發動機連桿失效分析

張進，趙曉博，陶世杰，姜江，張金芳，徐景峰

（1.山東大學材料科學與工程學院，山東濟南250061；2.濰柴動力股份公司，山東濰坊261041）

·應用研究·

發動機連桿失效分析

張進1，2，趙曉博1，陶世杰1，姜江1，張金芳2，徐景峰2

（1.山東大學材料科學與工程學院，山東濟南250061；2.濰柴動力股份公司，山東濰坊261041）

根據253 kW（340馬力）的柴油發動機連桿發生失效斷裂的實際情況，采用宏觀斷口分析、微觀斷口分析、金相組織及夾雜物的成分分析的試驗方法，對試樣的金相組織和斷口形貌進行分析，研究造成失效斷裂的主要原因。同時采用Paris公式估測了失效連桿的疲勞壽命。分析結果表明發動機連桿生產制造過程中必須嚴格控制鋼中非金屬夾雜物的數量、尺寸和形態，夾雜物的等級應控制在1級以內；并且要制定合理的熱處理方案，防止過深的脫碳。

連桿；失效分析；非金屬夾雜；疲勞壽命；Paris公式

連桿作為傳遞力的主要部件廣泛地應用于各類動力機車上，是各類柴油機或汽油機的重要部件［1］。發動機連桿的作用是將活塞的直線往復運動轉化為曲軸的旋轉運動，實現發動機由化學能轉變為機械能的輸出。發動機連桿連接活塞和曲軸，將活塞承受氣體作用力傳給曲軸，使曲軸旋轉對外輸出動力，工作時承受很高的周期性沖擊壓力、彎曲力和慣性力，這就要求連桿應具有高的強度、韌性和疲勞性能，連桿體的幾何結構有良好的結構剛度。同時也因連桿是發動機重要的運動部件，而高速運動產生的慣性力又要求結構輕巧，所以要求連桿在盡可能輕巧的結構下保證足夠的剛度、強度和質量精度。

碳素調質鋼和合金調質鋼是連桿用鋼的傳統鋼種，通常小功率的發動機采用碳素調質鋼，大功率的發動機采用合金調質鋼。碳素鋼中碳的質量分數為：0.40%～0.55%；合金鋼主要添加的合金元素是鉻、錳、鉬、硼等，可單獨添加或復合添加。一般碳素鋼抗拉強度可達到800 MPa以上，沖擊韌度在60 J以上；合金鋼調質鋼抗拉強度可達到900 MPa以上，沖擊韌度在80 J以上，可滿足連桿的可靠性要求［2］。

對不同類型的連桿的破壞進行深入研究，綜合起來可以得出，連桿的破壞可能出現在以下幾個部位：桿身斷裂；連桿小頭斷裂；連桿大頭斷裂；連桿蓋斷裂；連桿螺栓斷裂；“直角臺階”處的疲勞斷裂。從以上的破壞部位可以看出，幾乎連桿所有部位都有可能出現斷裂。但是從連桿破壞的大量實例來看，無論是主副連桿，還是并列連桿，以其桿部的疲勞斷裂居多。

疲勞破壞的主要形式有：磨損、腐蝕和斷裂［3］。車輛的零部件來說，由于磨損和腐蝕進程很慢，一般可以通過定期更換或修理的辦法來解決，而斷裂常常突然發生，常常導致災難性的車輛事故，所以斷裂破壞更為汽車研究人員所重視。造成斷裂事故的原因是多樣的，如過載、低溫脆性、應力腐蝕和疲勞等［4］。在實際工況中曲柄連桿機構承受活塞傳遞的多種周期性爆發壓力的交變載荷和曲軸飛輪組傳遞的阻力矩的共同作用［5］。要求曲柄連桿機構具有高度的可靠性和安全性。通過失效分析可以吸取設計中的經驗教訓，設計中的失誤，完善設計內容，創造出新的設計方法，從而促進設計水平的提高。

