柴油發(fā)動(dòng)機(jī)活塞連桿機(jī)構(gòu)失效原因分析

焦 麗， 商海昆， 何劍豐， 王國亮， 馮 濤， 王 嘉， 扈鈺濤

(河北華北柴油機(jī)有限責(zé)任公司， 河北 石家莊 050081)

活塞連桿機(jī)構(gòu)是發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)現(xiàn)工作循環(huán)，完成能量轉(zhuǎn)換的核心機(jī)構(gòu)，借助活塞將燃?xì)獾谋l(fā)壓力通過連桿傳遞給曲軸，從而把活塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)變?yōu)榍S的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)并輸出動(dòng)力。在將熱能轉(zhuǎn)化為機(jī)械能的同時(shí)，缸套與缸蓋、活塞形成工作循環(huán)，并對(duì)活塞起導(dǎo)向作用。因其工作過程中承受高溫、高壓、往復(fù)慣性力和化學(xué)腐蝕作用，工作條件相當(dāng)惡劣。所以無論在選材、設(shè)計(jì)、加工、熱處理還是裝配過程中，任何環(huán)節(jié)出現(xiàn)瑕疵，都將會(huì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的使用壽命造成致命影響[1]。某型號(hào)柴油發(fā)動(dòng)機(jī)在試驗(yàn)過程中，運(yùn)行一段時(shí)間后突然出現(xiàn)異響并自動(dòng)熄火?，F(xiàn)場拆解后發(fā)現(xiàn)該發(fā)動(dòng)機(jī)第6缸缸套、活塞、連桿均有不同程度的損壞斷裂，其余零件未見明顯異常。經(jīng)查其缸套材料為Cr-Mo 合金鑄鐵，離心鑄造而成；活塞為硅鋁共晶合金鑄件；連桿為42CrMo合金鋼精鍛件，表面噴丸處理。為了判明此次故障的原因，筆者通過一系列理化檢測(cè)與綜合分析，初步查明失效機(jī)理，判明失效原因，以避免同類事故的再次發(fā)生。

1 理化檢驗(yàn)結(jié)果

1.1 宏觀檢驗(yàn)

活塞連桿機(jī)構(gòu)失效組件的宏觀形貌如圖1所示。由圖1可見，缸套、活塞與連桿均有不同程度損傷。缸套下止口邊緣2/3范圍斷裂脫落，斷裂缸套宏觀斷口平齊，無明顯鑄造缺陷。斷面呈銀灰色，顆粒粗大且具有金屬光澤，局部可見閃光小刻面，具有脆性斷裂特征。斷裂活塞宏觀斷口平齊，無塑性變形痕跡，無明顯鑄造缺陷。斷面以放射狀條紋為主要特征，部分區(qū)域可見機(jī)械擦傷痕跡。由宏觀斷口可知，缸套與活塞均為脆性斷裂。

連桿大頭端于桿身最小直徑處斷裂脫落，斷面變形受損嚴(yán)重，失去分析價(jià)值(見圖1(d))。小頭端固定于活塞銷上，并于10點(diǎn)鐘方向卡滯。斷面保存相對(duì)完好，為與水平方向垂直的正斷口(見圖1(e))。低倍觀察可見斷面平坦細(xì)膩，無明顯宏觀塑性變形痕跡。沿右下側(cè)邊緣可見機(jī)械損傷造成的剪切唇卷邊，為斷裂后相互撞擊所致。裂紋源分別起于加強(qiáng)筋兩端凸起處，呈多源特征，以對(duì)稱方式依次擴(kuò)展，并形成均勻細(xì)密的貝紋線，構(gòu)成占比面積達(dá)90%以上的疲勞擴(kuò)展區(qū)。貝紋線是疲勞裂紋瞬時(shí)前沿線的宏觀塑性變形痕跡，由其疏密程度、起伏狀態(tài)和擴(kuò)展范圍可知，裂紋擴(kuò)展速率較低，穩(wěn)定化擴(kuò)展階段較長，疲勞擴(kuò)展充分，說明應(yīng)力幅值不大，工作載荷較小。隨著前沿應(yīng)力狀態(tài)及擴(kuò)展方向的不斷變化，剩余截面不足以支撐循環(huán)變化的工作應(yīng)力時(shí)，裂紋便不可避免地發(fā)展到失穩(wěn)擴(kuò)展階段，形成表面粗糙的終斷區(qū)，并伴有剪切唇特征。根據(jù)斷口形貌特征及終斷區(qū)所占比例，初步判定該斷口為低應(yīng)力高周疲勞斷口。以上宏觀檢驗(yàn)初步判定了各斷口的基本斷裂模式，更為詳盡的細(xì)節(jié)特征及肇事件的最終確定還需掃描電鏡對(duì)其進(jìn)一步分析與驗(yàn)證。

