摘 要：為解決某高壓共軌系統(tǒng)油嘴開裂故障，通過宏觀形貌分析、掃描電鏡分析、能譜分析、斷口金相分析、硬度測試等查找故障原因，并對油嘴材料、結(jié)構(gòu)和工藝進(jìn)行優(yōu)化。分析結(jié)果表明：機(jī)組用燃油中含有P、K等腐蝕性元素形成酸性環(huán)境，安裝工藝導(dǎo)致油嘴肩胛處存在非對稱拉應(yīng)力，肩胛圓角過小導(dǎo)致應(yīng)力集中，油嘴表面馬氏體組織粗大、硬度高造成的應(yīng)力敏感是油嘴開裂的主要原因。采取優(yōu)化油嘴材料，將油嘴肩胛處圓角半徑由0.45 mm加大到1.20 mm，在噴油器和高壓連接器最終緊固前增加預(yù)緊工序等優(yōu)化措施，優(yōu)化后油嘴經(jīng)過4 000 h的耐久試驗(yàn)未開裂，有效解決油嘴開裂故障。

關(guān)鍵詞：高壓共軌；噴油嘴；沿晶開裂；氫應(yīng)力腐蝕

中圖分類號：TK423.8文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號：1673-6397（2024）04-0027-06

引用格式：張進(jìn)，李凱，王浩，等. 高壓共軌系統(tǒng)噴油嘴開裂失效分析及優(yōu)化［J］.內(nèi)燃機(jī)與動力裝置，2024，41（4）：27-32.

ZHANG Jin，LI Kai，WANG Hao，et al.Cracking failure analysis of nozzle for high pressure common rail injector and its optimization［J］.Internal Combustion Engine amp; Powerplant， 2024，41（4）：27-32.

0 引言

隨著石油資源日漸枯竭以及排放標(biāo)準(zhǔn)要求日益嚴(yán)格，經(jīng)濟(jì)性和排放性能更好的電控高壓共軌燃油系統(tǒng)已取代傳統(tǒng)機(jī)械式燃油系統(tǒng)成為現(xiàn)代柴油機(jī)的主流［1-2］。高壓共軌系統(tǒng)主要由噴油泵、共軌管、高壓油管和噴油器組成［3-4］。噴油器作為燃油系統(tǒng)的末端執(zhí)行機(jī)構(gòu)，其頭部噴油嘴結(jié)構(gòu)（以下簡稱油嘴）直接伸入燃燒室內(nèi)，對燃油的霧化效果產(chǎn)生決定性影響。油嘴失效可能導(dǎo)致發(fā)動機(jī)出現(xiàn)燃燒不充分、冒黑煙、抖動等故障。由于油嘴在柴油機(jī)工作時(shí)直接與燃燒產(chǎn)物接觸，因此其材質(zhì)的要求除了耐高溫高壓外，還需要耐腐蝕［5］。

某型噴油器在使用過程中出現(xiàn)油嘴開裂故障，本文中通過進(jìn)行宏觀形貌分析、掃描電鏡分析、能譜分析、斷口金相分析、硬度測試等，確定故障的根本原因并針對性地提出了改進(jìn)建議。

1 故障描述

某型高壓共軌發(fā)動機(jī)在東南亞海邊作為常用發(fā)電機(jī)組使用，常用運(yùn)行溫度在45 ℃左右。油嘴結(jié)構(gòu)如圖1所示。

在運(yùn)行過程中發(fā)動機(jī)出現(xiàn)冒黑煙、油耗增大故障。3個(gè)故障噴油器的運(yùn)行時(shí)間分別為2 825、2 454、3 000 h。更換噴油器后故障解決。將故障噴油器在臺架上進(jìn)行打壓試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)在油嘴螺帽處存在燃油泄漏的情況。

2 故障原因分析

2.1 宏觀形貌分析

拆檢故障噴油器，目視可見油嘴前端表面及肩胛圓角處有黑色附著物，與在實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行2 500 h耐久試驗(yàn)后的同型號噴油器有明顯差異。故障油嘴肩胛圓角圓片及與同型號油嘴臺架試驗(yàn)形貌對比如圖2所示。

