發動機曲軸耐久實驗斷裂失效分析

陳磊，羅維賢，羅海鵬，邢陽，俞雁

(廣州汽車集團股份有限公司汽車工程研究院,廣東廣州 511434)

0 引言

曲軸作為汽車的動力輸出元件，其主要作用是將活塞往復直線運動轉變成旋轉運動,同時將活塞所作的功轉變為有用扭矩。曲軸承受氣體慣性力、往復慣性力和旋轉慣性力等共同作用的交變應力。 一般情況下，曲軸的主要失效模式為彎曲疲勞斷裂、扭轉疲勞斷裂和軸頸異常磨損[1-4]。

某汽車公司開展發動機的耐久實驗，試驗過程中發現曲軸斷裂，斷裂位置位于連桿軸頸與第一曲柄交界處。為分析曲軸斷裂原因，對失效曲軸開展了化學成分、硬度、宏觀及微觀形貌、金相組織、夾雜物等方面的分析。

1 曲軸生產工藝

曲軸的材料牌號為42CrMoA，生產工藝流程為，下料、鍛造、調質處理(淬火溫度870 ℃，回火溫度610 ℃)、拋丸處理、機械加工、表面感應淬火、滾壓、涂油。

2 分析內容與結果

2.1 化學成分

在曲軸(42CrMoA)斷口附近取樣進行化學成分分析，分析結果表明該曲軸的化學成分合格，具體成分見表1。

表1 曲軸化學成分測試(質量分數)%

2.2 硬度

在連桿軸頸附近取樣進行表面硬度、心部硬度、有效硬化層深度測試，心部硬度處于技術要求的上限，有效硬化層深度處于技術要求的下限，見表2。

表2 曲軸硬度測試

2.3 斷口分析

2.3.1 宏觀斷口分析

曲軸工作過程中主要承受交變的彎曲-扭轉載荷和一定的沖擊載荷，軸頸的表面還受到磨損。觀察斷口發現，裂紋出現在連桿軸頸處與曲柄交接處(尺寸過渡區)，軸頸處存在明顯的變形，裂紋沿軸頸交界處呈周向擴展，導致曲柄的開裂[見圖1(a)(b)(c)]。

通過對斷裂部位進行宏觀分析，發現斷口呈典型的疲勞斷裂貝殼紋。根據貝紋線的擴展方向以及形態，將斷口分為A、B、C 3個區域，其中A區(連桿頸與曲柄交接處邊緣)為裂紋源區，表面有磨平的痕跡；B區為裂紋擴展區，占整個斷裂面的90%以上，表明整個斷裂過程應力較小；C區為瞬時斷裂區[見圖1(d)]；斷口的另一側的3個區域分別為A′、B′、C′[見圖1(e)]；裂紋的擴展方向見箭頭所示。整個斷口無明顯的扭轉變形，推測曲軸主要是受彎曲載荷引起的疲勞斷裂。

圖1 曲軸宏觀斷口形貌

2.3.2 微觀斷口分析

通過對裂紋源A區進行微觀形貌觀察，發現在失效件表面存在金屬塑性變形的痕跡，這是對連桿頸表面進行滾壓強化工藝產生的塑性變形(見圖2)。B區為裂紋擴展區，存在疲勞的輝紋及多處近似平行的裂紋，呈解理疲勞擴展(見圖3、圖4)。C區為瞬斷區形貌，形貌呈撕裂韌窩(見圖5)[5]。

圖2 A區微觀形貌

圖3 B區微觀形貌(一)

圖4 B區微觀形貌(二)

圖5 C區微觀形貌

2.4 金相組織

連桿軸頸表面組織(見圖6)是細馬氏體，按照JB/T 9204-2008標準進行評級，馬氏體級別為5級，未發現貝氏體組織。心部組織(見圖7)為回火索氏體，按照GB/T 13320-2007標準進行評級，回火索氏體級別為1級，未發現魏氏體組織。由此可見，連桿軸頸的金相組織符合技術要求。