1.2 斷口微觀形貌分析

將缸套、活塞和連桿斷口超聲波清洗后置于FEI Quanta 650掃描電鏡(SEM)下觀察，分別如圖2和圖3所示。由圖2可見，在灰鑄鐵缸套的斷裂面上，可見明顯的解理裂紋沿石墨片分布與擴(kuò)展[2](見圖2(a, b))。活塞斷口的微觀形貌為解理花樣(見圖2(c, d))。由SEM微觀形貌可知，缸套與活塞均為脆性解理斷裂，屬正應(yīng)力作用下的低能量穿晶斷裂，均具有一次性沖擊過載斷裂的特征。

圖2 缸套(a, b)和活塞(c, d)的斷口形貌Fig.2 Fracture morphologies of the cylinder(a, b) and piston(c, d)

圖3 連桿的斷口形貌(a)左裂紋源;(b)右裂紋源;(c)擴(kuò)展區(qū);(d)終斷區(qū)Fig.3 Fracture morphologies of the connecting rod(a) left crack origin; (b) right crack origin; (c) propagation region; (d) rupture region

由圖3可見，連桿加強(qiáng)筋左右兩側(cè)凸起處均有裂紋萌生現(xiàn)象，指向明顯，均以頂部為圓心線性起源，沿?cái)嗝嬉来螖U(kuò)大半徑范圍，左側(cè)頂部可見輻射狀疲勞溝線，是裂紋前沿線不斷改變局部擴(kuò)展方向形成的紋路(見圖3(a, b))。裂紋不斷擴(kuò)展的同時(shí)，在微觀上形成略帶彎曲的疲勞輝紋(見圖3(c))，由疲勞輝紋間距的細(xì)密程度可知裂紋進(jìn)展緩慢，速率均勻，由此判定外載應(yīng)力較小且幅值較低。疲勞輝紋是微觀下判斷疲勞斷裂的有力依據(jù)[3]。所以通過掃描電鏡微觀分析進(jìn)一步印證了連桿為低應(yīng)力高周疲勞斷裂。在疲勞擴(kuò)展到材料所能承受的最大限度后，連桿突然斷裂形成終斷區(qū)的韌窩形貌(見圖3(d))。

通過掃描電鏡微觀分析進(jìn)一步明確了3個(gè)部件斷口的斷裂機(jī)理，缸套與活塞斷口為一次性沖擊過載模式，是次生斷口。連桿斷裂性質(zhì)為疲勞損傷，是首斷件和肇事件，這一分析與宏觀斷口形貌相佐證。在具有眾多斷裂件的系統(tǒng)性故障中，如果既有疲勞斷裂，又有脆性斷裂時(shí)，疲勞斷裂往往發(fā)生在先，脆性斷裂發(fā)生在后。所以連桿是引發(fā)此次故障的肇事件，有必要對(duì)其做進(jìn)一步的檢測(cè)與分析，以期最大程度還原斷裂過程，明確斷裂原因。

1.3 化學(xué)成分分析

在失效連桿上取樣，通過DF-200型直讀光譜儀及HW2000高頻紅外碳硫分析儀進(jìn)行化學(xué)成分檢測(cè)，結(jié)果如表1所示。由表1可見，各元素含量均符合GB/T 3077—2015《合金結(jié)構(gòu)鋼》中關(guān)于42CrMo鋼對(duì)各元素的要求，連桿材質(zhì)未見異常。

