叢建臣 倪培相 孫 軍 呂世杰

1.山東理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，淄博，255000 2.天潤工業(yè)技術(shù)股份有限公司技術(shù)中心，威海，264400

0 引言

曲軸是內(nèi)燃機(jī)中動力傳輸?shù)暮诵牟考?，工作中承受著?fù)雜的彎曲、扭轉(zhuǎn)交變載荷作用。曲軸形狀復(fù)雜，主軸頸與連桿軸頸的連接過渡圓角、連桿軸頸油孔部位等不可避免地存在著應(yīng)力集中現(xiàn)象，在各種載荷周期性變化并相互作用下容易引起曲軸的彎曲和扭轉(zhuǎn)變形甚至產(chǎn)生裂紋和斷裂[1-3]，而且一旦失效往往會引起其他重要機(jī)件的毀損，造成嚴(yán)重的后果。

彎曲疲勞斷裂和扭轉(zhuǎn)疲勞斷裂是內(nèi)燃機(jī)曲軸最主要的兩種失效形式。傳統(tǒng)的國四及以下排放內(nèi)燃機(jī)爆發(fā)壓力低，彎曲疲勞失效是內(nèi)燃機(jī)曲軸的主要失效形式[4]，因此人們比較重視，對曲軸彎曲疲勞性能進(jìn)行了大量研究。陳淵博等[5]針對某車用柴油機(jī)，在提高爆發(fā)壓力條件下對曲軸進(jìn)行了彎曲疲勞試驗(yàn)和仿真分析，通過模擬彎曲疲勞試驗(yàn)對曲軸進(jìn)行圓角結(jié)構(gòu)優(yōu)化，提高了曲軸彎曲疲勞強(qiáng)度。CEVIK等[6]對球墨鑄鐵曲軸進(jìn)行彎曲疲勞試驗(yàn)和有限元建模，得到了圓角滾壓和未滾壓條件下的應(yīng)力與循環(huán)次數(shù)的關(guān)系曲線，最終得出圓角滾壓工藝可以顯著提高曲軸疲勞極限的結(jié)論。叢建臣等[7]研究了曲軸在彎曲疲勞試驗(yàn)時疲勞裂紋的擴(kuò)展及疲勞失效判定問題，對曲軸彎曲疲勞試驗(yàn)驗(yàn)證起到了非常重要的指導(dǎo)作用。QIN等[4]利用模擬方法研究了淬火過程產(chǎn)生的殘余應(yīng)力對曲軸的疲勞強(qiáng)度的影響，利用臨界平面法將殘余應(yīng)力疊加到彎曲應(yīng)力上，對曲軸截面的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行分析評估，準(zhǔn)確預(yù)測曲軸的彎曲疲勞強(qiáng)度。而對于曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞失效，由于低爆壓下失效比例小，加之試驗(yàn)條件的限制，故沒有得到足夠重視，國內(nèi)外只針對曲軸扭振方面進(jìn)行了一定的理論研究與分析[8-9]，而關(guān)于曲軸扭轉(zhuǎn)失效的實(shí)體研究資料較少，劉紅福等[10]、馮美斌等[11]、ALDERTON等[12]對曲軸的扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度進(jìn)行過實(shí)物研究，但也只局限于球鐵曲軸，而且對扭轉(zhuǎn)失效模式和影響扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度的因素研究得不全面，不夠系統(tǒng)，沒有從整體上對曲軸扭轉(zhuǎn)失效模式進(jìn)行深入分析。

近年來，隨著內(nèi)燃機(jī)向高功率、大扭矩方向發(fā)展，爆發(fā)壓力不斷增大，同時曲軸結(jié)構(gòu)變得越來越緊湊。在內(nèi)燃機(jī)爆壓提高、曲軸結(jié)構(gòu)緊湊的情況下，為了減少曲軸的扭轉(zhuǎn)失效現(xiàn)象，主要通過匹配減振器對軸系扭轉(zhuǎn)振動幅值進(jìn)行更為嚴(yán)格的控制[13]。匹配減振器后雖然軸系扭轉(zhuǎn)振動強(qiáng)度得到控制甚至有所降低，但由于爆發(fā)壓力的提高，曲拐所承受的氣缸壓力產(chǎn)生的激勵扭矩以及扭轉(zhuǎn)振動產(chǎn)生的附加扭矩會相應(yīng)增大，使曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞破壞風(fēng)險增加[14]。在曲軸前期設(shè)計及試制過程中發(fā)生曲柄臂設(shè)計不合理導(dǎo)致疲勞強(qiáng)度達(dá)不到內(nèi)燃機(jī)設(shè)計要求，在使用過程中經(jīng)常發(fā)生因曲柄臂鍛造缺陷、油孔加工不良、軸頸淬火強(qiáng)化等因素導(dǎo)致的曲軸疲勞強(qiáng)度下降，從而引起曲軸扭轉(zhuǎn)斷裂。

