某前驅(qū)動(dòng)橋斷裂失效分析

張振華，周彬，王歡銳

（陜西漢德車橋有限公司，陜西 西安 710200）

某前驅(qū)動(dòng)橋斷裂失效分析

張振華，周彬，王歡銳

（陜西漢德車橋有限公司，陜西 西安 710200）

對(duì)某驅(qū)動(dòng)前橋斷裂進(jìn)行了多角度系統(tǒng)分析，探討了半軸套管材質(zhì)、熱處理過程控制和橋殼塞焊工藝對(duì)前橋疲勞壽命的影響，試驗(yàn)及分析表明：熱處理過程對(duì)套管的沖擊功有較大影響，橋殼塞焊孔的加工定位誤差易引起塞焊孔處應(yīng)力變化甚至增加應(yīng)力集中，通過重新制定套管熱處理工藝，優(yōu)化橋殼塞焊孔位置，緩解了最大拉應(yīng)力區(qū)域的應(yīng)力疊加效應(yīng)，上述措施有效改善了某橋管韌性，目前該類型驅(qū)動(dòng)前橋運(yùn)行正常。

前驅(qū)動(dòng)橋；應(yīng)力集中；塞焊；熱處理

CLC NO.: U463.4 Document Code: A Article ID: 1671-7988(2014)09-91-03

1、樣品歷史

重型越野汽車轉(zhuǎn)向前橋是具有承載、轉(zhuǎn)向和傳遞動(dòng)力的關(guān)鍵總成，其可靠工作是保障汽車安全的一個(gè)重要方面。其中前橋殼的主要失效形式除疲勞破壞外，還有諸如無明顯先兆就會(huì)突然斷裂解體的狀況[1]。某重型車在試驗(yàn)場(chǎng)行駛時(shí)前驅(qū)動(dòng)橋發(fā)生斷裂，見圖1。試驗(yàn)前行駛里程為1.03萬公里，試驗(yàn)場(chǎng)行駛0.1萬公里，出現(xiàn)斷裂總計(jì)行駛里程為1.13萬公里，據(jù)了解，試驗(yàn)工況良好，載重5噸。該前驅(qū)動(dòng)橋額定軸荷為5噸。

2、宏觀觀察

斷裂位置在該前橋左側(cè)，宏觀照片見圖2。左半軸從距輪邊一側(cè)端面約290mm處斷裂，裂源從桿部表面處起裂；與其對(duì)應(yīng)的半軸套管從距外圓加工臺(tái)階處50mm處斷裂，裂源位于下表面一外塞焊孔焊縫邊緣，另一塞焊孔由焊縫熱影響區(qū)開裂，半軸與套管斷裂見圖3。

3、失效分析

由圖3可見，半軸和套管宏觀上都表現(xiàn)為在彎曲載荷作用下的一次過載斷裂形式，除去浮銹外，斷口未見其他異常痕跡或缺陷。半軸和套管斷裂后的斷口面相對(duì)位置基本保持齊平，靠近半軸內(nèi)花鍵處的油封座發(fā)生斷裂，半軸花鍵亦有磕碰痕跡，而半軸斷口未見磕碰現(xiàn)象。

檢查半軸外圓與套管內(nèi)壁處的摩擦痕跡，發(fā)現(xiàn)半軸只有一處較明顯長(zhǎng)約10mm周向條狀痕跡，圖3還可見，套管裂源處的橋殼內(nèi)壁有嚴(yán)重磕碰痕跡，另外由圖4可以看出，半軸斷裂前承受了較大的彎矩，因而彎曲變形顯著。

綜合以上情況，分析認(rèn)為此驅(qū)動(dòng)橋失效首先起源于套管與橋殼的塞焊孔處，即套管首先發(fā)生斷裂，半軸隨之向外脫出并承受較大的沖擊載荷也相繼斷裂，同時(shí)半軸內(nèi)側(cè)花鍵與油封座發(fā)生碰撞，導(dǎo)致油封、油封座破壞，見圖3。下面對(duì)相關(guān)件進(jìn)行進(jìn)一步分析。