表1 斷裂連桿化學(xué)成分檢驗(yàn)結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical composition of the failure connecting rod (mass fraction, %)

1.4 力學(xué)性能檢驗(yàn)

在失效連桿上取樣，按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》和GB/T 229—2020《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法》進(jìn)行拉伸和沖擊測(cè)試，結(jié)果如表2所示。由表2可見，連桿的屈服強(qiáng)度低于企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)要求，其余指標(biāo)未見異常。

表2 失效連桿的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of the failure connecting rod

1.5 金相檢驗(yàn)

按照GB/T 13298—2015《金屬顯微組織檢驗(yàn)方法》制備金相試樣，參照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》、GB/T 224—2019《鋼的脫碳層深度測(cè)定法》、GB/T 13320—2007《鋼質(zhì)模鍛件 金相組織評(píng)級(jí)圖及評(píng)定方法》標(biāo)準(zhǔn)，通過Axio Observer3m光學(xué)顯微鏡分別檢測(cè)失效連桿的非金屬夾雜物含量、表面形貌(包括脫碳、增碳及表面缺陷)和基體顯微組織形貌，結(jié)果如圖4 和表3所示。可見，失效連桿存在表面缺陷和顯微組織(見圖4(b, c))，兩項(xiàng)不符合技術(shù)要求，其余未見異常。

圖4 失效連桿的顯微組織(a)非金屬夾雜物;(b)表面脫碳層;(c)基體Fig.4 Microstructure of the failure connecting rod(a) nonmetallic inclusions; (b) surface decarburization; (c) matrix

表3 失效連桿的顯微組織檢驗(yàn)結(jié)果Table 3 Microstructure test results of the failure connecting rod

連桿熱處理工藝為調(diào)質(zhì)處理，正常組織應(yīng)為回火索氏體+少量鐵素體，而失效連桿的基體組織中還出現(xiàn)了一定數(shù)量的上貝氏體和網(wǎng)狀鐵素體。GB/T 13320—2007中雖未明確是否允許有上貝氏體，但該標(biāo)準(zhǔn)的合格范圍(1～4級(jí))同樣也不包含該組織。同時(shí)，該標(biāo)準(zhǔn)允許的鐵素體形態(tài)為條塊狀，不允許網(wǎng)狀鐵素體的存在。因此，該連桿顯微組織為調(diào)質(zhì)不合格組織。

在對(duì)連桿裂紋源區(qū)檢測(cè)時(shí)發(fā)現(xiàn)表面存在大小不等、深淺不一，垂直深度為44.7～118.3 μm(見圖5(a))的線狀缺陷，遠(yuǎn)離裂紋源區(qū)處同樣可見連續(xù)或不連續(xù)線狀缺陷，均由表面起源并與表面呈銳角或沿金屬流線方向分布，周圍未見脫碳現(xiàn)象(見圖5(b, c))。對(duì)該缺陷區(qū)進(jìn)行SED能譜分析后發(fā)現(xiàn)，除正常的合金元素外，C、O含量偏高，說明存在輕微氧化現(xiàn)象(見圖5(d))。結(jié)合缺陷的形變特征及能譜檢測(cè)結(jié)果綜合判斷缺陷類型為折疊。通常情況下鍛造折疊周圍都會(huì)有嚴(yán)重的氧化脫碳現(xiàn)象[4]，而該折疊周圍僅微量氧化，并無脫碳跡象，所以其產(chǎn)生環(huán)節(jié)應(yīng)與鍛造無關(guān)。

圖5 失效連桿裂紋源區(qū)的折疊缺陷形貌(a)裂紋源區(qū);(b)裂紋源區(qū)附近;(c)遠(yuǎn)離裂紋源區(qū);(d)缺陷區(qū)EDS譜Fig.5 Morphologies of the folding defects at source region of the failure connecting rod(a) source region; (b) nearby source region; (c) afield source region; (d) EDS spectrum of the defect region

