發(fā)動(dòng)機(jī)連桿失效分析

張進(jìn)，趙曉博，陶世杰，姜江，張金芳，徐景峰

（1.山東大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，山東濟(jì)南250061；2.濰柴動(dòng)力股份公司，山東濰坊261041）

·應(yīng)用研究·

發(fā)動(dòng)機(jī)連桿失效分析

張進(jìn)1，2，趙曉博1，陶世杰1，姜江1，張金芳2，徐景峰2

（1.山東大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，山東濟(jì)南250061；2.濰柴動(dòng)力股份公司，山東濰坊261041）

根據(jù)253 kW（340馬力）的柴油發(fā)動(dòng)機(jī)連桿發(fā)生失效斷裂的實(shí)際情況，采用宏觀斷口分析、微觀斷口分析、金相組織及夾雜物的成分分析的試驗(yàn)方法，對(duì)試樣的金相組織和斷口形貌進(jìn)行分析，研究造成失效斷裂的主要原因。同時(shí)采用Paris公式估測(cè)了失效連桿的疲勞壽命。分析結(jié)果表明發(fā)動(dòng)機(jī)連桿生產(chǎn)制造過(guò)程中必須嚴(yán)格控制鋼中非金屬夾雜物的數(shù)量、尺寸和形態(tài)，夾雜物的等級(jí)應(yīng)控制在1級(jí)以內(nèi)；并且要制定合理的熱處理方案，防止過(guò)深的脫碳。

連桿；失效分析；非金屬夾雜；疲勞壽命；Paris公式

連桿作為傳遞力的主要部件廣泛地應(yīng)用于各類(lèi)動(dòng)力機(jī)車(chē)上，是各類(lèi)柴油機(jī)或汽油機(jī)的重要部件［1］。發(fā)動(dòng)機(jī)連桿的作用是將活塞的直線往復(fù)運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)化為曲軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)由化學(xué)能轉(zhuǎn)變?yōu)闄C(jī)械能的輸出。發(fā)動(dòng)機(jī)連桿連接活塞和曲軸，將活塞承受氣體作用力傳給曲軸，使曲軸旋轉(zhuǎn)對(duì)外輸出動(dòng)力，工作時(shí)承受很高的周期性沖擊壓力、彎曲力和慣性力，這就要求連桿應(yīng)具有高的強(qiáng)度、韌性和疲勞性能，連桿體的幾何結(jié)構(gòu)有良好的結(jié)構(gòu)剛度。同時(shí)也因連桿是發(fā)動(dòng)機(jī)重要的運(yùn)動(dòng)部件，而高速運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的慣性力又要求結(jié)構(gòu)輕巧，所以要求連桿在盡可能輕巧的結(jié)構(gòu)下保證足夠的剛度、強(qiáng)度和質(zhì)量精度。

碳素調(diào)質(zhì)鋼和合金調(diào)質(zhì)鋼是連桿用鋼的傳統(tǒng)鋼種，通常小功率的發(fā)動(dòng)機(jī)采用碳素調(diào)質(zhì)鋼，大功率的發(fā)動(dòng)機(jī)采用合金調(diào)質(zhì)鋼。碳素鋼中碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為：0.40%～0.55%；合金鋼主要添加的合金元素是鉻、錳、鉬、硼等，可單獨(dú)添加或復(fù)合添加。一般碳素鋼抗拉強(qiáng)度可達(dá)到800 MPa以上，沖擊韌度在60 J以上；合金鋼調(diào)質(zhì)鋼抗拉強(qiáng)度可達(dá)到900 MPa以上，沖擊韌度在80 J以上，可滿足連桿的可靠性要求［2］。

對(duì)不同類(lèi)型的連桿的破壞進(jìn)行深入研究，綜合起來(lái)可以得出，連桿的破壞可能出現(xiàn)在以下幾個(gè)部位：桿身斷裂；連桿小頭斷裂；連桿大頭斷裂；連桿蓋斷裂；連桿螺栓斷裂；“直角臺(tái)階”處的疲勞斷裂。從以上的破壞部位可以看出，幾乎連桿所有部位都有可能出現(xiàn)斷裂。但是從連桿破壞的大量實(shí)例來(lái)看，無(wú)論是主副連桿，還是并列連桿，以其桿部的疲勞斷裂居多。

