力拓矿石车用F51AE型钩舌断裂失效分析

肖利民，秦晓锋

(齐齐哈尔轨道交通装备有限责任公司，黑龙江 齐齐哈尔 161002)

0 引言

我公司从2007年开始为澳大利亚力拓公司生产矿石车.该车所用 F51AE型钩舌，材料为ZG25MnCrNiMo铸钢，热处理工艺为淬火+高温回火处理，质保期为二年.但使用一年左右即陆续发生了铸号为0733、0773和0078的钩舌的早期断裂事故.对此，我公司从钩舌的材质、断口、结构以及受力状态等方面进行了分析，找出了导致钩舌早期断裂失效的原因，为钩舌结构改进、材质控制及钩舌使用寿命的提高提供了依据.

1 断裂钩舌的材质分析

1.1 化学成份

从断裂钩舌上取样进行化学成分分析，结果见表1.除0078号钩舌铝含量偏高外，其余化学成分符合标准要求.

表1 断裂钩舌的化学成分%

1.2 力学性能

相关标准［1］规定，测定钩舌材料力学性能的试样，可附铸在铸件(即钩舌)上或浇注系统上，其力学性能应达到表2要求;也可取自铸件，其下屈服强度和抗拉强度应达到表2规定值的80%.由于断裂钩舌尺寸限制，无法加工出满足尺寸要求的试样，因此，查找出断裂钩舌的同炉次的试样的力学性能检测记录，结果见表2.可见，力学性能指标均满足标准要求，但0078号钩舌的强度与韧性指标相对偏低.

表2 断裂车钩的力学性能

1.3 金相组织及非金属夹杂物

从断裂钩舌上取样，对金相组织和非金属夹杂物进行了分析，结果见表3，金相组织为正常的回火索氏体组织，非金属夹杂物符合标准要求.

表3 断裂钩舌的金相组织和非金属夹杂物

2 断裂钩舌的断口分析

2.1 钩舌结构及断裂部位

钩舌结构示意图见图1.三个钩舌断裂部位相同，均沿图1中虚线ab断裂，形成A段与B段两部分.

图1 钩舌结构及断裂部位示意图

2.2 宏观断口

0733号钩舌A段与B段的宏观断口照片见图2(a)、(b)，显示出典型疲劳断口的特征，其上可以看到白色虚线所分成的三个区，分别为裂纹源区、裂纹扩展区和瞬时断裂区.

裂纹源为线状裂纹源，裂纹从钩舌的下牵引台根部外表面形成，然后呈放射状向内扩展，裂纹前沿线为椭圆形弧线.裂纹源区氧化、锈蚀严重，颜色很深，断裂面光滑.该区未观察到诸如夹杂物、空洞等材料内部的宏观缺陷.

裂纹扩展区可见明显的贝纹线(又称海滩花样)特征，氧化锈蚀颜色比裂纹源区浅，断裂面比较光滑.随着裂纹扩展的进行，贝纹线间距增大，锈蚀减弱，断裂面粗糙度增大.

瞬时断裂区断裂面粗糙，为无氧化锈蚀的新鲜金属表面.该钩舌瞬时断裂区尺寸较大.

0773号钩舌B段断口见图2(c)，其特征与0733号钩舌断口完全相同.

0078号钩舌断口也显示出疲劳断裂的特征，但与0733号和0773号钩舌相比，裂纹源区以外的断口形貌为粗结晶体颗粒状形貌，即具有“冰糖状”特征［2］，裂纹扩展区明显减小，而未发生氧化锈蚀的瞬时断裂区更大，见图2(d).

图2 钩舌的宏观断口照片

2.3 微观断口

(1)0733号钩舌

0733号钩舌断口疲劳裂纹扩展区的扫描电镜照片见图3，其上存在塑性疲劳辉纹，从微观上证明该钩舌属于疲劳断裂，而且裂纹扩展过程中伴有较大塑性变形.观察该钩舌断口的瞬时断裂区，发现为大量韧窝所覆盖.这些特征表明，0733号钩舌材料塑性、韧性较好.

图3 0733号钩舌断口疲劳裂纹扩展区扫描电镜照片

(2)0078号钩舌微观断口

由于0078号钩舌断口上未观察到明显的疲劳裂纹扩展区，因此对其瞬时断裂区用扫描电镜进行了观察，结果见图4(a)、(b).可以看出，0078号钩舌断口在高倍下也很平坦，表明该钩舌材料较脆.同时，在断口上观察到大量非金属夹杂物小颗粒，例如图4(b)中箭头所示.对图4(b)中箭头所示区域的夹杂物进行能谱分析，如图4(c)所示，能谱分析表明该夹杂物为铝的化合物.

图4 0078号钩舌断口瞬时断裂区扫描电镜照片及夹杂物能谱分析

3 钩舌断裂原因分析

3.1 结构与工况因素

钩舌工作时，其上、下牵引台与钩体上、下牵引台相互作用，承担牵引载荷.由断口分析表明，三个钩舌断裂均是从下牵引台根部开始的.

