前鋼板彈簧中心斷裂分析

王 森

（南京依維柯汽車有限公司，江蘇 南京 210000）

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前鋼板彈簧中心斷裂分析

王 森

（南京依維柯汽車有限公司，江蘇 南京 210000）

文章圍繞一款輕型卡車在道路試驗(yàn)過程中前鋼板彈簧中心斷裂的現(xiàn)象進(jìn)行原因分析，通過設(shè)計(jì)核對(duì)，確定其為緩沖塊底板剛性過小和騎馬螺栓夾緊力矩不足導(dǎo)致前鋼板彈簧中心位置參與變形所導(dǎo)致。重點(diǎn)分析了不同結(jié)構(gòu)緩沖塊底板、不同騎馬螺栓擰緊力矩對(duì)鋼板彈簧中心位置應(yīng)力影響，通過臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證，確定改進(jìn)緩沖塊底板結(jié)構(gòu)和增大騎馬螺栓擰緊力矩的前鋼板彈簧中心位置應(yīng)力下降約30%，最終通過了道路可靠性試驗(yàn)驗(yàn)證。

前鋼板彈簧；中心斷裂；擰緊力矩

10.16638/j.cnki.1671-7988.2016.06.059

CLC NO.: U472 Document Code: A Article ID: 1671-7988 (2016)06-167-04

引言

鋼板彈簧在汽車上起到承載、減振、蓄能作用，它在汽車行駛過程中，受駕駛員駕駛習(xí)慣、行駛速度、路面不平整度、非周期性載荷等因素影響，各個(gè)位置的應(yīng)力隨時(shí)間變化而變化。既要承載，又不能發(fā)生永久性變形，更不能發(fā)生斷裂等形式的失效，尤其是對(duì)前鋼板彈簧，一旦發(fā)生失效有可能導(dǎo)致車毀人亡的嚴(yán)重事故。在滿足承載要求的前提下提高鋼板彈簧壽命是贏得客戶結(jié)實(shí)耐用口碑和提高市場(chǎng)占有率的有效途徑之一。下面針對(duì)某輕型卡車在開發(fā)過程中前鋼板彈簧中心位置發(fā)生斷裂進(jìn)行原因分析，提出改進(jìn)措施及相關(guān)的臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證。

1、問題背景

一款全新開發(fā)的輕型卡車在定遠(yuǎn)試驗(yàn)場(chǎng)進(jìn)行道路可靠性試驗(yàn)過程中，車輛行駛至19965Km時(shí)，左前鋼板彈簧第一片簧發(fā)生中心位置斷裂，見圖 1。據(jù)數(shù)據(jù)顯示，前軸實(shí)現(xiàn)載荷為1700Kg，而其理論設(shè)計(jì)載荷為1615kg, 前軸載荷比理論設(shè)計(jì)載荷重85Kg。

圖1　斷裂分析

2.1斷片分析

2.1.1材料檢測(cè)

鋼板彈簧材料為50CrVA，其化學(xué)成分檢測(cè)結(jié)果見表1。

表1　化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）

鋼板彈簧調(diào)質(zhì)后硬度要求為 HRC42～48，檢測(cè)結(jié)果為HRC44，符合要求。

脫碳層要求不大于0.1mm，檢測(cè)結(jié)果為0.09mm，見圖2，符合要求。

圖2　

2.1.2金相檢測(cè)

金相組織為索氏體+少量鐵素體，3級(jí)，見圖3，滿足金相組織不大于5級(jí)要求。

圖3　

2.1.3斷口分析

鋼板彈簧斷裂位置及樣品宏觀如圖4所示，清洗后的斷口宏觀特征如圖5所示。

圖4　

圖5　

從斷口上來初步分析，斷裂起源于圖5上箭頭所示鋼板彈簧上表面的中心孔處，顏色暗淡，橢圓區(qū)域內(nèi)顏色光亮，為鋼板彈簧瞬斷區(qū)。中心孔內(nèi)部為鋼板彈簧自身顏色，無摩擦造成的光亮，說明中心螺栓未發(fā)生松動(dòng)。鋼板彈簧表面的緩沖塊底板壓緊區(qū)域內(nèi)的油漆已經(jīng)明顯磨損，說明緩沖塊底板已經(jīng)與鋼板彈簧發(fā)生嚴(yán)重摩擦，造成的原因可能是騎馬螺栓松動(dòng)或擰緊力矩不夠，也可能是緩沖塊底板剛度不夠，亦可能兩者兼而有之。

