內(nèi)燃機(jī)曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)研究與分析

叢建臣 倪培相 孫 軍 呂世杰

1.山東理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，淄博，255000 2.天潤(rùn)工業(yè)技術(shù)股份有限公司技術(shù)中心，威海，264400

0 引言

曲軸是內(nèi)燃機(jī)中動(dòng)力傳輸?shù)暮诵牟考ぷ髦谐惺苤鴱?fù)雜的彎曲、扭轉(zhuǎn)交變載荷作用。曲軸形狀復(fù)雜，主軸頸與連桿軸頸的連接過(guò)渡圓角、連桿軸頸油孔部位等不可避免地存在著應(yīng)力集中現(xiàn)象，在各種載荷周期性變化并相互作用下容易引起曲軸的彎曲和扭轉(zhuǎn)變形甚至產(chǎn)生裂紋和斷裂[1-3]，而且一旦失效往往會(huì)引起其他重要機(jī)件的毀損，造成嚴(yán)重的后果。

彎曲疲勞斷裂和扭轉(zhuǎn)疲勞斷裂是內(nèi)燃機(jī)曲軸最主要的兩種失效形式。傳統(tǒng)的國(guó)四及以下排放內(nèi)燃機(jī)爆發(fā)壓力低，彎曲疲勞失效是內(nèi)燃機(jī)曲軸的主要失效形式[4]，因此人們比較重視，對(duì)曲軸彎曲疲勞性能進(jìn)行了大量研究。陳淵博等[5]針對(duì)某車用柴油機(jī)，在提高爆發(fā)壓力條件下對(duì)曲軸進(jìn)行了彎曲疲勞試驗(yàn)和仿真分析，通過(guò)模擬彎曲疲勞試驗(yàn)對(duì)曲軸進(jìn)行圓角結(jié)構(gòu)優(yōu)化，提高了曲軸彎曲疲勞強(qiáng)度。CEVIK等[6]對(duì)球墨鑄鐵曲軸進(jìn)行彎曲疲勞試驗(yàn)和有限元建模，得到了圓角滾壓和未滾壓條件下的應(yīng)力與循環(huán)次數(shù)的關(guān)系曲線，最終得出圓角滾壓工藝可以顯著提高曲軸疲勞極限的結(jié)論。叢建臣等[7]研究了曲軸在彎曲疲勞試驗(yàn)時(shí)疲勞裂紋的擴(kuò)展及疲勞失效判定問(wèn)題，對(duì)曲軸彎曲疲勞試驗(yàn)驗(yàn)證起到了非常重要的指導(dǎo)作用。QIN等[4]利用模擬方法研究了淬火過(guò)程產(chǎn)生的殘余應(yīng)力對(duì)曲軸的疲勞強(qiáng)度的影響，利用臨界平面法將殘余應(yīng)力疊加到彎曲應(yīng)力上，對(duì)曲軸截面的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行分析評(píng)估，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)曲軸的彎曲疲勞強(qiáng)度。而對(duì)于曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞失效，由于低爆壓下失效比例小，加之試驗(yàn)條件的限制，故沒有得到足夠重視，國(guó)內(nèi)外只針對(duì)曲軸扭振方面進(jìn)行了一定的理論研究與分析[8-9]，而關(guān)于曲軸扭轉(zhuǎn)失效的實(shí)體研究資料較少，劉紅福等[10]、馮美斌等[11]、ALDERTON等[12]對(duì)曲軸的扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度進(jìn)行過(guò)實(shí)物研究，但也只局限于球鐵曲軸，而且對(duì)扭轉(zhuǎn)失效模式和影響扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度的因素研究得不全面，不夠系統(tǒng)，沒有從整體上對(duì)曲軸扭轉(zhuǎn)失效模式進(jìn)行深入分析。