1 .試驗內容和分析方法

1.1 試樣材料及加工工藝

1.1.1 試樣

本文主要研究客車柴油發動機連桿失效分析，試樣取自使用25個月后斷裂的發動機連桿，所用材料40Cr，失效件為六缸發動機的第六根連桿，化學成分要求如表1所示。

表1 40Cr連桿的化學成分（質量成分，%）

1.1.2 連桿加工工藝

原材料—斷料—鍛造坯料—精模鍛—調質處理—噴丸—硬度及表面檢查—矯正—精壓—探傷—精加工—成品

1.2 試樣檢驗與分析

1.2.1 宏觀斷口分析

具體取樣位置見示意圖1。連桿桿身斷裂成兩部分，同時可以看出桿部有明顯的扭曲塑性變形（圖2、圖3）。

圖1 斷裂位置

圖2 裂紋源

圖3 宏觀斷口形貌

對斷口進行除油、除銹處理后，在裂紋源的過渡圓弧表面未發現明顯的擦傷或腐蝕溝槽。斷口均呈明顯疲勞斷口，均有清晰可見的疲勞貝紋（外凸）。可看出斷口分成兩個區，裂紋擴展區和斷裂區。在擴展區的某些區域可觀察到類似疲勞的花樣。由弧線的彎曲方向，可知裂紋源的位置。

1.2.2 微觀斷口和金相組織檢測分析

在斷裂部位進行掃描電鏡觀察，如圖4所示，在裂紋源區斷面的主要形貌由韌窩和夾雜物組成。

在裂紋源區的起始部位上有大量形狀不規則的夾雜物。隨著裂紋源的擴展，裂紋形貌逐漸變為小平面、撕裂棱及韌窩和夾雜物組成的準解理斷裂，并有大量的二次裂紋。由圖4c）可見，初始裂紋可以認為是由9個連續的夾雜物連接組成的，測得初始裂紋的長度為0.5 mm。

圖4 裂紋源區的夾雜物分布

1.2.3 斷口裂紋源區和金相檢測分析

對斷口處進行試樣元素檢測，發現S、Mn、Si、Al等元素含量很高，雜質多為A類或B類夾雜物，還有少量爐渣（圖5、圖6、圖7）。

圖5 夾雜物MnS檢測圖像

圖6 夾雜物Al2O3檢測圖像

圖7 夾雜物爐渣檢測圖像

從圖8可以看出，組織主要為細片狀的屈氏體和沿晶分布的網狀鐵素體，顯然，這種組織是在調質淬火過程中由于冷卻不足所造成的，這種組織的強度應該在500 MPa左右，勉強可以滿足連桿最低的工作強度。但在邊緣處出現的大約0.15 mm貧碳層，強度大約為200 MPa，低于連桿的疲勞強度。連桿中調質組織的片狀屈氏體，和邊緣處的貧碳層為連桿過早的發生塑性變形提供了組織上的有利條件；邊界上的夾雜物阻止塑性變形，產生位錯塞積形成應力集中區，為顯微裂紋的形成提供了有利條件。

圖8 斷口下側金相組織圖

2 疲勞壽命計算

2.1 連桿受力分析

工作中的發動機，其曲柄連桿機構中承受著氣體對活塞的壓力、往復或旋轉運動質量的自重和慣性力、外部負荷對發動機的反作用力、運動副間的摩擦阻力等。在動力學分析中，一般將各運動部件的自重和運動副之間的摩擦阻力忽略不計，主要分析氣體爆發壓力和慣性。

力在曲柄連桿機構中的作用情況。連桿的計算載荷主要指通過連桿作用于連桿頸上的燃燒室氣體壓力與曲柄連桿機構的慣性力：包括活塞組作往復運動產生的慣性力、曲軸的不平衡質量作旋轉運動產生的慣性力和連桿組作復合平面運動產生的慣性力，其他則忽略不計［6］。

連桿的運動為隨活塞平移的牽連運動和繞活塞銷轉動的相對運動的復合，這兩種運動是變速運動，因此連桿的慣性力有4種。

1）連桿組隨活塞作往復運動而產生的往復慣性力，其方向平行于氣缸中心線，且與活塞加速度方向相反。

2）連桿組繞活塞銷中心轉動的向心加速度而產生的離心慣性力，它通過連桿組質心且總順著由連桿小頭中心到質心的離心方向。

3）連桿組繞活塞銷中心轉動的切相加速度產生的慣性力，它作用于連桿質心且垂直于連桿軸線。

4）連桿變速旋轉的角加速度產生的慣性力矩。綜合以上4種慣性力，可經由計算得出因發動機啟動或停止，連桿所受的最大合成慣性力為261 MPa。

2.2 斷裂疲勞壽命

從疲勞宏觀斷口分析可知，疲勞過程是由裂紋萌生、亞穩擴展及最后失穩擴展所組成的。其中裂紋亞穩擴展占有很大的比例，是決定整個疲勞壽命的重要組成部分。對于含有原始裂紋或缺陷的實際機件來說，裂紋亞穩擴展更為重要。