經(jīng)掃描電鏡分析，板簧的斷裂起始于上表面中心孔處彎曲疲勞斷裂，中心孔處無明顯缺陷，圖6是放大8倍后斷裂起始處特征，圖7是放大440倍斷口裂紋擴(kuò)展特征，圖8是放大440倍斷口瞬斷區(qū)特征。

圖6　

圖7　

圖8　

根據(jù)上述檢測(cè)數(shù)據(jù)，排除了可能因材料、工藝問題導(dǎo)致斷裂的原因。

2.2設(shè)計(jì)校核

根據(jù)前軸的實(shí)際配載，核算其配載是否超出前鋼板彈簧的承載能力。

2.2.1鋼板彈簧的基本信息

其為少片簧，由三片截面相同鋼板彈簧片組成，圖9為前鋼板彈簧總成，圖10為前鋼板彈簧片半長(zhǎng)尺寸。

圖9　

圖10　

表2　

2.2.2應(yīng)力計(jì)算

單邊鋼板彈簧承載

系數(shù)1

系數(shù)2

其中t為截面厚度，L為厚度變化處到端部卷耳中心長(zhǎng)度。

0＜L＜95時(shí)

截面系數(shù)

應(yīng)力

95＜L＜560時(shí)截面系數(shù)

應(yīng)力

560＜L＜590時(shí)截面系數(shù)

應(yīng)力

590＜L＜650時(shí)截面系數(shù)

應(yīng)力

其滿載和極限位置時(shí)各點(diǎn)應(yīng)力曲線見圖11、圖12。

圖11　

圖12　

從圖11和圖12可以看出，前鋼板彈簧的最大應(yīng)力在距離中心位置260~430mm區(qū)間內(nèi)，滿載最大應(yīng)力為395MPa，極限應(yīng)力為 738MPa。符合滿載狀態(tài)下設(shè)計(jì)應(yīng)力不大于450MPa，極限設(shè)計(jì)應(yīng)力不大于1000MPa的原則。根據(jù)材料力學(xué)理論分析，當(dāng)騎馬螺栓擰緊力矩符合要求，緩沖塊剛度夠大時(shí)，鋼板彈簧中心位置不參與鋼板彈簧變形，從而沒有交變應(yīng)力，但當(dāng)緩沖塊底板剛度不夠或者騎馬螺栓擰緊力矩不足時(shí)，中心位置就會(huì)參與鋼板彈簧變形。

根據(jù)圖11、圖12可知中心位置無中心孔時(shí)，滿載應(yīng)力為343MPa，極限應(yīng)力為640MPa。實(shí)際上中心位置有一個(gè)φ 10.5中心孔，其應(yīng)力集中系數(shù)為1.79，則中心位置應(yīng)力為：滿載應(yīng)力 343×1.79=614MPa，極限應(yīng)力 640×1.79= 1145MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于滿載狀態(tài)下設(shè)計(jì)應(yīng)力不大于450MPa，極限設(shè)計(jì)應(yīng)力不大于1000MPa的原則。

根據(jù)以上理論分析，推測(cè)該板簧斷裂原因?yàn)榫彌_塊剛度不夠，騎馬螺栓擰緊力矩較小，板簧中心區(qū)域參與變形，導(dǎo)致中心區(qū)域滿載及極限應(yīng)力遠(yuǎn)超設(shè)計(jì)值，是該板簧斷裂的主要原因。

2.3臺(tái)架試驗(yàn)對(duì)比試驗(yàn)

圖13　原結(jié)構(gòu)前緩沖塊

圖14　新結(jié)構(gòu)緩沖塊

原結(jié)構(gòu)緩沖塊底板由厚度為4mm 的SS400經(jīng)沖壓、焊接而成，新結(jié)構(gòu)緩沖塊由 QT450-10材料經(jīng)鑄造后機(jī)械加工而成，底板兩端厚度為12mm，為避免接觸面過大而工藝無法保證整個(gè)面的平面度導(dǎo)致受力不均，中間部位銑2mm高，厚度為 10mm。采用鑄件的底板其剛性明顯好于沖壓、焊接結(jié)構(gòu)的底板。

