摘 要:挖掘機(jī)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(jié)果表明:閥芯的失效形式為拉-壓載荷作用下的低應(yīng)力高周疲勞斷裂;斷裂主要與設(shè)計 不當(dāng)造成的油孔邊緣棱角效應(yīng)、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(guān);通過 有限元仿真計算發(fā)現(xiàn),橫向載荷對油孔處應(yīng)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(yīng)力集中程度和減輕尖角效應(yīng)。
關(guān)鍵詞:閥芯;疲勞斷裂;應(yīng)力集中;棱角效應(yīng);網(wǎng)狀碳化物
中圖分類號:TG176 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:B 文章編號:1001-4012(2021)11-0066-05
直線行走閥在挖掘機(jī)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(zhuǎn)動、轉(zhuǎn)臺回轉(zhuǎn)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(fù)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(jī)工作環(huán)境較為惡劣,在分析閥芯疲勞斷 裂的原因時,應(yīng)考慮機(jī)械振動引入的橫向載荷作用。 相關(guān)文獻(xiàn)[1-2]介紹了振動疲勞在疲勞分析中的應(yīng)用, 近年來,國內(nèi)學(xué)者們也從不同角度開展了大量與疲勞相關(guān)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(jī)直線行走 閥芯高周疲勞斷裂的原因,進(jìn)一步對引起疲勞失效 的應(yīng)力集中結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化和仿真計算,對熱處理工 藝進(jìn)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(jìn)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(kuò)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(kuò)展充分,幾乎無瞬斷區(qū),表明斷裂處名義應(yīng)力 很小。
該直線行走閥芯斷裂處雖為多孔結(jié)構(gòu),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(zhuǎn)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(jié)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(yīng)力高周疲勞斷裂。
1.2 掃描電鏡和能譜分析
對1號斷面進(jìn)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(yīng)明顯。進(jìn)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(jìn)一步放大觀察發(fā)現(xiàn),油孔邊緣分布著多 條沿晶擴(kuò)展的顯微裂紋,晶界上存在大量條塊狀 Cr-Fe碳 化 物,擴(kuò) 展 區(qū) 疲 勞 條 紋 清 晰 可 見,如 圖3c)~d),面掃描分析結(jié)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(jié)構(gòu),應(yīng)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(jié)果相吻合;遠(yuǎn)離裂源處的表面組織為針狀回火 馬氏體+體積分?jǐn)?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(jié)合掃描電鏡分析結(jié)果,綜合判斷閥芯開裂除 了與邊沿棱角效應(yīng)和打磨損傷有關(guān)外,還與滲碳不 良有關(guān)。
1.4 硬度試驗
對1號斷面裂紋源處進(jìn)行顯微硬度試驗,對遠(yuǎn) 離裂紋源的外圓面進(jìn)行顯微硬度和顯微硬度梯度試 驗。結(jié)果表明:裂紋源處顯微硬度約810HV1,明 顯高于 遠(yuǎn) 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(shù)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(yīng)力狀態(tài)完全相 同,最大應(yīng)力(約為293 MPa)位于油孔軸向中部 位置,油孔邊緣應(yīng)力約為229 MPa,如圖7所示。 考慮到挖掘機(jī)工作環(huán)境惡劣,假設(shè)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(chǔ)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(yīng)力狀態(tài)各不相同,橫向載荷側(cè)的拉伸應(yīng) 力顯 著 增 大 至 527 MPa,同 側(cè) 邊 緣 應(yīng) 力 約 為 490MPa,表明在復(fù)合載荷作用下,應(yīng)力峰值位置 明顯向受拉側(cè)的油孔外圓面邊緣處移動。進(jìn)一步 對邊緣進(jìn)行倒角(R 為0.5mm)處理后,結(jié)果如圖 9b)所示,應(yīng)力分布云圖與邊緣無倒角時的并無明 顯差異,邊緣處應(yīng)力略有下降。
3 分析與討論
根據(jù)上述結(jié)果可知,直線行走閥芯是在尖角效 應(yīng)、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(shè)計階段,設(shè)計者需要根據(jù)工件結(jié)構(gòu)和服役工況對部件或系統(tǒng)進(jìn)行建模和仿真計算,根據(jù)計算 結(jié)果完善工件結(jié)構(gòu)。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(jié)果表明:最大應(yīng)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(yīng)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(yīng)力狀態(tài),該閥芯油孔邊緣未進(jìn)行倒角處理,呈銳 角過渡,棱角效應(yīng)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(yīng)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(qiáng)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(dāng)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(jié)構(gòu),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(qiáng)度[8-9]。棱角處存在圖10所 示的“棱角效應(yīng)”,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(yīng)”進(jìn)行了計算機(jī)模擬 和定量表征,結(jié)果表明:工件棱角部位的角度是決定 “棱角效應(yīng)”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(yīng)力狀態(tài),另一方面可減輕或消除棱角效 應(yīng)造成的滲碳不良現(xiàn)象。
4 結(jié)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(yīng)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(yīng)、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(yīng)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(yīng)造 成的滲碳不良影響。
(4)建議設(shè)計者在對工件進(jìn)行仿真計算時,除 了考慮工件結(jié)構(gòu)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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