大型輪船曲軸推力盤(pán)開(kāi)裂分析

張恒磊，杜風(fēng)貞，朱其芳，張紅菊，李 璞，張東暉

(北京有色金屬研究總院，北京 100088)

0 引言

在大型輪船的工作中，螺旋槳產(chǎn)生的推力通過(guò)尾軸、中間軸再由推力盤(pán)傳遞給位于推力盤(pán)兩側(cè)的推力塊從而將推力傳給船體。推力盤(pán)的失效將直接導(dǎo)致輪船失去動(dòng)力，甚至產(chǎn)生災(zāi)難性的后果，因此推力盤(pán)的定期檢查及維修工藝控制非常嚴(yán)格。某大型船用柴油機(jī)曲軸推力盤(pán)在高速運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中因機(jī)械摩擦溫度急劇升高，磨損嚴(yán)重，且設(shè)備艙進(jìn)水，在熱脹冷縮的作用下，推力面產(chǎn)生放射狀裂紋，部分裂紋深度較深。為繼續(xù)使用該推力盤(pán)，必須進(jìn)行修補(bǔ)。修補(bǔ)時(shí)首先對(duì)推力盤(pán)進(jìn)行第一次表面加溫退火處理，退火工藝如圖1 所示。然后采用碳弧氣刨的方式將所有裂紋清除，進(jìn)行著色探傷，未發(fā)現(xiàn)其他裂紋后對(duì)推力面進(jìn)行補(bǔ)焊，焊接以冷卻后結(jié)合敲擊法同時(shí)進(jìn)行。為消除推力盤(pán)焊后內(nèi)應(yīng)力，進(jìn)行第二次表面加溫退火，退火工藝與第一次相同。補(bǔ)焊完成后對(duì)推力面運(yùn)用自制專(zhuān)用工具進(jìn)行銑磨，銑刀每次進(jìn)給量根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況控制在0.1～0.5 mm，推力盤(pán)在銑削過(guò)程中發(fā)生開(kāi)裂。

1 理化檢驗(yàn)

1.1 宏觀分析

推力盤(pán)沿徑向貫穿性開(kāi)裂，裂紋起源于銑切加工最后一刀的位置，位于推力盤(pán)半徑的2/3 處，裂紋呈現(xiàn)出二次開(kāi)裂的特征，一直開(kāi)裂到中心軸。裂紋由推力面一側(cè)開(kāi)始發(fā)展，朝向背面開(kāi)裂(圖2)，開(kāi)裂后在推力面的表面可以看到補(bǔ)焊金屬有明顯的塑性變形痕跡，說(shuō)明焊縫金屬具有一定的塑韌性，其他區(qū)域裂紋未見(jiàn)塑形變形痕跡，為宏觀脆性開(kāi)裂。將裂紋打開(kāi)后發(fā)現(xiàn)，最先開(kāi)裂的“耳”型裂紋有黑色和暗黃色的氧化色(圖3)，可以推斷該裂紋經(jīng)過(guò)加熱，且加熱前有過(guò)水生銹的痕跡。

圖1 退火工藝Fig.1 Process of annealing

圖2 推力盤(pán)開(kāi)裂位置Fig.2 Fracture position

圖3 斷口宏觀形貌Fig.3 Macro morphology of fracture

1.2 化學(xué)成分分析

推力盤(pán)為國(guó)外生產(chǎn)且年代久遠(yuǎn)，未能查到相關(guān)檢測(cè)標(biāo)準(zhǔn)及依據(jù)，樣品中各元素化學(xué)成分的含量見(jiàn)表1，其大致相當(dāng)于國(guó)內(nèi)牌號(hào)35CrMo，鋼中含0.12%的V 元素，V 作為微合金化元素，其在鋼中主要起到沉淀強(qiáng)化的作用［1］。失效樣品中酸溶鋁的含量為0.005%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))，對(duì)鋼的組織性能影響不大。

1.3 N 含量測(cè)試

對(duì)推力盤(pán)進(jìn)行氮含量測(cè)試，結(jié)果為9.0 ×10-5。氮含量相對(duì)較高，含釩鋼在冷卻過(guò)程中，N的存在有利于V 的沉淀析出，從而提高鋼的強(qiáng)度，降低沖擊韌性［2］。