因此，本文對上述影響曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的關(guān)鍵因素進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析曲軸扭轉(zhuǎn)失效的主要原因并提出改進(jìn)措施，對提高曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度具有重要意義和實(shí)用價值。

1 曲軸扭振分析

為了研究內(nèi)燃機(jī)爆發(fā)壓力的提高對曲軸扭轉(zhuǎn)失效的影響，利用有限元法進(jìn)行了曲軸扭振模擬計算，分析了曲軸在內(nèi)燃機(jī)中不同爆發(fā)壓力下承受的扭矩變化。

圖1是12L排量的某型號六缸內(nèi)燃機(jī)鍛鋼曲軸不同爆發(fā)壓力下最大動態(tài)扭矩隨轉(zhuǎn)速變化的曲線。經(jīng)計算分析得出，在不同爆發(fā)壓力下，曲軸最大動態(tài)扭矩隨轉(zhuǎn)速均呈先增大后減小的趨勢，在轉(zhuǎn)速為1500 r/min和1900 r/min時出現(xiàn)兩個扭矩峰值。曲軸最大扭矩隨爆發(fā)壓力的增大而增大，在18 MPa爆發(fā)壓力下曲軸最大扭矩峰值為3740 N·m，在21 MPa爆發(fā)壓力下曲軸最大扭矩峰值為4380 N·m，爆發(fā)壓力增大3 MPa，最大扭矩增大了640 N·m，幅度提高了17%。因此，爆發(fā)壓力的提高使曲軸承受的扭矩大幅度提高，極大地增加了曲軸扭轉(zhuǎn)斷裂的風(fēng)險。

圖1 不同爆發(fā)壓力曲軸最大動態(tài)扭矩隨轉(zhuǎn)速變化曲線Fig.1 The curve of maximum dynamic torque of crankshaft under different peak pressure

2 曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)

2.1 扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)定義

曲軸裝配到內(nèi)燃機(jī)中后在使用過程中產(chǎn)生的扭轉(zhuǎn)斷裂失效無法再現(xiàn)，因此，研究其扭轉(zhuǎn)失效需要利用單件曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)的形式進(jìn)行。

曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)是模擬曲軸在內(nèi)燃機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)過程中承受交變扭轉(zhuǎn)載荷作用是否發(fā)生失效的試驗(yàn)過程。試驗(yàn)時把樣件安裝在特定工裝上，通過專用曲軸疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行反復(fù)加載，試驗(yàn)樣件在試驗(yàn)過程中未達(dá)到規(guī)定的循環(huán)次數(shù)就產(chǎn)生裂紋被定義為疲勞失效。

曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞失效是指曲軸在扭轉(zhuǎn)交變載荷作用下循環(huán)一定周次后產(chǎn)生裂紋或發(fā)生斷裂的現(xiàn)象，主要反映了曲軸的抗扭轉(zhuǎn)疲勞能力。曲軸的疲勞失效都是由應(yīng)力集中引起的，由于各部位應(yīng)力集中程度的不同，失效位置也會不同，應(yīng)力比較集中的部位容易首先產(chǎn)生裂紋，引起失效[15]。正常情況下，曲軸的連桿軸頸油孔處是應(yīng)力最集中的部位，自身有缺陷的曲軸，缺陷部位應(yīng)力集中程度可能大于連桿軸頸油孔處。因此，曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞的主要失效部位一般在連桿軸頸油孔處，很少在其他缺陷部位，如主軸頸與連桿軸頸相連的曲柄臂側(cè)面、連桿軸頸下止點(diǎn)分模面處等。

