(中國(guó)第一汽車(chē)股份有限公司 無(wú)錫油泵油嘴研究所, 無(wú)錫 214063)

溢油閥是柴油機(jī)燃料噴射系統(tǒng)直列式燃油泵的重要零部件，是由閥體、閥芯、彈簧、調(diào)節(jié)螺釘組成的多級(jí)機(jī)械閥，具有定壓溢流、穩(wěn)壓、系統(tǒng)卸荷和安全保護(hù)等作用。溢油閥的調(diào)節(jié)螺釘連接高壓燃油泵及發(fā)動(dòng)機(jī)的回油管路，通過(guò)與彈簧共同作用來(lái)調(diào)節(jié)、控制高壓燃油泵出油壓力，對(duì)于保持高壓燃油泵潤(rùn)滑和回油正常至關(guān)重要。溢油閥一旦斷裂會(huì)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)難以啟動(dòng)并存在柴油泄漏等風(fēng)險(xiǎn)。

國(guó)內(nèi)某發(fā)動(dòng)機(jī)廠家生產(chǎn)的溢油閥裝機(jī)后在服役過(guò)程中發(fā)生斷裂，造成嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失。溢油閥的材料為20鋼，其生產(chǎn)工藝如下：熱軋棒料下料→精車(chē)溢油閥體外圓→鉆溢油閥體孔→車(chē)六角→鉆橫孔去毛刺→攻絲→滲碳→熱處理(淬火+低溫回火)→酸洗→鍍鋅處理→精磨，其中熱處理工藝如圖1所示。

圖1 溢油閥熱處理工藝曲線(xiàn)Fig.1 Heat treatment process curve of spill valve

為查明溢油閥斷裂失效的原因，筆者對(duì)其進(jìn)行了理化檢驗(yàn)和分析，并提出了改進(jìn)措施。

1 理化檢驗(yàn)

1.1 宏觀觀察

經(jīng)宏觀檢查發(fā)現(xiàn)，溢油閥斷成兩段，如圖2所示。

圖2 斷裂溢油閥宏觀形貌Fig.2 Macro morphology of fracture spill valve

斷裂位置位于閥體上兩個(gè)出油孔處，如圖3所示。

圖3 溢油閥斷裂位置Fig.3 Fracture position of spill valve

1.2 化學(xué)成分分析

對(duì)溢油閥出油孔處取樣，使用MAXx LMM15型直讀光譜儀進(jìn)行化學(xué)成分分析。由表1可以看出，溢油閥的化學(xué)成分符合GB/T 699-2015《優(yōu)質(zhì)碳素結(jié)構(gòu)鋼》的技術(shù)要求。

表1 溢油閥的化學(xué)成分分析結(jié)果(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical composition analysis results of spill valve (mass fraction) %

1.3 斷口分析

溢油閥的斷口宏觀形貌如圖4所示，可見(jiàn)斷口潔凈平齊，呈脆性斷裂特征，無(wú)氧化、腐蝕物及污染痕跡，斷面無(wú)明顯塑性變形。在SIGMA型掃描電鏡(SEM)下觀察斷口的微觀形貌，如圖5所示，沒(méi)有發(fā)現(xiàn)任何冶金缺陷和加工缺陷，斷口表面滲碳區(qū)呈沿晶脆性斷裂特征，晶面上呈“雞爪紋”氫脆斷口特征，斷口心部呈韌窩狀韌性斷裂特征。

圖4 溢油閥斷口宏觀形貌Fig.4 Macro morphology of fracture of spill valve

圖5 溢油閥斷口的微觀形貌Fig.5 Micro morphology of fracture of spill valve: a) intergranular morphology; b) chicken claw pattern morphology; c) central dimple morphology

使用LECOTCH600型氮?dú)溲趼?lián)合測(cè)定儀對(duì)斷裂溢油閥和同批次溢油閥以及原材料20鋼進(jìn)行氫的質(zhì)量分?jǐn)?shù)測(cè)定，結(jié)果分別為1.52×10-5%，2.4×10-6%，0.6×10-6%，可見(jiàn)斷裂溢油閥的氫含量遠(yuǎn)大于同批次溢油閥和原材料20鋼中的氫含量。

1.4 金相檢驗(yàn)

