分享：挖掘机直线行走阀芯断裂的原因
摘 要:挖掘机用直线行走阀芯表面采用渗碳淬火工艺,服役一段时间后,阀芯中部油孔位置处 发生疲劳断裂。通过宏观观察、扫描电镜和能谱分析、金相检验、硬度试验等方法分析了阀芯断裂 的原因。结果表明:阀芯的失效形式为拉-压载荷作用下的低应力高周疲劳断裂;断裂主要与设计 不当造成的油孔边缘棱角效应、异常打磨产生的表面损伤和渗碳不良形成的网状碳化物有关;通过 有限元仿真计算发现,横向载荷对油孔处应力的大小和分布影响显著,边缘倒角可有效降低棱角处 的应力集中程度和减轻尖角效应。
关键词:阀芯;疲劳断裂;应力集中;棱角效应;网状碳化物
中图分类号:TG176 文献标志码:B 文章编号:1001-4012(2021)11-0066-05
直线行走阀在挖掘机行走过程中通过阀芯的运 动对液压油实施再分配,从而完成动臂升降、斗杆收 放、铲斗转动、转台回转4组动作中的一个或其中任 意两个动作,图1所示为直线行走阀芯的安装示意 图。正常情况下,阀芯作为重要组件做轴向往复运 动,承受循环载荷,其失效形式多表现为疲劳断裂。 由于挖掘机工作环境较为恶劣,在分析阀芯疲劳断 裂的原因时,应考虑机械振动引入的横向载荷作用。 相关文献[1-2]介绍了振动疲劳在疲劳分析中的应用, 近年来,国内学者们也从不同角度开展了大量与疲劳相关的研究[3-6],并取得了丰硕的成果。
笔者通过宏观观察、扫描电镜与能谱分析、显微 组织观察以及硬度试验,分析了某挖掘机直线行走 阀芯高周疲劳断裂的原因,进一步对引起疲劳失效 的应力集中结构进行优化和仿真计算,对热处理工 艺进行完善,以避免此类事故的再次发生。
1 理化检验
1.1 宏观观察
图2a)为直线行走阀芯的外表面,外表面未见 明显塑性变形和磕碰、擦伤等情况,表现为脆性断裂 特征;断裂面穿过油孔中心且与轴向垂直。图2b) 为直线行走阀芯断口表面的宏观形貌,断裂处由六 个独立的断面组成,各断面较平整、洁净,呈暗灰色, 均呈疲劳断裂特征。将六个断面进行编号,分别记 为1~6号,如图2b)所示。根据瞬断区(图2b)中的 箭头处)的大小可判断1号位置处首先发生断裂,2 号和6号、3号和5号、4号位置依次萌生疲劳裂纹, 裂纹扩展到一定程度后整体发生瞬断。由图2c)可 见,1号断面优先从左上角棱角起裂,整个断面疲劳 扩展充分,几乎无瞬断区,表明断裂处名义应力 很小。
该直线行走阀芯断裂处虽为多孔结构,但其受力 模式与封闭管件类似,如前所述整个断口以1号和6 号断面中间的轴线对称分布,可排除扭转疲劳断裂。 其次,6个断面上均有瞬断区,可排除弯曲疲劳断裂。 再结合服役时间(2000h),可判断阀芯的二级失效形 式为拉-压载荷作用下的低应力高周疲劳断裂。
1.2 扫描电镜和能谱分析
对1号断面进行微观形貌观察和能谱分析,如 图3所示。1号断面由外缘灰白色渗碳区和中心椭 圆形深灰色基体区组成,裂纹源处(图3a)圆圈处)为尖角过渡,尖角效应明显。进一步放大观察发现, 裂纹源处为典型的冰糖状沿晶断口,其外表面可见 环向磨损痕迹,用手触摸有明显毛刺感,见图3b)。 将裂纹源进一步放大观察发现,油孔边缘分布着多 条沿晶扩展的显微裂纹,晶界上存在大量条块状 Cr-Fe碳 化 物,扩 展 区 疲 劳 条 纹 清 晰 可 见,如 图3c)~d),面扫描分析结果如图4所示。
1.3 金相检验
由图5可见:裂纹源处为尖角结构,应力集中现 象明显;裂纹源处组织为针状回火马氏体+体积分 数约10%的残余奥氏体+断续网状分布的碳化物, 碳化物投影长度为10~20μm,这与扫描电镜分析 结果相吻合;远离裂源处的表面组织为针状回火 马氏体+体积分数约5%的残余奥氏体,未见粗颗粒碳化物;心部组织为板条状回火马氏体+少量贝 氏体,奥氏体晶粒度评定级别为8级。
