摘 要:挖掘機用直線行走閥芯表面采用滲碳淬火工藝,服役一段時間后,閥芯中部油孔位置處 發生疲勞斷裂。通過宏觀觀察、掃描電鏡和能譜分析、金相檢驗、硬度試驗等方法分析了閥芯斷裂 的原因。結果表明:閥芯的失效形式為拉-壓載荷作用下的低應力高周疲勞斷裂;斷裂主要與設計 不當造成的油孔邊緣棱角效應、異常打磨產生的表面損傷和滲碳不良形成的網狀碳化物有關;通過 有限元仿真計算發現,橫向載荷對油孔處應力的大小和分布影響顯著,邊緣倒角可有效降低棱角處 的應力集中程度和減輕尖角效應。 

關鍵詞:閥芯;疲勞斷裂;應力集中;棱角效應;網狀碳化物 

中圖分類號:TG176                    文獻標志碼:B                        文章編號:1001-4012(2021)11-0066-05

直線行走閥在挖掘機行走過程中通過閥芯的運 動對液壓油實施再分配,從而完成動臂升降、斗桿收 放、鏟斗轉動、轉臺回轉4組動作中的一個或其中任 意兩個動作,圖1所示為直線行走閥芯的安裝示意 圖。正常情況下,閥芯作為重要組件做軸向往復運 動,承受循環載荷,其失效形式多表現為疲勞斷裂。 由于挖掘機工作環境較為惡劣,在分析閥芯疲勞斷 裂的原因時,應考慮機械振動引入的橫向載荷作用。 相關文獻[1-2]介紹了振動疲勞在疲勞分析中的應用, 近年來,國內學者們也從不同角度開展了大量與疲勞相關的研究[3-6],并取得了豐碩的成果。 

筆者通過宏觀觀察、掃描電鏡與能譜分析、顯微 組織觀察以及硬度試驗,分析了某挖掘機直線行走 閥芯高周疲勞斷裂的原因,進一步對引起疲勞失效 的應力集中結構進行優化和仿真計算,對熱處理工 藝進行完善,以避免此類事故的再次發生。

1 理化檢驗 

1.1 宏觀觀察 

圖2a)為直線行走閥芯的外表面,外表面未見 明顯塑性變形和磕碰、擦傷等情況,表現為脆性斷裂 特征;斷裂面穿過油孔中心且與軸向垂直。圖2b) 為直線行走閥芯斷口表面的宏觀形貌,斷裂處由六 個獨立的斷面組成,各斷面較平整、潔凈,呈暗灰色, 均呈疲勞斷裂特征。將六個斷面進行編號,分別記 為1~6號,如圖2b)所示。根據瞬斷區(圖2b)中的 箭頭處)的大小可判斷1號位置處首先發生斷裂,2 號和6號、3號和5號、4號位置依次萌生疲勞裂紋, 裂紋擴展到一定程度后整體發生瞬斷。由圖2c)可 見,1號斷面優先從左上角棱角起裂,整個斷面疲勞 擴展充分,幾乎無瞬斷區,表明斷裂處名義應力 很小。

該直線行走閥芯斷裂處雖為多孔結構,但其受力 模式與封閉管件類似,如前所述整個斷口以1號和6 號斷面中間的軸線對稱分布,可排除扭轉疲勞斷裂。 其次,6個斷面上均有瞬斷區,可排除彎曲疲勞斷裂。 再結合服役時間(2000h),可判斷閥芯的二級失效形 式為拉-壓載荷作用下的低應力高周疲勞斷裂。

1.2 掃描電鏡和能譜分析 

對1號斷面進行微觀形貌觀察和能譜分析,如 圖3所示。1號斷面由外緣灰白色滲碳區和中心橢 圓形深灰色基體區組成,裂紋源處(圖3a)圓圈處)為尖角過渡,尖角效應明顯。進一步放大觀察發現, 裂紋源處為典型的冰糖狀沿晶斷口,其外表面可見 環向磨損痕跡,用手觸摸有明顯毛刺感,見圖3b)。 將裂紋源進一步放大觀察發現,油孔邊緣分布著多 條沿晶擴展的顯微裂紋,晶界上存在大量條塊狀 Cr-Fe碳 化 物,擴 展 區 疲 勞 條 紋 清 晰 可 見,如 圖3c)~d),面掃描分析結果如圖4所示。

1.3 金相檢驗 

由圖5可見:裂紋源處為尖角結構,應力集中現 象明顯;裂紋源處組織為針狀回火馬氏體+體積分 數約10%的殘余奧氏體+斷續網狀分布的碳化物, 碳化物投影長度為10~20μm,這與掃描電鏡分析 結果相吻合;遠離裂源處的表面組織為針狀回火 馬氏體+體積分數約5%的殘余奧氏體,未見粗顆粒碳化物;心部組織為板條狀回火馬氏體+少量貝 氏體,奧氏體晶粒度評定級別為8級。 