2.2 試樣準(zhǔn)備

通過對曲軸使用過程中發(fā)生的扭轉(zhuǎn)失效的總結(jié)以及曲軸在內(nèi)燃機(jī)中的受力分析發(fā)現(xiàn)，曲柄臂設(shè)計、材料夾雜、連桿軸頸油孔加工、軸頸淬火情況等對曲軸的扭轉(zhuǎn)失效影響較大[16]。據(jù)此，以42CrMoA合金鋼材料和QT900-5球墨鑄鐵材料分別生產(chǎn)一款六缸曲軸毛坯和一款四缸曲軸毛坯，然后經(jīng)粗加工、熱處理、精加工等工序制成表1所列的8種狀態(tài)的成品曲軸，用于疲勞試驗(yàn)，其中軸頸淬火是指所有主軸頸和連桿軸頸淬火。同時，從試驗(yàn)曲軸上取樣，檢測兩種材料曲軸的金相組織和力學(xué)性能，分別見表2、表3。

表1 試樣信息及數(shù)量Tab.1 The sample information and quantity

表2 試件的金相組織檢測結(jié)果Tab.2 The examination results of specimen metallographic

表3 試件的力學(xué)性能檢測結(jié)果Tab.3 The examination results of specimen mechanical property

2.3 試驗(yàn)方案

曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)在進(jìn)口德國Sincotec公司 POWER TORQUE 40 000 N·m型電磁諧振式曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)裝置上進(jìn)行，如圖2所示。載荷為對稱的正弦波，加載頻率在60 Hz左右。按照J(rèn)B/T 12662-2016《內(nèi)燃機(jī)曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)方法》進(jìn)行試驗(yàn)。試驗(yàn)前對試驗(yàn)系統(tǒng)的載荷進(jìn)行標(biāo)定，標(biāo)定后試驗(yàn)載荷相對誤差不大于1.5%。規(guī)定所有試驗(yàn)的循環(huán)數(shù)為1×107，設(shè)定系統(tǒng)的共振頻率下降1%，同時試樣表面相應(yīng)的裂紋長度大于20 mm為試樣失效。

圖2 曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)裝置Fig.2 The crankshaft torsional fatigue test equipment

按照表1中的8種試樣狀態(tài)分別進(jìn)行疲勞試驗(yàn)。狀態(tài)1～4的鍛鋼曲軸采用通過法試驗(yàn)，即所有試樣均用固定的試驗(yàn)載荷進(jìn)行試驗(yàn)，判定試樣疲勞強(qiáng)度是否達(dá)到該載荷水平。通過法試驗(yàn)的試驗(yàn)載荷以正常合格曲軸在99.9%存活率下的極限疲勞強(qiáng)度為基準(zhǔn)，本次試驗(yàn)的該型號曲軸正常合格品在99.9%存活率下的極限疲勞強(qiáng)度為15 kN·m，因此基準(zhǔn)試驗(yàn)載荷定為15 kN·m。狀態(tài)5～8的球墨鑄鐵曲軸采用升降法試驗(yàn)，即根據(jù)上一個試樣的試驗(yàn)結(jié)果(通過或失效)決定下一個試樣的試驗(yàn)載荷水平(升高或降低)，直至全部完成試驗(yàn)。試驗(yàn)完成后對數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計分析，利用下式計算50%存活率下的曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度T：

(1)

(2)

式中，Sri為相鄰兩級試驗(yàn)載荷的平均值；Si、Si+1分別為出現(xiàn)相反結(jié)果的相鄰兩級試驗(yàn)載荷，i=1，2，…；n為有效數(shù)據(jù)的對子數(shù)目。

疲勞試驗(yàn)完成后，對失效試樣進(jìn)行解剖分析，確定失效原因。

3 試驗(yàn)結(jié)果

按照2.3節(jié)的試驗(yàn)方案對4種有缺陷的曲軸試樣進(jìn)行扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)載荷為15 kN·m固定載荷。試驗(yàn)得出4種有缺陷試樣均發(fā)生疲勞失效，失效位置均在曲軸缺陷位置處，疲勞強(qiáng)度低于正常水平，結(jié)果如表4所示。

表4 有缺陷曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Torsional fatigue test results of defective crankshaft

表5所示為軸頸淬火曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果，利用式(1)計算得出，軸頸淬火曲軸在50%存活率下的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度為：T=[(4600+4750)/2+(4600+4450)/2+(4600+4450)/2+(4600+4450)/2]/4=4562 N·m。

表5 軸頸淬火曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)結(jié)果Tab.5 Torsional fatigue test results of quenched crankshaft

按照同樣方法計算得出不同表面強(qiáng)化處理工藝和不同油孔加工工藝的球墨鑄鐵曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度，如表6和圖3所示?？梢钥闯觯瑹o論軸頸是否淬火，球墨鑄鐵曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞失效位置都在油孔處，失效位置與淬火無關(guān)。軸頸淬火使扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度大幅度降低，降低幅度在30%以上。軸頸淬火后進(jìn)行油孔磨拋可以部分彌補(bǔ)因淬火導(dǎo)致的曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度降低，但仍不能達(dá)到不淬火的水平。對于軸頸不淬火曲軸，油孔磨拋前后的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度沒有發(fā)生變化。