近年來(lái)，隨著內(nèi)燃機(jī)向高功率、大扭矩方向發(fā)展，爆發(fā)壓力不斷增大，同時(shí)曲軸結(jié)構(gòu)變得越來(lái)越緊湊。在內(nèi)燃機(jī)爆壓提高、曲軸結(jié)構(gòu)緊湊的情況下，為了減少曲軸的扭轉(zhuǎn)失效現(xiàn)象，主要通過(guò)匹配減振器對(duì)軸系扭轉(zhuǎn)振動(dòng)幅值進(jìn)行更為嚴(yán)格的控制[13]。匹配減振器后雖然軸系扭轉(zhuǎn)振動(dòng)強(qiáng)度得到控制甚至有所降低，但由于爆發(fā)壓力的提高，曲拐所承受的氣缸壓力產(chǎn)生的激勵(lì)扭矩以及扭轉(zhuǎn)振動(dòng)產(chǎn)生的附加扭矩會(huì)相應(yīng)增大，使曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞破壞風(fēng)險(xiǎn)增加[14]。在曲軸前期設(shè)計(jì)及試制過(guò)程中發(fā)生曲柄臂設(shè)計(jì)不合理導(dǎo)致疲勞強(qiáng)度達(dá)不到內(nèi)燃機(jī)設(shè)計(jì)要求，在使用過(guò)程中經(jīng)常發(fā)生因曲柄臂鍛造缺陷、油孔加工不良、軸頸淬火強(qiáng)化等因素導(dǎo)致的曲軸疲勞強(qiáng)度下降，從而引起曲軸扭轉(zhuǎn)斷裂。

因此，本文對(duì)上述影響曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的關(guān)鍵因素進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析曲軸扭轉(zhuǎn)失效的主要原因并提出改進(jìn)措施，對(duì)提高曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度具有重要意義和實(shí)用價(jià)值。

1 曲軸扭振分析

為了研究?jī)?nèi)燃機(jī)爆發(fā)壓力的提高對(duì)曲軸扭轉(zhuǎn)失效的影響，利用有限元法進(jìn)行了曲軸扭振模擬計(jì)算，分析了曲軸在內(nèi)燃機(jī)中不同爆發(fā)壓力下承受的扭矩變化。

圖1是12L排量的某型號(hào)六缸內(nèi)燃機(jī)鍛鋼曲軸不同爆發(fā)壓力下最大動(dòng)態(tài)扭矩隨轉(zhuǎn)速變化的曲線。經(jīng)計(jì)算分析得出，在不同爆發(fā)壓力下，曲軸最大動(dòng)態(tài)扭矩隨轉(zhuǎn)速均呈先增大后減小的趨勢(shì)，在轉(zhuǎn)速為1500 r/min和1900 r/min時(shí)出現(xiàn)兩個(gè)扭矩峰值。曲軸最大扭矩隨爆發(fā)壓力的增大而增大，在18 MPa爆發(fā)壓力下曲軸最大扭矩峰值為3740 N·m，在21 MPa爆發(fā)壓力下曲軸最大扭矩峰值為4380 N·m，爆發(fā)壓力增大3 MPa，最大扭矩增大了640 N·m，幅度提高了17%。因此，爆發(fā)壓力的提高使曲軸承受的扭矩大幅度提高，極大地增加了曲軸扭轉(zhuǎn)斷裂的風(fēng)險(xiǎn)。

圖1 不同爆發(fā)壓力曲軸最大動(dòng)態(tài)扭矩隨轉(zhuǎn)速變化曲線Fig.1 The curve of maximum dynamic torque of crankshaft under different peak pressure

2 曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)

2.1 扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)定義

曲軸裝配到內(nèi)燃機(jī)中后在使用過(guò)程中產(chǎn)生的扭轉(zhuǎn)斷裂失效無(wú)法再現(xiàn)，因此，研究其扭轉(zhuǎn)失效需要利用單件曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)的形式進(jìn)行。

曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)是模擬曲軸在內(nèi)燃機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中承受交變扭轉(zhuǎn)載荷作用是否發(fā)生失效的試驗(yàn)過(guò)程。試驗(yàn)時(shí)把樣件安裝在特定工裝上，通過(guò)專用曲軸疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行反復(fù)加載，試驗(yàn)樣件在試驗(yàn)過(guò)程中未達(dá)到規(guī)定的循環(huán)次數(shù)就產(chǎn)生裂紋被定義為疲勞失效。

曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞失效是指曲軸在扭轉(zhuǎn)交變載荷作用下循環(huán)一定周次后產(chǎn)生裂紋或發(fā)生斷裂的現(xiàn)象，主要反映了曲軸的抗扭轉(zhuǎn)疲勞能力。曲軸的疲勞失效都是由應(yīng)力集中引起的，由于各部位應(yīng)力集中程度的不同，失效位置也會(huì)不同，應(yīng)力比較集中的部位容易首先產(chǎn)生裂紋，引起失效[15]。正常情況下，曲軸的連桿軸頸油孔處是應(yīng)力最集中的部位，自身有缺陷的曲軸，缺陷部位應(yīng)力集中程度可能大于連桿軸頸油孔處。因此，曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞的主要失效部位一般在連桿軸頸油孔處，很少在其他缺陷部位，如主軸頸與連桿軸頸相連的曲柄臂側(cè)面、連桿軸頸下止點(diǎn)分模面處等。

2.2 試樣準(zhǔn)備

通過(guò)對(duì)曲軸使用過(guò)程中發(fā)生的扭轉(zhuǎn)失效的總結(jié)以及曲軸在內(nèi)燃機(jī)中的受力分析發(fā)現(xiàn)，曲柄臂設(shè)計(jì)、材料夾雜、連桿軸頸油孔加工、軸頸淬火情況等對(duì)曲軸的扭轉(zhuǎn)失效影響較大[16]。據(jù)此，以42CrMoA合金鋼材料和QT900-5球墨鑄鐵材料分別生產(chǎn)一款六缸曲軸毛坯和一款四缸曲軸毛坯，然后經(jīng)粗加工、熱處理、精加工等工序制成表1所列的8種狀態(tài)的成品曲軸，用于疲勞試驗(yàn)，其中軸頸淬火是指所有主軸頸和連桿軸頸淬火。同時(shí)，從試驗(yàn)曲軸上取樣，檢測(cè)兩種材料曲軸的金相組織和力學(xué)性能，分別見表2、表3。

表1 試樣信息及數(shù)量Tab.1 The sample information and quantity

表2 試件的金相組織檢測(cè)結(jié)果Tab.2 The examination results of specimen metallographic

表3 試件的力學(xué)性能檢測(cè)結(jié)果Tab.3 The examination results of specimen mechanical property

2.3 試驗(yàn)方案

曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)在進(jìn)口德國(guó)Sincotec公司 POWER TORQUE 40 000 N·m型電磁諧振式曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)裝置上進(jìn)行，如圖2所示。載荷為對(duì)稱的正弦波，加載頻率在60 Hz左右。按照J(rèn)B/T 12662-2016《內(nèi)燃機(jī)曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)方法》進(jìn)行試驗(yàn)。試驗(yàn)前對(duì)試驗(yàn)系統(tǒng)的載荷進(jìn)行標(biāo)定，標(biāo)定后試驗(yàn)載荷相對(duì)誤差不大于1.5%。規(guī)定所有試驗(yàn)的循環(huán)數(shù)為1×107，設(shè)定系統(tǒng)的共振頻率下降1%，同時(shí)試樣表面相應(yīng)的裂紋長(zhǎng)度大于20 mm為試樣失效。

圖2 曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)裝置Fig.2 The crankshaft torsional fatigue test equipment

按照表1中的8種試樣狀態(tài)分別進(jìn)行疲勞試驗(yàn)。狀態(tài)1～4的鍛鋼曲軸采用通過(guò)法試驗(yàn)，即所有試樣均用固定的試驗(yàn)載荷進(jìn)行試驗(yàn)，判定試樣疲勞強(qiáng)度是否達(dá)到該載荷水平。通過(guò)法試驗(yàn)的試驗(yàn)載荷以正常合格曲軸在99.9%存活率下的極限疲勞強(qiáng)度為基準(zhǔn)，本次試驗(yàn)的該型號(hào)曲軸正常合格品在99.9%存活率下的極限疲勞強(qiáng)度為15 kN·m，因此基準(zhǔn)試驗(yàn)載荷定為15 kN·m。狀態(tài)5～8的球墨鑄鐵曲軸采用升降法試驗(yàn)，即根據(jù)上一個(gè)試樣的試驗(yàn)結(jié)果(通過(guò)或失效)決定下一個(gè)試樣的試驗(yàn)載荷水平(升高或降低)，直至全部完成試驗(yàn)。試驗(yàn)完成后對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，利用下式計(jì)算50%存活率下的曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度T：

