汽油發(fā)動(dòng)機(jī)氣門(mén)彈簧斷裂失效分析

胡 鵬, 江仲佶, 祁學(xué)軍

(神龍汽車(chē)有限公司, 武漢 430056)

質(zhì)量控制與失效分析

汽油發(fā)動(dòng)機(jī)氣門(mén)彈簧斷裂失效分析

胡 鵬, 江仲佶, 祁學(xué)軍

(神龍汽車(chē)有限公司, 武漢 430056)

某汽油發(fā)動(dòng)機(jī)氣門(mén)彈簧在臺(tái)架試驗(yàn)中發(fā)生了早期斷裂失效。采用斷口觀察和分析、化學(xué)成分分析、金相檢驗(yàn)、硬度測(cè)試等方法，對(duì)氣門(mén)彈簧斷裂的原因進(jìn)行了分析。結(jié)果表明：氣門(mén)彈簧斷裂的性質(zhì)為疲勞斷裂，氣門(mén)彈簧斷裂的原因?yàn)楸砻娲嬖谀p，導(dǎo)致彈簧的疲勞強(qiáng)度和疲勞壽命下降。

氣門(mén)彈簧；磨損；疲勞斷裂

氣門(mén)彈簧是發(fā)動(dòng)機(jī)配氣系統(tǒng)中的一個(gè)關(guān)鍵零件，其作用是保證氣門(mén)座與氣門(mén)的氣密性，吸收氣門(mén)在開(kāi)啟和關(guān)閉過(guò)程中傳動(dòng)零件所產(chǎn)生的慣性力。因此，氣門(mén)彈簧的性能直接影響著發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)行安全及效率[1]。

山東某公司生產(chǎn)的發(fā)動(dòng)機(jī)氣門(mén)彈簧材料為OTEVA75超純凈彈簧鋼，經(jīng)過(guò)繞簧、熱處理、磨簧、噴丸等工藝處理后，裝入發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行臺(tái)架試驗(yàn)。試驗(yàn)進(jìn)行到第468 h時(shí)(要求進(jìn)行500 h耐久試驗(yàn))，發(fā)動(dòng)機(jī)功率下降，重啟后怠速抖動(dòng)，停止試驗(yàn)拆機(jī)后發(fā)現(xiàn)4缸第2個(gè)彈簧斷裂，其他零件無(wú)異常。故障件實(shí)物形貌如圖1所示。

該氣門(mén)彈簧為兩端變節(jié)距氣門(mén)彈簧，彈簧兩端并頭并磨平，經(jīng)過(guò)一圈均勻過(guò)渡到等節(jié)距。為了確定其斷裂原因，筆者對(duì)其進(jìn)行了斷口形貌觀察和分析、化學(xué)成分分析、金相檢驗(yàn)和硬度測(cè)試。

圖1 斷裂氣門(mén)彈簧宏觀形貌Fig.1 Macro morphology of the fractured valve spring

1 理化檢驗(yàn)

1.1 斷口宏觀觀察

該氣門(mén)彈簧斷裂位置在第2～3個(gè)彈簧圈處，將斷口放在掃描電鏡下進(jìn)行觀察，發(fā)現(xiàn)其斷裂源處于磨損帶處，磨損帶上有一些小凹坑，如圖2～5所示，且有些凹坑附近可以看見(jiàn)一些細(xì)小裂紋(圖5箭頭所示)，磨損帶在彈簧的接觸圈處。

圖2 接觸面磨損帶形貌Fig.2 Morphology of the abrasion zone on contact surface

圖3 磨損帶中凹坑形貌Fig.3 Morphology of pits in the abrasion zone

圖4 斷裂源附近磨損帶形貌Fig.4 Morphology of the abrasion zone near the fracture source

圖5 斷裂源附近磨損帶中微裂紋形貌Fig.5 Morphology of micro cracks in abrasion zone near the fracture source

1.2 斷口微觀觀察

彈簧斷口經(jīng)超聲波清洗后，在FEI-650型掃描電子顯微鏡上進(jìn)行觀察。斷口截面的整體形貌如圖6所示，斷裂源位于彈簧接觸表面的磨損帶處；B區(qū)為疲勞擴(kuò)展區(qū)，該區(qū)域較為平坦，疲勞輝紋明顯，如圖7所示；C區(qū)為最終瞬斷區(qū)，起伏較大，為韌窩形貌，如圖8所示。