结合扫描电镜分析结果,综合判断阀芯开裂除 了与边沿棱角效应和打磨损伤有关外,还与渗碳不 良有关。
1.4 硬度试验
对1号断面裂纹源处进行显微硬度试验,对远 离裂纹源的外圆面进行显微硬度和显微硬度梯度试 验。结果表明:裂纹源处显微硬度约810HV1,明 显高于 远 离 裂 纹 源 处 的 外 圆 面 的 硬 度 (约 为 700HV1)。图 6 显 示 有 效 硬 化 层 深 度 约 为 0.5mm,满足技术要求(0.3~0.6mm)。
2 有限元仿真
该直线行走阀芯正常工作时的最大轴向拉伸载荷约为18kN,阀芯6个油孔处应力状态完全相 同,最大应力(约为293 MPa)位于油孔轴向中部 位置,油孔边缘应力约为229 MPa,如图7所示。 考虑到挖掘机工作环境恶劣,假设服役过程中存 在震动引入的横向载荷。在最大轴向拉伸载荷基 础上,在阀芯1/4处施加横向载荷(1kN),边缘无 倒角有限元模型如图8所示。由图9a)可见,6个 油孔处应力状态各不相同,横向载荷侧的拉伸应 力显 著 增 大 至 527 MPa,同 侧 边 缘 应 力 约 为 490MPa,表明在复合载荷作用下,应力峰值位置 明显向受拉侧的油孔外圆面边缘处移动。进一步 对边缘进行倒角(R 为0.5mm)处理后,结果如图 9b)所示,应力分布云图与边缘无倒角时的并无明 显差异,边缘处应力略有下降。
3 分析与讨论
根据上述结果可知,直线行走阀芯是在尖角效 应、打磨损伤和渗碳不良等综合因素影响下发生疲 劳断裂。
在设计阶段,设计者需要根据工件结构和服役工况对部件或系统进行建�：头抡婕扑�,根据计算 结果完善工件结构。首先,阀芯在服役过程中所受 横向载荷极小,可以忽略不计,按阀芯仅受18kN 的轴向载荷计算,结果表明:最大应力区域与断裂位 置完全吻合,且边缘是否倒角处理对最大应力的分 布并无明显影响。经检验证明,6处断面的疲劳源 均位于油孔边缘,其原因包括以下三个方面:(1)表 面应力状态,该阀芯油孔边缘未进行倒角处理,呈锐 角过渡,棱角效应显著;(2)表面完整性[7],油孔边缘 的打磨损伤使其表面粗糙度增加,在相同的应力水 平作用下,零件的疲劳寿命随着表面粗糙度的增加 而降低,对于高强度、低韧性的材料,粗糙度的影响 更明显,另外,打磨痕迹沿环向分布,当受到与其垂 直的轴向载荷作用时,更易萌生疲劳裂纹;(3)表面 组织结构,渗碳工艺不良造成油孔边缘形成断续网 状分布的碳化物,组织均匀性差、硬度高、脆性大,降 低了边缘处的抗疲劳强度[8-9]。棱角处存在图10所 示的“棱角效应”,李宇、潘健生等[10-11]对常见形状 工件在渗碳过程中的“棱角效应”进行了计算机模拟 和定量表征,结果表明:工件棱角部位的角度是决定 “棱角效应”的内在因素,棱角影响距离随工件棱角 部位角度的增加而减小。边缘倒角,一方面可改善 工件表面应力状态,另一方面可减轻或消除棱角效 应造成的渗碳不良现象。
4 结论与建议
(1)失效直线行走阀芯的断裂形式为拉-压载 荷引发的低应力高周疲劳断裂。
(2)造成直线行走阀芯发生早期断裂的主要因 素包括边缘棱角效应、表面打磨损伤和渗碳不良。
(3)油孔边缘倒角不仅可有效降低应力集中程 度,避免表面加工缺陷的产生,还可减轻棱角效应造 成的渗碳不良影响。
(4)建议设计者在对工件进行仿真计算时,除 了考虑工件结构与服役工况等因素外,还需充分考 虑工件的表面状态。
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浙公网安备 33042402000106号