表1 實(shí)驗(yàn)材料的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)Table 1 Composition analysis of experimental steels (mass fraction/%)

1.4 力學(xué)性能測(cè)試

推力盤(pán)的力學(xué)性能檢測(cè)結(jié)果如表2 所示，對(duì)照國(guó)內(nèi)船舶行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)CB/T 1159—1998《軸系鍛件技術(shù)條件》，該推力盤(pán)的抗拉強(qiáng)度(Rm)、屈服強(qiáng)度(Rp0.2)與伸長(zhǎng)率(A)均滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)要求。

但是考慮到推力盤(pán)修補(bǔ)開(kāi)裂的時(shí)間為冬季，當(dāng)時(shí)船艙底部最低盤(pán)境溫度接近0 ℃，因此分別作了20 ℃與0 ℃的沖擊試驗(yàn)，該失效樣品20 ℃的沖擊功滿(mǎn)足CB/T 1159—1998 的要求，但0 ℃的沖擊功相對(duì)20 ℃時(shí)降低了30%～50%，此時(shí)材料整體脆性較大，韌性較差。

推力盤(pán)不同部位的布氏硬度值分布均勻且均滿(mǎn)足CB/T 1159—1998 的要求。

在斷口附近取跨焊縫試樣，檢驗(yàn)由母材到焊縫維氏硬度的變化(圖4)，熱影響區(qū)和焊縫的硬度均高于母材，熱影響區(qū)最高。焊縫金屬的硬度為HV 317，母材為HV205，熱影響區(qū)最高處可達(dá)HV 431，焊接產(chǎn)生的熱影響區(qū)的寬度大約為2 mm 左右。

表2 力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Results of chemical properties

圖4 由母材到焊縫維氏硬度的變化Fig.4 Variation of vicker hardness from base metal to weld metal

1.5 金相組織觀察

推力盤(pán)金相組織形貌如圖5 所示。在裂紋附近的母材上發(fā)現(xiàn)有氧化物夾雜和硫化物夾雜，非金屬夾雜物分布較嚴(yán)重的視場(chǎng)如圖5a 所示，根據(jù)GB/T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測(cè)定標(biāo)準(zhǔn)評(píng)級(jí)圖顯微檢驗(yàn)法》對(duì)非金屬夾雜物評(píng)級(jí)為A 類(lèi)細(xì)系0.5 級(jí)，D 類(lèi)細(xì)系1.5 級(jí)，符合CB/T 1159—1998 中均小于3 級(jí)的要求。

圖5 推力盤(pán)夾雜物分布及不同部位的微觀組織形貌Fig.5 Non-metallic distribution and microstructure of different parts of the thrust plate

由推力盤(pán)母材到焊縫組織的變化，如圖5b～圖5d 所示，推力盤(pán)母材組織為珠光體+鐵素體，局部存在混晶現(xiàn)象，珠光體團(tuán)大小分布不均，最大直徑可達(dá)150μm;焊縫組織為鐵素體+貝氏體，存在輕微的偏析組織形態(tài)，對(duì)于大型結(jié)構(gòu)鋼鍛件屬正?，F(xiàn)象;熱影響區(qū)存在淬火現(xiàn)象，有片狀馬氏體的生成，同時(shí)含有少量的鐵素體和貝氏體組織。

1.6 斷口觀察

圖6 為推力盤(pán)斷口形貌。裂紋呈現(xiàn)二次開(kāi)裂的特征，“耳”型裂紋源區(qū)有黑色與暗黃色的氧化色，說(shuō)明該部分?jǐn)嗝娼?jīng)過(guò)了較高溫度的加熱氧化，并且在加熱前存在斷面過(guò)水氧化現(xiàn)象，裂紋擴(kuò)展區(qū)存在結(jié)晶狀小刻面和“放射狀“花樣，為典型的解理類(lèi)斷裂斷口的宏觀形貌特征［3］(圖6a)。

