發動機缸體斷裂原因

朱玲斌,邵百明,薛喜才,賈尚華

(上海汽車集團股份有限公司 乘用車分公司,上海 201804)

發動機缸體是汽車發動機中最重要的零部件之一，其將各個氣缸和曲軸箱連成一體，是安裝活塞、曲軸以及其他零件和附件的支撐骨架；同時還要保證活塞、連桿、曲軸等工作時的位置準確以及發動機的換氣、冷卻和潤滑系統工作正常。而隨著汽車輕量化發展[1]，對缸體的要求更趨向于薄壁和高強度。由于鋁合金鑄造工藝已經相對比較穩定，從工藝的角度來提高強度越來越難，因此缸體設計的合理性凸顯重要。在開發過程中，通過分析缸體的失效問題找到相應的改進措施也就變得越來越重要[2-8]。

某發動機開發過程中，發動機需進行相關臺架試驗，在完成曲軸通風系統試驗和潤滑系統試驗后，進行15 h的節氣門結焦試驗過程中發現缺體側面漏油，油壓降低導致報警，停機進行檢查，拆解后發現缸體軸承座和對應的軸承瓦蓋斷裂。為找到缸體的斷裂原因，筆者對軸承座和軸承瓦蓋進行了檢驗與分析，并提出改進措施。

1 理化檢驗

1.1 宏觀及低倍分析

送檢的斷裂發動機缸體如圖1所示。斷裂的零件都位于發動機后端，如圖1a)所示，其中缸體第4主軸承座斷裂，裂紋一側位于退刀槽區域，軸承瓦蓋的斷裂位置在軸承座斷裂位置的斜對角，如圖1b)所示。第1～3軸承座及其對應的軸承瓦蓋都未見明顯異常。失效區域螺栓擰緊痕跡正常，無松動現象，如圖1c)所示。據了解，拆解時8組軸承瓦蓋螺栓的扭矩值(包括斷裂軸承座)全部都在正常范圍內。

采用VHX-2000E型體視顯微鏡對缸體軸承座的斷口進行低倍分析，形貌如圖2所示。可見有明顯的自下而上的斷裂擴展紋路，底側局部區域磨損嚴重，其放大后有清晰可見的疲勞海灘紋特征，從海灘紋的匯聚方向來看，疲勞應該起源于退刀槽的中部區域，同時在疲勞源附近，有疑似孔洞存在。

圖1 送檢的斷裂發動機缸體宏觀形貌Fig.1 Macro morphology of fractured engine cylinder block submitted for inspection:a) overall morphology of cylinder block; b) morphology of fracture position; c) bolt assembly trace of fracture position

圖2 軸承座斷口低倍形貌Fig.2 Morphology of bearing seat fracture at low magnification:a) overall morphology of fracture; b) enlarged morphology of fatigue source region

圖3為斷裂軸承瓦蓋斷口的低倍形貌，斷口上有隱約可見的從右下至左上的斷裂擴展紋路，且斷裂起始一側位于軸承瓦蓋與曲軸接觸的區域。

圖3 軸承瓦蓋斷口低倍形貌Fig.3 Morphology of bearing cover fracture at low magnification

1.2 微觀分析

采用EVO MA25型掃描電鏡(SEM)分別對軸承座和軸承瓦蓋的斷口進行觀察，如圖4和圖5所示。

軸承座起始斷裂區存在鑄造縮孔，如圖4a)～b)所示；除磨損區域外，斷口形貌特征為細小的疲勞輝紋，如圖4c)～d)所示。從疲勞輝紋的擴展方向來看，疲勞裂紋起源于退刀槽邊緣而非缺陷所在區域，而且疲勞起源點未完全匯集到縮孔所在的區域，說明缺陷不是導致軸承座疲勞斷裂的主要原因。

對軸承瓦蓋斷口進行觀察，觀察位置如圖5a)所示。整個斷裂軸承瓦蓋的斷口形貌特征全部為疲勞輝紋，如圖5b)～e)所示；疲勞擴展方向如圖5a)中箭頭所示。對模擬過載斷裂的軸承瓦蓋斷口進行觀察，可見斷口為韌窩形貌，如圖5f)所示。送檢斷裂軸承瓦蓋斷口的疲勞起始區域未見明顯異常，且斷口形貌特征明顯不同于模擬過載斷裂瓦蓋材料的。

圖4 軸承座斷口SEM形貌Fig.4 SEM morphology of fracture on bearing seat:a) morphology of fatigue source region 1; b) morphology of fatigue source region 2;c) enlarged morphology of position 1; d) enlarged morphology of position 2