圖15　鋼板彈簧應(yīng)力片位置

圖16　應(yīng)力測(cè)試臺(tái)架

模擬鋼板彈簧在整車上的連接方式和簧載質(zhì)量對(duì)鋼板彈簧進(jìn)行加載，分別用原結(jié)構(gòu)、新結(jié)構(gòu)緩沖塊和騎馬螺栓擰緊力矩90N.m、135 N.m、210 N.m、236 N.m對(duì)鋼板彈簧中心位置進(jìn)行應(yīng)力測(cè)試，具體結(jié)果見表2：

表2　

圖17　

從圖17可以看出：

1）隨著擰緊力矩的增加中心位置的應(yīng)力呈現(xiàn)下降的趨勢(shì)；

2）緩沖塊結(jié)構(gòu)更改后中心位置應(yīng)力下降約30%；

3）在210N.m的擰緊力矩下鋼板彈簧中心位置的應(yīng)力最小，擰緊力矩再增加時(shí)中心位置應(yīng)力有增加的趨勢(shì)，這是由于過大的擰緊力矩對(duì)鋼板彈簧施加了過大壓應(yīng)力導(dǎo)致。

因此，路試中鋼板彈簧斷裂的原因可以認(rèn)為是由于沖壓、焊接結(jié)構(gòu)的緩沖塊底板剛度過小和騎馬螺栓擰緊力矩154N.m偏小導(dǎo)致。由于8.8級(jí)M14×1.5的最大允許擰緊力矩為205N.m，提高擰緊力矩到210N.m，考慮到氣動(dòng)擰緊工具15%的力矩波動(dòng)，并為保證其他零部件不發(fā)生設(shè)計(jì)變更，把騎馬螺栓等級(jí)由8.8級(jí)改為10.9級(jí)是最經(jīng)濟(jì)的。更改后重新進(jìn)行整車12000km道路試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)結(jié)束無任何形式失效，證明更改措施是可行有效的。

3、結(jié)論

本文排除了鋼板彈簧因材料不合格、調(diào)質(zhì)處理不當(dāng)、噴丸不充分、噴丸強(qiáng)度不當(dāng)、過分預(yù)壓等因素導(dǎo)致的鋼板彈簧斷裂原因。著重從緩沖塊底板剛度不足和騎馬螺栓擰緊力矩過小導(dǎo)致板簧斷裂進(jìn)行了分析和試驗(yàn)，得出以下結(jié)論：

1）少片簧中心斷裂是由于壓板或者緩沖塊底板剛度過小和擰緊力矩偏小導(dǎo)致的；

2）騎馬螺栓的擰緊力并不是越大越好，較大的力矩也會(huì)對(duì)鋼板彈簧造成過大壓應(yīng)力，實(shí)際所需擰緊力矩應(yīng)根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果來定。

以上結(jié)論，為汽車鋼板彈簧緩沖塊的設(shè)計(jì)及騎馬螺栓擰緊力矩的選擇提供了依據(jù)及參考。

[1] 胡志忠，曹汝珍.金屬材料的有效應(yīng)力集中系數(shù)預(yù)測(cè).中國(guó)科學(xué)（A輯），1993.1.

[2] 王望予.汽車設(shè)計(jì).第4版.機(jī)械工業(yè)出版社，2004.8.

[3] 陳耀明.汽車變截面鋼板彈簧的設(shè)計(jì)計(jì)算，2006.5.

[4] 劉惟信.汽車設(shè)計(jì).清華大學(xué)出版社，2001.7.

[5] QC/T518-2007 汽車用螺紋緊固件擰緊力矩,2007.

Analysis of Front leaf spring break at central position

Wang Sen
( Nanjing IVECO Automobile Co.Ltd, Jiangsu Nanjing 210000 )

This article analyses the cause of front leaf spring central position brokenon a light truckduring the reliabilitytest. Through the designing check, the root cause is that the rigidity of bump stopper block is too small and U- bolts tightening torque is not enough, which will cause central position of front leaf spring deformation. It focuses on different structures of bump stopper and different U-bolts tightening torque affection to the leaf spring center stress, according to thebench test comparison, It findsthe best solution, and found that improved bump stopper bottom structure and enhanced tightening torque of U-bolts will reduce the front leaf spring center stress by about 30%.At last,such solutionwas proved by the vehicle reliability test.

front leaf spring; broken on central; tightening torque

王森，就職于南京依維柯汽車有限公司。

U472

A

1671-7988 （2016）06-167-04