朱玲斌,邵百明,薛喜才,賈尚華

(上海汽車集團股份有限公司 乘用車分公司,上海 201804)

發(fā)動機缸體是汽車發(fā)動機中最重要的零部件之一，其將各個氣缸和曲軸箱連成一體，是安裝活塞、曲軸以及其他零件和附件的支撐骨架；同時還要保證活塞、連桿、曲軸等工作時的位置準確以及發(fā)動機的換氣、冷卻和潤滑系統(tǒng)工作正常。而隨著汽車輕量化發(fā)展[1]，對缸體的要求更趨向于薄壁和高強度。由于鋁合金鑄造工藝已經(jīng)相對比較穩(wěn)定，從工藝的角度來提高強度越來越難，因此缸體設(shè)計的合理性凸顯重要。在開發(fā)過程中，通過分析缸體的失效問題找到相應(yīng)的改進措施也就變得越來越重要[2-8]。

某發(fā)動機開發(fā)過程中，發(fā)動機需進行相關(guān)臺架試驗，在完成曲軸通風(fēng)系統(tǒng)試驗和潤滑系統(tǒng)試驗后，進行15 h的節(jié)氣門結(jié)焦試驗過程中發(fā)現(xiàn)缺體側(cè)面漏油，油壓降低導(dǎo)致報警，停機進行檢查，拆解后發(fā)現(xiàn)缸體軸承座和對應(yīng)的軸承瓦蓋斷裂。為找到缸體的斷裂原因，筆者對軸承座和軸承瓦蓋進行了檢驗與分析，并提出改進措施。

1 理化檢驗

1.1 宏觀及低倍分析

送檢的斷裂發(fā)動機缸體如圖1所示。斷裂的零件都位于發(fā)動機后端，如圖1a)所示，其中缸體第4主軸承座斷裂，裂紋一側(cè)位于退刀槽區(qū)域，軸承瓦蓋的斷裂位置在軸承座斷裂位置的斜對角，如圖1b)所示。第1～3軸承座及其對應(yīng)的軸承瓦蓋都未見明顯異常。失效區(qū)域螺栓擰緊痕跡正常，無松動現(xiàn)象，如圖1c)所示。據(jù)了解，拆解時8組軸承瓦蓋螺栓的扭矩值(包括斷裂軸承座)全部都在正常范圍內(nèi)。

采用VHX-2000E型體視顯微鏡對缸體軸承座的斷口進行低倍分析，形貌如圖2所示?？梢娪忻黠@的自下而上的斷裂擴展紋路，底側(cè)局部區(qū)域磨損嚴重，其放大后有清晰可見的疲勞海灘紋特征，從海灘紋的匯聚方向來看，疲勞應(yīng)該起源于退刀槽的中部區(qū)域，同時在疲勞源附近，有疑似孔洞存在。

圖1 送檢的斷裂發(fā)動機缸體宏觀形貌Fig.1 Macro morphology of fractured engine cylinder block submitted for inspection:a) overall morphology of cylinder block; b) morphology of fracture position; c) bolt assembly trace of fracture position

圖2 軸承座斷口低倍形貌Fig.2 Morphology of bearing seat fracture at low magnification:a) overall morphology of fracture; b) enlarged morphology of fatigue source region

圖3為斷裂軸承瓦蓋斷口的低倍形貌，斷口上有隱約可見的從右下至左上的斷裂擴展紋路，且斷裂起始一側(cè)位于軸承瓦蓋與曲軸接觸的區(qū)域。

圖3 軸承瓦蓋斷口低倍形貌Fig.3 Morphology of bearing cover fracture at low magnification

1.2 微觀分析

采用EVO MA25型掃描電鏡(SEM)分別對軸承座和軸承瓦蓋的斷口進行觀察，如圖4和圖5所示。

軸承座起始斷裂區(qū)存在鑄造縮孔，如圖4a)～b)所示；除磨損區(qū)域外，斷口形貌特征為細小的疲勞輝紋，如圖4c)～d)所示。從疲勞輝紋的擴展方向來看，疲勞裂紋起源于退刀槽邊緣而非缺陷所在區(qū)域，而且疲勞起源點未完全匯集到縮孔所在的區(qū)域，說明缺陷不是導(dǎo)致軸承座疲勞斷裂的主要原因。

對軸承瓦蓋斷口進行觀察，觀察位置如圖5a)所示。整個斷裂軸承瓦蓋的斷口形貌特征全部為疲勞輝紋，如圖5b)～e)所示；疲勞擴展方向如圖5a)中箭頭所示。對模擬過載斷裂的軸承瓦蓋斷口進行觀察，可見斷口為韌窩形貌，如圖5f)所示。送檢斷裂軸承瓦蓋斷口的疲勞起始區(qū)域未見明顯異常，且斷口形貌特征明顯不同于模擬過載斷裂瓦蓋材料的。

圖4 軸承座斷口SEM形貌Fig.4 SEM morphology of fracture on bearing seat:a) morphology of fatigue source region 1; b) morphology of fatigue source region 2;c) enlarged morphology of position 1; d) enlarged morphology of position 2

