張廣為，張廣明，毛敏捷，邵靜靜，李 建

(青島理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院，青島 266520)

0 引 言

粉末鍛造(以下簡(jiǎn)稱粉鍛)是傳統(tǒng)粉末冶金工藝與精密鍛造有機(jī)結(jié)合而形成的一種新型金屬成型工藝,既具有粉末冶金工藝節(jié)約原料、成本低的優(yōu)點(diǎn)，又具有鍛造成形改變金屬材料組織和性能的特點(diǎn)[1]。目前，粉鍛技術(shù)廣泛應(yīng)用于連桿、齒輪等汽車零件的制備。粉鍛連桿是汽車發(fā)動(dòng)機(jī)的重要零部件之一，按材料不同可以分為Fe-Ni-Mo和Fe-C-Cu兩種體系。近年來Fe-Ni-Mo系連桿因在成本、性能和質(zhì)量方面存在劣勢(shì)而逐漸被淘汰，目前只有Fe-C-Cu系連桿得到大規(guī)模使用。連桿在工作過程中不僅受到拉伸、壓縮載荷的作用，還受到交變載荷作用，其桿部易發(fā)生彎曲變形或疲勞失效。美國(guó)Metaldyne公司研究了銅含量對(duì)Fe-C-Cu系粉鍛連桿性能的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)銅含量(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同)由2%提高到3%時(shí)，連桿的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度及疲勞極限均得到提高[2]。之后，該公司開發(fā)出銅含量為3%左右的HS150、HS160、HS170M等系列商業(yè)粉鍛連桿，并進(jìn)行了性能研究[3-6]。ARDAKANI等[7]研究發(fā)現(xiàn)，MnS顆粒的添加會(huì)降低粉鍛Fe-C-Cu合金材料的疲勞強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度，但能夠顯著改善沖擊性能和延展性，而碳含量的改變對(duì)疲勞強(qiáng)度幾乎無影響。劉攀等[8]采用新型FDCC01合金鋼粉試制了粉鍛連桿，并對(duì)其疲勞性能進(jìn)行了研究。柏琳娜等[9]研究發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)e-C-Cu系粉鍛汽車發(fā)動(dòng)機(jī)連桿(H16)的疲勞性能、抗拉強(qiáng)度及屈服強(qiáng)度均高于鋼鍛連桿的，且不低于國(guó)外同類粉鍛連桿的。郭彪等[10-11]通過研究粉鍛汽車發(fā)動(dòng)機(jī)連桿，建立了Fe-0.5C-2Cu合金的高溫流變本構(gòu)方程,并制備得到了高性能粉鍛合金。其他研究人員亦進(jìn)行了諸多關(guān)于粉鍛連桿疲勞性能[12-15]、失效分析[12,14]和噴丸強(qiáng)化[12,16-18]等方面的研究。

粉鍛連桿大頭在加工過程中需要采用脹斷工藝，因此除了需要保證桿部的疲勞性能外，還要求大頭材料具有良好的可加工性。單一材料很難同時(shí)滿足大頭的可加工性和桿部的高疲勞強(qiáng)度要求?；诖?，作者設(shè)計(jì)了一種大頭與桿部由不同材料構(gòu)成的雙材料連桿:連桿大頭采用常規(guī)的添加MnS的Fe-C-Cu系合金，桿部則以大頭材料為基礎(chǔ)，對(duì)銅和MnS含量進(jìn)行了適當(dāng)調(diào)整。通過粉末鍛造工藝制備了該雙材料連桿，研究了其大頭、桿部的顯微組織及表面噴丸處理前后的疲勞性能，旨在為粉鍛連桿性能的提高和生產(chǎn)成本的降低提供一定參考。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

1.1 試樣制備

試驗(yàn)原粉分別為銅粉(粒徑53 μm)、高純霧化鐵粉(粒徑53 μm)、MnS粉(粒徑44 μm)、石墨粉(粒徑44 μm)，粉體純度均為99.96%。雙材料連桿設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)如圖1所示，大頭、桿部的原料配比見表1。

表1 雙材料連桿的原料配比(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Raw material composition of bimaterial connecting rod (mass) %

圖1 雙材料連桿結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Diagram of bimaterial connecting rod structure

雙材料連桿的具體粉鍛工藝[8]為：按照表1稱取原料(總質(zhì)量均為5 kg),放入混料機(jī)中混合20～30 min后，分別倒入送料機(jī)的兩個(gè)送粉管中，通過焊有隔料板的送粉靴，在正常連續(xù)生產(chǎn)條件下分別填充到連桿大頭中模腔和桿部中模腔中[19]，然后進(jìn)行預(yù)壓成形，壓力為1 800 kN，預(yù)制坯壓制面積為42.5 cm2，壓制體積為50.8 cm3，密度為7.83～7.86 g·cm-3；在還原性保護(hù)氣氛下用HMX1600-40M型電爐燒結(jié)預(yù)制坯，燒結(jié)溫度為1 200 ℃，時(shí)間為15 min；將燒結(jié)體移入到具有氮?dú)鈿夥盏谋貭t中，在1 000 ℃左右保溫30 min后，迅速送入預(yù)熱至300 ℃且具有氦氣保護(hù)氣氛的鍛模中進(jìn)行致密化封閉鍛造，每5 min鍛造一個(gè)，然后脫?？绽渲潦覝?，出模溫度為290 ℃；將粉鍛連桿在氮?dú)獗Ｗo(hù)下加熱至870 ℃后，立即油淬，最后在570 ℃高溫回火30 min。