3.1 半軸分析

對(duì)彎曲半軸進(jìn)行解剖分析，其成分檢測(cè)結(jié)果如表1：

表1 半軸成分檢測(cè)結(jié)果

可見，半軸材質(zhì)符合40Cr GB3077-88成分要求。半軸表面硬度53.5—54.5HRC，心部硬度27—29HRC，有效硬化層深5.40mm，表面馬氏體5級(jí)。通過與半軸圖紙技術(shù)要求進(jìn)行對(duì)比，上述檢測(cè)結(jié)果合格。

3.2 套管分析

套管與橋殼之間屬過盈配合，并且經(jīng)過氣密性測(cè)試，實(shí)際觀察結(jié)果表明，套管與橋殼壓配緊密，沒有明顯的縫隙。

對(duì)套管壁厚進(jìn)行測(cè)量，結(jié)果如表2所示，GB/T8162-87對(duì)該規(guī)格熱軋無縫鋼管壁厚的偏差進(jìn)行了規(guī)定，壁厚在4-20mm之間，普通級(jí)的鋼管偏差為+15 -12.5 %mm[2]，可見壁厚滿足要求。

表2 半軸套管壁厚值

3.2.1 套管化學(xué)成分

失效套管化學(xué)成分檢測(cè)結(jié)果如表3：

表3 套管化學(xué)成分檢測(cè)結(jié)果

可見，材質(zhì)符合45-GB699-88成分要求。

3.2.2金相結(jié)果

套管表面硬度32HRC，心部硬度：271HBW2.5/187.5，心部組織： 細(xì)網(wǎng)狀鐵素體+索氏體+馬氏體及微量貝氏體回火組織，析出碳化物光鏡下不易辨認(rèn)，晶粒度7級(jí)，見圖6 e)，硫化物、氧化鋁、硅酸鹽及球狀氧化物均為細(xì)系0.5級(jí)。

3.2.3力學(xué)性能

套管沖擊功結(jié)果如表4：

表4 套管沖擊功結(jié)果

從上述結(jié)果可以看出沖擊功值比較低。

對(duì)套管的現(xiàn)場(chǎng)熱處理工藝執(zhí)行情況進(jìn)行調(diào)查，供應(yīng)商套管熱處理工藝為：套管淬火加熱溫度875℃，保溫2～3小時(shí)不等，清水冷卻?；鼗饻囟?90℃，保溫2小時(shí)30分鐘～4

小時(shí)10分鐘不等。但現(xiàn)場(chǎng)熱處理工藝存在參數(shù)選擇不佳，執(zhí)行不嚴(yán)格問題，結(jié)合斷裂套管母材沖擊功試驗(yàn)結(jié)果，可知材料的韌性不足，這是第一類回火脆性影響及工藝執(zhí)行不規(guī)范的結(jié)果[3]。

3.3 塞焊焊縫分析

橋殼和套管之間采用壓裝和塞焊連接方式，焊接時(shí)先以橋殼軸線為中心對(duì)稱鉆Φ24塞焊孔，分別在30°、45°方向各對(duì)稱兩個(gè)，壓入套管之后再進(jìn)行塞焊，其外側(cè)塞焊孔理論孔距82mm，失效件實(shí)測(cè)孔距71.4mm，明顯不對(duì)稱分布，見圖5，左塞焊孔距離橋殼端面距離約50mm，右塞焊孔距離橋殼端面距離約43mm，為此對(duì)生產(chǎn)現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行抽檢，結(jié)果左右塞焊孔距偏差從3mm至13mm不等。據(jù)了解，塞焊孔加工位置靠人肉眼觀察控制，實(shí)際存在較大誤差，這將可能引起塞焊孔處應(yīng)力變化甚至增加。就塞焊孔特點(diǎn)而言，既是應(yīng)力集中嚴(yán)重部位，又是材料的薄弱及殘余拉應(yīng)力水平顯著環(huán)節(jié)，應(yīng)加以控制。

