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(fā)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(chǎn)生的表面損傷和滲碳不良形成的網(wǎng)狀碳化物有關;通過 有限元仿真計算發(fā)現(xiàn),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(wǎng)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(huán)載荷,其失效形式多表現(xiàn)為疲勞斷裂。 由于挖掘機工作環(huán)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(nèi)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(yōu)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(fā)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(xiàn)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(jù)瞬斷區(qū)(圖2b)中的 箭頭處)的大小可判斷1號位置處首先發(fā)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(fā)生瞬斷。由圖2c)可 見,1號斷面優(yōu)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(qū),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(qū),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(qū)和中心橢 圓形深灰色基體區(qū)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(fā)現(xiàn), 裂紋源處為典型的冰糖狀沿晶斷口,其外表面可見 環(huán)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(fā)現(xiàn),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(qū) 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(xiàn) 象明顯;裂紋源處組織為針狀回火馬氏體+體積分 數(shù)約10%的殘余奧氏體+斷續(xù)網(wǎng)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(shù)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(tài)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(huán)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(tài)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(jù)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(fā)生疲 勞斷裂。 

在設計階段,設計者需要根據(jù)工件結構和服役工況對部件或系統(tǒng)進行建模和仿真計算,根據(jù)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(qū)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(jīng)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(tài),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(huán)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(xù)網(wǎng) 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(nèi)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(tài),另一方面可減輕或消除棱角效 應造成的滲碳不良現(xiàn)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(fā)的低應力高周疲勞斷裂。

(2)造成直線行走閥芯發(fā)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(chǎn)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(tài)。

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