2 綜合分析與討論

通過對(duì)以上失效組件的宏觀斷口形貌及SEM微觀分析可知，缸套與活塞均為一次性沖擊過載斷裂，為從屬故障。連桿為低應(yīng)力高周疲勞斷裂，是引發(fā)活塞連桿機(jī)構(gòu)失效的肇事件。在對(duì)肇事連桿的理化檢測(cè)中發(fā)現(xiàn)，連桿化學(xué)成分、抗拉強(qiáng)度、表面脫/增碳、非金屬夾雜物等指標(biāo)符合技術(shù)要求。但屈服強(qiáng)度、基體顯微組織、表面折疊缺陷3項(xiàng)指標(biāo)不符合相關(guān)技術(shù)要求。其中屈服強(qiáng)度不合格只是外在表現(xiàn)，是后兩項(xiàng)內(nèi)因綜合作用的結(jié)果。所以要從顯微缺陷的內(nèi)因分析入手，判定缺陷產(chǎn)生的關(guān)鍵因素，以查明故障原因，為優(yōu)化加工工藝提供技術(shù)依據(jù)。

首先從表面缺陷來說，折疊屬于線狀缺陷，嚴(yán)重破壞基體的連續(xù)性，工作受力時(shí)，大量位錯(cuò)由于運(yùn)動(dòng)受阻而堆積，在該處形成應(yīng)力集中，誘發(fā)了材料的最初損傷[5]。而疲勞破壞往往從局部開始，對(duì)源區(qū)有著高度的選擇性，并遵循最小阻力原則。受材料冶金質(zhì)量、加工狀態(tài)和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)等因素的影響，材料內(nèi)部充滿不均勻性，所以不同部位具有不同抗力，在外加載荷與局部抗力的博弈中，最薄弱環(huán)節(jié)就優(yōu)先成為裂紋核心的發(fā)源地。該連桿表面折疊處因破壞連續(xù)性而成為最薄弱環(huán)節(jié)，阻力最小，起裂閾值最低，故由此引發(fā)線性起源，并在時(shí)間尺度上累積損傷，最后導(dǎo)致高周疲勞斷裂。這一微觀機(jī)理分析與斷口形貌特征相吻合，無論是宏觀斷口疲勞貝紋線走向還是微觀斷口疲勞輝紋分布，其源區(qū)指向都與連桿加強(qiáng)筋表面的折疊缺陷高度相關(guān)。

折疊是金屬冷、熱加工過程中因非均勻變形，使已氧化過的表層金屬匯合在一起形成的表層缺陷。通常在鋼材鍛造(軋制)過程中較為多發(fā)，而且伴有嚴(yán)重的氧化脫碳特征。從形成機(jī)理來說鍛造(軋制)和后續(xù)熱處理(正火、調(diào)質(zhì)等)環(huán)節(jié)的高溫環(huán)境為氧化脫碳提供必要的條件支撐。該連桿表面折疊缺陷周圍并無脫碳現(xiàn)象，不符合鍛造折疊的基本特征，還需另尋其他可能途徑。

結(jié)合連桿加工工藝流程(下圓棒料→模鍛→調(diào)質(zhì)→ 噴丸→探傷→粗加工→壓襯套→精加工)可知，調(diào)質(zhì)后有噴丸工序。噴丸是以冷作硬化(冷態(tài)錘擊)原理為基礎(chǔ)發(fā)展起來的噴丸強(qiáng)化法[6]，可有效降低金屬構(gòu)件承受交變載荷的拉應(yīng)力水平，減小疲勞裂紋擴(kuò)展驅(qū)動(dòng)力，從而有效降低疲勞裂紋萌生和擴(kuò)展速率，實(shí)現(xiàn)疲勞壽命增加。噴丸效果與噴丸強(qiáng)度、彈丸直徑、噴丸時(shí)間等參數(shù)密切相關(guān)，工藝參數(shù)設(shè)置不當(dāng)或操作不當(dāng)均會(huì)造成噴丸缺陷，如欠噴或過噴都會(huì)減弱噴丸的強(qiáng)化效果甚至造成零件的損傷，尤其是過噴，即噴丸過度，不僅會(huì)翻卷工件銳邊，產(chǎn)生過加工材料，還易誘發(fā)材料表面發(fā)生剝層或因表面過度變形而產(chǎn)生折疊紋[7]。所以從折疊的形貌特征并結(jié)合加工工藝分析，不排除噴丸操作不當(dāng)造成折疊缺陷的可能。當(dāng)折疊深度小于30 μm時(shí)，由于殘余應(yīng)力對(duì)缺口應(yīng)力集中敏感性的改善，以及噴丸折疊方向的特點(diǎn)，折疊裂紋并不對(duì)疲勞特征有負(fù)面影響[8]。但該連桿表面折疊深度在44.7～118.3 μm之間，明顯超出了折疊缺陷的免責(zé)范圍，所以是此次疲勞裂紋萌生的重要影響因素。

