離合器踏板助力扭簧斷裂分析

胡躍均，陳麒琳，程琴榮，張海均，李文炎

(廣州汽車(chē)集團(tuán)股份有限公司 汽車(chē)工程研究院，廣州 511400)

離合器踏板助力扭簧斷裂分析

胡躍均，陳麒琳，程琴榮，張海均，李文炎

(廣州汽車(chē)集團(tuán)股份有限公司 汽車(chē)工程研究院，廣州 511400)

離合器踏板助力扭簧在行駛2萬(wàn)公里左右時(shí)發(fā)生多起斷裂事故，且斷裂位置和形式基本相同，為找出斷裂原因，對(duì)斷裂扭簧進(jìn)行斷口分析、化學(xué)成分分析和顯微組織分析，并對(duì)制造扭簧同批次的鋼絲進(jìn)行力學(xué)性能分析和表面缺陷檢查，對(duì)扭簧的受力進(jìn)行有限元模擬分析計(jì)算。結(jié)果表明：扭簧的斷裂屬單向彎曲大應(yīng)力疲勞斷裂，且裂紋起源于扭簧外表面缺陷處。斷裂扭簧在成分、顯微組織和表面缺陷等方面均滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)要求；同批次琴鋼絲力學(xué)性能滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)要求。綜合分析表明，斷裂的主要原因是設(shè)計(jì)上存在不足，次要原因是扭簧表面存在缺陷。在綜合考慮總成匹配和扭力值等因素后，優(yōu)化了彈簧設(shè)計(jì)，經(jīng)臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證和市場(chǎng)檢驗(yàn)，取得了滿(mǎn)意的結(jié)果。

扭簧；表面缺陷；分析；疲勞斷裂；設(shè)計(jì)

0 引言

離合器踏板助力扭簧(簡(jiǎn)稱(chēng)扭簧)是離合器總成的重要零件[1]，當(dāng)前對(duì)扭簧的研究主要集中在實(shí)現(xiàn)扭簧與離合器總成的最優(yōu)匹配以滿(mǎn)足舒適化要求[2-3]和開(kāi)發(fā)高性能材料替代傳統(tǒng)彈簧鋼以實(shí)現(xiàn)輕量化并提高壽命2個(gè)方面[4]。扭簧設(shè)計(jì)狀態(tài)會(huì)影響離合器總成與汽車(chē)駕駛的舒適性和零部件壽命。此外，扭簧對(duì)表面缺陷非常敏感，表面缺陷的存在會(huì)降低扭簧的使用壽命。汽車(chē)在行駛約2萬(wàn)公里時(shí)扭簧發(fā)生多起斷裂，且斷裂形態(tài)基本相同。該車(chē)型扭簧采用日本JIS G 3502—2013標(biāo)準(zhǔn)[5]中SWP-B類(lèi)琴鋼絲制造，其設(shè)計(jì)狀態(tài)為：線(xiàn)徑3.0 mm，中徑19 mm，有效圈數(shù)3.35，臂長(zhǎng)39 mm，自由角度64°，安裝狀態(tài)時(shí)角度為42.5°，最大工作狀態(tài)時(shí)角度為11°(圖1)。該扭簧的主要制造工序?yàn)椋豪@制→回火去應(yīng)力→掛式電泳→安裝。為解決該車(chē)型扭簧斷裂問(wèn)題，本研究對(duì)其中的2根斷裂扭簧(編號(hào)分別為SA和SB)和制造扭簧的同批次琴鋼絲進(jìn)行取樣分析。