疲勞破壞的主要形式有：磨損、腐蝕和斷裂［3］。車(chē)輛的零部件來(lái)說(shuō)，由于磨損和腐蝕進(jìn)程很慢，一般可以通過(guò)定期更換或修理的辦法來(lái)解決，而斷裂常常突然發(fā)生，常常導(dǎo)致災(zāi)難性的車(chē)輛事故，所以斷裂破壞更為汽車(chē)研究人員所重視。造成斷裂事故的原因是多樣的，如過(guò)載、低溫脆性、應(yīng)力腐蝕和疲勞等［4］。在實(shí)際工況中曲柄連桿機(jī)構(gòu)承受活塞傳遞的多種周期性爆發(fā)壓力的交變載荷和曲軸飛輪組傳遞的阻力矩的共同作用［5］。要求曲柄連桿機(jī)構(gòu)具有高度的可靠性和安全性。通過(guò)失效分析可以吸取設(shè)計(jì)中的經(jīng)驗(yàn)教訓(xùn)，設(shè)計(jì)中的失誤，完善設(shè)計(jì)內(nèi)容，創(chuàng)造出新的設(shè)計(jì)方法，從而促進(jìn)設(shè)計(jì)水平的提高。

1 .試驗(yàn)內(nèi)容和分析方法

1.1 試樣材料及加工工藝

1.1.1 試樣

本文主要研究客車(chē)柴油發(fā)動(dòng)機(jī)連桿失效分析，試樣取自使用25個(gè)月后斷裂的發(fā)動(dòng)機(jī)連桿，所用材料40Cr，失效件為六缸發(fā)動(dòng)機(jī)的第六根連桿，化學(xué)成分要求如表1所示。

表1 40Cr連桿的化學(xué)成分（質(zhì)量成分，%）

1.1.2 連桿加工工藝

原材料—斷料—鍛造坯料—精模鍛—調(diào)質(zhì)處理—噴丸—硬度及表面檢查—矯正—精壓—探傷—精加工—成品

1.2 試樣檢驗(yàn)與分析

1.2.1 宏觀斷口分析

具體取樣位置見(jiàn)示意圖1。連桿桿身斷裂成兩部分，同時(shí)可以看出桿部有明顯的扭曲塑性變形（圖2、圖3）。

圖1 斷裂位置

圖2 裂紋源

圖3 宏觀斷口形貌

對(duì)斷口進(jìn)行除油、除銹處理后，在裂紋源的過(guò)渡圓弧表面未發(fā)現(xiàn)明顯的擦傷或腐蝕溝槽。斷口均呈明顯疲勞斷口，均有清晰可見(jiàn)的疲勞貝紋（外凸）?？煽闯鰯嗫诜殖蓛蓚€(gè)區(qū)，裂紋擴(kuò)展區(qū)和斷裂區(qū)。在擴(kuò)展區(qū)的某些區(qū)域可觀察到類(lèi)似疲勞的花樣。由弧線的彎曲方向，可知裂紋源的位置。

1.2.2 微觀斷口和金相組織檢測(cè)分析

在斷裂部位進(jìn)行掃描電鏡觀察，如圖4所示，在裂紋源區(qū)斷面的主要形貌由韌窩和夾雜物組成。

在裂紋源區(qū)的起始部位上有大量形狀不規(guī)則的夾雜物。隨著裂紋源的擴(kuò)展，裂紋形貌逐漸變?yōu)樾∑矫?、撕裂棱及韌窩和夾雜物組成的準(zhǔn)解理斷裂，并有大量的二次裂紋。由圖4c）可見(jiàn)，初始裂紋可以認(rèn)為是由9個(gè)連續(xù)的夾雜物連接組成的，測(cè)得初始裂紋的長(zhǎng)度為0.5 mm。

圖4 裂紋源區(qū)的夾雜物分布

1.2.3 斷口裂紋源區(qū)和金相檢測(cè)分析

對(duì)斷口處進(jìn)行試樣元素檢測(cè)，發(fā)現(xiàn)S、Mn、Si、Al等元素含量很高，雜質(zhì)多為A類(lèi)或B類(lèi)夾雜物，還有少量爐渣（圖5、圖6、圖7）。

圖5 夾雜物MnS檢測(cè)圖像

圖6 夾雜物Al2O3檢測(cè)圖像

圖7 夾雜物爐渣檢測(cè)圖像

從圖8可以看出，組織主要為細(xì)片狀的屈氏體和沿晶分布的網(wǎng)狀鐵素體，顯然，這種組織是在調(diào)質(zhì)淬火過(guò)程中由于冷卻不足所造成的，這種組織的強(qiáng)度應(yīng)該在500 MPa左右，勉強(qiáng)可以滿足連桿最低的工作強(qiáng)度。但在邊緣處出現(xiàn)的大約0.15 mm貧碳層，強(qiáng)度大約為200 MPa，低于連桿的疲勞強(qiáng)度。連桿中調(diào)質(zhì)組織的片狀屈氏體，和邊緣處的貧碳層為連桿過(guò)早的發(fā)生塑性變形提供了組織上的有利條件；邊界上的夾雜物阻止塑性變形，產(chǎn)生位錯(cuò)塞積形成應(yīng)力集中區(qū)，為顯微裂紋的形成提供了有利條件。