對故障噴油器進(jìn)行滲透探傷［6］，結(jié)果如圖3所示。由圖3可知：在油嘴肩胛存在圓弧形裂紋，長度為截面周長的1/6～1/3。開裂導(dǎo)致燃油嚴(yán)重外漏，從而導(dǎo)致噴油器噴射失效。

將肩胛圓角處裂縫剖開后，斷口宏觀形貌如圖4所示。由圖4可知：裂紋在外壁開裂向內(nèi)壁擴(kuò)展，且斷口表面氧化嚴(yán)重。

高壓燃油經(jīng)高壓連接器（high pressure connector，HPC）進(jìn)入噴油器油口，噴油器與HPC的安裝示意圖如圖5所示。通過進(jìn)一步檢查發(fā)現(xiàn)，HPC對側(cè)的噴油器表面均有明顯磨損痕跡，如圖6所示，油嘴肩胛裂縫所在的位置正在此側(cè)。

油嘴裂縫及噴油器磨損區(qū)域分布示意圖如圖7所示。由圖7可知：3個(gè)噴油器的裂縫位置和磨損區(qū)域在同一側(cè)，說明裂縫產(chǎn)生原因和噴油器磨損原因有一定關(guān)系。

對照安裝要求查核噴油器的配合間隙，均滿足要求。繼續(xù)核查噴油器與HPC的安裝工藝，發(fā)現(xiàn)噴油器最終緊固之前并沒有進(jìn)行預(yù)緊，推斷肩胛處存在非對稱拉應(yīng)力。油嘴肩胛圓角半徑僅為0.45 mm，該位置為應(yīng)力集中處，容易產(chǎn)生裂紋和疲勞破壞等問題。但同樣機(jī)型在試驗(yàn)室與其他裝機(jī)地區(qū)并沒有發(fā)現(xiàn)油嘴肩胛開裂故障，推斷應(yīng)力集中與非對稱拉應(yīng)力并不是故障的主要原因或單一原因。

2.2 掃描電鏡與能譜分析

對噴油嘴進(jìn)行分區(qū)域電鏡掃描［7］，表面的掃描結(jié)果如圖8所示。由圖8可知：油嘴肩胛面和小外圓表面均有明顯的腐蝕痕跡。

結(jié)合臺架試驗(yàn)噴油器和故障噴油器油嘴形貌，推測開裂油嘴上的黑色附著物為腐蝕產(chǎn)物，腐蝕元素來自故障機(jī)組使用的燃油。油嘴斷口的電鏡掃描結(jié)果如圖9所示。由圖9可知：整個(gè)斷口上斷裂路徑沿晶界延伸，屬于典型的沿晶斷裂特征，并且在A區(qū)域，即油嘴外壁區(qū)域存在腐蝕坑。

為了進(jìn)一步分析腐蝕物成分，對油嘴斷口進(jìn)行能譜分析［8］，掃描區(qū)域如圖10所示，掃描結(jié)果如表1所示。由表1可知：1）O元素的質(zhì)量分?jǐn)?shù)大于20%，說明斷口氧化嚴(yán)重，與體視及電鏡結(jié)果相對應(yīng)；2）斷口處存在Na、P、K等腐蝕性元素。同時(shí)在肩胛表面還檢測出Cl元素。

檢測機(jī)組用燃油和國內(nèi)用燃油的成分，結(jié)果如表2所示。

由表2可知：機(jī)組用燃油中也含有S、P、Cl、K等元素，推斷油嘴斷口的腐蝕性元素來自燃油。此外故障機(jī)組的常用工況負(fù)荷較低，燃料燃燒不充分產(chǎn)生碳煙，腐蝕性元素隨碳煙附著在油嘴上，肩胛處間隙小，空氣流動性差，碳煙在此處附著、堆積形成積碳。積碳進(jìn)一步隔絕肩胛與燃燒室內(nèi)的環(huán)境，噴油器襯套周圍的冷卻水降低環(huán)境溫度，使水蒸氣冷凝，S、P、Cl、K等腐蝕性元素形成酸性環(huán)境，對油嘴進(jìn)行腐蝕。發(fā)動機(jī)高溫高濕的工作環(huán)境加速了腐蝕過程。根據(jù)油嘴肩胛處腐蝕情況以及應(yīng)力集中情況推測油嘴開裂的原因?yàn)闅鋺?yīng)力腐蝕。