1.2 試驗(yàn)方法

在粉鍛連桿大頭和桿部截取金相試樣，經(jīng)鑲嵌、磨制、拋光后，采用Nikon MA-200型倒置光學(xué)顯微鏡(OM)觀察表面形貌，然后采用體積分?jǐn)?shù)2%的硝酸酒精溶液進(jìn)行浸蝕，觀察其顯微組織。采用S-2700型掃描電鏡(SEM)觀察微觀形貌。

圖2 標(biāo)準(zhǔn)疲勞試樣的取樣位置及尺寸Fig.2 Sampling position (a) and size (b) of standard fatigue specimen

根據(jù)GB/T 24176-2009，分別從連桿大頭及桿部截取疲勞試樣，取樣位置及試樣尺寸見圖2。對(duì)部分桿部疲勞試樣進(jìn)行噴丸強(qiáng)化，噴丸參數(shù)為分丸輪轉(zhuǎn)速為2 600 r·min-1,鑄鋼彈丸直徑為0.6 mm，噴丸角度為10°，噴丸覆蓋率不低于98%，噴丸強(qiáng)度為0.258 mm。

使用PX-200型電磁疲勞測(cè)試機(jī)進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，采用升降法測(cè)定疲勞極限。發(fā)動(dòng)機(jī)連桿要求的疲勞耐久極限為平均荷幅為-9.0 kN，應(yīng)力荷幅為±25 kN[9]。疲勞測(cè)試時(shí)的應(yīng)力比r為-1.5，加載波形為正弦波，加載頻率為120～130 Hz，規(guī)定的循環(huán)壽命基數(shù)N0為107周次。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)選取第一級(jí)應(yīng)力水平，大頭試樣(D01)、桿部試樣(X01)以及噴丸強(qiáng)化處理后的桿部試樣(X02)的第一級(jí)應(yīng)力分別為300，375，390 MPa，以第一級(jí)應(yīng)力的3%～5%作為應(yīng)力臺(tái)階，得到試樣在不同應(yīng)力下的越出和斷裂情況，從而繪出升降圖。使用掃描電鏡觀察疲勞斷口形貌。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 顯微組織

由圖3可以看出：D01和X01試樣的組織均為鐵素體和珠光體，珠光體尺寸在20～40 μm，分布較為均勻，此外D01試樣中還分布有尺寸在5 μm左右的MnS顆粒；珠光體中白色板條狀滲碳體周圍存在納米富銅相[9]，由于銅含量較高，X01試樣中的富銅相較D01試樣中的明顯增多且尺寸變大，滲碳體間距則明顯小于D01試樣的。

圖3 D01和X01試樣的顯微組織及珠光體SEM形貌Fig.3 Microstructures (a-b) and SEM morphology of pearlite (c-d) of D01 (a,c) and X01 (b,d) specimens

2.2 疲勞性能

圖4為應(yīng)力比為-1.5時(shí)D01，X01，X02試樣的疲勞升降圖。

由圖4統(tǒng)計(jì)得到的數(shù)據(jù)見表2。其中Si為應(yīng)力(i為應(yīng)力水平數(shù)，當(dāng)i為0時(shí)代表第1級(jí)應(yīng)力);fi為不同應(yīng)力水平下的失效事件數(shù)量。

表2 3種試樣的疲勞升降圖數(shù)據(jù)Table 2 Data of fatigue up-down graphs of three specimens

(1)

(2)

A=∑ifi

(3)

B=∑i2fi

(4)

C=∑fi

(5)

D=(BC-A2)/C2

(6)

式中：S0為第一級(jí)應(yīng)力；d為應(yīng)力臺(tái)階；D為疲勞損傷。

將表2中的數(shù)據(jù)代入式(1)～(6),計(jì)算得到：D01試樣的平均疲勞強(qiáng)度為315 MPa，標(biāo)準(zhǔn)偏差為22.987 8 MPa，疲勞損傷為0.917； X01試樣的平均疲勞強(qiáng)度為382.5 MPa，標(biāo)準(zhǔn)偏差為10.424 7 MPa，疲勞損傷為0.400；X02試樣的平均疲勞強(qiáng)度為397.86 MPa，標(biāo)準(zhǔn)偏差為8.319 6 MPa，疲勞損傷為0.489。疲勞損傷值均大于0.3，說明上述統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)是有效的。