表6 不同處理工藝曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度Tab.6 The torsional fatigue strength of crankshaft with different treatments

圖3 不同處理工藝曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度Fig.3 The torsional fatigue strength of crankshaft with different treatments

4 影響扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度的因素分析

4.1 曲柄臂設(shè)計對扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的影響

曲柄臂設(shè)計缺陷的兩個試樣扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)失效均在主軸頸與連桿軸頸相連接的曲柄臂處，如圖4a所示。由圖4b所示的斷口形貌分析發(fā)現(xiàn)，疲勞裂紋源位于曲柄臂表面，由表面向內(nèi)部擴(kuò)展。把斷口磨平后制成金相試樣，觀察斷口處的微觀組織，發(fā)現(xiàn)裂紋源附近夾雜物等缺陷，曲柄臂表面有深度約0.1 mm的輕微脫碳，在正常要求范圍內(nèi)，如圖4c所示。曲軸生產(chǎn)加工不是導(dǎo)致其在曲柄臂處扭轉(zhuǎn)失效的主要原因。

(a)疲勞裂紋 (b)斷口形貌

(c)裂紋源微觀組織(100×)圖4 曲柄臂裂紋及斷口微觀組織Fig.4 The arm crack and fracture microstructure

經(jīng)有限元計算分析得出，在扭轉(zhuǎn)載荷作用下曲柄臂側(cè)面應(yīng)力集中最嚴(yán)重，應(yīng)力集中是由結(jié)構(gòu)設(shè)計時缺少材料導(dǎo)致的，與實(shí)際試驗(yàn)失效部位吻合，如圖5所示。改變曲柄臂處的設(shè)計，增加徑向尺寸后生產(chǎn)小批量曲軸，再次進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，不再從曲柄臂處失效。由此可見，曲柄臂側(cè)面向內(nèi)凹陷的結(jié)構(gòu)設(shè)計容易導(dǎo)致應(yīng)力集中，扭轉(zhuǎn)疲勞從此處開裂，降低曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度。在曲軸設(shè)計時，需要進(jìn)行結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析，確保曲柄臂側(cè)面沒有較大的應(yīng)力集中，提高曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度。

圖5 有限元分析應(yīng)力云圖Fig.5 The stress distribution diagram of FEA

4.2 毛坯表面凹陷對扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的影響

毛坯表面有缺陷的兩個試樣在15 kN·m固定載荷下進(jìn)行扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)，均發(fā)生疲勞失效，疲勞強(qiáng)度低于正常水平，失效位置均在曲柄臂的凹槽處，如圖6a所示。切割裂紋部位并解剖，發(fā)現(xiàn)裂紋源在曲柄臂表面凹陷的字號處，由表面向內(nèi)部擴(kuò)展，如圖6b所示。

(a)疲勞裂紋 (b)斷口形貌圖6 曲柄臂扭轉(zhuǎn)疲勞裂紋及缺陷Fig.6 The torsional crack and detect at crank arm

曲柄臂的凹槽容易引起應(yīng)力集中，在交變扭轉(zhuǎn)載荷作用下，缺陷處應(yīng)力集中加劇，當(dāng)應(yīng)力集中程度超過了材料本身的抗應(yīng)力水平時便產(chǎn)生了裂紋[17]，隨著裂紋的不斷擴(kuò)展曲軸發(fā)生失效。在曲軸標(biāo)識的設(shè)計和位置選擇時，需要設(shè)計為向外凸出的標(biāo)識，避免凹陷標(biāo)識導(dǎo)致的材料應(yīng)力集中，同時標(biāo)識位置盡量選擇對強(qiáng)度影響較小的配重鐵等部位。

4.3 材料夾雜對扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的影響

材料有夾雜的兩個試樣在15 kN·m固定載荷下進(jìn)行扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)均發(fā)生失效，疲勞強(qiáng)度低于正常水平，而且在連桿軸頸下止點(diǎn)處失效。裂紋與曲軸軸向平行，主裂紋較粗較長，橫穿整個連桿軸頸，主裂紋兩側(cè)有較多鋸齒狀小裂紋，小裂紋與軸向成45°角交叉擴(kuò)展，是典型的因扭轉(zhuǎn)力矩產(chǎn)生的剪切裂紋，如圖7所示。

