汽車焊接橋殼失效原因分析

孔 文，代天才，詹嘉勇，鄒米清

(東風德納車橋有限公司產(chǎn)品研發(fā)中心，湖北 襄陽 441057)

0 引言

車橋橋殼是中重型商用汽車的重要零件之一，不僅起著支承汽車荷重的作用，還是主減速器、差速器及驅(qū)動車輪傳動裝置(如半軸)的外殼。在動載荷條件下，要求橋殼在具有足夠的強度和剛度的條件下還應(yīng)力求減小橋殼的質(zhì)量。

車橋橋殼根據(jù)制造工藝大體分2 種:鑄造橋殼和焊接橋殼。由于焊接橋殼制造水平高，使用性能優(yōu)越，除工作環(huán)境惡劣的部分工程車采用鑄鋼橋外，焊接橋殼被國內(nèi)外的各汽車制造企業(yè)相繼采用，重型、中型、輕型和微型車橋上等均廣泛使用［1］。

焊接橋殼總成在臺架試驗時發(fā)生早期斷裂。該橋殼本體材質(zhì)為16MnL 鋼板沖壓焊接成型，板托材質(zhì)為ZG270-480H，正火處理;板托與橋殼的連接采用CO2氣體保護焊，為保證焊接質(zhì)量，采用機器人焊接。由于橋殼是汽車行駛安全性和可靠性的重要部件，如發(fā)生意外斷裂，會導(dǎo)致嚴重后果。本研究通過對斷裂橋殼的宏觀檢查，對斷口形貌、化學(xué)成分、硬度和金相組織進行分析，同時結(jié)合有限元受力分析，以找出其斷裂原因，并提出改進措施，從而為次此失效的分析提供借鑒。

1 試驗過程與結(jié)果

1.1 斷口宏觀觀察

圖1 為橋殼的失效實物的局部形貌，斷裂發(fā)生于橋殼一端，從橋殼的下方斷裂(為了便于拍照和觀察，圖1 中橋殼狀態(tài)與實際相反)，斷裂部位位于橋殼下方板托(簡稱“下板托”)的內(nèi)側(cè)。斷裂部位的外表面未見明顯的損傷或缺陷。

圖1 焊接橋殼的斷裂實物Fig.1 Macro appearance of the welding axle housing

圖2 為橋殼斷口形貌，斷口占橋殼整體截面的1/2，斷面上存在2 個光滑區(qū)域(區(qū)域A、B)為疲勞擴展區(qū)，分別位于橋殼兩側(cè)，各約占斷口總面積的1/6，而在橋殼下方呈纖維狀，為瞬斷區(qū)［2-3］。圖3 為2 個光滑區(qū)的宏觀形貌，2 個疲勞擴展區(qū)的裂紋均從焊縫處起源，并且有多處起源。

圖2 失效橋殼的斷口形貌Fig.2 Macro appearance of the fracture surface

1.2 斷口微觀觀察

將橋殼斷口經(jīng)超聲波清洗后，在掃描電子顯微鏡下進行觀察。在焊縫根部區(qū)域比較粗糙，存在未焊透原始缺陷。沿著未焊透缺陷方向及其表面產(chǎn)生疲勞裂紋，為線源特征(圖4a);擴展區(qū)主要位于橋殼本體上，該區(qū)域比較光滑且擴展充分，有明顯的疲勞條帶特征(圖4b);瞬斷區(qū)的微觀形貌為韌窩特征(圖4c)。

圖3 斷口的局部形貌Fig.3 Macro appearance of the fatigue fracture surface

1.3 化學(xué)成分分析

分別從橋殼和下板托基體上取樣進行化學(xué)成分分析，采用直讀光譜儀檢測的結(jié)果見表1?？梢?，橋殼和板托的化學(xué)成分分別滿足GB/T 3273—2005 和GB/T 7659—2010 中對16MnL、ZG270-480H 的要求。

1.4 硬度檢測

沿垂直于焊縫方向，在靠近斷口處取樣，經(jīng)過制樣→打磨→拋光，再用4%(體積分數(shù))硝酸酒精溶液浸蝕2～3 s 后，采用顯微硬度計進行硬度測試。檢測橋殼本體、橋殼側(cè)熱影響區(qū)、焊縫、下板托熱影響區(qū)、下板托本體的顯微硬度，分別測量3 個點取其平均值，結(jié)果見表2。由表可以看到，橋殼和板托基體的硬度正常，焊縫和熱影響未見高硬度區(qū)，各項硬度均滿足企業(yè)標準要求。