圖1 彈簧簡(jiǎn)圖Fig.1 Sketch of torsional spring

1 試驗(yàn)過(guò)程與結(jié)果

1.1斷口分析

斷裂均發(fā)生在扭簧繞制彎曲部分外表面，裂紋由外表面向內(nèi)表面擴(kuò)展，且扭簧的斷口宏觀(guān)形貌相似(圖2)。圖3為斷裂樣品斷口宏微觀(guān)形貌像，按斷口宏觀(guān)形貌可將斷面大致分為A、B兩個(gè)區(qū)域。A區(qū)為疲勞區(qū)[6]，靠近扭簧外表面，斷口表面平坦無(wú)金屬光澤且有微磨痕跡，疲勞區(qū)所占面積較小，紅色箭頭附近為疲勞裂紋源區(qū)；B區(qū)為快速斷裂區(qū)，斷口表面粗糙，裂紋擴(kuò)展路徑大致與扭簧橫截面成45°。從斷口分析結(jié)果可知，斷裂扭簧裂紋均起源于彈簧外表面凹坑附近，凹坑最大深度約25 μm。根據(jù)扭簧斷口的宏微觀(guān)形貌特征，扭簧斷裂屬?gòu)澢跀嗔裑7]。

圖2 斷裂扭簧Fig.2 Fractured torsional springs

圖3 斷裂扭簧裂紋源附近形貌Fig.3 Appearance near crack source of springs

1.2化學(xué)成分分析

斷裂扭簧的化學(xué)成分采用電感耦合等離子體發(fā)射光譜儀ICAP 6000和CS230碳硫分析儀進(jìn)行分析，分析結(jié)果顯示：扭簧的化學(xué)成分滿(mǎn)足JIS G 3502—2013中SWP-B琴鋼絲的化學(xué)成分要求。1.3金相檢驗(yàn)

在斷裂扭簧上截取橫向和縱向試樣，采用徠卡DMI3000M金相顯微鏡觀(guān)察扭簧顯微組織，經(jīng)檢查，SA和SB樣品組織相同，為馬氏體+少量屈氏體[8]。在顯微鏡下放大檢查扭簧表面區(qū)域，未見(jiàn)脫碳現(xiàn)象[9]，也未見(jiàn)明顯的表面缺陷(圖4)。

1.4表面缺陷檢查

按照J(rèn)IS G 3502—2013要求，在同批次琴鋼絲上截取數(shù)段一定長(zhǎng)度的鋼絲進(jìn)行表面缺陷檢查，未發(fā)現(xiàn)大量缺陷存在，表明鋼絲表面質(zhì)量滿(mǎn)足要求(圖5)。再分別截取斷裂扭簧的一段進(jìn)行表面缺陷檢驗(yàn)，也未發(fā)現(xiàn)明顯缺陷。

圖4 斷裂扭簧顯微組織Fig.4 Microstructure of spring

圖5 表面缺陷檢查Fig.5 Inspection of surface defect

1.5力學(xué)性能檢測(cè)

按JIS G 3502—2013要求，在與制造扭簧同批次的琴鋼絲中截取數(shù)段進(jìn)行線(xiàn)徑檢查、纏繞試驗(yàn)、扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)和抗拉強(qiáng)度等測(cè)試，測(cè)試結(jié)果均滿(mǎn)足要求。部分結(jié)果見(jiàn)表1。

2 分析與討論

扭簧在化學(xué)成分、顯微組織、表面狀態(tài)和力學(xué)性能等方面均滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)要求，分析結(jié)果說(shuō)明，制造扭簧的琴鋼絲滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)要求。但斷口分析顯示，疲勞裂紋起源于扭簧外表面缺陷附近，缺陷深度盡管滿(mǎn)足小于0.03 mm的要求，但有必要對(duì)此作進(jìn)一步分析。

表1 扭簧的力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果Table 1 Results of mechanical properties testing for spring

