后縱臂的斷裂原因分析

趙 凱 ， 劉新靈 ， 曹金華 ， 陳 星

（1.中國航發(fā)北京航空材料研究院，北京 100095；2.航空工業(yè)失效分析中心，北京 100095；3.航空材料檢測與評價北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100095；4.中國航空發(fā)動機(jī)集團(tuán)材料檢測與評價重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100095；5.材料檢測與評價航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100095；6.某部駐哈爾濱地區(qū)代表室，哈爾濱 150066）

0 引言

金屬薄壁件在縱向壓力作用下容易發(fā)生失穩(wěn)變形現(xiàn)象[1-4]。失穩(wěn)變形與一般的宏觀塑性變形現(xiàn)象非常相似，主要特點(diǎn)有：1）失穩(wěn)變形失效是穩(wěn)定結(jié)構(gòu)或者穩(wěn)定狀態(tài)的失效，多為復(fù)雜三維結(jié)構(gòu)變形；2）失穩(wěn)變形在大小、方向上一般具有復(fù)雜規(guī)律；3）與拉伸、變曲、撞擊等有明顯受力點(diǎn)和受力方向的塑性變形相比，失穩(wěn)變形與整體受力有關(guān)，受力形式一般難以準(zhǔn)確確定；4）失穩(wěn)變形大都發(fā)生在薄壁結(jié)構(gòu)上；5）失穩(wěn)變形可能只出現(xiàn)在構(gòu)件失穩(wěn)過程中，恢復(fù)穩(wěn)定狀態(tài)可以恢復(fù)[5-6]。影響構(gòu)件及結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的主要因素包括材料剛度、結(jié)構(gòu)形態(tài)、溫度、應(yīng)力、振動等[7-10]。

一些金屬構(gòu)件失穩(wěn)變形后有時并未完全失效，仍能保持一定的效能；但其失穩(wěn)變形后會產(chǎn)生彎折塑性變形，這些塑性變形處可能已經(jīng)產(chǎn)生微裂紋。當(dāng)構(gòu)件再次承受拉壓交變載荷作用時可能會導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展甚至斷裂[11-14]。后縱臂為金屬薄板件，其在試驗(yàn)場行駛過程中多次發(fā)生斷裂故障，本研究對其斷裂原因進(jìn)行分析。

1 故障背景與試驗(yàn)方法

1.1 故障背景

汽車在試驗(yàn)場行駛21 000 km 后發(fā)現(xiàn)后縱臂斷裂，該后縱臂曾多次發(fā)生斷裂。后縱臂在汽車上所處的位置見圖1。后縱臂在使用過程中受拉、壓、扭等復(fù)雜載荷，其材質(zhì)為BR600 鋼，酸洗板材，原材料厚度為3.5 mm。板材的抗拉強(qiáng)度經(jīng)檢測為796.6 MPa。整個后縱臂經(jīng)沖壓成型，具體的加工過程為：落料→成型→沖孔→焊接→電泳→檢驗(yàn)。

1.2 試驗(yàn)方法

對后縱臂的外觀形貌進(jìn)行觀察，利用體視顯微鏡和掃描電鏡分別對后縱臂的斷口形貌進(jìn)行宏微觀分析，垂直于后縱臂斷口切取金相試樣并對其金相組織進(jìn)行檢查，利用金相試樣對后縱臂的硬度進(jìn)行檢查分析。借助有限元軟件模擬分析結(jié)果，分析確認(rèn)后縱臂的最大應(yīng)力點(diǎn)位置。通過以上檢查分析結(jié)果，確認(rèn)后縱臂的失效性質(zhì)，分析其斷裂原因，并提出改進(jìn)建議。

圖1 后縱臂所處位置Fig.1 Position of the Back Trailing-arm

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 宏觀觀察

后縱臂橫向斷裂于中間，通過中間的安裝孔（該孔用于安裝塑料固定夾子）。將兩端定義為大端與小端。大端通過4 個螺栓孔與車身轉(zhuǎn)向裝置連接，小端與固定板通過橡膠連接，固定板與車身通過螺栓連接。斷裂的后縱臂正面與背面表面均存在較多的泥土，斷口有塑性變形。大端的4 個螺栓孔完整；小端的固定板結(jié)構(gòu)完整，2 個安裝孔無明顯的塑性變形（圖2）。