本文試樣裂紋采用近似公式計算試樣裂紋長度與裂紋厚度之比＜0.5，為表面淺裂紋，當表面裂紋為0.5 mm時，計算得裂紋臨界尺寸約為42.88 mm。

不考慮鍛件材質的不均勻性、介質、溫度波動及工作應力對疲勞擴展的影響，按照每天平均發動機啟動10次，采用Paris公式計算疲勞壽命約為3.34 a，試樣實際使用時限為2.08 a與計算結果基本吻合。

3 連桿失效分析與討論

3.1 連桿失效分析

整個斷口分為斷裂源區、裂紋擴展區及最后瞬斷區。裂紋源區在軸頸圓角面的小曲面上，斷口邊緣較為鋒利，擴展區較大，呈現貝殼狀擴展花樣，瞬斷區域較小并呈纖維狀斷口形貌，整個斷口表現為低應力作用下的彎曲疲勞斷裂。裂紋萌生后的亞穩擴展較慢，擴展區也較大，從裂紋的形成到裂紋的失穩擴展經歷了一定的時間，這與客車的實際運行里程也比較吻合。

從微觀看，連桿斷口試樣經拋光腐蝕清洗后，在電子顯微鏡上進行掃描，明顯可見大量形狀不規則的夾雜物，而疲勞起始裂紋就產生在夾雜之中，（如圖5～圖7）。隨著裂紋源的擴展，裂紋形貌逐漸變為小平面、撕裂棱及韌窩和夾雜物組成的準解理斷裂，并有大量的二次裂紋。由此可以斷定其裂源出大量的非金屬夾雜嚴重的影響了連桿的疲勞強度，正是因這些夾雜物造成連桿疲勞斷裂。

對裂紋處的試樣使用EDS，分析出主要元素為S、Mn、Si、Al、O等。雖然連桿材料中的硫的成分符合相關要求，但在微觀上，由于硫固溶度有限，易與Mn形成MnS硫化物夾雜，且易在晶界處偏聚。從金相、掃描電鏡及能譜分析結果中發現，斷口試樣中存在數量較多的A類夾雜物，如長條狀的MnS，呈淺灰色。在疲勞斷口中存在二次沿晶裂紋（圖8），這是由于長條狀的MnS夾雜偏聚于基體的界面處，疲勞次生裂紋易于沿材料夾雜物的方向擴展的結果。

試樣斷口處還存在大量的B類夾雜物，因夾雜物本身與基體材料在熱膨脹系數和硬度方面的差異，在夾雜物周圍集中了較大的熱應力和殘余應力（試樣的磨制和拋光過程產生的），再加上夾雜本身較脆，循環加載初期，集中的應力得以釋放而導致裂紋的萌生。由于應力在夾雜物的尖角處集中，當達到一定程度時，相鄰晶粒內某些取向有利的滑移系開始啟動，晶粒內部產生不均勻塑性變形，并伴有駐留滑移帶出現。隨著損傷的不斷積累，開始形成微裂紋，該裂紋沿一定的滑移系不斷擴展，最終成為導致基體材料斷裂的主裂紋。

另外，在連桿的邊緣處也出現不同程度的貧碳現象（如圖8），貧碳層強度下降，在外力的作用下首先發生塑性變形，位錯運動遇到障礙物受阻時，產生位錯塞積。位錯塞積形成高應力區，當應力超過臨界值時，則形成微裂紋。

3.2 討論

一般來講，非金屬夾雜物能夠誘發鋼中疲勞裂紋一般有兩種方式，一種是第二相、夾雜物本身開裂的疲勞裂紋萌生機理；二是零件在服役過程中夾雜物不能傳遞鋼基體中存在的應力，在夾雜物周圍可達到臨界的峰值應力，夾雜物對裂紋的形成就有直接形核的效果。本課題所研究的發動機連桿，由于連桿裂源處存在大量非金屬夾雜物，連桿在長期的交變應力作用下，大量夾雜物不能傳遞交變應力，當此處夾雜物周圍達到臨界的峰值應力，裂紋就在此處成核形成，裂紋源就此產生。連桿在持續交變應力的作用下，從裂紋源不斷擴展，當裂紋擴展到一定程度時，連桿承受載荷的有效截面迅速減小，在某一時刻，有效截面難以承受交變應力時，即發生瞬間斷裂。這種裂紋形成形式可以用微孔形核長大模型表示［7］。