2.1扭簧加工與安裝過(guò)程

扭簧加工與安裝過(guò)程為：鋼絲繞制→回火→掛式電泳→安裝。琴鋼絲線(xiàn)材經(jīng)繞制加工為扭簧，斷裂件經(jīng)檢查后裂紋源附近和扭簧其他表面均沒(méi)有發(fā)現(xiàn)擠壓傷痕，說(shuō)明繞制過(guò)程未造成扭簧表面缺陷。對(duì)扭簧進(jìn)行回火是為了減少繞制過(guò)程中產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力，回火過(guò)程不會(huì)對(duì)扭簧表面造成任何傷害。掛式電泳采用全自動(dòng)生產(chǎn)設(shè)備，扭簧掛好后，在設(shè)定時(shí)間內(nèi)從自動(dòng)生產(chǎn)線(xiàn)出來(lái)，再由人工取下，該過(guò)程也不會(huì)造成扭簧表面缺陷。扭簧安裝過(guò)程中，虎鉗只需在安裝孔位緊固一下，不會(huì)接觸到扭簧繞制彎曲部位，故安裝過(guò)程也不會(huì)造成表面缺陷。此外，經(jīng)過(guò)測(cè)量分析和試驗(yàn)驗(yàn)證，扭簧安裝支架輕微變形不會(huì)改變扭簧的角度，扭簧角度未變，受力狀態(tài)不變，即安裝支架輕微變形不會(huì)對(duì)扭簧疲勞性能造成影響。

2.2扭簧選材方面

選材方面，目前制造扭簧的材料主要有以65Mn為代表的碳素彈簧鋼和以琴鋼絲如SWP-B為代表的低錳低硫磷鋼。這兩種材料在使用溫度、彈性模量和切變模量上基本相同，但兩者在化學(xué)成分和力學(xué)性能上均存在較大的不同。成分方面，65Mn中Mn含量在1%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))左右，SWP-B中Mn含量為0.5%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))左右；SWP-B的抗拉強(qiáng)度和許用彎曲應(yīng)力遠(yuǎn)較65Mn高。在高頻率使用情況下，Mn含量高的材料比含量低的材料更容易產(chǎn)生脆性斷裂[10]，同時(shí)SWP-B的抗拉強(qiáng)度與許用彎曲應(yīng)力都遠(yuǎn)大于65Mn，所以從選材角度而言，用琴鋼絲SWP-B制造扭簧比碳素彈簧鋼好。

2.3琴鋼絲制造方面

鋼坯連鑄過(guò)程中，鋼液中存在少量的CO、H2、N2等氣體，若這些氣體在凝固過(guò)程中不能逸出，就會(huì)形成皮下氣泡[11]。拉絲是利用外力使金屬?gòu)?qiáng)行通過(guò)模具并獲得所要求的橫截面積形狀和尺寸的技術(shù)。直徑3 mm鋼絲是用8 mm原鋼絲的4次套模的冷拉逐漸變細(xì)形成，原材料中如果存在皮下氣泡在拉絲過(guò)程中就容易形成表面凹坑或其他缺陷。因此，從理論上講，鋼絲表面存在少量的缺陷是不可避免的。因此，表面凹坑極有可能是鑄坯中皮下氣泡在拉絲過(guò)程中形成的，但缺陷深度在標(biāo)準(zhǔn)允許范圍內(nèi)。

2.4數(shù)值模擬計(jì)算

根據(jù)數(shù)值模擬計(jì)算，安裝狀態(tài)時(shí)扭簧彎曲應(yīng)力τ1=508 MPa，最大工作狀態(tài)時(shí)彎曲應(yīng)力τ2=1 252 MPa。SWP-B級(jí)φ3.0鋼絲抗拉強(qiáng)度按1 860 MPa計(jì)算，參考彈簧的設(shè)計(jì)要求，按一類(lèi)標(biāo)準(zhǔn)受變載荷作用次數(shù)106以上考慮，許用應(yīng)力τmax=(0.5～0.6)σb=(930～1 116) MPa，小于最大彎曲應(yīng)力τ2=1 252 MPa，即極限工作應(yīng)力大于許用應(yīng)力。此外，根據(jù)扭簧動(dòng)態(tài)受力分析圖(圖6)可知，扭簧表面受力最大區(qū)域恰好與缺陷存在的區(qū)域重疊，由于彈簧對(duì)表面缺陷非常敏感，微小缺陷極易在彈簧表面產(chǎn)生較大應(yīng)力集中[12]。因此，扭簧確實(shí)存在斷裂風(fēng)險(xiǎn)。

綜上所述不難發(fā)現(xiàn)，扭簧斷裂的根本原因是設(shè)計(jì)上首先存在安全裕度不足，次要原因是扭簧表面存在缺陷，缺陷的存在對(duì)扭簧使用壽命有不利影響。