后縱臂斷口表面銹蝕嚴(yán)重，呈紅棕色。整個斷口根據(jù)表面形貌及斷裂特征可以分為5 個區(qū)域，如圖3 所示的A～E 區(qū)。

圖2 后縱臂外觀形貌Fig.2 Appearance of the trailing-arm

圖3 后縱臂斷口形貌Fig.3 Fracture of the trailing-arm

A 區(qū)的源區(qū)位于安裝孔與背面形成的直角處，為角源（點(diǎn)源），沿厚度方向及寬度方向擴(kuò)展，可見疲勞弧線特征，疲勞擴(kuò)展區(qū)較為平整，擴(kuò)展后期及瞬斷區(qū)較為粗糙，整個A 區(qū)疲勞擴(kuò)展區(qū)約占A 區(qū)面積的2/5。A 區(qū)的源區(qū)側(cè)表面漆層鼓泡，可見銹蝕痕跡，源區(qū)對應(yīng)的側(cè)表面有擠壓變形特征，源區(qū)側(cè)表面未發(fā)現(xiàn)明顯的加工損傷形貌（圖4）。

圖4 A 區(qū)形貌Fig.4 Appearance of the zone A

B 區(qū)的源區(qū)也位于安裝孔與背面形成的直角處，為角源（點(diǎn)源），沿厚度方向及寬度方向擴(kuò)展，可見疲勞弧線特征，疲勞擴(kuò)展區(qū)較為平整。B 區(qū)側(cè)表面漆層鼓泡，有銹蝕痕跡，源區(qū)對應(yīng)的側(cè)表面有少量擠壓變形特征。C 區(qū)與B 區(qū)形貌相類似，其源區(qū)位于表面（背面），與B 區(qū)之間存在的高差臺階是由于兩擴(kuò)展區(qū)不在同一平面形成的。D 區(qū)多處起源，為線源，源區(qū)位于表面（背面），斷口可見典型的弧線特征，與C 區(qū)之間存在高差臺階。E 區(qū)的源區(qū)為線源，位于表面（背面），斷口可見典型的弧線特征，與D 區(qū)之間存在高差臺階（圖5）。

通過分析斷口各區(qū)的斷裂特征可知，A 區(qū)更為平坦，源區(qū)為點(diǎn)源，疲勞特征更明顯，擴(kuò)展更充分，據(jù)此可判斷，A 區(qū)的源區(qū)為主源，而其余各區(qū)的源區(qū)為次源。將鋼尺放在A～E 區(qū)的源區(qū)側(cè)表面進(jìn)行變形比對，可見各源區(qū)側(cè)表面發(fā)生彎曲變形，即均存在塑性變形；A～D 區(qū)的變形方向?yàn)橛烧嬷赶虮趁?，E 區(qū)的變形方向剛好相反（圖6）。以上現(xiàn)象表明，后縱臂在中間安裝孔位置處發(fā)生過彎折塑性變形。

2.2 斷口微觀觀察

將后縱臂斷口用丙酮超聲清洗后放入掃描電鏡下進(jìn)行微觀觀察。整個斷口絕大部分區(qū)域銹蝕嚴(yán)重。A 區(qū)的源區(qū)位于安裝孔與背面形成的直角處，源區(qū)為銹蝕形貌，在擴(kuò)展后期的一處銹蝕稍輕的區(qū)域可觀察到疲勞條帶特征（圖7）。B～E 區(qū)均銹蝕嚴(yán)重，源區(qū)特征不清晰。

2.3 金相檢驗(yàn)

