柴油發動機活塞連桿機構失效原因分析

焦 麗， 商海昆， 何劍豐， 王國亮， 馮 濤， 王 嘉， 扈鈺濤

(河北華北柴油機有限責任公司， 河北 石家莊 050081)

活塞連桿機構是發動機實現工作循環，完成能量轉換的核心機構，借助活塞將燃氣的爆發壓力通過連桿傳遞給曲軸，從而把活塞的往復運動轉變為曲軸的旋轉運動并輸出動力。在將熱能轉化為機械能的同時，缸套與缸蓋、活塞形成工作循環，并對活塞起導向作用。因其工作過程中承受高溫、高壓、往復慣性力和化學腐蝕作用，工作條件相當惡劣。所以無論在選材、設計、加工、熱處理還是裝配過程中，任何環節出現瑕疵，都將會對發動機的使用壽命造成致命影響[1]。某型號柴油發動機在試驗過程中，運行一段時間后突然出現異響并自動熄火。現場拆解后發現該發動機第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與綜合分析，初步查明失效機理，判明失效原因，以避免同類事故的再次發生。

1 理化檢驗結果

1.1 宏觀檢驗

活塞連桿機構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，部分區域可見機械擦傷痕跡。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，斷面變形受損嚴重，失去分析價值(見圖1(d))。小頭端固定于活塞銷上，并于10點鐘方向卡滯。斷面保存相對完好，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膩，無明顯宏觀塑性變形痕跡。沿右下側邊緣可見機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筋兩端凸起處，呈多源特征，以對稱方式依次擴展，并形成均勻細密的貝紋線，構成占比面積達90%以上的疲勞擴展區。貝紋線是疲勞裂紋瞬時前沿線的宏觀塑性變形痕跡，由其疏密程度、起伏狀態和擴展范圍可知，裂紋擴展速率較低，穩定化擴展階段較長，疲勞擴展充分，說明應力幅值不大，工作載荷較小。隨著前沿應力狀態及擴展方向的不斷變化，剩余截面不足以支撐循環變化的工作應力時，裂紋便不可避免地發展到失穩擴展階段，形成表面粗糙的終斷區，并伴有剪切唇特征。根據斷口形貌特征及終斷區所占比例，初步判定該斷口為低應力高周疲勞斷口。以上宏觀檢驗初步判定了各斷口的基本斷裂模式，更為詳盡的細節特征及肇事件的最終確定還需掃描電鏡對其進一步分析與驗證。

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)擴展區;(d)終斷區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，連桿加強筋左右兩側凸起處均有裂紋萌生現象，指向明顯，均以頂部為圓心線性起源，沿斷面依次擴大半徑范圍，左側頂部可見輻射狀疲勞溝線，是裂紋前沿線不斷改變局部擴展方向形成的紋路(見圖3(a, b))。裂紋不斷擴展的同時，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密程度可知裂紋進展緩慢，速率均勻，由此判定外載應力較小且幅值較低。疲勞輝紋是微觀下判斷疲勞斷裂的有力依據[3]。所以通過掃描電鏡微觀分析進一步印證了連桿為低應力高周疲勞斷裂。在疲勞擴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的韌窩形貌(見圖3(d))。

通過掃描電鏡微觀分析進一步明確了3個部件斷口的斷裂機理，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性故障中，如果既有疲勞斷裂，又有脆性斷裂時，疲勞斷裂往往發生在先，脆性斷裂發生在后。所以連桿是引發此次故障的肇事件，有必要對其做進一步的檢測與分析，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行化學成分檢測，結果如表1所示。由表1可見，各元素含量均符合GB/T 3077—2015《合金結構鋼》中關于42CrMo鋼對各元素的要求，連桿材質未見異常。

表1 斷裂連桿化學成分檢驗結果(質量分數，%)Table 1 Chemical composition of the failure connecting rod (mass fraction, %)

1.4 力學性能檢驗

在失效連桿上取樣，按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》和GB/T 229—2020《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗方法》進行拉伸和沖擊測試，結果如表2所示。由表2可見，連桿的屈服強度低于企業標準要求，其余指標未見異常。

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

1.5 金相檢驗

按照GB/T 13298—2015《金屬顯微組織檢驗方法》制備金相試樣，參照GB/T 10561—2005《鋼中非金屬夾雜物含量的測定 標準評級圖顯微檢驗法》、GB/T 224—2019《鋼的脫碳層深度測定法》、GB/T 13320—2007《鋼質模鍛件 金相組織評級圖及評定方法》標準，通過Axio Observer3m光學顯微鏡分別檢測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))，兩項不符合技術要求，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結果Table 3 Microstructure test results of the failure connecting rod

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

在對連桿裂紋源區檢測時發現表面存在大小不等、深淺不一，垂直深度為44.7～118.3 μm(見圖5(a))的線狀缺陷，遠離裂紋源區處同樣可見連續或不連續線狀缺陷，均由表面起源并與表面呈銳角或沿金屬流線方向分布，周圍未見脫碳現象(見圖5(b, c))。對該缺陷區進行SED能譜分析后發現，除正常的合金元素外，C、O含量偏高，說明存在輕微氧化現象(見圖5(d))。結合缺陷的形變特征及能譜檢測結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有嚴重的氧化脫碳現象[4]，而該折疊周圍僅微量氧化，并無脫碳跡象，所以其產生環節應與鍛造無關。