宏觀為暗黃色的區(qū)域在微觀上存在“泥紋狀”花樣(圖6b)，呈現(xiàn)氧化腐蝕的痕跡，鋼鐵材料斷裂面在水膜作用下產(chǎn)生水銹，然后在加熱時(shí)水銹受熱脫水分解而形成的顯微形貌。裂紋擴(kuò)展區(qū)在微觀上有明顯的河流狀花樣(圖6c)，為脆性解理斷裂。在焊接熱影響區(qū)有沿晶斷裂的痕跡(圖6d)。

圖6 斷口形貌Fig.6 Appearance characteristics of fracture

1.7 透射觀察

經(jīng)過(guò)化學(xué)分析測(cè)試可知失效樣品中含V，為了觀察V 的析出相析出狀態(tài)，對(duì)樣品進(jìn)行了透射電鏡的觀察。利用碳復(fù)型方法，萃取樣品中的第二相粒子，將基體腐蝕后利用銅網(wǎng)撈取碳膜，利用透射電鏡對(duì)碳膜進(jìn)行觀察。

圖7a 為析出相微觀形貌。在冷卻過(guò)程中鐵素體基體上有大量析出相的析出，析出相尺寸大小不一，有相當(dāng)一部分尺寸超過(guò)100 nm，通過(guò)能譜分析可知析出相為V 的碳氮化物(Cu 的來(lái)源為撈取碳膜的銅網(wǎng))(圖7b)。析出相的大量析出，提高材料的屈服強(qiáng)度，而降低其沖擊韌性，尤其是超過(guò)100 nm 的析出相的大量析出，會(huì)大幅度降低材料的沖擊韌性［4］。

圖7 析出相的透射電鏡觀察Fig.7 Precipitated phase observed by TEM

2 討論

推力盤(pán)的各項(xiàng)室溫力學(xué)性能雖都滿(mǎn)足要求，但是通過(guò)化學(xué)成分檢測(cè)與透射電子顯微分析的證實(shí)，微合金元素V 的存在，使得鋼在由奧氏體向?yàn)殍F素體轉(zhuǎn)變時(shí)，析出V(C，N)沉淀顆粒，且母材中N 的含量較高，在冷卻過(guò)程中有利于V(C，N)的析出，其在鋼中起到強(qiáng)烈的沉淀強(qiáng)化作用的同時(shí)降低了鋼的沖擊韌性，尤其是尺寸較大的析出相對(duì)沖擊韌性的損害較大，使得0 ℃材料的低溫沖擊韌性值偏低。

試驗(yàn)鋼的碳當(dāng)量值為0.708%，當(dāng)碳當(dāng)量值大于0.4%～0.6%時(shí)，冷裂紋的敏感性將大幅提高，材料的可焊性能極差［5］，在這種條件下，焊接難度極大，危險(xiǎn)性極高，且補(bǔ)焊前必須進(jìn)行200～350 ℃的預(yù)熱，焊后應(yīng)立即進(jìn)行熱處理。預(yù)熱溫度在厚度方向的均勻性和在焊縫區(qū)域的均勻性，對(duì)降低焊接應(yīng)力有著重要的影響，如果預(yù)熱不均勻，不但不減少焊接應(yīng)力，反而會(huì)出現(xiàn)增大焊接應(yīng)力的情況［6］。該推力盤(pán)在補(bǔ)焊時(shí)受現(xiàn)場(chǎng)條件的限制未進(jìn)行相應(yīng)的焊前預(yù)熱及焊后熱處理，材料焊后容易開(kāi)裂，補(bǔ)焊工藝存在一定的缺陷。