圖7 連桿軸頸下止點(diǎn)扭轉(zhuǎn)裂紋Fig.7 Torsional crack at bottom dead center of con-rod journal

圖8為裂紋部位的夾雜物分布照片，圖9為夾雜物能譜圖。經(jīng)檢測發(fā)現(xiàn)，連桿軸頸裂紋位置恰好是曲軸毛坯分模面處，且裂紋位置有較多的夾雜物，其主要含有硫、錳元素，詳見表7。

圖8 裂紋附近夾雜物分布(500×)Fig.8 The inclusion distribution near crack

圖9 夾雜物能譜圖Fig.9 Inclusion energy spectrum

表7 夾雜物能譜成分檢測結(jié)果表Tab.7 The detection results of inclusion composition by energy spectrum

曲軸分模面是圓棒型鋼材開始熱模鍛成形時多余金屬流出形成飛邊的中心面。鍛件整個形變過程中原材料中心部位的缺陷和夾雜物向分模面匯集而密布于切邊處，如圖10所示。

圖10 曲軸分模面夾雜物分布照片F(xiàn)ig.10 The distribution of inclusions on parting surface of crankshaft

對于鍛造可變形的非金屬夾雜物，如硫化物和多數(shù)硅酸鹽等，在分模面沿金屬延伸方向而呈片狀形式存在；對于鍛造不可變形的非金屬夾雜物，如氧化物和氮化物等，則在分模面沿金屬延伸方向呈面網(wǎng)狀形式存在[18]。分模面處過多的夾雜物導(dǎo)致晶粒間的結(jié)合力弱，強(qiáng)度降低。在扭轉(zhuǎn)載荷作用下，該處應(yīng)力集中并提前達(dá)到材料的疲勞極限應(yīng)力，導(dǎo)致裂紋產(chǎn)生并失效。

因此，在曲軸鍛件生產(chǎn)過程中，需要提高原材料鋼材的純度，減少圓棒型鋼材中心部位的夾雜物含量，同時優(yōu)化曲軸毛坯鍛造方式，使鍛造過程中原材料內(nèi)部夾雜物不流到曲軸軸頸表面，提高曲軸表面的材料強(qiáng)度。

4.4 油孔加工對扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的影響

油孔內(nèi)壁粗糙的兩個試樣在15 kN·m固定載荷下試驗(yàn)，疲勞強(qiáng)度低于正常水平，失效位置在連桿頸斜油孔處，裂紋方向與軸向約成45°角，如圖11a所示。圖11b所示為連桿頸裂紋斷口形貌。觀察發(fā)現(xiàn)，裂紋源在斜油孔內(nèi)壁離軸頸表面約10 mm處，裂紋呈放射狀向油孔兩側(cè)基體內(nèi)部擴(kuò)展，同時發(fā)現(xiàn)油孔內(nèi)壁有明顯的比較粗糙的加工刀痕。

(a)連桿油孔裂紋 (b)斷口形貌圖11 連桿油孔疲勞裂紋及斷口形貌Fig.11 The oil crack at pin journal and fracture morphology

圖12所示為斷口裂紋源附件的金相組織。在斷口裂紋源附近切取金相試樣，試樣經(jīng)研磨、拋光后用4%的硝酸酒精腐蝕，在光學(xué)顯微鏡下觀察其顯微組織。裂紋源附近不存在夾雜物，組織為正常的回火索氏體。由此判斷，裂紋源的產(chǎn)生不是由夾雜物和組織異常所引起的。

圖12 裂紋源金相組織(500×)Fig.12 The microstructure of crack source(500×)

圖13為油孔內(nèi)部裂紋源位置的掃描電鏡觀察照片。經(jīng)觀察發(fā)現(xiàn)，油孔內(nèi)壁加工刀痕處有明顯的微裂紋。在往復(fù)試驗(yàn)載荷作用下，微裂紋處產(chǎn)生嚴(yán)重的應(yīng)力集中，裂紋繼續(xù)擴(kuò)展發(fā)生疲勞失效。

圖13 油孔內(nèi)壁電鏡照片(200×)Fig.13 The SEM micrograph of oil hole inwall(200×)