圖6 斷口整體形貌Fig.6 Overall morphology of the fracture surface

圖7 斷口的疲勞輝紋形貌Fig.7 Morphology of fatigue striations of the fracture surface

圖8 斷口韌窩形貌Fig.8 Morphology of dimples of the fracture surface

1.3 化學(xué)成分分析

使用SPECTRO ARCOS ICP型等離子體發(fā)射光譜儀對(duì)斷裂氣門(mén)彈簧的化學(xué)成分進(jìn)行分析，如表1所示，可見(jiàn)氣門(mén)彈簧的化學(xué)成分符合供貨雙方簽訂的技術(shù)協(xié)議要求。

表1 氣門(mén)彈簧的化學(xué)成分分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

Tab.1 Analysis results of chemical compositions of the valve spring (mass fraction) %

項(xiàng)目CMnPSSiCrV實(shí)測(cè)值0.650.620.010.011.490.690.11要求值0.50～0.700.50～0.80≤0.02≤0.021.20～1.650.50～1.000.05～0.15

1.4 金相檢驗(yàn)

對(duì)氣門(mén)彈簧斷口附近的橫縱截面分別取樣，鑲嵌后研磨、拋光。觀察縱截面試樣，其夾雜物含量較低，鋼材較純凈。采用4%(體積分?jǐn)?shù))硝酸酒精溶液侵蝕橫截面試樣，可見(jiàn)其顯微組織為回火屈氏體[2](圖9)，表面無(wú)脫碳或滲碳現(xiàn)象(圖10)。

圖9 氣門(mén)彈簧的顯微組織形貌Fig.9 Microstructure morphology of the valve spring

圖10 氣門(mén)彈簧的表面組織形貌Fig.10 Surface structure morphology of the valve spring

1.5 硬度測(cè)試

依照GB/T 4340.1-2009中的測(cè)試方法，使用Wilson 432SVD型顯微維氏硬度計(jì)對(duì)該氣門(mén)彈簧進(jìn)行硬度測(cè)試。結(jié)果顯示其基體顯微硬度實(shí)測(cè)值為590，596，592 HV，平均硬度為593 HV，根據(jù)DIN EN ISO 18265-2004轉(zhuǎn)換成洛氏硬度為54.8 HRC，符合技術(shù)協(xié)議中硬度為52～56 HRC的要求。

2 分析與討論

斷裂是氣門(mén)彈簧常見(jiàn)的損壞形式，總結(jié)氣門(mén)彈簧斷裂失效的原因主要有以下幾個(gè)方面：①氣門(mén)彈簧表面有缺陷，即使用或裝配過(guò)程中操作不規(guī)范，損壞了彈簧表面；②過(guò)載斷裂，即彈簧工作時(shí)受力超過(guò)材料本身所能承受的強(qiáng)度；③材料內(nèi)部微觀組織異?；蚝瑯?biāo)非金屬夾雜物。

該斷裂失效的氣門(mén)彈簧屬圓柱壓縮螺旋彈簧，兩端并緊磨平。該類(lèi)型彈簧在軸向應(yīng)力的作用下，任意橫截面所受到的切應(yīng)力在彈簧的內(nèi)徑受力最大，外徑受力最小[3]。如果選擇材料不合適或者設(shè)計(jì)出現(xiàn)問(wèn)題造成強(qiáng)度不夠，裂紋源一般在彈簧的內(nèi)側(cè)。失效彈簧兩端并緊磨平，該結(jié)構(gòu)在第1～3圈處承受的彎曲應(yīng)力及扭轉(zhuǎn)應(yīng)力最大，工作時(shí)在此處發(fā)生斷裂的概率也最大。同時(shí)因?yàn)樵?～3個(gè)彈簧圈處先承受沖擊載荷，又不能迅速有效地將載荷傳遞給其他圈彈簧，吸收的沖擊能量最多[4]，因此相對(duì)于其他圈的壓縮量要更大。

力學(xué)性能、微觀組織及化學(xué)成分的分析結(jié)果顯示，該氣門(mén)彈簧的硬度、化學(xué)成分均符合要求，顯微組織為正常的回火屈氏體，內(nèi)部夾雜物也無(wú)異常。