微孔聚集延性斷裂，其本質為材料所含第二相粒子誘發空穴形核、長大及聚集直到與宏觀裂紋連接導致最終斷裂的過程，主要影響因素為顯微組織和夾雜物特征，降低第二相或夾雜物脆性，提高相界強度，控制第二相或夾雜物的數量、形態、大小和分布，提高疲勞強度，延長材料的疲勞壽命。

但是一味減少夾雜物的數量，控制夾雜物的大小和分布，將大幅度提高材料的采購成本。根據計算表明，初始裂紋的尺寸對疲勞壽命的影響顯著，當初始裂紋減小到0.3 mm時，裂紋的疲勞壽命已達到7 a，減小到0.2 mm時的壽命則達到9年零4個月，如果初始裂紋只有0.1 mm時，連桿的使用壽命可達18 a 8個月。因此，控制非金屬夾雜物級別小于一級，即可滿足連桿疲勞壽命為10 a的安全工作年限。

4 結論

1）當材料中有大量的夾雜物時，由于夾雜物本身與基體材料差異，在夾雜物周圍集中了較大應力，循環加載初期，集中的應力得以釋放而導致裂紋的萌生，并在夾雜物的尖角處集中，當達到一定程度時，晶粒內部產生不均勻塑性變形。隨著損傷的不斷積累，開始形成微裂紋，裂紋沿一定的滑移系不斷擴展，最終成為導致基體材料斷裂的主裂紋。研究結果表明，當初始裂紋控制在0.3 mm長度內時，連桿的使用壽命就可以達到要求，根據GB/T 10561-2005/ISO 4967：1998（E）得出，夾雜物的綜合等級應控制在1級以內。

2）材料組織為片狀的屈氏體和沿晶分布的網狀鐵素體以及邊緣處不同程度的貧碳，貧碳層厚度約為0.15 mm，因貧碳層的強度下降（200 MPa），在外力的作用下首先發生塑性變形，位錯運動遇到障礙物受阻時，產生位錯塞積。位錯塞積形成高應力區，當應力超過臨界值時，則形成微裂紋。

3）建議：①加工前對材料進行嚴格的金相檢驗，采用超聲探傷，避免刀痕、擦傷、裂痕等表面缺陷，提高材質表面質量；②選用夾雜物較少的鋼材，以減少夾雜物對零件力學性能的影響；③制定正確的熱加工工藝，防止和減少連桿在鍛造和熱處理過程中的氧化脫碳。

［1］馬曉春，姚建華，陳琍.連桿鍛件的生產現狀及發展對策［J］.浙江工業大學學報，2001，29（2）：156-160.

［2］劉金忠.高強度非調質鋼連桿的研制［J］.汽車工藝與材料，1995（5）：26-29.

［3］張桂明，姚烈，李嘉，等.探索疲勞損傷理論在車輛疲勞試驗中的應用［J］.上海汽車，2002（1）：26-27.

［4］趙少汴.抗疲勞設計［M］.北京：機械工業出版社，1994.32-33.

［5］曹正.汽車發動機連桿材料的現狀及發展趨勢［J］.汽車工藝與材料，2007（01）：7-10.

［6］Firat M，Kocabicak U.Analytical durability modeling and evaluation-complementary techniques for physical testing of automotive components［J］.Engineering Failure Analysis，2004，11（3）：655-674.

［7］束德林.工程材料力學性能［M］.北京：機械工業出版社，2007：29．

Failure Analysis of Engine Connecting Rod

ZHANG Jin1，2，ZHAO Xiao-bo1，TAO Shi-jie1，JIANG jiang1，ZHANG Jin-fang2，XU Jing-feng2
（1.Materials Science and Engineering School in Shandong University，Jinan Shandong 250061，China；2.Weichai Power Company Limited，Weifang Shandong 261041，China）

Based on practical failure status of connecting rod on diesel engine of 340 horsepower,this article researches the main causes through analyzing sample＇s metallographic elements and fracture surface with experimental method，such as macro-fracture analysis,micro-fracture analysis,metallographic elements and inclusion compositions.At the same time it also estimates the fatigue life of connecting rod using the Paris Equation.Analyzing result shows that：（1）nonmetallic inclusion should be very strictly controlled within Class 1；（2）Heat treatment process should be suitable for preventing excess decarburizing.

connecting rod,failure analysis,non-metallic inclusion,fatigue life,paris equation

TG144

A

1674-6694（2010）04-0039-04

2010-06-12

張進（1982-），男，山東濰坊人，工程師，從事熱處理技術工作。