(1)

(2)

式中，Sri為相鄰兩級(jí)試驗(yàn)載荷的平均值；Si、Si+1分別為出現(xiàn)相反結(jié)果的相鄰兩級(jí)試驗(yàn)載荷，i=1，2，…；n為有效數(shù)據(jù)的對(duì)子數(shù)目。

疲勞試驗(yàn)完成后，對(duì)失效試樣進(jìn)行解剖分析，確定失效原因。

3 試驗(yàn)結(jié)果

按照2.3節(jié)的試驗(yàn)方案對(duì)4種有缺陷的曲軸試樣進(jìn)行扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)載荷為15 kN·m固定載荷。試驗(yàn)得出4種有缺陷試樣均發(fā)生疲勞失效，失效位置均在曲軸缺陷位置處，疲勞強(qiáng)度低于正常水平，結(jié)果如表4所示。

表4 有缺陷曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Torsional fatigue test results of defective crankshaft

表5所示為軸頸淬火曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果，利用式(1)計(jì)算得出，軸頸淬火曲軸在50%存活率下的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度為：T=[(4600+4750)/2+(4600+4450)/2+(4600+4450)/2+(4600+4450)/2]/4=4562 N·m。

表5 軸頸淬火曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)結(jié)果Tab.5 Torsional fatigue test results of quenched crankshaft

按照同樣方法計(jì)算得出不同表面強(qiáng)化處理工藝和不同油孔加工工藝的球墨鑄鐵曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度，如表6和圖3所示。可以看出，無(wú)論軸頸是否淬火，球墨鑄鐵曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞失效位置都在油孔處，失效位置與淬火無(wú)關(guān)。軸頸淬火使扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度大幅度降低，降低幅度在30%以上。軸頸淬火后進(jìn)行油孔磨拋可以部分彌補(bǔ)因淬火導(dǎo)致的曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度降低，但仍不能達(dá)到不淬火的水平。對(duì)于軸頸不淬火曲軸，油孔磨拋前后的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度沒有發(fā)生變化。

表6 不同處理工藝曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度Tab.6 The torsional fatigue strength of crankshaft with different treatments

圖3 不同處理工藝曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度Fig.3 The torsional fatigue strength of crankshaft with different treatments

4 影響扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度的因素分析

4.1 曲柄臂設(shè)計(jì)對(duì)扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的影響

曲柄臂設(shè)計(jì)缺陷的兩個(gè)試樣扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)失效均在主軸頸與連桿軸頸相連接的曲柄臂處，如圖4a所示。由圖4b所示的斷口形貌分析發(fā)現(xiàn)，疲勞裂紋源位于曲柄臂表面，由表面向內(nèi)部擴(kuò)展。把斷口磨平后制成金相試樣，觀察斷口處的微觀組織，發(fā)現(xiàn)裂紋源附近夾雜物等缺陷，曲柄臂表面有深度約0.1 mm的輕微脫碳，在正常要求范圍內(nèi)，如圖4c所示。曲軸生產(chǎn)加工不是導(dǎo)致其在曲柄臂處扭轉(zhuǎn)失效的主要原因。