該推力盤(pán)在修理過(guò)程中采用表面感應(yīng)加熱方式(圖8)，在加熱的過(guò)程中，推力盤(pán)的表面受熱，然后由外向內(nèi)傳遞，通過(guò)中心軸將熱量傳遞出去，而且中心軸直徑較大，傳遞熱量的速度較快，因此在加熱過(guò)程中推力盤(pán)外側(cè)溫度高，而中心溫度較低，由外到內(nèi)形成較大溫度梯度，于是外層與心部產(chǎn)生不均勻膨脹變形，引起外層與中心之間產(chǎn)生互相牽制的溫度應(yīng)力，外層的溫度高、膨脹大，但是其膨脹受到中心部分約束，于是在表層引起的溫度應(yīng)力為壓應(yīng)力;而中心溫度低、膨脹小，但是其受到表層的牽制作用，促其膨脹以保持材料的連續(xù)性，于是在心部產(chǎn)生的溫度應(yīng)力為拉應(yīng)力［7］。反之，在冷卻降溫過(guò)程中，外部溫度較高溫差較大，在一定冷速條件下不斷降溫，推力盤(pán)外部由壓應(yīng)力逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力，內(nèi)部軸的冷卻速度較慢，由徑向的拉應(yīng)力逐步轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，這就是其熱循環(huán)應(yīng)力的生成;因此，要想完全消除熱應(yīng)力應(yīng)該從軸心部位加熱，或者對(duì)軸和推力盤(pán)整體加熱及整體冷卻，才能改變此種熱應(yīng)力狀態(tài)，由于推力盤(pán)加熱條件受限，現(xiàn)場(chǎng)操作從心部加熱的及整體加熱和冷卻的熱處理方式非常困難。因此在隨后的補(bǔ)焊過(guò)程中存在極大的危險(xiǎn)性。

圖8 推力盤(pán)加熱及冷卻過(guò)程的熱循環(huán)示意圖Fig.8 Thermal cycling during the heating and cooling process of the thrust plate

在修理過(guò)程中，推力盤(pán)在第一次加熱退火后就沒(méi)有再接觸過(guò)水;因此，“耳”型裂紋只有在第一次加熱前產(chǎn)生，才有可能形成黑色的氧化色與暗黃色的水銹痕跡，因此該裂紋屬于陳舊性裂紋，即在推力盤(pán)運(yùn)行過(guò)程中產(chǎn)生的老裂紋，且在隨后的清除過(guò)程中并未完全清除，該裂紋的存在破壞了材料的連續(xù)性和均勻性，由斷裂力學(xué)的理論可以知道，隨著應(yīng)力或裂紋尺寸的增大，在裂紋尖端由于應(yīng)力集中而應(yīng)力迅速增大，裂紋尖端的一定范圍內(nèi)應(yīng)力率先達(dá)到了材料的斷裂強(qiáng)度，裂紋便失穩(wěn)擴(kuò)展而導(dǎo)致材料的斷裂［9］。因此，當(dāng)宏觀裂紋存在時(shí)，工作應(yīng)力較低甚至遠(yuǎn)低于屈服極限的情況下便可能發(fā)生脆性斷裂。

經(jīng)過(guò)兩次加熱后，在推力盤(pán)的切向累積了較高的熱拉應(yīng)力，當(dāng)銑刀銑去搭接在裂紋上方工作表面的焊接層時(shí)，起固定粘連作用的熔焊金屬層反向緊固作用的拉力降低或消失，陳舊性斷口作為新的裂紋源，在切向拉應(yīng)力作用下，最終導(dǎo)致推力盤(pán)產(chǎn)生脆性崩裂，形成該斷口形貌。

因此，該推力盤(pán)理想的修理狀態(tài)應(yīng)采用整體加熱冷卻模式來(lái)消除應(yīng)力和降低硬度，剔除裂紋后焊接修補(bǔ)也應(yīng)該將工件加熱到200～350 ℃后方可施焊，焊接完成后整體放入到爐內(nèi)作整體去應(yīng)力退火，達(dá)到完全修復(fù)的目的。

3 結(jié)論

1)修補(bǔ)工作未完全消除的陳舊性裂紋的存在使得裂紋前沿形成應(yīng)力集中，是推力盤(pán)產(chǎn)生崩裂的裂紋源頭，屬于本次推力盤(pán)崩裂的主要原因。

2)失效推力盤(pán)的各項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)雖然符合軸系材質(zhì)的標(biāo)準(zhǔn)，但其低溫沖擊韌性較低，此時(shí)進(jìn)行補(bǔ)焊，材料本身脆性較大，加之補(bǔ)焊過(guò)程未進(jìn)行預(yù)熱，因此修補(bǔ)過(guò)程危險(xiǎn)性極大。

3)修補(bǔ)過(guò)程中加熱方式不當(dāng)產(chǎn)生的熱應(yīng)力為推力盤(pán)最后開(kāi)裂提供了動(dòng)力。

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