垂直溢油閥斷口沿縱向截取金相試樣，打磨、拋光后采用體積分?jǐn)?shù)為4%的硝酸酒精溶液浸蝕，在NJF-120A型光學(xué)顯微鏡下觀察顯微組織。由圖6可見(jiàn)，溢油閥斷口表面顯微組織為細(xì)針狀高碳馬氏體+少量奧氏體，溢油閥心部顯微組織為低碳馬氏體+少量殘余奧氏體。

圖6 溢油閥斷口的顯微組織Fig.6 Microstructure of fracture of spill valve: a) surface; b) core

1.5 有效硬化層深度測(cè)試

使用402MVD型顯微硬度計(jì)對(duì)溢油閥表面進(jìn)行有效硬化層深度測(cè)試，結(jié)果為0.33 mm/550 HV3，滿(mǎn)足GB/T 9450-2005《鋼件滲碳淬火硬化層深度的測(cè)定與校核》規(guī)定的0.2～0.4 mm的技術(shù)要求。

1.6 硬度測(cè)試

使用402MVD型顯微硬度計(jì)在距溢油閥表面0.1 mm處進(jìn)行硬度測(cè)試，結(jié)果見(jiàn)表2,可見(jiàn)溢油閥硬度符合相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的技術(shù)要求。

表2 硬度測(cè)試結(jié)果Tab.2 Results of hardness test HV3

1.7 鍍鋅層厚度測(cè)試

使用TT270型鍍鋅層測(cè)厚儀對(duì)溢油閥鍍鋅層厚度進(jìn)行測(cè)試，結(jié)果見(jiàn)表3，可見(jiàn)溢油閥鍍鋅層厚度符合相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的技術(shù)要求。

表3 鍍鋅層厚度測(cè)試結(jié)果Tab.3 Results of galvanized layer thickness test μm

1.8 孔徑尺寸測(cè)量

由于溢油閥橫孔處已斷裂，從庫(kù)存件中隨機(jī)抽取同批次5個(gè)溢油閥(分別編號(hào)為1～5號(hào))，使用AEC-3000型氣動(dòng)量?jī)x對(duì)其橫孔孔徑進(jìn)行測(cè)量。結(jié)果如表4所示，可見(jiàn)溢油閥橫孔孔徑滿(mǎn)足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的技術(shù)要求。

表4 橫孔孔徑測(cè)量結(jié)果Tab.4 Results of transverse aperture measurement mm

2 分析與討論

2.1 影響因素分析

首先對(duì)可能造成溢油閥斷裂失效的因素進(jìn)行了梳理和歸納，如圖7所示，可見(jiàn)尺寸設(shè)計(jì)、原材料選用、機(jī)加工工藝設(shè)計(jì)、熱處理工藝設(shè)計(jì)、表面處理工藝設(shè)計(jì)不合理以及橫孔孔徑過(guò)大、硬度和硬化層超差、化學(xué)成分不符合要求、擰緊扭矩過(guò)大均有可能造成溢油閥斷裂。

圖7 溢油閥斷裂失效的影響因素Fig.7 Influencing factors of fracture failure of spill valve

2.2 尺寸設(shè)計(jì)與選材分析

按照溢油閥的設(shè)計(jì)尺寸建立模型進(jìn)行有限元分析，加載扭矩為39 N·m。由圖8可以看出，由分析軟件根據(jù)尺寸設(shè)計(jì)計(jì)算得到的溢油閥所用原材料最大抗拉強(qiáng)度需達(dá)到205.76 MPa，根據(jù)GB/T 699-2015《優(yōu)質(zhì)碳素結(jié)構(gòu)鋼》的要求，20鋼的實(shí)際抗拉強(qiáng)度為410 MPa，從而得出該溢油閥所用20鋼的安全系數(shù)為1.99，符合尺寸設(shè)計(jì)與原材料選用要求[1]。

圖8 溢油閥有限元分析結(jié)果Fig.8 Finite element analysis result of spill valve

2.3 理化檢驗(yàn)結(jié)果分析

由上述理化檢驗(yàn)分析結(jié)果可知，斷裂溢油閥的尺寸設(shè)計(jì)、原材料選用、硬度、鍍鋅層厚度、有效硬化層深度、顯微組織、孔徑尺寸等均滿(mǎn)足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)要求。