圖8 斷口下側(cè)金相組織圖

2 疲勞壽命計(jì)算

2.1 連桿受力分析

工作中的發(fā)動(dòng)機(jī)，其曲柄連桿機(jī)構(gòu)中承受著氣體對(duì)活塞的壓力、往復(fù)或旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)質(zhì)量的自重和慣性力、外部負(fù)荷對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的反作用力、運(yùn)動(dòng)副間的摩擦阻力等。在動(dòng)力學(xué)分析中，一般將各運(yùn)動(dòng)部件的自重和運(yùn)動(dòng)副之間的摩擦阻力忽略不計(jì)，主要分析氣體爆發(fā)壓力和慣性。

力在曲柄連桿機(jī)構(gòu)中的作用情況。連桿的計(jì)算載荷主要指通過(guò)連桿作用于連桿頸上的燃燒室氣體壓力與曲柄連桿機(jī)構(gòu)的慣性力：包括活塞組作往復(fù)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的慣性力、曲軸的不平衡質(zhì)量作旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的慣性力和連桿組作復(fù)合平面運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的慣性力，其他則忽略不計(jì)［6］。

連桿的運(yùn)動(dòng)為隨活塞平移的牽連運(yùn)動(dòng)和繞活塞銷(xiāo)轉(zhuǎn)動(dòng)的相對(duì)運(yùn)動(dòng)的復(fù)合，這兩種運(yùn)動(dòng)是變速運(yùn)動(dòng)，因此連桿的慣性力有4種。

1）連桿組隨活塞作往復(fù)運(yùn)動(dòng)而產(chǎn)生的往復(fù)慣性力，其方向平行于氣缸中心線，且與活塞加速度方向相反。

2）連桿組繞活塞銷(xiāo)中心轉(zhuǎn)動(dòng)的向心加速度而產(chǎn)生的離心慣性力，它通過(guò)連桿組質(zhì)心且總順著由連桿小頭中心到質(zhì)心的離心方向。

3）連桿組繞活塞銷(xiāo)中心轉(zhuǎn)動(dòng)的切相加速度產(chǎn)生的慣性力，它作用于連桿質(zhì)心且垂直于連桿軸線。

4）連桿變速旋轉(zhuǎn)的角加速度產(chǎn)生的慣性力矩。綜合以上4種慣性力，可經(jīng)由計(jì)算得出因發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)或停止，連桿所受的最大合成慣性力為261 MPa。

2.2 斷裂疲勞壽命

從疲勞宏觀斷口分析可知，疲勞過(guò)程是由裂紋萌生、亞穩(wěn)擴(kuò)展及最后失穩(wěn)擴(kuò)展所組成的。其中裂紋亞穩(wěn)擴(kuò)展占有很大的比例，是決定整個(gè)疲勞壽命的重要組成部分。對(duì)于含有原始裂紋或缺陷的實(shí)際機(jī)件來(lái)說(shuō)，裂紋亞穩(wěn)擴(kuò)展更為重要。

本文試樣裂紋采用近似公式計(jì)算試樣裂紋長(zhǎng)度與裂紋厚度之比＜0.5，為表面淺裂紋，當(dāng)表面裂紋為0.5 mm時(shí)，計(jì)算得裂紋臨界尺寸約為42.88 mm。

不考慮鍛件材質(zhì)的不均勻性、介質(zhì)、溫度波動(dòng)及工作應(yīng)力對(duì)疲勞擴(kuò)展的影響，按照每天平均發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)10次，采用Paris公式計(jì)算疲勞壽命約為3.34 a，試樣實(shí)際使用時(shí)限為2.08 a與計(jì)算結(jié)果基本吻合。

3 連桿失效分析與討論

3.1 連桿失效分析

整個(gè)斷口分為斷裂源區(qū)、裂紋擴(kuò)展區(qū)及最后瞬斷區(qū)。裂紋源區(qū)在軸頸圓角面的小曲面上，斷口邊緣較為鋒利，擴(kuò)展區(qū)較大，呈現(xiàn)貝殼狀擴(kuò)展花樣，瞬斷區(qū)域較小并呈纖維狀斷口形貌，整個(gè)斷口表現(xiàn)為低應(yīng)力作用下的彎曲疲勞斷裂。裂紋萌生后的亞穩(wěn)擴(kuò)展較慢，擴(kuò)展區(qū)也較大，從裂紋的形成到裂紋的失穩(wěn)擴(kuò)展經(jīng)歷了一定的時(shí)間，這與客車(chē)的實(shí)際運(yùn)行里程也比較吻合。