(a)疲勞裂紋 (b)斷口形貌

(c)裂紋源微觀組織(100×)圖4 曲柄臂裂紋及斷口微觀組織Fig.4 The arm crack and fracture microstructure

經(jīng)有限元計(jì)算分析得出，在扭轉(zhuǎn)載荷作用下曲柄臂側(cè)面應(yīng)力集中最嚴(yán)重，應(yīng)力集中是由結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)缺少材料導(dǎo)致的，與實(shí)際試驗(yàn)失效部位吻合，如圖5所示。改變曲柄臂處的設(shè)計(jì)，增加徑向尺寸后生產(chǎn)小批量曲軸，再次進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，不再?gòu)那厶幨АＳ纱丝梢姡蹅?cè)面向內(nèi)凹陷的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)容易導(dǎo)致應(yīng)力集中，扭轉(zhuǎn)疲勞從此處開裂，降低曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度。在曲軸設(shè)計(jì)時(shí)，需要進(jìn)行結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析，確保曲柄臂側(cè)面沒有較大的應(yīng)力集中，提高曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度。

圖5 有限元分析應(yīng)力云圖Fig.5 The stress distribution diagram of FEA

4.2 毛坯表面凹陷對(duì)扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的影響

毛坯表面有缺陷的兩個(gè)試樣在15 kN·m固定載荷下進(jìn)行扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)，均發(fā)生疲勞失效，疲勞強(qiáng)度低于正常水平，失效位置均在曲柄臂的凹槽處，如圖6a所示。切割裂紋部位并解剖，發(fā)現(xiàn)裂紋源在曲柄臂表面凹陷的字號(hào)處，由表面向內(nèi)部擴(kuò)展，如圖6b所示。

(a)疲勞裂紋 (b)斷口形貌圖6 曲柄臂扭轉(zhuǎn)疲勞裂紋及缺陷Fig.6 The torsional crack and detect at crank arm

曲柄臂的凹槽容易引起應(yīng)力集中，在交變扭轉(zhuǎn)載荷作用下，缺陷處應(yīng)力集中加劇，當(dāng)應(yīng)力集中程度超過(guò)了材料本身的抗應(yīng)力水平時(shí)便產(chǎn)生了裂紋[17]，隨著裂紋的不斷擴(kuò)展曲軸發(fā)生失效。在曲軸標(biāo)識(shí)的設(shè)計(jì)和位置選擇時(shí)，需要設(shè)計(jì)為向外凸出的標(biāo)識(shí)，避免凹陷標(biāo)識(shí)導(dǎo)致的材料應(yīng)力集中，同時(shí)標(biāo)識(shí)位置盡量選擇對(duì)強(qiáng)度影響較小的配重鐵等部位。

4.3 材料夾雜對(duì)扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的影響

材料有夾雜的兩個(gè)試樣在15 kN·m固定載荷下進(jìn)行扭轉(zhuǎn)疲勞試驗(yàn)均發(fā)生失效，疲勞強(qiáng)度低于正常水平，而且在連桿軸頸下止點(diǎn)處失效。裂紋與曲軸軸向平行，主裂紋較粗較長(zhǎng)，橫穿整個(gè)連桿軸頸，主裂紋兩側(cè)有較多鋸齒狀小裂紋，小裂紋與軸向成45°角交叉擴(kuò)展，是典型的因扭轉(zhuǎn)力矩產(chǎn)生的剪切裂紋，如圖7所示。

圖7 連桿軸頸下止點(diǎn)扭轉(zhuǎn)裂紋Fig.7 Torsional crack at bottom dead center of con-rod journal

圖8為裂紋部位的夾雜物分布照片，圖9為夾雜物能譜圖。經(jīng)檢測(cè)發(fā)現(xiàn)，連桿軸頸裂紋位置恰好是曲軸毛坯分模面處，且裂紋位置有較多的夾雜物，其主要含有硫、錳元素，詳見表7。

圖8 裂紋附近夾雜物分布(500×)Fig.8 The inclusion distribution near crack

圖9 夾雜物能譜圖Fig.9 Inclusion energy spectrum

表7 夾雜物能譜成分檢測(cè)結(jié)果表Tab.7 The detection results of inclusion composition by energy spectrum

曲軸分模面是圓棒型鋼材開始熱模鍛成形時(shí)多余金屬流出形成飛邊的中心面。鍛件整個(gè)形變過(guò)程中原材料中心部位的缺陷和夾雜物向分模面匯集而密布于切邊處，如圖10所示。