圖5 軸承瓦蓋斷口SEM形貌Fig.5 SEM morphology of fracture on bearing cover:a) observation positions of fracture; b) morphology of position 1; c) morphology of position 2;d) morphology of position 3; e) morphology of position 4; f) morphology of the simulation of overload fracture of bearing cover

1.3 金相檢驗

在斷裂缸體軸承座的疲勞起源區(qū)取金相試樣，觀察其顯微組織形貌，如圖6a)所示，可見其顯微組織為白色塊狀奧氏體相+細小致密的共晶Si相+少量初生Si相。根據(jù)企業(yè)技術(shù)文件的要求測量疲勞起源區(qū)的孔隙率，結(jié)果為0.43%，最大單孔直徑為0.4 mm，如圖6c)所示，符合設(shè)計圖紙的技術(shù)要求。

沿著圖5a)虛線位置對軸承瓦蓋取樣，并進行觀察，如圖6b)所示，可見其顯微組織主要為珠光體，此外還有部分孔隙，顯微組織基本正常。

圖6 斷裂軸承座及瓦蓋的顯微組織形貌Fig.6 Microstructure morphology of fractured bearing seat and bearing cover:a) morphology of bearing seat; b) morphology of bearing cover;c) morphology of bearing seat porosity

1.4 化學(xué)成分分析

圖紙規(guī)定缸體材料為AlSi9Cu3鋁合金，用Bruker Q4 TASMAN型直讀光譜儀對缸體的化學(xué)成分進行分析，結(jié)果如表1所示?？芍左w材料的化學(xué)成分滿足DIN EN 1706：2010AluminiumandAluminiumAlloysCastingsChemicalCompositionandMechanicalProperties的要求。

1.5 力學(xué)性能測試

采用UH930型多功能硬度計對斷裂缸體的軸承座進行硬度測試，結(jié)果為88 HB，符合產(chǎn)品圖紙的硬度要求。

表1 缸體的化學(xué)成分(質(zhì)量分數(shù))Tab.1 Chemical compositions of cylinder block (mass fraction) %

采用RB2000型洛氏硬度計對斷裂的軸承瓦蓋進行硬度測試，結(jié)果為65 HRB，符合產(chǎn)品圖紙的硬度要求。同時使用Sartorius cpa224S型密度天平對軸承瓦蓋斷裂失效區(qū)域進行密度測試，結(jié)果為6.71 g·cm-3，同樣符合產(chǎn)品圖紙的要求。

2 分析與討論

2.1 斷裂原因分析

從上述斷裂缸體軸承座和軸承瓦蓋的理化檢驗結(jié)果來看，材料的顯微組織、化學(xué)成分和力學(xué)性能都符合設(shè)計圖紙的要求，同時軸承座疲勞起源區(qū)雖然存在鑄造縮孔，但根據(jù)孔洞大小、孔隙率及疲勞起源點的分析結(jié)果，判斷其不是引起失效的主要原因[9]。因此本次失效與材料關(guān)系不大。

為進一步分析發(fā)動機缸體的斷裂原因，分別對缸體和軸承瓦蓋進行CAE(計算機輔助工程)模擬分析[10]。CAE結(jié)果如圖7所示，可知軸承座斷裂起源區(qū)處于應(yīng)力較大區(qū)域，安全系數(shù)約為0.73，說明該設(shè)計的結(jié)構(gòu)強度偏低，而軸承瓦蓋斷裂起始位置并非應(yīng)力較大的位置，斷裂起源點的安全系數(shù)約為1.58，不存在強度不足的情況。因此判斷首先由于第4軸承座設(shè)計強度不足導(dǎo)致在試驗中發(fā)生疲勞開裂，開裂后斷口斜對側(cè)的軸承瓦蓋受力發(fā)生變化，也相繼出現(xiàn)疲勞開裂，在應(yīng)力作用下最終斷裂失效。

圖7 軸承座和軸承瓦蓋CAE計算結(jié)果Fig.7 CAE calculation results of a) bearing seat and b) bearing cover

2.2 改進措施及結(jié)果驗證

針對缸體第4軸承座強度不足的判斷，對4檔區(qū)域采用增加加強筋的措施進行多輪優(yōu)化改進，并進行相關(guān)CAE計算，結(jié)果如圖8所示，最終優(yōu)化后的方案C顯示原失效區(qū)域的安全系數(shù)增加到1.07。根據(jù)方案C重新制造缸體樣件并再次進行臺架試驗，試驗通過后拆解檢查，相關(guān)零件未發(fā)現(xiàn)任何異常。

圖8 優(yōu)化后CAE計算結(jié)果Fig.8 CAE calculation results after optimization:a) option A; b) option B; c) option C

3 結(jié)論及建議

長時間工作后在循環(huán)應(yīng)力作用下發(fā)動機缸體的軸承座首先發(fā)生疲勞斷裂，隨后軸承瓦蓋也發(fā)生疲勞斷裂。結(jié)合CAE計算結(jié)果可知缸體軸承座結(jié)構(gòu)強度不足是導(dǎo)致缸體發(fā)生疲勞斷裂的根本原因。

建議通過對失效區(qū)域增加加強筋的方式來提高發(fā)動機缸體結(jié)構(gòu)的強度。