從微觀看，連桿斷口試樣經(jīng)拋光腐蝕清洗后，在電子顯微鏡上進(jìn)行掃描，明顯可見(jiàn)大量形狀不規(guī)則的夾雜物，而疲勞起始裂紋就產(chǎn)生在夾雜之中，（如圖5～圖7）。隨著裂紋源的擴(kuò)展，裂紋形貌逐漸變?yōu)樾∑矫?、撕裂棱及韌窩和夾雜物組成的準(zhǔn)解理斷裂，并有大量的二次裂紋。由此可以斷定其裂源出大量的非金屬夾雜嚴(yán)重的影響了連桿的疲勞強(qiáng)度，正是因這些夾雜物造成連桿疲勞斷裂。

對(duì)裂紋處的試樣使用EDS，分析出主要元素為S、Mn、Si、Al、O等。雖然連桿材料中的硫的成分符合相關(guān)要求，但在微觀上，由于硫固溶度有限，易與Mn形成MnS硫化物夾雜，且易在晶界處偏聚。從金相、掃描電鏡及能譜分析結(jié)果中發(fā)現(xiàn)，斷口試樣中存在數(shù)量較多的A類(lèi)夾雜物，如長(zhǎng)條狀的MnS，呈淺灰色。在疲勞斷口中存在二次沿晶裂紋（圖8），這是由于長(zhǎng)條狀的MnS夾雜偏聚于基體的界面處，疲勞次生裂紋易于沿材料夾雜物的方向擴(kuò)展的結(jié)果。

試樣斷口處還存在大量的B類(lèi)夾雜物，因夾雜物本身與基體材料在熱膨脹系數(shù)和硬度方面的差異，在夾雜物周?chē)辛溯^大的熱應(yīng)力和殘余應(yīng)力（試樣的磨制和拋光過(guò)程產(chǎn)生的），再加上夾雜本身較脆，循環(huán)加載初期，集中的應(yīng)力得以釋放而導(dǎo)致裂紋的萌生。由于應(yīng)力在夾雜物的尖角處集中，當(dāng)達(dá)到一定程度時(shí)，相鄰晶粒內(nèi)某些取向有利的滑移系開(kāi)始啟動(dòng)，晶粒內(nèi)部產(chǎn)生不均勻塑性變形，并伴有駐留滑移帶出現(xiàn)。隨著損傷的不斷積累，開(kāi)始形成微裂紋，該裂紋沿一定的滑移系不斷擴(kuò)展，最終成為導(dǎo)致基體材料斷裂的主裂紋。

另外，在連桿的邊緣處也出現(xiàn)不同程度的貧碳現(xiàn)象（如圖8），貧碳層強(qiáng)度下降，在外力的作用下首先發(fā)生塑性變形，位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)遇到障礙物受阻時(shí)，產(chǎn)生位錯(cuò)塞積。位錯(cuò)塞積形成高應(yīng)力區(qū)，當(dāng)應(yīng)力超過(guò)臨界值時(shí)，則形成微裂紋。

3.2 討論

一般來(lái)講，非金屬夾雜物能夠誘發(fā)鋼中疲勞裂紋一般有兩種方式，一種是第二相、夾雜物本身開(kāi)裂的疲勞裂紋萌生機(jī)理；二是零件在服役過(guò)程中夾雜物不能傳遞鋼基體中存在的應(yīng)力，在夾雜物周?chē)蛇_(dá)到臨界的峰值應(yīng)力，夾雜物對(duì)裂紋的形成就有直接形核的效果。本課題所研究的發(fā)動(dòng)機(jī)連桿，由于連桿裂源處存在大量非金屬夾雜物，連桿在長(zhǎng)期的交變應(yīng)力作用下，大量夾雜物不能傳遞交變應(yīng)力，當(dāng)此處夾雜物周?chē)_(dá)到臨界的峰值應(yīng)力，裂紋就在此處成核形成，裂紋源就此產(chǎn)生。連桿在持續(xù)交變應(yīng)力的作用下，從裂紋源不斷擴(kuò)展，當(dāng)裂紋擴(kuò)展到一定程度時(shí)，連桿承受載荷的有效截面迅速減小，在某一時(shí)刻，有效截面難以承受交變應(yīng)力時(shí)，即發(fā)生瞬間斷裂。這種裂紋形成形式可以用微孔形核長(zhǎng)大模型表示［7］。