在曲軸油孔加工過程中，優(yōu)化合金鉆頭的涂層，精準(zhǔn)匹配潤滑油氣量，可以減小金屬切削摩擦力，同時選用高精度液壓夾持鉆頭刀柄以減小鉆頭旋轉(zhuǎn)時的撓度，從而提高油孔內(nèi)壁粗糙度水平，減少因油孔內(nèi)壁粗糙和微裂紋導(dǎo)致的疲勞失效。

4.5 軸頸表面淬火對扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的影響

圖14所示為軸頸淬火曲軸疲勞失效試樣的斷口形貌及金相組織。經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)，疲勞裂紋源位于油孔內(nèi)壁，距軸頸表面約8 mm，油孔口處的淬火層深度約為3 mm，裂紋源并不在淬火層內(nèi)，已遠(yuǎn)離淬火層，而且失效試樣的油孔內(nèi)壁相對光滑，無明顯加工刀痕等缺陷。

(a)試樣斷口形貌 (b)斷口磨削拋光腐蝕后圖14 淬火曲軸扭轉(zhuǎn)失效試樣斷口Fig.14 The fracture of hardening crank torsion failure specimen

圖15所示為油孔內(nèi)壁拋磨前后粗糙度對比情況。經(jīng)檢測對比發(fā)現(xiàn)，磨拋后的油孔內(nèi)壁粗糙度Ra與拋磨前處于同一水平，Ra值均在1.4～1.6 μm之間。由此判斷，油孔內(nèi)壁粗糙度不是影響曲軸扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度的主要因素。

圖15 拋磨前后油孔內(nèi)壁粗糙度對比Fig.15 The roughness comparison of oil hole inwall before and after polished

對試樣斷口磨平、拋光、腐蝕后按GB/T9441《球墨鑄鐵金相檢驗(yàn)》標(biāo)準(zhǔn)對裂紋源處進(jìn)行顯微組織檢驗(yàn)。結(jié)果表明：裂紋源處球化組織良好，球化2級，球徑大小為5級，如圖16a所示，基體組織由珠光體和少量鐵素體組成，珠光體片間距很小，組織正常，如圖16b、圖16c所示。這說明軸頸淬火曲軸疲勞強(qiáng)度低與油孔部位的材料組織沒有關(guān)系。

(a)裂紋源球化組織(100×) (b)裂紋源金相組織(100×)

(c)基體組織放大(500×)圖16 油孔裂紋源微觀組織Fig.16 The microstructure of oil hole crack source

利用Stress-3000(G3)型X射線衍射儀測量曲軸油孔內(nèi)壁的殘余應(yīng)力，檢測結(jié)果見圖17。不磨油孔的試樣在距油孔口6 mm處的油孔內(nèi)壁存在100 MPa左右的拉應(yīng)力，拋磨油孔試樣的油孔內(nèi)壁為-300 MPa左右的壓應(yīng)力，油孔拋磨前后的內(nèi)壁殘余應(yīng)力變化很大。

圖17 拋磨與不拋磨油孔內(nèi)壁殘余應(yīng)力Fig.17 The residual stress of oil hole inwall between polished and non-polished

上述試驗(yàn)結(jié)果分析表明，影響曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的最大因素是軸頸淬火，主要原因是淬火過程中在曲軸油孔內(nèi)壁淬火層以下某一區(qū)域由于熱影響形成了一定的拉應(yīng)力，當(dāng)外加應(yīng)力載荷與油孔自身拉應(yīng)力疊加超過材料強(qiáng)度極限時，引起材料提前開裂，導(dǎo)致曲軸疲勞強(qiáng)度降低[19]。

5 結(jié)論

(1)隨著內(nèi)燃機(jī)爆發(fā)壓力的提高，曲軸扭轉(zhuǎn)振動增大，扭矩增大。六缸內(nèi)燃機(jī)爆發(fā)壓力由18 MPa提高到21 MPa，扭矩增大17%。

(2)曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞失效主要在連桿油孔、曲柄臂和連桿軸頸三個位置。連桿油孔是曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞失效最常見部位，裂紋源一般在油孔內(nèi)壁距軸頸表面約8～10 mm；曲柄臂失效主要由曲軸設(shè)計缺材和毛坯表面缺陷導(dǎo)致；連桿軸頸失效主要由連桿軸頸分模面存在材料疏松缺陷導(dǎo)致。

(3)曲軸軸頸表面感應(yīng)淬火使油孔內(nèi)壁某一區(qū)域形成了一定的拉應(yīng)力，降低了曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度，強(qiáng)度比不淬火曲軸降低約30%。油孔內(nèi)壁拋磨工藝可使軸頸表面淬火曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度提高25%以上。