鄒有坤

(眾泰汽車工程研究院，浙江杭州 310000)

0 引言

對某車型扭轉(zhuǎn)梁穩(wěn)定桿開裂進(jìn)行整改驗(yàn)證，1月14日1號樣件試驗(yàn)進(jìn)行25.5萬次，扭轉(zhuǎn)梁本體與左縱臂上焊道開裂，1月16日2號樣件試驗(yàn)進(jìn)行10萬次，扭梁本體與右縱臂上焊道開裂。臺架耐久試驗(yàn)再次失效，有項(xiàng)目工程調(diào)試-設(shè)計(jì)驗(yàn)證階段延期風(fēng)險(xiǎn)。

1 失效問題分析

某在研車型設(shè)計(jì)驗(yàn)證階段，后扭轉(zhuǎn)梁總成臺架試驗(yàn)進(jìn)行至25.5萬次，扭轉(zhuǎn)梁本體與縱臂搭接處左上側(cè)出現(xiàn)長度約80 mm裂紋[如圖1(a)所示]；最后進(jìn)行第二件后扭轉(zhuǎn)梁總成臺架試驗(yàn)，試驗(yàn)進(jìn)行至10萬次時，扭轉(zhuǎn)梁本體與縱臂搭接處右上側(cè)焊道再次出現(xiàn)長度約15 mm裂紋[如圖1(b)所示]。

圖1 后扭轉(zhuǎn)梁臺架試驗(yàn)失效

因研發(fā)周期緊，需迅速判斷樣件失效模式并制定相應(yīng)整改對策。通過失效樣件斷口宏微觀形貌觀察、金相組織、硬度、化學(xué)成分分析試驗(yàn)及CAE分析等方面進(jìn)行分析[1-2]。

1.1 宏觀斷口分析

采用高像素?cái)?shù)碼相機(jī)和QUANTA 450掃描電鏡對樣件的斷口進(jìn)行宏觀和微觀分析，扭轉(zhuǎn)梁本體材料為QSTE420。

如圖2所示：1號樣件開裂部分?jǐn)嗫诜殖稍磪^(qū)附近區(qū)域1和擴(kuò)展區(qū)域2兩部分，失效件斷裂起始于焊縫外表面邊緣，沿焊道由表面向內(nèi)部擴(kuò)展；起裂位置宏觀發(fā)現(xiàn)有崩落掉塊現(xiàn)象，能譜掃描源區(qū)表面檢出O、Ca、K、Ti等焊渣成分。如圖3所示：2號樣件開裂部分?jǐn)嗫诜謪^(qū)域A和區(qū)域B兩部分，失效件斷裂起始于焊縫外表面邊緣，垂直于焊道由表面向內(nèi)部擴(kuò)展；能譜掃描源區(qū)表面檢出O、Si、Ti、M等焊渣成分。

圖2 1號樣件斷口照片源區(qū)圖示

圖3 2號樣件斷口照片源區(qū)圖示

1.2 微觀斷口分析

將斷口經(jīng)超聲波清洗后放入掃描電鏡，在電鏡下對兩個失效件開裂端面進(jìn)行微觀形貌觀察。如圖4所示：1號斷面區(qū)域1和區(qū)域2高倍形貌特征為疲勞開裂特征。

圖4 1號樣件開裂面各區(qū)域微觀形貌

如圖5所示：2號樣件源區(qū)附近檢出多處氣孔、焊渣及裂紋缺陷，開裂面區(qū)域A和區(qū)域B微觀形貌亦呈典型疲勞特征。

圖5 2號樣件開裂面各區(qū)域微觀形貌

1.3 金相分析

從兩例失效件斷裂源區(qū)截取試樣，制成金相試樣在顯微鏡下觀察。如圖6所示：1號樣件源區(qū)附近檢出沿晶開裂裂紋特征，高倍下源區(qū)顯微組織為過熱魏氏組織+上貝氏體+珠光體+少量鐵素體組織，熱影響細(xì)晶區(qū)和母材組織為鐵素體+少量珠光體。如圖7所示：2號樣件源區(qū)附近檢出明顯虛焊、沿晶開裂裂紋、焊渣、氣孔等缺陷，高倍下源區(qū)顯微組織為過熱魏氏組織+上貝氏體+珠光體+少量鐵素體組織，熱影響細(xì)晶區(qū)和母材組織為鐵素體+少量珠光體。

圖6 1號樣件金相組織照片

圖7 2號樣件金相組織照片

1.4 硬度檢測

對兩個失效樣件焊接斷裂位置不同區(qū)域分別進(jìn)行硬度檢測，檢測結(jié)果如表1所示。

表1 硬度檢驗(yàn)結(jié)果

焊接位置硬度分布不均勻，源區(qū)(焊縫位置)硬度檢測結(jié)果較熱影響細(xì)晶區(qū)和母材略高。

2 分析和討論

由斷口分析得知：兩例失效樣件均發(fā)生了疲勞開裂，1號失效件斷裂源區(qū)檢出明顯焊渣缺陷，裂紋從焊渣缺陷處萌生；焊接位置應(yīng)力大，在交變載荷條件下，裂紋最終沿焊道發(fā)生疲勞開裂；2號失效件斷裂源區(qū)檢出多處氣孔、虛焊、焊渣等缺陷，并且存在垂直于融合線的焊接應(yīng)力裂紋；裂紋在焊接缺陷處萌生，焊接位置應(yīng)力大，在交變載荷條件下，裂紋最終垂直于焊道發(fā)生疲勞開裂；焊接位置組織和硬度不均勻，導(dǎo)致樣件在焊接處內(nèi)部應(yīng)力分布不均勻，加速了裂紋擴(kuò)展速度。

3 改進(jìn)優(yōu)化

綜合考慮顧客特殊要求：滿載后軸荷為8 800 N，車輪滾動半徑為301 mm，后螺旋簧剛度為32.6 N/mm，輪胎剛度為201 N/mm；在原有零部件材料(后扭轉(zhuǎn)梁本體、后縱臂、四腳形支架材料為QSTE420TM，屈服極限為420 MPa，抗拉極限為620 MPa；穩(wěn)定桿支架材料為QSTE550TM，屈服極限為550 MPa，抗拉極限為760 MPa；螺旋簧支座、減震器支架材料為SAPH440，屈服極限為305 MPa，抗拉極限為440 MPa；后輪轂支架材料為35鋼，屈服極限為315 MPa，抗拉極限為530 MPa)不變的前提下，對失效位置進(jìn)行焊道延長10 mm處理，完成分析數(shù)模，借助于ABAQUS軟件完成分析對比[3]，具體結(jié)果如表2所示。

表2 分析結(jié)果統(tǒng)計(jì)MPa

從表中可以看出：在原有失效位置應(yīng)力變化明顯，由原來的301.3和406 MPa，變化為224.2和350.4 MPa，優(yōu)化方案有效。

4 小結(jié)

通過對扭轉(zhuǎn)梁臺架失效原因進(jìn)行真因?qū)ふ遥谟行Ы鉀Q該系列零部件因焊道起弧和收弧原因所導(dǎo)致的失效問題同時，對同類產(chǎn)品類似失效模式的改進(jìn)有一定的借鑒意義。