zhì)為疲勞損傷,是首斷件和肇事件,這一分析與宏觀斷口形貌相佐證。在具有眾多斷裂件的系統(tǒng)性故障中,如果既有疲勞斷裂,又有脆性斷裂時,疲勞斷裂往往發(fā)生在先,脆性斷裂發(fā)生在后。所以連桿是引發(fā)此次故障的肇事件,有必要對其做進(jìn)一步的檢測與分析,以期最大程度還原斷裂過程,明確斷裂原因。
在失效連桿上取樣,通過DF-200型直讀光譜儀及HW2000高頻紅外碳硫分析儀進(jìn)行化學(xué)成分檢測,結(jié)果如表1所示。由表1可見,各元素含量均符合GB/T 3077—2015《合金結(jié)構(gòu)鋼》中關(guān)于42CrMo鋼對各元素的要求,連桿材質(zhì)未見異常。
表1 斷裂連桿化學(xué)成分檢驗結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)Table 1 Chemical composition of the failure connecting rod (mass fraction, %)
在失效連桿上取樣,按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法》和GB/T 229—2020《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗方法》進(jìn)行拉伸和沖擊測試,結(jié)果如表2所示。由表2可見,連桿的屈服強(qiáng)度低于企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)要求,其余指標(biāo)未見異常。
表2 失效連桿的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of the failure connecting rod
按照GB/T 13298—2015《金屬顯微組織檢驗方法》制備金相試樣,參照GB/T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定 標(biāo)準(zhǔn)評級圖顯微檢驗法》、GB/T 224—2019《鋼的脫碳層深度測定法》、GB/T 13320—2007《鋼質(zhì)模鍛件 金相組織評級圖及評定方法》標(biāo)準(zhǔn),通過Axio Observer3m光學(xué)顯微鏡分別檢測失效連桿的非金屬夾雜物含量、表面形貌(包括脫碳、增碳及表面缺陷)和基體顯微組織形貌,結(jié)果如圖4 和表3所示??梢姡нB桿存在表面缺陷和顯微組織(見圖4(b, c)),兩項不符合技術(shù)要求,其余未見異常。
圖4 失效連桿的顯微組織(a)非金屬夾雜物;(b)表面脫碳層;(c)基體Fig.4 Microstructure of the failure connecting rod(a) nonmetallic inclusions; (b) surface decarburization; (c) matrix
表3 失效連桿的顯微組織檢驗結(jié)果Table 3 Microstructure test results of the failure connecting rod
連桿熱處理工藝為調(diào)質(zhì)處理,正常組織應(yīng)為回火索氏體+少量鐵素體,而失效連桿的基體組織中還出現(xiàn)了一定數(shù)量的上貝氏體和網(wǎng)狀鐵素體。GB/T 13320—2007中雖未明確是否允許有上貝氏體,但該標(biāo)準(zhǔn)的合格范圍(1~4級)同樣也不包含該組織。同時,該標(biāo)準(zhǔn)允許的鐵素體形態(tài)為條塊狀,不允許網(wǎng)狀鐵素體的存在。因此,該連桿顯微組織為調(diào)質(zhì)不合格組織。