圖10 曲軸分模面夾雜物分布照片F(xiàn)ig.10 The distribution of inclusions on parting surface of crankshaft

對(duì)于鍛造可變形的非金屬夾雜物，如硫化物和多數(shù)硅酸鹽等，在分模面沿金屬延伸方向而呈片狀形式存在；對(duì)于鍛造不可變形的非金屬夾雜物，如氧化物和氮化物等，則在分模面沿金屬延伸方向呈面網(wǎng)狀形式存在[18]。分模面處過(guò)多的夾雜物導(dǎo)致晶粒間的結(jié)合力弱，強(qiáng)度降低。在扭轉(zhuǎn)載荷作用下，該處應(yīng)力集中并提前達(dá)到材料的疲勞極限應(yīng)力，導(dǎo)致裂紋產(chǎn)生并失效。

因此，在曲軸鍛件生產(chǎn)過(guò)程中，需要提高原材料鋼材的純度，減少圓棒型鋼材中心部位的夾雜物含量，同時(shí)優(yōu)化曲軸毛坯鍛造方式，使鍛造過(guò)程中原材料內(nèi)部夾雜物不流到曲軸軸頸表面，提高曲軸表面的材料強(qiáng)度。

4.4 油孔加工對(duì)扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的影響

油孔內(nèi)壁粗糙的兩個(gè)試樣在15 kN·m固定載荷下試驗(yàn)，疲勞強(qiáng)度低于正常水平，失效位置在連桿頸斜油孔處，裂紋方向與軸向約成45°角，如圖11a所示。圖11b所示為連桿頸裂紋斷口形貌。觀察發(fā)現(xiàn)，裂紋源在斜油孔內(nèi)壁離軸頸表面約10 mm處，裂紋呈放射狀向油孔兩側(cè)基體內(nèi)部擴(kuò)展，同時(shí)發(fā)現(xiàn)油孔內(nèi)壁有明顯的比較粗糙的加工刀痕。

(a)連桿油孔裂紋 (b)斷口形貌圖11 連桿油孔疲勞裂紋及斷口形貌Fig.11 The oil crack at pin journal and fracture morphology

圖12所示為斷口裂紋源附件的金相組織。在斷口裂紋源附近切取金相試樣，試樣經(jīng)研磨、拋光后用4%的硝酸酒精腐蝕，在光學(xué)顯微鏡下觀察其顯微組織。裂紋源附近不存在夾雜物，組織為正常的回火索氏體。由此判斷，裂紋源的產(chǎn)生不是由夾雜物和組織異常所引起的。

圖12 裂紋源金相組織(500×)Fig.12 The microstructure of crack source(500×)

圖13為油孔內(nèi)部裂紋源位置的掃描電鏡觀察照片。經(jīng)觀察發(fā)現(xiàn)，油孔內(nèi)壁加工刀痕處有明顯的微裂紋。在往復(fù)試驗(yàn)載荷作用下，微裂紋處產(chǎn)生嚴(yán)重的應(yīng)力集中，裂紋繼續(xù)擴(kuò)展發(fā)生疲勞失效。

圖13 油孔內(nèi)壁電鏡照片(200×)Fig.13 The SEM micrograph of oil hole inwall(200×)

在曲軸油孔加工過(guò)程中，優(yōu)化合金鉆頭的涂層，精準(zhǔn)匹配潤(rùn)滑油氣量，可以減小金屬切削摩擦力，同時(shí)選用高精度液壓夾持鉆頭刀柄以減小鉆頭旋轉(zhuǎn)時(shí)的撓度，從而提高油孔內(nèi)壁粗糙度水平，減少因油孔內(nèi)壁粗糙和微裂紋導(dǎo)致的疲勞失效。

4.5 軸頸表面淬火對(duì)扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的影響

圖14所示為軸頸淬火曲軸疲勞失效試樣的斷口形貌及金相組織。經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)，疲勞裂紋源位于油孔內(nèi)壁，距軸頸表面約8 mm，油孔口處的淬火層深度約為3 mm，裂紋源并不在淬火層內(nèi)，已遠(yuǎn)離淬火層，而且失效試樣的油孔內(nèi)壁相對(duì)光滑，無(wú)明顯加工刀痕等缺陷。

