力拓礦石車用F51AE型鉤舌斷裂失效分析

肖利民，秦曉鋒

(齊齊哈爾軌道交通裝備有限責任公司，黑龍江 齊齊哈爾 161002)

0 引言

我公司從2007年開始為澳大利亞力拓公司生產礦石車.該車所用 F51AE型鉤舌，材料為ZG25MnCrNiMo鑄鋼，熱處理工藝為淬火+高溫回火處理，質保期為二年.但使用一年左右即陸續發生了鑄號為0733、0773和0078的鉤舌的早期斷裂事故.對此，我公司從鉤舌的材質、斷口、結構以及受力狀態等方面進行了分析，找出了導致鉤舌早期斷裂失效的原因，為鉤舌結構改進、材質控制及鉤舌使用壽命的提高提供了依據.

1 斷裂鉤舌的材質分析

1.1 化學成份

從斷裂鉤舌上取樣進行化學成分分析，結果見表1.除0078號鉤舌鋁含量偏高外，其余化學成分符合標準要求.

表1 斷裂鉤舌的化學成分%

1.2 力學性能

相關標準［1］規定，測定鉤舌材料力學性能的試樣，可附鑄在鑄件(即鉤舌)上或澆注系統上，其力學性能應達到表2要求;也可取自鑄件，其下屈服強度和抗拉強度應達到表2規定值的80%.由于斷裂鉤舌尺寸限制，無法加工出滿足尺寸要求的試樣，因此，查找出斷裂鉤舌的同爐次的試樣的力學性能檢測記錄，結果見表2.可見，力學性能指標均滿足標準要求，但0078號鉤舌的強度與韌性指標相對偏低.

表2 斷裂車鉤的力學性能

1.3 金相組織及非金屬夾雜物

從斷裂鉤舌上取樣，對金相組織和非金屬夾雜物進行了分析，結果見表3，金相組織為正常的回火索氏體組織，非金屬夾雜物符合標準要求.

表3 斷裂鉤舌的金相組織和非金屬夾雜物

2 斷裂鉤舌的斷口分析

2.1 鉤舌結構及斷裂部位

鉤舌結構示意圖見圖1.三個鉤舌斷裂部位相同，均沿圖1中虛線ab斷裂，形成A段與B段兩部分.

圖1 鉤舌結構及斷裂部位示意圖

2.2 宏觀斷口

0733號鉤舌A段與B段的宏觀斷口照片見圖2(a)、(b)，顯示出典型疲勞斷口的特征，其上可以看到白色虛線所分成的三個區，分別為裂紋源區、裂紋擴展區和瞬時斷裂區.

裂紋源為線狀裂紋源，裂紋從鉤舌的下牽引臺根部外表面形成，然后呈放射狀向內擴展，裂紋前沿線為橢圓形弧線.裂紋源區氧化、銹蝕嚴重，顏色很深，斷裂面光滑.該區未觀察到諸如夾雜物、空洞等材料內部的宏觀缺陷.

裂紋擴展區可見明顯的貝紋線(又稱海灘花樣)特征，氧化銹蝕顏色比裂紋源區淺，斷裂面比較光滑.隨著裂紋擴展的進行，貝紋線間距增大，銹蝕減弱，斷裂面粗糙度增大.

瞬時斷裂區斷裂面粗糙，為無氧化銹蝕的新鮮金屬表面.該鉤舌瞬時斷裂區尺寸較大.

0773號鉤舌B段斷口見圖2(c)，其特征與0733號鉤舌斷口完全相同.

0078號鉤舌斷口也顯示出疲勞斷裂的特征，但與0733號和0773號鉤舌相比，裂紋源區以外的斷口形貌為粗結晶體顆粒狀形貌，即具有“冰糖狀”特征［2］，裂紋擴展區明顯減小，而未發生氧化銹蝕的瞬時斷裂區更大，見圖2(d).

圖2 鉤舌的宏觀斷口照片

2.3 微觀斷口

(1)0733號鉤舌

0733號鉤舌斷口疲勞裂紋擴展區的掃描電鏡照片見圖3，其上存在塑性疲勞輝紋，從微觀上證明該鉤舌屬于疲勞斷裂，而且裂紋擴展過程中伴有較大塑性變形.觀察該鉤舌斷口的瞬時斷裂區，發現為大量韌窩所覆蓋.這些特征表明，0733號鉤舌材料塑性、韌性較好.

圖3 0733號鉤舌斷口疲勞裂紋擴展區掃描電鏡照片

(2)0078號鉤舌微觀斷口

由于0078號鉤舌斷口上未觀察到明顯的疲勞裂紋擴展區，因此對其瞬時斷裂區用掃描電鏡進行了觀察，結果見圖4(a)、(b).可以看出，0078號鉤舌斷口在高倍下也很平坦，表明該鉤舌材料較脆.同時，在斷口上觀察到大量非金屬夾雜物小顆粒，例如圖4(b)中箭頭所示.對圖4(b)中箭頭所示區域的夾雜物進行能譜分析，如圖4(c)所示，能譜分析表明該夾雜物為鋁的化合物.

圖4 0078號鉤舌斷口瞬時斷裂區掃描電鏡照片及夾雜物能譜分析

3 鉤舌斷裂原因分析

3.1 結構與工況因素

鉤舌工作時，其上、下牽引臺與鉤體上、下牽引臺相互作用，承擔牽引載荷.由斷口分析表明，三個鉤舌斷裂均是從下牽引臺根部開始的.