图5 钩舌上、下牵引台及其根部过渡圆角

由于钩舌结构与功能的需要，上、下牵引台的结构、尺寸有很大差别，见图5.上牵引台结构尺寸较大，承载面积较大，单位面积受力相对较小.与上牵引台相比，下牵引台由于存在座锁面，尺寸减小，承载面积减小，单位面积受力相对较大.同时，牵引台根部过渡圆角半径较小，实测仅为3～5mm，因此应力集中程度很高.可见，下牵引台尤其是根部尖角部位成为钩舌最薄弱部位.通常情况下，疲劳裂纹总是选择在零件的最薄弱部位产生，因此，下牵引台根部应是钩舌疲劳裂纹容易萌生的部位.

从运行工况看，力拓矿石车的钩舌工况条件十分恶劣.我国大秦线C80B型运煤敞车一个编组的最大牵引重量约为2万t，而力拓矿石车一个编组的最大牵引重量约为3万t，是C80B型运煤敞车最大牵引重量的1.5倍.钩舌在这种恶劣的运用条件下承受着很大的牵引、冲击及滑动摩擦力，首先在钩舌的最薄弱部位，即下牵引台根部的尖角部位萌生疲劳裂纹，然后在交变应力的作用下完成疲劳裂纹的扩展，最后截面尺寸达到临界值而失稳断裂.

从钩舌裂纹的形成、扩展及瞬时断裂过程看，三件钩舌的疲劳裂纹萌生于钩舌的同一部位，裂纹扩展途径完全相同，瞬时断裂区均较大.从钩舌材质看，三件钩舌中除0078号钩舌铝含量偏高外，其余化学成分、组织、夹杂物、力学性能合格，裂纹源处亦未发现材料内部缺陷.在这种情况下，裂纹将从结构上应力最大的薄弱部位形成并沿阻力最小的路径扩展.因此，钩舌早期疲劳断裂的主要原因是在恶劣的工况条件下钩舌局部结构承载能力不足.

3.2 材料因素

0078号钩舌断裂特征与其它两个钩舌有很大差别.在0733号与0773号钩舌的断口上，可以看到清晰的疲劳源区、裂纹扩展区和瞬时断裂区，且裂纹扩展区较大而瞬时断裂区较小，断口上无材料脆化特征.与此不同，0078号断裂模式为沿晶脆断，瞬时断裂区面积很大，几乎看不到疲劳裂纹扩展区，这应与材质因素有关.

研究表明，沿晶断裂的原因之一是晶界形成AlN夹杂而使晶界弱化.钢中铝含量高时，就可能在晶界上形成AlN沉淀物而引起沿晶脆性断裂.例如，Al含量0.072%的铸钢件出现脆性断裂时，断口出现非常粗大的晶粒，大晶界上有沉淀物，很可能是AlN［3］.弱化晶界的AlN是从1300℃缓慢冷却或者铸造后缓慢冷却中沿奥氏体晶界沉淀形成的［4］，Al含量越多，这一现象越严重，钢中残余铝含量超过0.065%，这种现象就很严重［5］.

与上述报道相比，0078号钩舌的铝含量高达0.11%，在其粗大脆性沿晶断面上观察到铝的化合物沉淀颗粒，而且0078号钩舌的强度和韧性偏低.因此，Al含量过高，沿晶界形成AlN颗粒使晶界弱化，是0078号钩舌断裂过程加快的材料因素.

值得注意的是，0078号钩舌沿晶断裂单元尺寸较大，可达2～3mm(图6(a))，而钩舌最终热处理为淬火+高温回火的调质处理，调质处理后的奥氏体晶粒度为7～6级，晶粒直径仅为0.03～0.05mm(图6(b))，二者之间并无对应关系.因此认为，断裂晶界不是最终热处理后的奥氏体晶界，而是粗大铸态晶粒的晶界，弱化晶界的AlN则是铸造冷却过程中形成的，这与文献［3］与［4］的结论是一致的.

图6 0078号钩舌沿晶断裂的断裂单元(a)与最终热处理后的奥氏体晶粒(b)

4 结论

(1)力拓矿石车F51AE型钩舌断裂属疲劳断裂，各断裂钩舌的疲劳裂纹萌生部位均为下牵引台根部外表面.由于下牵引台承载面积较小，根部过渡圆角较小，应力集中较大，因此结构承载能力较低，是钩舌在恶劣工况条件下发生早期疲劳断裂失效的主要原因;

(2)个别钩舌铝含量过高，在铸造粗大晶界上形成AlN夹杂物颗粒，弱化晶界，加快了钩舌疲劳裂纹扩展与断裂过程，但这不是钩舌断裂失效的主要原因.

［1］中华人民共和国铁道部.TB/T 2942-1999铁道用铸钢件采购与验收技术条件［S］.北京:中国铁道出版社，1999.

［2］葛润林.ZG35铸件“冰糖状”断口分析［J］.望江科技，1991(1－2):45-51.

［3］美国金属学会.失效分析与预防［M］.8版，北京:机械工业出版社，1986:456-483.

［4］张栋，钟培道，陶春虎，等.失效分析［M］.北京:国防工业出版社，2004:113-149.

［5］朱学仪，陈训浩.钢的检验［M］.北京:冶金工业出版社，1992:79-88.