圖5 軸承瓦蓋斷口SEM形貌Fig.5 SEM morphology of fracture on bearing cover:a) observation positions of fracture; b) morphology of position 1; c) morphology of position 2;d) morphology of position 3; e) morphology of position 4; f) morphology of the simulation of overload fracture of bearing cover

1.3 金相檢驗

在斷裂缸體軸承座的疲勞起源區取金相試樣，觀察其顯微組織形貌，如圖6a)所示，可見其顯微組織為白色塊狀奧氏體相+細小致密的共晶Si相+少量初生Si相。根據企業技術文件的要求測量疲勞起源區的孔隙率，結果為0.43%，最大單孔直徑為0.4 mm，如圖6c)所示，符合設計圖紙的技術要求。

沿著圖5a)虛線位置對軸承瓦蓋取樣，并進行觀察，如圖6b)所示，可見其顯微組織主要為珠光體，此外還有部分孔隙，顯微組織基本正常。

圖6 斷裂軸承座及瓦蓋的顯微組織形貌Fig.6 Microstructure morphology of fractured bearing seat and bearing cover:a) morphology of bearing seat; b) morphology of bearing cover;c) morphology of bearing seat porosity

1.4 化學成分分析

圖紙規定缸體材料為AlSi9Cu3鋁合金，用Bruker Q4 TASMAN型直讀光譜儀對缸體的化學成分進行分析，結果如表1所示。可知缸體材料的化學成分滿足DIN EN 1706：2010AluminiumandAluminiumAlloysCastingsChemicalCompositionandMechanicalProperties的要求。

1.5 力學性能測試

采用UH930型多功能硬度計對斷裂缸體的軸承座進行硬度測試，結果為88 HB，符合產品圖紙的硬度要求。

表1 缸體的化學成分(質量分數)Tab.1 Chemical compositions of cylinder block (mass fraction) %

采用RB2000型洛氏硬度計對斷裂的軸承瓦蓋進行硬度測試，結果為65 HRB，符合產品圖紙的硬度要求。同時使用Sartorius cpa224S型密度天平對軸承瓦蓋斷裂失效區域進行密度測試，結果為6.71 g·cm-3，同樣符合產品圖紙的要求。

2 分析與討論

2.1 斷裂原因分析

從上述斷裂缸體軸承座和軸承瓦蓋的理化檢驗結果來看，材料的顯微組織、化學成分和力學性能都符合設計圖紙的要求，同時軸承座疲勞起源區雖然存在鑄造縮孔，但根據孔洞大小、孔隙率及疲勞起源點的分析結果，判斷其不是引起失效的主要原因[9]。因此本次失效與材料關系不大。

為進一步分析發動機缸體的斷裂原因，分別對缸體和軸承瓦蓋進行CAE(計算機輔助工程)模擬分析[10]。CAE結果如圖7所示，可知軸承座斷裂起源區處于應力較大區域，安全系數約為0.73，說明該設計的結構強度偏低，而軸承瓦蓋斷裂起始位置并非應力較大的位置，斷裂起源點的安全系數約為1.58，不存在強度不足的情況。因此判斷首先由于第4軸承座設計強度不足導致在試驗中發生疲勞開裂，開裂后斷口斜對側的軸承瓦蓋受力發生變化，也相繼出現疲勞開裂，在應力作用下最終斷裂失效。

圖7 軸承座和軸承瓦蓋CAE計算結果Fig.7 CAE calculation results of a) bearing seat and b) bearing cover

2.2 改進措施及結果驗證

針對缸體第4軸承座強度不足的判斷，對4檔區域采用增加加強筋的措施進行多輪優化改進，并進行相關CAE計算，結果如圖8所示，最終優化后的方案C顯示原失效區域的安全系數增加到1.07。根據方案C重新制造缸體樣件并再次進行臺架試驗，試驗通過后拆解檢查，相關零件未發現任何異常。

圖8 優化后CAE計算結果Fig.8 CAE calculation results after optimization:a) option A; b) option B; c) option C

3 結論及建議

長時間工作后在循環應力作用下發動機缸體的軸承座首先發生疲勞斷裂，隨后軸承瓦蓋也發生疲勞斷裂。結合CAE計算結果可知缸體軸承座結構強度不足是導致缸體發生疲勞斷裂的根本原因。

建議通過對失效區域增加加強筋的方式來提高發動機缸體結構的強度。