圖4 斷口的微觀形貌Fig.4 Micro appearance of the fracture surface

表1 化學(xué)成分分析結(jié)果(質(zhì)量分數(shù)/%)Table 1 Results of chemical composition analysis (mass fraction/%)

表2 顯微硬度的測量結(jié)果Table 2 Results of micro hardness analysis HV0.3

1.5 金相檢驗

在靠近斷口處垂直于焊縫取樣，磨制金相樣品，經(jīng)4%(體積分數(shù))硝酸酒精浸蝕后，在金相顯微鏡下觀察，發(fā)現(xiàn)裂紋多出現(xiàn)在橋殼側(cè)的熔合線及過渡區(qū)(圖5);對焊縫在稍遠離斷口處取樣，采取與上述相同的方法磨拋、浸蝕后觀察，可以看到一條較寬的裂縫，裂縫兩側(cè)較粗糙，為原始缺陷，其形成原因是焊接時母材金屬(橋殼與板托)之間應(yīng)該熔合而未焊上的部分，產(chǎn)生在焊縫根部，為未焊透缺陷。沿著未焊透形成的裂縫一端向里衍生疲勞裂紋，裂紋較細且兩側(cè)光滑，是使用過程中產(chǎn)生的(圖6)?？梢哉J為，主裂紋是從焊縫的未焊透缺陷裂縫的尖端產(chǎn)生，沿著熔合線方向擴展;主裂紋處衍生次級裂紋，向焊縫和橋殼本體方向擴展，由于橋殼的硬度(或強度)較低，因此向橋殼本體擴展的速率較快［4-5］。

橋殼基體金相組織為細晶粒鐵素體和珠光體，呈帶狀分布;板托基體金相組織為均勻的鐵素體和珠光體組織，為正火態(tài);焊縫組織為柱狀晶組織，熱影響區(qū)為珠光體、鐵素體和粒狀貝氏體混合組織。

2 受力及有限元模擬分析

在建立有限元模型前，用Pro/E 建立橋殼的初步實體模型。對橋殼模型劃分網(wǎng)格時，為了提高網(wǎng)格質(zhì)量、節(jié)約計算時間，將橋殼上不影響其結(jié)構(gòu)和強度的部件省略。根據(jù)有限元分析的簡化原則，略去襯環(huán)、氣室支架底座、減振器支架總成、通氣孔以及各處螺紋孔和一些小的倒角，并將不規(guī)則的后橋殼蓋總成簡化為球面。橋殼中含有的焊縫連接按接近實際焊縫的幾何形狀進行處理［6-8］。

橋殼的材料牌號為16MnL，其彈性模量E=2.12 ×105MPa，泊松比μ=0.31。板托的材料牌號為ZG270-480H，其彈性模量E=2.06 ×105MPa，泊松比μ=0.34。

由于橋殼的臺架試驗歸屬于準靜態(tài)工況，故首先計算了靜態(tài)結(jié)構(gòu)應(yīng)力。模擬橋殼臺架試驗狀態(tài)，在輪距處約束，板簧座按照額定載荷施加，橋殼受到循環(huán)波動載荷，F(xiàn)EA 模型如圖7 所示。

利用ANSYS 軟件對橋殼進行計算，應(yīng)力分布情況見圖8。從分析結(jié)果可見，下板托焊縫兩端部存在明顯的應(yīng)力集中，內(nèi)側(cè)的最大應(yīng)力σ=141 MPa，此應(yīng)力值遠小于該橋殼用鋼的屈服極限345 MPa。

圖5 斷口附近的裂紋形態(tài)Fig.5 Appearance of the crack

圖6 橋殼側(cè)的未焊透缺陷Fig.6 Appearance of the incomplete penetration

圖7 橋殼的有限元模型Fig.7 Finite element model of the axle housing

為了進一步驗證，增加了改進方案:對板托兩側(cè)高度增加10 mm，其余均不變。對改進方案進行臺架靜態(tài)模擬分析，分析方法同原方案，計算結(jié)果見圖9。改進后的下板托內(nèi)側(cè)的最大應(yīng)力σ=101 MPa，下降了28%。

根據(jù)上述分析，可以得到以下結(jié)論:1)在靜態(tài)工況下，下板托焊縫端部應(yīng)力值遠小于橋殼的屈服極限，但是存在明顯的應(yīng)力集中。2)通過對結(jié)構(gòu)上進行優(yōu)化，增加板托兩側(cè)高度，可降低下板托焊縫端部的應(yīng)力水平。