斷口的微觀形貌分析發(fā)現(xiàn)，該氣門(mén)彈簧斷裂是由于在彈簧表面存在磨損帶，受應(yīng)力作用下在該處發(fā)生疲勞開(kāi)裂。彈簧受應(yīng)力集中的作用在擦傷磨損處產(chǎn)生微裂紋，彈簧工作時(shí)不斷地周期性往復(fù)變形，裂紋在應(yīng)力循環(huán)作用下逐漸擴(kuò)展，形成了圖6所示的疲勞擴(kuò)展區(qū)B，因此該區(qū)域較為平坦。

失效氣門(mén)彈簧斷裂源處的磨損帶呈直線分布，說(shuō)明彈簧磨損帶是在斷裂之前形成的，同時(shí)彈簧內(nèi)表面與外表面的受力分析表明，該氣門(mén)彈簧斷裂屬于異常疲勞斷裂。在掃描電鏡下觀察，疲勞斷裂源在彈簧表面磨損帶處，顯示接觸面擦傷對(duì)該氣門(mén)彈簧的斷裂有影響。

在耐久試驗(yàn)過(guò)程中，氣門(mén)彈簧第2圈與第3圈不斷接觸，表面產(chǎn)生磨損帶。工作中氣門(mén)彈簧不停地往復(fù)運(yùn)動(dòng)，伴隨著應(yīng)力的不斷循環(huán)，磨損帶處形成疲勞斷裂源，受力的同時(shí)裂紋不斷擴(kuò)展。當(dāng)彈簧所剩有效截面不能承受外界載荷時(shí)，就會(huì)造成該氣門(mén)彈簧早期斷裂失效[5]。

3 結(jié)論及建議

該氣門(mén)彈簧斷裂屬于早期疲勞斷裂，斷裂失效的主要原因是由于在彈簧第2～3圈處有較嚴(yán)重的磨損帶，導(dǎo)致彈簧疲勞強(qiáng)度和疲勞壽命下降。

建議生產(chǎn)廠家優(yōu)化噴丸工藝，提高氣門(mén)彈簧表面的疲勞強(qiáng)度，同時(shí)在滿足裝配的情況下，增加第2～3圈彈簧間距，盡量避免或減少?gòu)椈傻?圈與第3圈接觸。

[1] 王慧.發(fā)動(dòng)機(jī)氣門(mén)彈簧斷裂失效[J].理化檢驗(yàn)-物理分冊(cè),2015,51(2):139-142.

[2] 任頌贊,張靜江,陳質(zhì)如,等.鋼鐵金相圖譜[M].上海:上?？茖W(xué)技術(shù)文獻(xiàn)出版社,2003:178.

[3] 韓雅靜,王哲人,王慧.汽車(chē)發(fā)動(dòng)機(jī)氣門(mén)彈簧斷裂分析[J].金屬材料熱處理,2001,26(9):47-48.

[4] 王明明,鹿云,楊福平,等.汽車(chē)發(fā)動(dòng)機(jī)氣門(mén)彈簧失效分析[J].汽車(chē)工藝與材料,2015(7):23-26.

[5] 楊輝,吳啟梁.氣門(mén)彈簧斷裂的影響因素及原因分析[J].內(nèi)燃機(jī),2010(2):39-40.

Fracture Failure Analysis of a Valve Spring of the Gasoline Engine

HU Peng, JIANG Zhongji, QI Xuejun

(Dongfeng Peugeot Citroen Automobile Co., Ltd., Wuhan 430056, China)

The early fracture failure occurred to a valve spring of the gasoline engine during the bench test. The failure reasons of the valve spring were analyzed by means of fracture observation and analysis, chemical composition analysis, metallographic examination and hardness testing. The results show that: the fracture mechanism of the valve spring was fatigue fracture; the fracture reason of the valve spring was that the abrasion existed on the surface and reduced the fatigue strength and the fatigue life of the valve spring.

valve spring; abrasion; fatigue fracture

10.11973/lhjy-wl201707012

2016-09-05

胡 鵬(1985-)，男，工程師，學(xué)士，主要從事金屬材料國(guó)產(chǎn)化及試驗(yàn)技術(shù)指導(dǎo)工作，penghu4@126.com

TG115.2

B

1001-4012(2017)07-0507-03