(a)試樣斷口形貌 (b)斷口磨削拋光腐蝕后圖14 淬火曲軸扭轉(zhuǎn)失效試樣斷口Fig.14 The fracture of hardening crank torsion failure specimen

圖15所示為油孔內(nèi)壁拋磨前后粗糙度對(duì)比情況。經(jīng)檢測(cè)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，磨拋后的油孔內(nèi)壁粗糙度Ra與拋磨前處于同一水平，Ra值均在1.4～1.6 μm之間。由此判斷，油孔內(nèi)壁粗糙度不是影響曲軸扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度的主要因素。

圖15 拋磨前后油孔內(nèi)壁粗糙度對(duì)比Fig.15 The roughness comparison of oil hole inwall before and after polished

對(duì)試樣斷口磨平、拋光、腐蝕后按GB/T9441《球墨鑄鐵金相檢驗(yàn)》標(biāo)準(zhǔn)對(duì)裂紋源處進(jìn)行顯微組織檢驗(yàn)。結(jié)果表明：裂紋源處球化組織良好，球化2級(jí)，球徑大小為5級(jí)，如圖16a所示，基體組織由珠光體和少量鐵素體組成，珠光體片間距很小，組織正常，如圖16b、圖16c所示。這說(shuō)明軸頸淬火曲軸疲勞強(qiáng)度低與油孔部位的材料組織沒有關(guān)系。

(a)裂紋源球化組織(100×) (b)裂紋源金相組織(100×)

(c)基體組織放大(500×)圖16 油孔裂紋源微觀組織Fig.16 The microstructure of oil hole crack source

利用Stress-3000(G3)型X射線衍射儀測(cè)量曲軸油孔內(nèi)壁的殘余應(yīng)力，檢測(cè)結(jié)果見圖17。不磨油孔的試樣在距油孔口6 mm處的油孔內(nèi)壁存在100 MPa左右的拉應(yīng)力，拋磨油孔試樣的油孔內(nèi)壁為-300 MPa左右的壓應(yīng)力，油孔拋磨前后的內(nèi)壁殘余應(yīng)力變化很大。

圖17 拋磨與不拋磨油孔內(nèi)壁殘余應(yīng)力Fig.17 The residual stress of oil hole inwall between polished and non-polished

上述試驗(yàn)結(jié)果分析表明，影響曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度的最大因素是軸頸淬火，主要原因是淬火過(guò)程中在曲軸油孔內(nèi)壁淬火層以下某一區(qū)域由于熱影響形成了一定的拉應(yīng)力，當(dāng)外加應(yīng)力載荷與油孔自身拉應(yīng)力疊加超過(guò)材料強(qiáng)度極限時(shí)，引起材料提前開裂，導(dǎo)致曲軸疲勞強(qiáng)度降低[19]。

5 結(jié)論

(1)隨著內(nèi)燃機(jī)爆發(fā)壓力的提高，曲軸扭轉(zhuǎn)振動(dòng)增大，扭矩增大。六缸內(nèi)燃機(jī)爆發(fā)壓力由18 MPa提高到21 MPa，扭矩增大17%。

(2)曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞失效主要在連桿油孔、曲柄臂和連桿軸頸三個(gè)位置。連桿油孔是曲軸扭轉(zhuǎn)疲勞失效最常見部位，裂紋源一般在油孔內(nèi)壁距軸頸表面約8～10 mm；曲柄臂失效主要由曲軸設(shè)計(jì)缺材和毛坯表面缺陷導(dǎo)致；連桿軸頸失效主要由連桿軸頸分模面存在材料疏松缺陷導(dǎo)致。

(3)曲軸軸頸表面感應(yīng)淬火使油孔內(nèi)壁某一區(qū)域形成了一定的拉應(yīng)力，降低了曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度，強(qiáng)度比不淬火曲軸降低約30%。油孔內(nèi)壁拋磨工藝可使軸頸表面淬火曲軸的扭轉(zhuǎn)疲勞強(qiáng)度提高25%以上。