在對連桿裂紋源區(qū)檢測時發(fā)現(xiàn)表面存在大小不等、深淺不一,垂直深度為44.7~118.3 μm(見圖5(a))的線狀缺陷,遠(yuǎn)離裂紋源區(qū)處同樣可見連續(xù)或不連續(xù)線狀缺陷,均由表面起源并與表面呈銳角或沿金屬流線方向分布,周圍未見脫碳現(xiàn)象(見圖5(b, c))。對該缺陷區(qū)進(jìn)行SED能譜分析后發(fā)現(xiàn),除正常的合金元素外,C、O含量偏高,說明存在輕微氧化現(xiàn)象(見圖5(d))。結(jié)合缺陷的形變特征及能譜檢測結(jié)果綜合判斷缺陷類型為折疊。通常情況下鍛造折疊周圍都會有嚴(yán)重的氧化脫碳現(xiàn)象[4],而該折疊周圍僅微量氧化,并無脫碳跡象,所以其產(chǎn)生環(huán)節(jié)應(yīng)與鍛造無關(guān)。
圖5 失效連桿裂紋源區(qū)的折疊缺陷形貌(a)裂紋源區(qū);(b)裂紋源區(qū)附近;(c)遠(yuǎn)離裂紋源區(qū);(d)缺陷區(qū)EDS譜Fig.5 Morphologies of the folding defects at source region of the failure connecting rod(a) source region; (b) nearby source region; (c) afield source region; (d) EDS spectrum of the defect region
通過對以上失效組件的宏觀斷口形貌及SEM微觀分析可知,缸套與活塞均為一次性沖擊過載斷裂,為從屬故障。連桿為低應(yīng)力高周疲勞斷裂,是引發(fā)活塞連桿機(jī)構(gòu)失效的肇事件。在對肇事連桿的理化檢測中發(fā)現(xiàn),連桿化學(xué)成分、抗拉強(qiáng)度、表面脫/增碳、非金屬夾雜物等指標(biāo)符合技術(shù)要求。但屈服強(qiáng)度、基體顯微組織、表面折疊缺陷3項指標(biāo)不符合相關(guān)技術(shù)要求。其中屈服強(qiáng)度不合格只是外在表現(xiàn),是后兩項內(nèi)因綜合作用的結(jié)果。所以要從顯微缺陷的內(nèi)因分析入手,判定缺陷產(chǎn)生的關(guān)鍵因素,以查明故障原因,為優(yōu)化加工工藝提供技術(shù)依據(jù)。
首先從表面缺陷來說,折疊屬于線狀缺陷,嚴(yán)重破壞基體的連續(xù)性,工作受力時,大量位錯由于運動受阻而堆積,在該處形成應(yīng)力集中,誘發(fā)了材料的最初損傷[5]。而疲勞破壞往往從局部開始,對源區(qū)有著高度的選擇性,并遵循最小阻力原則。受材料冶金質(zhì)量、加工狀態(tài)和結(jié)構(gòu)設(shè)計等因素的影響,材料內(nèi)部充滿不均勻性,所以不同部位具有不同抗力,在外加載荷與局部抗力的博弈中,最薄弱環(huán)節(jié)就優(yōu)先成為裂紋核心的發(fā)源地。該連桿表面折疊處因破壞連續(xù)性而成為最薄弱環(huán)節(jié),阻力最小,起裂閾值最低,故由此引發(fā)線性起源,并在時間尺度上累積損傷,最后導(dǎo)致高周疲勞斷裂。這一微觀機(jī)理分析與斷口形貌特征相吻合,無論是宏觀斷口疲勞貝紋線走向還是微觀斷口疲勞輝紋分布,其源區(qū)指向都與連桿加強(qiáng)筋表面的折疊缺陷高度相關(guān)。
折疊是金屬冷、熱加工過程中因非均勻變形,使已氧化過的表層金屬匯合在一起形成的表層缺陷。通常在鋼材鍛造(軋制)過程中較為多發(fā),而且伴有嚴(yán)重的氧化脫碳特征。從形成機(jī)理來說鍛造(軋制)和后續(xù)熱處理(正火、調(diào)質(zhì)等)環(huán)節(jié)的高溫環(huán)境為氧化脫碳提供必要的條件支撐。該連桿表面折疊缺陷周圍并無脫碳現(xiàn)象,不符合鍛造折疊的基本特征,還需另尋其他可能途徑。