標(biāo)準(zhǔn)偏差數(shù)值越小，數(shù)據(jù)的發(fā)散度越低，說明材料性能越穩(wěn)定[20]。X01試樣的標(biāo)準(zhǔn)偏差遠(yuǎn)小于D01試樣的，可見其疲勞性能比D01試樣的更加穩(wěn)定，且平均疲勞強(qiáng)度比D01試樣的提高了21%。經(jīng)噴丸強(qiáng)化后，X02試樣的平均疲勞強(qiáng)度較強(qiáng)化前的提高了4%，標(biāo)準(zhǔn)偏差進(jìn)一步減小，說明噴丸后的疲勞性能更加穩(wěn)定。

疲勞極限計(jì)算公式為

σ(p,α)=-K(p,α,v)

(7)

K(p,α,v)=

(8)

式中：σ(p,α)為存活率p、置信度α下的疲勞極限；K(p,α,v)為存活率p、置信度α、自由度v下的相關(guān)系數(shù)；n為有效試驗(yàn)應(yīng)力的對(duì)子總數(shù)；up為標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)偏量，可根據(jù)存活率p由標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)偏量表[21]查得；uα為與置信度α相關(guān)的標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)偏量，其數(shù)值見表3。

表3 不同置信度下的標(biāo)準(zhǔn)正態(tài)偏量Table 3 Standardized normal deviation at different confidence levels

由表4可知，在置信度為50%時(shí)，不同存活率下，X01試樣的疲勞極限均遠(yuǎn)高于相同條件下D01試樣的，而X02試樣的疲勞極限則高于相同條件下X01試樣的，說明噴丸強(qiáng)化后X01試樣的疲勞性能得到了提高。

表4 置信度為50%時(shí)不同存活率下3種試樣的疲勞極限Table 4 Fatigue limits of three specimens at different survival rates at 50% confidence

2.3 斷口形貌

由圖5可以看出，D01和X01試樣的裂紋均起源于材料表面，X02試樣的裂紋萌生于距表面一定距離的亞表面處；D01試樣中由于存在MnS，裂紋會(huì)沿著MnS顆粒擴(kuò)展，導(dǎo)致斷面參差不齊，存在明顯的多次撕裂棱；X01試樣的斷口存在河流狀花樣，以解理斷裂為主，斷面相對(duì)光滑平整；X02試樣斷口與疲勞裂紋源相鄰的疲勞裂紋第一階段擴(kuò)展區(qū)域表面平整，存在眾多短小的撕裂棱、光滑的穿晶斷裂解理面以及少量孔洞，這是由于噴丸強(qiáng)化使得試樣表面層得到強(qiáng)化(如致密度提高和形變硬化等)，同時(shí)消除了部分加工和制備過程中產(chǎn)生的表面缺陷。

大頭材料在脹斷過程中產(chǎn)生應(yīng)力集中時(shí)，其中的MnS顆粒會(huì)成為裂紋源，同時(shí)較低的銅含量降低了材料的變形抗力，在鍛造后的再結(jié)晶過程中，銅能夠阻止晶粒長(zhǎng)大從而細(xì)化晶粒，增強(qiáng)材料的塑性和韌性。去除MnS并提高銅含量后，納米富銅相彌散分布在鐵素體與滲碳體界面處，強(qiáng)化了珠光體組織，因此桿部材料的疲勞強(qiáng)度提高。綜上可知，該雙材料粉鍛連桿可以有效滿足連桿大頭的可加工性和桿部的高疲勞強(qiáng)度要求。

3 結(jié) 論

(1) 雙材料粉鍛連桿的大頭材料和桿部材料組織均由珠光體和鐵素體組成，珠光體中滲碳體周圍彌散分布著納米富銅相，桿部材料中的納米富銅相數(shù)量更多、尺寸更大，并且滲碳體間距更?。淮箢^材料組織中還分布有MnS顆粒。

(2) 桿部材料的平均疲勞強(qiáng)度和疲勞極限均高于大頭材料的，標(biāo)準(zhǔn)偏差則遠(yuǎn)小于大頭材料的，桿部的疲勞性能更加穩(wěn)定；噴丸強(qiáng)化后，桿部材料的平均疲勞強(qiáng)度及疲勞極限進(jìn)一步提高，標(biāo)準(zhǔn)偏差進(jìn)一步減小，疲勞性能更加穩(wěn)定。

圖5 3種試樣的疲勞斷口形貌Fig.5 Fatigue fracture morphology of three specimens: (a) specimen D01; (b) speimen X01; (c) specimen X02; (d) specimen D01, amplification of crack source area; (e) specimen X01, amplification of crack source area and (f) specimen X02, amplification of crack propagation area

(3) 大頭和桿部材料的疲勞裂紋均起源于表面，噴丸強(qiáng)化后桿部材料的疲勞裂紋則起源于亞表面；大頭材料中MnS顆粒的存在會(huì)促進(jìn)疲勞裂紋擴(kuò)展，從而降低其疲勞強(qiáng)度；噴丸強(qiáng)化使桿部材料表面層得到強(qiáng)化，疲勞性能提高。