從溢油閥斷口形貌和微區(qū)成分分析結(jié)果來(lái)看，溢油閥斷裂起源于出油孔處外表面，屬于氫脆延遲斷裂。

氫溶入金屬后，金屬出現(xiàn)塑性降低、脆性增加的現(xiàn)象，稱(chēng)為氫脆[1]。氫脆的表現(xiàn)形式包括：

(1) 零件在斷裂過(guò)程中受到持續(xù)的靜應(yīng)力，該靜應(yīng)力為低應(yīng)力且遠(yuǎn)低于材料的屈服強(qiáng)度。

(2) 在時(shí)間上表現(xiàn)為延遲斷裂，需要經(jīng)過(guò)孕育期后，氫脆才會(huì)以靜態(tài)脆性斷裂的形式表現(xiàn)出來(lái)。

(3) 室溫下零件的氫脆敏感性較大[2]。

溢油閥的化學(xué)成分分析結(jié)果顯示，硫元素含量處于標(biāo)準(zhǔn)值的上限，而硫元素對(duì)材料的氫脆敏感性影響較大[3]。此外，從溢油閥的加工工藝來(lái)看，在酸洗過(guò)程中，溢油閥表面鋼材與酸洗液發(fā)生化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生的氫原子和酸洗液發(fā)生電離反應(yīng)形成的氫離子進(jìn)入溢油閥表面。在鍍鋅過(guò)程中，陰極發(fā)生析氫反應(yīng)，氫離子被還原為氫原子后滲入溢油閥內(nèi)部，而覆蓋在溢油閥表面的鍍層會(huì)阻礙氫原子向溢油閥外部擴(kuò)散。在加工過(guò)程中滲入的氫是斷裂溢油閥出現(xiàn)氫脆現(xiàn)象主要的氫來(lái)源。滲入的氫原子富集在晶格缺陷(如空位、位錯(cuò)、晶界、夾雜)處，使晶格扭曲產(chǎn)生很大的內(nèi)應(yīng)力，隨著氫原子的聚集，應(yīng)力集中部位會(huì)形成微裂紋。

溢油閥的硬度、有效硬化層深度以及斷口處金相分析結(jié)果顯示，溢油閥材料在滲碳淬火處理過(guò)程中，表面形成了深度約0.33 mm的高碳馬氏體，最大硬度值達(dá)到714 HV3。而高碳馬氏體組織對(duì)氫脆最敏感，且滲碳層硬度越高，越易發(fā)生氫脆斷裂[4]。此外，由于鋼材強(qiáng)度與硬度關(guān)系密切，可通過(guò)材料硬度來(lái)判斷其氫脆敏感性[5]。而溢油閥硬度偏向于標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定范圍的上限，因而材料具有高的氫脆敏感性。

溢油閥中滲入的氫在安裝應(yīng)力的作用下向應(yīng)力集中的部位聚集，當(dāng)應(yīng)力集中處的氫含量達(dá)到臨界值時(shí)，會(huì)導(dǎo)致溢油閥在安裝應(yīng)力和氫的共同作用下發(fā)生氫脆斷裂。

3 結(jié)論及建議

該高壓燃油泵用溢油閥的失效模式屬于氫脆延遲斷裂。溢油閥表面經(jīng)滲碳淬火處理后硬度偏高，氫脆敏感性增強(qiáng)，而酸洗鍍鋅過(guò)程中由于未進(jìn)行脫氫處理，導(dǎo)致溢油閥表面發(fā)生氫的聚集，最終在安裝應(yīng)力和氫的共同作用下發(fā)生氫脆斷裂。

建議采取以下預(yù)防措施：酸洗鍍鋅過(guò)程中，在原工藝的基礎(chǔ)上增加(200±10) ℃×6 h的除氫工藝，采用合格的除氫設(shè)備，選用經(jīng)過(guò)校準(zhǔn)的溫度敏感元件，嚴(yán)格工藝紀(jì)律；控制原材料的氫偏聚，避免原材料中的局部氫含量遠(yuǎn)高于平均氫含量而使氫脆加??；控制滲碳溫度、滲碳時(shí)間、氣氛碳勢(shì)等滲碳工藝，避免溢油閥表面增碳嚴(yán)重，加重氫脆敏感性；嚴(yán)格控制冶煉工藝，控制原材料的成分和雜質(zhì)元素含量。