圖5 失效連桿裂紋源區的折疊缺陷形貌(a)裂紋源區;(b)裂紋源區附近;(c)遠離裂紋源區;(d)缺陷區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。連桿為低應力高周疲勞斷裂，是引發活塞連桿機構失效的肇事件。在對肇事連桿的理化檢測中發現，連桿化學成分、抗拉強度、表面脫/增碳、非金屬夾雜物等指標符合技術要求。但屈服強度、基體顯微組織、表面折疊缺陷3項指標不符合相關技術要求。其中屈服強度不合格只是外在表現，是后兩項內因綜合作用的結果。所以要從顯微缺陷的內因分析入手，判定缺陷產生的關鍵因素，以查明故障原因，為優化加工工藝提供技術依據。

首先從表面缺陷來說，折疊屬于線狀缺陷，嚴重破壞基體的連續性，工作受力時，大量位錯由于運動受阻而堆積，在該處形成應力集中，誘發了材料的最初損傷[5]。而疲勞破壞往往從局部開始，對源區有著高度的選擇性，并遵循最小阻力原則。受材料冶金質量、加工狀態和結構設計等因素的影響，材料內部充滿不均勻性，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，最薄弱環節就優先成為裂紋核心的發源地。該連桿表面折疊處因破壞連續性而成為最薄弱環節，阻力最小，起裂閾值最低，故由此引發線性起源，并在時間尺度上累積損傷，最后導致高周疲勞斷裂。這一微觀機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，其源區指向都與連桿加強筋表面的折疊缺陷高度相關。

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，而且伴有嚴重的氧化脫碳特征。從形成機理來說鍛造(軋制)和后續熱處理(正火、調質等)環節的高溫環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象，不符合鍛造折疊的基本特征，還需另尋其他可能途徑。

結合連桿加工工藝流程(下圓棒料→模鍛→調質→ 噴丸→探傷→粗加工→壓襯套→精加工)可知，調質后有噴丸工序。噴丸是以冷作硬化(冷態錘擊)原理為基礎發展起來的噴丸強化法[6]，可有效降低金屬構件承受交變載荷的拉應力水平，減小疲勞裂紋擴展驅動力，從而有效降低疲勞裂紋萌生和擴展速率，實現疲勞壽命增加。噴丸效果與噴丸強度、彈丸直徑、噴丸時間等參數密切相關，工藝參數設置不當或操作不當均會造成噴丸缺陷，如欠噴或過噴都會減弱噴丸的強化效果甚至造成零件的損傷，尤其是過噴，即噴丸過度，不僅會翻卷工件銳邊，產生過加工材料，還易誘發材料表面發生剝層或因表面過度變形而產生折疊紋[7]。所以從折疊的形貌特征并結合加工工藝分析，不排除噴丸操作不當造成折疊缺陷的可能。當折疊深度小于30 μm時，由于殘余應力對缺口應力集中敏感性的改善，以及噴丸折疊方向的特點，折疊裂紋并不對疲勞特征有負面影響[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，基體中存在一定數量的上貝氏體和網狀鐵素體。這兩種組織的出現表明實際冷卻速度不足以達到臨界冷卻速度，發生了部分上貝氏體轉變。冷速低的原因有可能是淬火介質冷卻能力不足、工件轉移過程中在空氣中滯留時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間和機會沿奧氏體晶界呈網狀析出，最終形成回火索氏體+上貝氏體+網狀鐵素體混合的不良組織。

調質組織中上貝氏體和網狀鐵素體對使用性能會有一定的不良影響。因為從機理上來說，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，如同一個晶粒，所以晶粒的有效尺寸很大，不利于材料強度和韌性的發揮，并且脆性的滲碳體分布于鐵素體條之間，構成脆性通道，強烈降低材料的韌性。網狀鐵素體構成一個個獨立的封閉空間，割裂基體的同時破壞連續性，對整體強度造成不良影響。所以上貝氏體和網狀鐵素體的存在不僅降低材料的強度、沖擊性能等靜態性能，還會對疲勞強度、持久強度等動態性能造成一定影響，從而降低材料使用壽命[9-10]。所以基體顯微組織不良，在導致屈服強度不達標的同時，加劇了疲勞損傷的進一步擴張，對連桿的最終斷裂起到了推波助瀾的作用。

3 結論及建議

1) 該活塞連桿機構主要失效件為缸套、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；連桿為低應力高周疲勞斷裂，是引發此次活塞連桿機構失效的肇事件及首斷件。

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

3) 建議生產廠家優化噴丸強化工藝，保證其強化效果的符合性及穩定性；同時加強熱處理環節的質量管控，以避免不良組織的出現對使用性能造成不利影響。