圖5 鉤舌上、下牽引臺及其根部過渡圓角

由于鉤舌結構與功能的需要，上、下牽引臺的結構、尺寸有很大差別，見圖5.上牽引臺結構尺寸較大，承載面積較大，單位面積受力相對較小.與上牽引臺相比，下牽引臺由于存在座鎖面，尺寸減小，承載面積減小，單位面積受力相對較大.同時，牽引臺根部過渡圓角半徑較小，實測僅為3～5mm，因此應力集中程度很高.可見，下牽引臺尤其是根部尖角部位成為鉤舌最薄弱部位.通常情況下，疲勞裂紋總是選擇在零件的最薄弱部位產生，因此，下牽引臺根部應是鉤舌疲勞裂紋容易萌生的部位.

從運行工況看，力拓礦石車的鉤舌工況條件十分惡劣.我國大秦線C80B型運煤敞車一個編組的最大牽引重量約為2萬t，而力拓礦石車一個編組的最大牽引重量約為3萬t，是C80B型運煤敞車最大牽引重量的1.5倍.鉤舌在這種惡劣的運用條件下承受著很大的牽引、沖擊及滑動摩擦力，首先在鉤舌的最薄弱部位，即下牽引臺根部的尖角部位萌生疲勞裂紋，然后在交變應力的作用下完成疲勞裂紋的擴展，最后截面尺寸達到臨界值而失穩斷裂.

從鉤舌裂紋的形成、擴展及瞬時斷裂過程看，三件鉤舌的疲勞裂紋萌生于鉤舌的同一部位，裂紋擴展途徑完全相同，瞬時斷裂區均較大.從鉤舌材質看，三件鉤舌中除0078號鉤舌鋁含量偏高外，其余化學成分、組織、夾雜物、力學性能合格，裂紋源處亦未發現材料內部缺陷.在這種情況下，裂紋將從結構上應力最大的薄弱部位形成并沿阻力最小的路徑擴展.因此，鉤舌早期疲勞斷裂的主要原因是在惡劣的工況條件下鉤舌局部結構承載能力不足.

3.2 材料因素

0078號鉤舌斷裂特征與其它兩個鉤舌有很大差別.在0733號與0773號鉤舌的斷口上，可以看到清晰的疲勞源區、裂紋擴展區和瞬時斷裂區，且裂紋擴展區較大而瞬時斷裂區較小，斷口上無材料脆化特征.與此不同，0078號斷裂模式為沿晶脆斷，瞬時斷裂區面積很大，幾乎看不到疲勞裂紋擴展區，這應與材質因素有關.

研究表明，沿晶斷裂的原因之一是晶界形成AlN夾雜而使晶界弱化.鋼中鋁含量高時，就可能在晶界上形成AlN沉淀物而引起沿晶脆性斷裂.例如，Al含量0.072%的鑄鋼件出現脆性斷裂時，斷口出現非常粗大的晶粒，大晶界上有沉淀物，很可能是AlN［3］.弱化晶界的AlN是從1300℃緩慢冷卻或者鑄造后緩慢冷卻中沿奧氏體晶界沉淀形成的［4］，Al含量越多，這一現象越嚴重，鋼中殘余鋁含量超過0.065%，這種現象就很嚴重［5］.

與上述報道相比，0078號鉤舌的鋁含量高達0.11%，在其粗大脆性沿晶斷面上觀察到鋁的化合物沉淀顆粒，而且0078號鉤舌的強度和韌性偏低.因此，Al含量過高，沿晶界形成AlN顆粒使晶界弱化，是0078號鉤舌斷裂過程加快的材料因素.

值得注意的是，0078號鉤舌沿晶斷裂單元尺寸較大，可達2～3mm(圖6(a))，而鉤舌最終熱處理為淬火+高溫回火的調質處理，調質處理后的奧氏體晶粒度為7～6級，晶粒直徑僅為0.03～0.05mm(圖6(b))，二者之間并無對應關系.因此認為，斷裂晶界不是最終熱處理后的奧氏體晶界，而是粗大鑄態晶粒的晶界，弱化晶界的AlN則是鑄造冷卻過程中形成的，這與文獻［3］與［4］的結論是一致的.

圖6 0078號鉤舌沿晶斷裂的斷裂單元(a)與最終熱處理后的奧氏體晶粒(b)

4 結論

(1)力拓礦石車F51AE型鉤舌斷裂屬疲勞斷裂，各斷裂鉤舌的疲勞裂紋萌生部位均為下牽引臺根部外表面.由于下牽引臺承載面積較小，根部過渡圓角較小，應力集中較大，因此結構承載能力較低，是鉤舌在惡劣工況條件下發生早期疲勞斷裂失效的主要原因;

(2)個別鉤舌鋁含量過高，在鑄造粗大晶界上形成AlN夾雜物顆粒，弱化晶界，加快了鉤舌疲勞裂紋擴展與斷裂過程，但這不是鉤舌斷裂失效的主要原因.

［1］中華人民共和國鐵道部.TB/T 2942-1999鐵道用鑄鋼件采購與驗收技術條件［S］.北京:中國鐵道出版社，1999.

［2］葛潤林.ZG35鑄件“冰糖狀”斷口分析［J］.望江科技，1991(1－2):45-51.

［3］美國金屬學會.失效分析與預防［M］.8版，北京:機械工業出版社，1986:456-483.

［4］張棟，鐘培道，陶春虎，等.失效分析［M］.北京:國防工業出版社，2004:113-149.

［5］朱學儀，陳訓浩.鋼的檢驗［M］.北京:冶金工業出版社，1992:79-88.