微孔聚集延性斷裂，其本質(zhì)為材料所含第二相粒子誘發(fā)空穴形核、長(zhǎng)大及聚集直到與宏觀裂紋連接導(dǎo)致最終斷裂的過(guò)程，主要影響因素為顯微組織和夾雜物特征，降低第二相或夾雜物脆性，提高相界強(qiáng)度，控制第二相或夾雜物的數(shù)量、形態(tài)、大小和分布，提高疲勞強(qiáng)度，延長(zhǎng)材料的疲勞壽命。

但是一味減少夾雜物的數(shù)量，控制夾雜物的大小和分布，將大幅度提高材料的采購(gòu)成本。根據(jù)計(jì)算表明，初始裂紋的尺寸對(duì)疲勞壽命的影響顯著，當(dāng)初始裂紋減小到0.3 mm時(shí)，裂紋的疲勞壽命已達(dá)到7 a，減小到0.2 mm時(shí)的壽命則達(dá)到9年零4個(gè)月，如果初始裂紋只有0.1 mm時(shí)，連桿的使用壽命可達(dá)18 a 8個(gè)月。因此，控制非金屬夾雜物級(jí)別小于一級(jí)，即可滿足連桿疲勞壽命為10 a的安全工作年限。

4 結(jié)論

1）當(dāng)材料中有大量的夾雜物時(shí)，由于夾雜物本身與基體材料差異，在夾雜物周?chē)辛溯^大應(yīng)力，循環(huán)加載初期，集中的應(yīng)力得以釋放而導(dǎo)致裂紋的萌生，并在夾雜物的尖角處集中，當(dāng)達(dá)到一定程度時(shí)，晶粒內(nèi)部產(chǎn)生不均勻塑性變形。隨著損傷的不斷積累，開(kāi)始形成微裂紋，裂紋沿一定的滑移系不斷擴(kuò)展，最終成為導(dǎo)致基體材料斷裂的主裂紋。研究結(jié)果表明，當(dāng)初始裂紋控制在0.3 mm長(zhǎng)度內(nèi)時(shí)，連桿的使用壽命就可以達(dá)到要求，根據(jù)GB/T 10561-2005/ISO 4967：1998（E）得出，夾雜物的綜合等級(jí)應(yīng)控制在1級(jí)以內(nèi)。

2）材料組織為片狀的屈氏體和沿晶分布的網(wǎng)狀鐵素體以及邊緣處不同程度的貧碳，貧碳層厚度約為0.15 mm，因貧碳層的強(qiáng)度下降（200 MPa），在外力的作用下首先發(fā)生塑性變形，位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)遇到障礙物受阻時(shí)，產(chǎn)生位錯(cuò)塞積。位錯(cuò)塞積形成高應(yīng)力區(qū)，當(dāng)應(yīng)力超過(guò)臨界值時(shí)，則形成微裂紋。

3）建議：①加工前對(duì)材料進(jìn)行嚴(yán)格的金相檢驗(yàn)，采用超聲探傷，避免刀痕、擦傷、裂痕等表面缺陷，提高材質(zhì)表面質(zhì)量；②選用夾雜物較少的鋼材，以減少夾雜物對(duì)零件力學(xué)性能的影響；③制定正確的熱加工工藝，防止和減少連桿在鍛造和熱處理過(guò)程中的氧化脫碳。

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Failure Analysis of Engine Connecting Rod

ZHANG Jin1，2，ZHAO Xiao-bo1，TAO Shi-jie1，JIANG jiang1，ZHANG Jin-fang2，XU Jing-feng2
（1.Materials Science and Engineering School in Shandong University，Jinan Shandong 250061，China；2.Weichai Power Company Limited，Weifang Shandong 261041，China）

Based on practical failure status of connecting rod on diesel engine of 340 horsepower,this article researches the main causes through analyzing sample＇s metallographic elements and fracture surface with experimental method，such as macro-fracture analysis,micro-fracture analysis,metallographic elements and inclusion compositions.At the same time it also estimates the fatigue life of connecting rod using the Paris Equation.Analyzing result shows that：（1）nonmetallic inclusion should be very strictly controlled within Class 1；（2）Heat treatment process should be suitable for preventing excess decarburizing.

connecting rod,failure analysis,non-metallic inclusion,fatigue life,paris equation

TG144

A

1674-6694（2010）04-0039-04

2010-06-12

張進(jìn)（1982-），男，山東濰坊人，工程師，從事熱處理技術(shù)工作。