焊縫及熱影響區(qū)顯微組織如圖6，可見橋殼與套管熔合比較良好，未見焊接裂紋存在，在橋殼側(cè)有一小的未熔合，考慮到未熔合處于橋殼側(cè)即斷裂面的上面，其影響作用應(yīng)該不大。

a)、b)裂源附近100×；c)圖為結(jié)合面橋殼一側(cè)，板條馬氏體500×；d)圖為結(jié)合面套管一側(cè)近縫區(qū)500×，顯微組織為細(xì)網(wǎng)狀鐵素體+索氏體，魏氏鐵素體針可見，晶粒度3級(jí)；e)圖為套管心部100×；f)圖為焊縫宏觀腐蝕照片。

對(duì)焊縫進(jìn)行理化分析，硬度分布：焊縫處 283、261、254HV3；近縫區(qū) 337、368、365HV3；兩相區(qū) 248HV3；回火區(qū) 286、312HV3。

3.4 斷口掃描分析

圖7所示為斷口微觀掃描電鏡照片，裂源及擴(kuò)展區(qū)為河流花樣的解理+準(zhǔn)解理斷口，表明套管斷裂系脆性斷裂。

3.5 橋殼母材分析

橋殼組織為不完全鐵素體+珠光體正火組織，樹枝晶形態(tài)隱約可見，但未見鑄態(tài)組織，焊縫與橋殼結(jié)合面處組織如圖6 a)、c)，其化學(xué)成分見表5。

表5 橋殼化學(xué)成分檢測(cè)結(jié)果

上述結(jié)果中，除Si、Mn含量略高外，其余均符合某企業(yè)內(nèi)部規(guī)定的ZG270-500的成分規(guī)定，橋殼硬度172—181HBW2.5/187.5，符合技術(shù)要求。

4、分析結(jié)果

基于以上分析，可以得出如下結(jié)果：

（1）該前橋斷裂系一次脆性斷裂；

（2）斷裂原因與套管熱處理回火溫度較低及工藝執(zhí)行不嚴(yán)格導(dǎo)致材料韌性不足有關(guān)；其次，塞焊孔加工位置偏差較大，在套管存在回火脆性時(shí)易于在此發(fā)生低應(yīng)力脆性斷裂。

5、改進(jìn)措施

（1）對(duì)庫(kù)存件套管進(jìn)行500℃回火，以改善韌性；

（2）套管廠家提高回火溫度至500℃，重新選取淬火介質(zhì)，確保熱處理質(zhì)量；

（3）做專用鉆孔工裝加工塞焊孔，以保證塞焊孔位置度。

6、結(jié)論

經(jīng)過改進(jìn)，現(xiàn)套管V型缺口沖擊功試驗(yàn)結(jié)果保證在30 —40J，明顯提高；且此故障經(jīng)兩年追蹤再未發(fā)生。

[1] J.Vogwel1. Analysis of a vehicle wheel shaft failure. Engineering Failure Analysis.1998,(5):4.

[2] 第一汽車制造廠,長(zhǎng)春汽車材料研究所編. 機(jī)械工程材料手冊(cè):黑色金屬材料卷. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 1990.

[3] 中國(guó)機(jī)械工程學(xué)會(huì)熱處理分會(huì)編, 熱處理手冊(cè): 工藝基礎(chǔ)卷. 機(jī)械工業(yè)出版社, 2002.

The failure analysis on the fracture of a front drive axle

Zhang Zhenhua, Zhou Bin, Wang Huanrui
（Shaanxi Hande axle Co., Ltd., Shaanxi Xi’an 710200）

This paper variously and systematically analyzed the fracture of a front drive axle, then discussed the effects of the axle sleeve’s material, process control of heat -treatment, the plug weld of the axle housing on a front drive axles’ fatigue life. It showed the processing of the axle sleeve’s heat-treatment had great influence on its ballistic work, and the manufacturing error of the holes for plug weld was easy to form the stress changes or stress concentration. The axle sleeve’s toughness was improved through resetting a new heat-treatment process and optimizing the position of the hole for plug weld, and now this type of front drive axle run well.

front drive axle; stress concentration; plug weld; heat-treatment

U463.4

A

1671-7988(2014)09-91-03

張振華，就職于陜西漢德車橋有限公司。