2.3 斷口金相分析與硬度測試

油嘴材料為18CrNi8滲碳鋼，對斷口附近表面進(jìn)行金相分析，根據(jù)文獻(xiàn)［9］確定其馬氏體、殘留奧氏體和碳化物的等級并對芯部組織進(jìn)行評價(jià)。油嘴非斷裂表面、斷口附近表面、芯部金相組織如圖11所示。由圖11可知：油嘴表面組織為細(xì)針狀馬氏體，級別為3～4級，該等級的馬氏體組織硬脆且比較粗大，增加了內(nèi)部應(yīng)力和產(chǎn)生微裂紋的傾向，在局部高應(yīng)力作用下容易發(fā)生開裂［10］；殘余奧氏體級別為3～4級，碳化物級別為3級；在金相上可以看到斷口表面存在腐蝕坑；芯部基體組織為低碳馬氏體加少量游離鐵素體，等級為3級。

在噴油器斷口附近兩處圓角（位置1、3）及內(nèi)壁（位置2）進(jìn)行載荷為1.96 N的維氏硬度（vickers hardness，HV）梯度測試，測試位置及結(jié)果如圖12所示。由圖12可知：3個(gè)位置的淬硬層深度分別為0.10、0.48、0.25 mm；芯部的平均硬度為HV441，而外壁表面硬度接近HV650；相對于芯部，油嘴肩胛表面應(yīng)力較高，對應(yīng)力腐蝕更敏感。

氫應(yīng)力腐蝕發(fā)生的條件包括材料具有較大的硬度、存在較大的拉應(yīng)力、處于腐蝕環(huán)境等。通過上述分析可知：由于機(jī)組使用的油品較差，燃油中含有P、K等腐蝕性元素，發(fā)動機(jī)低負(fù)荷工況與高溫高濕的工作環(huán)境促進(jìn)了油嘴腐蝕的產(chǎn)生；安裝工藝導(dǎo)致油嘴肩胛處存在非對稱拉應(yīng)力，結(jié)構(gòu)上肩胛圓角過小導(dǎo)致應(yīng)力集中，油嘴表面馬氏體組織粗大、硬度高，對應(yīng)力腐蝕有較高的敏感性；腐蝕、應(yīng)力與材料本身的性質(zhì)共同作用導(dǎo)致肩胛處發(fā)生氫應(yīng)力腐蝕，酸性物質(zhì)首先在肩胛處腐蝕出微裂紋，在拉應(yīng)力作用下氫原子沿晶界滲透，使裂紋沿著晶界延伸，最終導(dǎo)致肩胛開裂，燃油在開裂處泄漏使噴油器噴射失效。

3 優(yōu)化與驗(yàn)證

針對故障原因采取以下優(yōu)化措施：1）提高油品質(zhì)量減少腐蝕性；2）提高材料性能，將油嘴材料由18CrNi8改為4Cr5MoSiV1，與之前相比表面強(qiáng)度相當(dāng)，芯部強(qiáng)度更高，高溫性能更好；3）改進(jìn)結(jié)構(gòu)，將油嘴肩胛處圓角半徑由0.45 mm增大到1.20 mm，避免應(yīng)力集中；4）優(yōu)化工藝，在噴油器和高壓連接器最終緊固之前增加預(yù)緊工序，消除或減小裝配應(yīng)力。

將優(yōu)化后的噴油器裝在發(fā)動機(jī)上進(jìn)行實(shí)機(jī)驗(yàn)證，在常用工況下運(yùn)行4 000 h，未發(fā)生故障。試驗(yàn)后將噴油器進(jìn)行拆解，噴油器油嘴外觀如圖13所示，在肩胛部位沒有發(fā)現(xiàn)微裂紋。