圖6 連桿頸表面金相組織(400×) 圖7 連桿頸心部金相組織(400×)

曲柄的金相組織(見圖8)表面存在110～140 μm的半脫碳層，滿足技術要求脫碳層低于1 mm的要求，心部組織(見圖9)為回火索氏體，局部區域存在羽毛狀的貝氏體組織[6]。

圖8 曲柄表面金相(400×) 圖9 曲柄心部金相組織(400×)

在裂紋源A區交界處切取試樣進行金相觀察，切割位置及方向如箭頭所示(見圖10)。觀察表明：裂紋源附近表面存在很多微裂紋，裂紋筆直，兩側未發生明顯脫碳(見圖11、圖12)，符合淬火裂紋的特征，推測是調質處理過程中的淬火裂紋；在連桿軸頸與曲柄交界處(拐角處)發現有一條深度大約1.6 mm長度的裂紋(見圖13、圖14)，同時在裂紋的內側發現存在有灰色的氧化皮，推測是調質處理過程中高溫回火引起的氧化皮(見圖15)。拐角處是幾何過渡區，應力較大，加快了裂紋的擴展，在裂紋的兩側存在二次裂紋開裂現象[7]。

圖10 斷裂源取樣處 圖11 表面金相(400×)

圖12 表面金相(400×) 圖13 裂紋金相(400×)

圖14 拐角處裂紋 圖15 拐角處裂紋

2.5 非金屬夾雜物分析

按國家標準GB /T 10561-2005對曲軸材料進行非金屬夾雜物評定，結果如表3所示，局部區域存在少量金黃色的TiN，夾雜物含量滿足技術要求。

表3 非金屬夾雜物測試

3 分析&結論

(1)通過理化分析，曲軸的化學成分及夾雜物含量符合技術要求，說明不是原材料問題導致的開裂。

(2)曲軸的心部硬度偏高，處于技術要求(280～314HB)的上限值，這說明調質過程中的回火工藝存在優化空間；表面硬化層深度處于技術要求(2.0～4.0 mm)的下限值(2.00 mm)，這說明材料的表面感應淬火工藝需調整，以增加硬化層的深度。

(3)曲軸裂紋起源于第一連桿軸頸與曲柄的交界處，裂紋沿軸頸交界處呈周向擴展，最后在曲柄處開裂。斷裂面分3個區，起源區有磨平以及塑性變形的痕跡，塑性變形是由滾壓工藝產生。擴展區呈貝殼狀疲勞輝紋，同時發現有近似平行的裂紋，擴展區占整個斷裂面的90%以上。瞬斷區呈撕裂韌窩狀，占比較小，非一次性斷裂。斷口形貌符合彎曲疲勞斷裂的特征，推測曲軸的斷裂主要是彎曲疲勞斷裂。

(4)通過金相組織分析觀察，裂紋源附近的連桿軸頸與曲柄處表面存在多處裂紋，表面裂紋筆直，兩側無脫碳現象，為淬火裂紋，拐角處存在應力集中的擴展裂紋，長度大約1.6 mm；連桿軸頸表面組織為馬氏體，心部組織回火索氏體。曲柄組織為回火索氏體，局部區域存在少量的貝氏體，表面存在約110～140 μm的半脫碳層，微觀金相組織滿足技術要求。

綜上所述，曲軸是由于表面的淬火裂紋以及連桿頸與曲柄交界處的應力集中引起的彎曲疲勞斷裂。

4 整改建議

(1)優化調質處理工藝參數，調整淬火工藝，杜絕淬火裂紋的產生。通過提高回火溫度及延長回火時間的方式優化高溫回火工藝，改善心部硬度偏高現象。

(2)優化感應淬火的參數(電流的頻率及加熱時間)，將曲軸連桿頸的表面硬化層的深度提高至2.0～4.0 mm。

(3)增加表面熒光磁粉探傷比例，以及早發現潛在的表面裂紋失效。

(4)優化過渡區圓角，通過仿真軟件模擬分析圓角應力集中區域的加載情況，科學設計以降低拐角區域的應力。