結合掃描電鏡分析結果,綜合判斷閥芯開裂除 了與邊沿棱角效應和打磨損傷有關外,還與滲碳不 良有關。

1.4 硬度試驗 

對1號斷面裂紋源處進行顯微硬度試驗,對遠 離裂紋源的外圓面進行顯微硬度和顯微硬度梯度試 驗。結果表明:裂紋源處顯微硬度約810HV1,明 顯高于 遠 離 裂 紋 源 處 的 外 圓 面 的 硬 度 (約 為 700HV1)。圖 6 顯 示 有 效 硬 化 層 深 度 約 為 0.5mm,滿足技術要求(0.3~0.6mm)。

2 有限元仿真 

該直線行走閥芯正常工作時的最大軸向拉伸載荷約為18kN,閥芯6個油孔處應力狀態完全相 同,最大應力(約為293 MPa)位于油孔軸向中部 位置,油孔邊緣應力約為229 MPa,如圖7所示。 考慮到挖掘機工作環境惡劣,假設服役過程中存 在震動引入的橫向載荷。在最大軸向拉伸載荷基 礎上,在閥芯1/4處施加橫向載荷(1kN),邊緣無 倒角有限元模型如圖8所示。由圖9a)可見,6個 油孔處應力狀態各不相同,橫向載荷側的拉伸應 力顯 著 增 大 至 527 MPa,同 側 邊 緣 應 力 約 為 490MPa,表明在復合載荷作用下,應力峰值位置 明顯向受拉側的油孔外圓面邊緣處移動。進一步 對邊緣進行倒角(R 為0.5mm)處理后,結果如圖 9b)所示,應力分布云圖與邊緣無倒角時的并無明 顯差異,邊緣處應力略有下降。

3 分析與討論 

根據上述結果可知,直線行走閥芯是在尖角效 應、打磨損傷和滲碳不良等綜合因素影響下發生疲 勞斷裂。 

在設計階段,設計者需要根據工件結構和服役工況對部件或系統進行建模和仿真計算,根據計算 結果完善工件結構。首先,閥芯在服役過程中所受 橫向載荷極小,可以忽略不計,按閥芯僅受18kN 的軸向載荷計算,結果表明:最大應力區域與斷裂位 置完全吻合,且邊緣是否倒角處理對最大應力的分 布并無明顯影響。經檢驗證明,6處斷面的疲勞源 均位于油孔邊緣,其原因包括以下三個方面:(1)表 面應力狀態,該閥芯油孔邊緣未進行倒角處理,呈銳 角過渡,棱角效應顯著;(2)表面完整性[7],油孔邊緣 的打磨損傷使其表面粗糙度增加,在相同的應力水 平作用下,零件的疲勞壽命隨著表面粗糙度的增加 而降低,對于高強度、低韌性的材料,粗糙度的影響 更明顯,另外,打磨痕跡沿環向分布,當受到與其垂 直的軸向載荷作用時,更易萌生疲勞裂紋;(3)表面 組織結構,滲碳工藝不良造成油孔邊緣形成斷續網 狀分布的碳化物,組織均勻性差、硬度高、脆性大,降 低了邊緣處的抗疲勞強度[8-9]。棱角處存在圖10所 示的“棱角效應”,李宇、潘健生等[10-11]對常見形狀 工件在滲碳過程中的“棱角效應”進行了計算機模擬 和定量表征,結果表明:工件棱角部位的角度是決定 “棱角效應”的內在因素,棱角影響距離隨工件棱角 部位角度的增加而減小。邊緣倒角,一方面可改善 工件表面應力狀態,另一方面可減輕或消除棱角效 應造成的滲碳不良現象。

4 結論與建議 

(1)失效直線行走閥芯的斷裂形式為拉-壓載 荷引發的低應力高周疲勞斷裂。

(2)造成直線行走閥芯發生早期斷裂的主要因 素包括邊緣棱角效應、表面打磨損傷和滲碳不良。 

(3)油孔邊緣倒角不僅可有效降低應力集中程 度,避免表面加工缺陷的產生,還可減輕棱角效應造 成的滲碳不良影響。 

(4)建議設計者在對工件進行仿真計算時,除 了考慮工件結構與服役工況等因素外,還需充分考 慮工件的表面狀態。

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<文章來源 > 材料與測試網 > 期刊論文 > 理化檢驗－物理分冊 > 57卷 > 11期 (pp:66-70)>