2.5設(shè)計(jì)更改與驗(yàn)證

綜上分析，提高扭簧壽命可以從兩方面考慮：一是優(yōu)化設(shè)計(jì)，減少工作狀態(tài)時(shí)彎曲應(yīng)力；二是考慮消除鋼絲表面缺陷。目前標(biāo)準(zhǔn)對(duì)琴鋼絲表面缺陷的控制要求已經(jīng)非?？量?，且從成本和實(shí)際考慮，完全消除鋼絲表面缺陷顯然不太合理。

圖6 扭簧受力分析Fig.6 Stress analysis of torsional spring

在綜合考慮總成匹配、扭力值以及表面存在不超標(biāo)缺陷等因素后，對(duì)扭簧設(shè)計(jì)做如下修改：圈數(shù)由3.35圈改為4.35圈，線(xiàn)徑由3.0 mm改為3.5 mm，中徑由19 mm改為25 mm，臂長(zhǎng)由39 mm改為42 mm，自然狀態(tài)角由64°改為53°。更改后，最大工作狀態(tài)時(shí)彎曲應(yīng)力τ2減少到788 MPa，踏板助力基本保持與更改前一致，安全系數(shù)大于1.20。更改設(shè)計(jì)后的扭簧經(jīng)臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證合格，效果良好，且經(jīng)過(guò)市場(chǎng)2年多的反饋，未發(fā)生扭簧斷裂現(xiàn)象。

3 結(jié)論

1)扭簧的斷裂屬在較大應(yīng)力條件下的彎曲疲勞斷裂，疲勞裂紋起源于扭簧外表面缺陷處。

2)扭簧斷裂的根本原因是設(shè)計(jì)上安全裕度不足，極限狀態(tài)時(shí)工作應(yīng)力大于許用應(yīng)力。

3)在綜合考慮總成匹配、扭力值以及表面存在不超標(biāo)缺陷等因素后，對(duì)扭簧設(shè)計(jì)進(jìn)行了優(yōu)化，經(jīng)臺(tái)架試驗(yàn)和工程應(yīng)用驗(yàn)證結(jié)果表明，優(yōu)化設(shè)計(jì)后的扭簧滿(mǎn)足要求。

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FractureAnalysisofPowerTorsionalSpringsofClutchPedal

HU Yue-jun，CHEN Qi-lin，CHENG Qin-rong，ZHANG Hai-jun，LI Wen-yan

(GuangzhouAutomobileGroupCo.,Ltd.,AutomotiveEngineeringInstitute,Guangzhou511400,China)

Power torsional springs of clutch pedal fractured at the same location after service for about 20 000 kilometers. The failure cause of the springs was analyzed by chemical composition analysis, microstructure inspection, and fracture surface analysis. In addition, mechanical properties testing and surface defects inspection were carried out with the same batch of steel wires. The results show that the fracture mode of the torsional springs is fatigue fracture caused by large unidirectional bending stress. The cracks initiated from the surface defects of the torsional springs. The chemical composition, microstructure, and surface defect status can all meet the requirements of the standard. The mechanical properties of the same batch of torsional spring steel wires can meet the requirements of the standard, too. Comprehensive analysis shows that the design insufficiency is the primary cause for the fracture, and the secondary cause is the surface defects of the torsional springs. The design of the springs has been optimized based on assembly matching and torque values, and subsequent tests have shown that the design improvement is effective.

torsional spring; surface defect; analysis; fatigue fracture; design

2017年4月2日 [

] 2017年5月21日

廣東省科技廳戰(zhàn)略性新興產(chǎn)業(yè)核心技術(shù)改善項(xiàng)目(2011A091102005)

胡躍均(1980年-)，男，碩士，工程師，主要從事金屬材料失效分析與質(zhì)量檢測(cè)等方面的研究。

TH13

Adoi: 10.3969/j.issn.1673-6214.2017.03.008

1673-6214(2017)03-0180-05