結(jié)合連桿加工工藝流程(下圓棒料→模鍛→調(diào)質(zhì)→ 噴丸→探傷→粗加工→壓襯套→精加工)可知,調(diào)質(zhì)后有噴丸工序。噴丸是以冷作硬化(冷態(tài)錘擊)原理為基礎(chǔ)發(fā)展起來的噴丸強(qiáng)化法[6],可有效降低金屬構(gòu)件承受交變載荷的拉應(yīng)力水平,減小疲勞裂紋擴(kuò)展驅(qū)動力,從而有效降低疲勞裂紋萌生和擴(kuò)展速率,實現(xiàn)疲勞壽命增加。噴丸效果與噴丸強(qiáng)度、彈丸直徑、噴丸時間等參數(shù)密切相關(guān),工藝參數(shù)設(shè)置不當(dāng)或操作不當(dāng)均會造成噴丸缺陷,如欠噴或過噴都會減弱噴丸的強(qiáng)化效果甚至造成零件的損傷,尤其是過噴,即噴丸過度,不僅會翻卷工件銳邊,產(chǎn)生過加工材料,還易誘發(fā)材料表面發(fā)生剝層或因表面過度變形而產(chǎn)生折疊紋[7]。所以從折疊的形貌特征并結(jié)合加工工藝分析,不排除噴丸操作不當(dāng)造成折疊缺陷的可能。當(dāng)折疊深度小于30 μm時,由于殘余應(yīng)力對缺口應(yīng)力集中敏感性的改善,以及噴丸折疊方向的特點,折疊裂紋并不對疲勞特征有負(fù)面影響[8]。但該連桿表面折疊深度在44.7~118.3 μm之間,明顯超出了折疊缺陷的免責(zé)范圍,所以是此次疲勞裂紋萌生的重要影響因素。
其次,從顯微組織來說,基體中存在一定數(shù)量的上貝氏體和網(wǎng)狀鐵素體。這兩種組織的出現(xiàn)表明實際冷卻速度不足以達(dá)到臨界冷卻速度,發(fā)生了部分上貝氏體轉(zhuǎn)變。冷速低的原因有可能是淬火介質(zhì)冷卻能力不足、工件轉(zhuǎn)移過程中在空氣中滯留時間過長或工件堆積擺放散熱不良等。同樣由于冷卻速度不足,使鐵素體有充分的時間和機(jī)會沿奧氏體晶界呈網(wǎng)狀析出,最終形成回火索氏體+上貝氏體+網(wǎng)狀鐵素體混合的不良組織。
調(diào)質(zhì)組織中上貝氏體和網(wǎng)狀鐵素體對使用性能會有一定的不良影響。因為從機(jī)理上來說,在羽毛狀上貝氏體中,相互平行的鐵素體條彼此位相差很小,如同一個晶粒,所以晶粒的有效尺寸很大,不利于材料強(qiáng)度和韌性的發(fā)揮,并且脆性的滲碳體分布于鐵素體條之間,構(gòu)成脆性通道,強(qiáng)烈降低材料的韌性。網(wǎng)狀鐵素體構(gòu)成一個個獨立的封閉空間,割裂基體的同時破壞連續(xù)性,對整體強(qiáng)度造成不良影響。所以上貝氏體和網(wǎng)狀鐵素體的存在不僅降低材料的強(qiáng)度、沖擊性能等靜態(tài)性能,還會對疲勞強(qiáng)度、持久強(qiáng)度等動態(tài)性能造成一定影響,從而降低材料使用壽命[9-10]。所以基體顯微組織不良,在導(dǎo)致屈服強(qiáng)度不達(dá)標(biāo)的同時,加劇了疲勞損傷的進(jìn)一步擴(kuò)張,對連桿的最終斷裂起到了推波助瀾的作用。
1) 該活塞連桿機(jī)構(gòu)主要失效件為缸套、活塞與連桿,其中缸套與活塞均為一次性沖擊過載斷裂,為從屬故障;連桿為低應(yīng)力高周疲勞斷裂,是引發(fā)此次活塞連桿機(jī)構(gòu)失效的肇事件及首斷件。
2) 連桿斷裂起源于加強(qiáng)筋表面的折疊缺陷,該缺陷的形成與表面噴丸強(qiáng)化操作不當(dāng)有關(guān),且連桿基體顯微組織不良對其失效起到了促進(jìn)作用。
3) 建議生產(chǎn)廠家優(yōu)化噴丸強(qiáng)化工藝,保證其強(qiáng)化效果的符合性及穩(wěn)定性;同時加強(qiáng)熱處理環(huán)節(jié)的質(zhì)量管控,以避免不良組織的出現(xiàn)對使用性能造成不利影響。