其次，從顯微組織來說，基體中存在一定數(shù)量的上貝氏體和網(wǎng)狀鐵素體。這兩種組織的出現(xiàn)表明實(shí)際冷卻速度不足以達(dá)到臨界冷卻速度，發(fā)生了部分上貝氏體轉(zhuǎn)變。冷速低的原因有可能是淬火介質(zhì)冷卻能力不足、工件轉(zhuǎn)移過程中在空氣中滯留時(shí)間過長或工件堆積擺放散熱不良等。同樣由于冷卻速度不足，使鐵素體有充分的時(shí)間和機(jī)會(huì)沿奧氏體晶界呈網(wǎng)狀析出，最終形成回火索氏體+上貝氏體+網(wǎng)狀鐵素體混合的不良組織。

調(diào)質(zhì)組織中上貝氏體和網(wǎng)狀鐵素體對(duì)使用性能會(huì)有一定的不良影響。因?yàn)閺臋C(jī)理上來說，在羽毛狀上貝氏體中，相互平行的鐵素體條彼此位相差很小，如同一個(gè)晶粒，所以晶粒的有效尺寸很大，不利于材料強(qiáng)度和韌性的發(fā)揮，并且脆性的滲碳體分布于鐵素體條之間，構(gòu)成脆性通道，強(qiáng)烈降低材料的韌性。網(wǎng)狀鐵素體構(gòu)成一個(gè)個(gè)獨(dú)立的封閉空間，割裂基體的同時(shí)破壞連續(xù)性，對(duì)整體強(qiáng)度造成不良影響。所以上貝氏體和網(wǎng)狀鐵素體的存在不僅降低材料的強(qiáng)度、沖擊性能等靜態(tài)性能，還會(huì)對(duì)疲勞強(qiáng)度、持久強(qiáng)度等動(dòng)態(tài)性能造成一定影響，從而降低材料使用壽命[9-10]。所以基體顯微組織不良，在導(dǎo)致屈服強(qiáng)度不達(dá)標(biāo)的同時(shí)，加劇了疲勞損傷的進(jìn)一步擴(kuò)張，對(duì)連桿的最終斷裂起到了推波助瀾的作用。

3 結(jié)論及建議

1) 該活塞連桿機(jī)構(gòu)主要失效件為缸套、活塞與連桿，其中缸套與活塞均為一次性沖擊過載斷裂，為從屬故障；連桿為低應(yīng)力高周疲勞斷裂，是引發(fā)此次活塞連桿機(jī)構(gòu)失效的肇事件及首斷件。

2) 連桿斷裂起源于加強(qiáng)筋表面的折疊缺陷，該缺陷的形成與表面噴丸強(qiáng)化操作不當(dāng)有關(guān)，且連桿基體顯微組織不良對(duì)其失效起到了促進(jìn)作用。

3) 建議生產(chǎn)廠家優(yōu)化噴丸強(qiáng)化工藝，保證其強(qiáng)化效果的符合性及穩(wěn)定性；同時(shí)加強(qiáng)熱處理環(huán)節(jié)的質(zhì)量管控，以避免不良組織的出現(xiàn)對(duì)使用性能造成不利影響。