4 結(jié)束語

通過宏觀形貌分析、掃描電鏡分析與能譜分析、斷口金相分析與硬度測試等對某高壓共軌系統(tǒng)油嘴開裂故障原因進(jìn)行分析，確定故障的根本原因是氫應(yīng)力腐蝕導(dǎo)致油嘴肩胛部位發(fā)生沿晶開裂，燃油泄漏最終導(dǎo)致噴油器失效。針對失效原因?qū)娪推鞯牟牧稀⒔Y(jié)構(gòu)、裝配工藝以及使用油品進(jìn)行優(yōu)化后，噴油器滿足預(yù)期使用壽命。

參考文獻(xiàn)：

［1］ 溫占永.柴油機(jī)電控高壓共軌增壓式噴油器的設(shè)計(jì)與仿真研究［D］.天津：天津大學(xué)，2012.

［2］ 孫春鵬.柴油機(jī)整體式噴油器設(shè)計(jì)及有限元分析［D］.武漢：華中科技大學(xué)，2004.

［3］ 馮皓明.基于扭矩控制的高壓共軌柴油機(jī)燃油噴射系統(tǒng)的研究［D］.昆明：昆明理工大學(xué)，2009.

［4］ 張秀梅，堐振乾.柴油機(jī)電控高壓共軌燃油系統(tǒng)概論［J］.農(nóng)業(yè)裝備， 2020（4）： 38-40.

［5］ 顏婧，黃東亮，向洋，等.高壓共軌式噴油器開裂失效分析［J］.汽車工藝與材料， 2023（8）： 62-66.

［6］ 王偉，趙建軍，張麗敏，等.滲透檢測技術(shù)探傷缺陷及其顯示特征的應(yīng)用［J］.鍛造與沖壓，2023（19）：66-69.

［7］ 劉顯宏.柴油發(fā)動機(jī)氣缸蓋噴油器孔開裂故障分析及應(yīng)對［J］.裝備制造技術(shù)，2020（11）：132-134.

［8］ 宋全，曹輝輝，張?zhí)痃?，?液壓工裝螺栓斷裂失效分析［J］.金屬熱處理，2024，49（6）：301-304.

［9］ 全國熱處理標(biāo)準(zhǔn)化技術(shù)委員會.鋼件滲碳淬火回火金相檢驗(yàn)：GB/T 25744—2010［S］.北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2011.

［10］ 何靜，鄭鑫，沈亞冬，等.高壓共軌噴油嘴針閥體開裂失效分析［J］.現(xiàn)代車用動力， 2018（1）： 39-43.

Cracking failure analysis of nozzle for high pressure

common rail injector and its optimization

ZHANG Jin， LI Kai， WANG Hao， LIU Jingnian， XU Lianchao

Weichai Power Co.， Ltd.， Weifang 261061， China

Abstract：To slove the nozzle cracking failure in a certain high-pressure common rail system， macro morphology analysis， scanning electron microscopy， energy spectrum analysis， fracture metallographic analysis， and hardness testing，" are investigated to find the causes of failure. The nozzle material， structure and process， are"optimized.The analysis results show that the presence of corrosive elements such as P and K in the fuel used by the unit created an acidic environment， the installation process leads to asymmetric tensile stress at the shoulder of the nozzle， and the small radius of the shoulder corner causees stress concentration，these factors result in coarse martensitic microstructure and high hardness on the nozzle surface， making it sensitive to stress， which is the primary reason for the nozzle cracking. By improving the nozzle material， increasing the shoulder corner radius from 0.45 mm to 1.20 mm， and adding a pre-tightening step before the final fastening of the injector and high-pressure connector，after 4 000 h of durability testing， the optimized nozzle does not crack， the cracking fault of the oil nozzle has been effectively solved.

Keywords：common rail system; injector nozzle; intergranular cracking; hydrogen stress corrosion

（責(zé)任編輯：臧發(fā)業(yè)）