圖8 原方案橋殼計算結(jié)果Fig.8 Stress of the original axle housing

圖9 改進方案橋殼計算結(jié)果Fig.9 Stress of the improved axle housing

3 分析與討論

綜合上述分析，橋殼和下板托的材質(zhì)和熱處理工藝正常，且采用16MnL 鋼板和ZG270-480H附件在焊接結(jié)構(gòu)橋殼的設(shè)計中廣泛使用，因此材料的選用上沒有問題。

橋殼的斷裂與焊縫有關(guān)，疲勞裂紋起源在下板托焊縫的端部，該部位是焊接起弧或收弧位置，受焊接工藝及操作人員的技能影響，外表面不可能平滑過渡，存在截面突變且表面質(zhì)量差，應(yīng)力集中嚴重［9］。另外，板托和橋殼配合面間的尺寸公差是由成型精度保證的，因成本因素，不再進行機械加工，因此生產(chǎn)上為了保證便于裝配，板托兩側(cè)與橋殼間的間隙較大，從而導(dǎo)致焊接工藝性變差，焊接時易形成焊瘤、未焊透等焊接缺陷。而未焊透相當于原始裂紋，危害極大，容易成為疲勞裂紋的發(fā)源地。疲勞裂紋從焊縫未焊透處形成的裂縫，沿著熔合線向內(nèi)擴展，主裂紋處衍生次級裂紋，向焊縫和橋殼本體方向擴展，最后導(dǎo)致橋殼疲勞斷裂。

ANSYS 有限元模擬分析可以看出，橋殼的整體應(yīng)力水平不高，遠未達到材料的強度極限，但下板托焊縫端部的應(yīng)力值較高，存在明顯的應(yīng)力集中。通過有限元模擬分析還可知，其它結(jié)構(gòu)保持不變的情況下，焊縫兩端部的應(yīng)力值與板托的結(jié)構(gòu)有關(guān)，增加板托兩側(cè)的高度，則應(yīng)力值降低。

通過對焊縫和金相組織的檢測，未發(fā)現(xiàn)高硬度或脆性組織。

以上的分析表明，橋殼的失效與焊縫所處的應(yīng)力水平以及各種應(yīng)力集中因素有關(guān)。焊縫是橋殼疲勞壽命最薄弱的部位，在實際工程應(yīng)用中，提高焊縫的焊接質(zhì)量，杜絕各種焊接缺陷對提高橋殼的疲勞壽命尤為重要。另外，在焊接橋殼的設(shè)計上，應(yīng)盡可能的避免應(yīng)力集中。

4 結(jié)論

1)橋殼為疲勞開裂，主要與下板托焊縫端部的應(yīng)力水平較高，以及橋殼側(cè)的未焊透缺陷有關(guān)。

2)為延長橋殼的疲勞壽命，達到相關(guān)標準要求，建議在橋殼的設(shè)計上應(yīng)盡可能避免應(yīng)力集中，對于橋殼-板托焊縫，可通過適當增加板托兩側(cè)高度，來降低焊縫端的應(yīng)力水平;通過現(xiàn)場質(zhì)量控制，提升焊接質(zhì)量。

［1］趙正彩.汽車焊接橋殼成型工藝的分析對比［J］.重型汽車，2009(3):18-21.

［2］盧柳林，馮繼軍，黃文長，等.汽車轉(zhuǎn)向橫拉桿失效原因分析［J］.失效分析與預(yù)防，2011，6(4):253-256.

［3］張棟，鐘培道，陶春虎，等.失效分析［M］.北京:國防工業(yè)出版社，2005:131-136.

［4］孔煥平，劉麗玉，劉昌奎，等.燃油-液壓油散熱器泄露失效分析［J］.失效分析與預(yù)防，2014，9(4):251-256.

［5］張有為，張瑞斌.低合金高強度鋼焊接熱影響區(qū)微裂紋的研究［J］.金屬學(xué)報，1978(4):13-14.

［6］高晶，宋建，張步良，等.基于MSC.Fatigue 的汽車驅(qū)動橋殼疲勞壽命預(yù)估［J］.工程設(shè)計學(xué)報，2007，14(3):210-214.

［7］李亮，宋健，文凌波，等.商用車驅(qū)動橋殼疲勞壽命的有限元仿真與實驗分析［J］.機械強度，2008，30(3):503-507.

［8］張文志，韓清凱，劉亞忠.機械結(jié)構(gòu)有限元分析［M］.哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社，2006:35-45.

［9］陶春虎，劉高遠，恩云飛，等.軍工產(chǎn)品失效分析技術(shù)手冊［M］.北京:國防工業(yè)出版社，2009:41-46.