垂直于后縱臂斷口沿縱向切取試樣，進(jìn)行金相組織檢查。斷口及其附近的金相組織為拉成長條的鐵素體+珠光體，未見夾雜物冶金缺陷（圖8）。

圖5 B～E 區(qū)形貌Fig.5 Appearance of the B～E zone

圖6 A 和E 區(qū)變形方向示意圖Fig.6 Diagram of deformation direction in zone A and E

圖7 A 區(qū)微觀特征Fig.7 Microscopic appearance of zone A

2.4 硬度檢測

利用垂直于后縱臂斷口沿縱向切取的金相試樣對后縱臂的顯微硬度進(jìn)行檢測，檢測結(jié)果見表1。結(jié)果表明，后縱臂的硬度較為均勻，其均值為HV 265。根據(jù)GB/T 1172—1999 換算成抗拉強(qiáng)度約為919 MPa，比原材料板材測得的抗拉強(qiáng)度高，這是由于后縱臂沖壓形變后應(yīng)變硬化所致。

2.5 有限元模擬分析

1）各工況條件下受力分析。利用有限元Abaqus軟件對后縱臂進(jìn)行建模，約束后縱臂小端的6 個自由度，利用車輛在顛簸、制動、加速、轉(zhuǎn)向、凹坑轉(zhuǎn)向、加速轉(zhuǎn)向、制動轉(zhuǎn)向、倒車沖擊以及動態(tài)載荷情況時監(jiān)測到的后縱臂大端的位置變化數(shù)據(jù)對大端施加位移，分析得到后縱臂在這些情況下的最大受力點(diǎn)位置（圖9）。結(jié)果表明，無論哪種工況，后縱臂的最大應(yīng)力點(diǎn)均不在本次故障開裂的安裝孔處，而是在大端的螺栓孔或其附近。

圖8 后縱臂金相組織Fig.8 Metallographic structure of the trailing-arm

表1 硬度檢測結(jié)果Table 1 Results of hardness analysis

2）變形模擬結(jié)果。分析后縱臂變形后的位移情況，將變形之后的后縱臂與未變形的后縱臂取中間截面進(jìn)行對比（圖10）。結(jié)果表明，后縱臂變形后背面受壓，正面受拉；橫截面的兩端向外變形（圖10b 中箭頭指向），這與所觀察到的后縱臂故障件宏觀變形方向相吻合。

3）變形后受拉模擬結(jié)果。

建立彎折塑性變形后的后縱臂模型，當(dāng)其再受拉時，其最大應(yīng)力點(diǎn)位置見圖11。結(jié)果表明，后縱臂發(fā)生彎折塑性變形后，當(dāng)其再受拉時其最大應(yīng)力點(diǎn)位于安裝孔與背面形成的直角處，與本次故障的主源位置相一致。

3 分析與討論

后縱臂主源區(qū)位于安裝孔與背面形成的直角處，斷口宏觀可見明顯的疲勞弧線特征，微觀可見疲勞條帶特征。據(jù)此可以確定，后縱臂的失效性質(zhì)為疲勞斷裂。

后縱臂斷口A 區(qū)更為平坦，源區(qū)為點(diǎn)源，疲勞特征更明顯，擴(kuò)展更充分，可判斷A 區(qū)的源區(qū)為主源，而其余各區(qū)的源區(qū)為次源。A 區(qū)的源區(qū)（主源區(qū)）存在銹蝕形貌，能譜分析結(jié)果表明，源區(qū)附近存在S、Cl 腐蝕性元素，但A 區(qū)的源區(qū)進(jìn)行截面金相試樣未觀察到明顯的沿晶開裂形貌，可推斷腐蝕元素來源于后縱臂斷裂后的沾染。后縱臂斷口宏觀存在塑性變形。對A～E 區(qū)的源區(qū)側(cè)表面進(jìn)行變形比對可知，后縱臂疲勞開裂前在中間位置發(fā)生過失穩(wěn)塑性變形，變形方向由正面指向背面。有限元模擬結(jié)果也表明，當(dāng)后縱臂彎折變形后其變形方向與實(shí)際斷口的變形方向相吻合。有限元模擬計(jì)算結(jié)果顯示，無論哪種受力狀態(tài)，后縱臂的最大應(yīng)力點(diǎn)均不在本次故障開裂的安裝孔處，而是在大端的螺栓孔或其附近。此外，有限元模擬結(jié)果顯示，若后縱臂在中間發(fā)生彎折變形后再次受拉時其最大應(yīng)力點(diǎn)位置位于中間安裝孔與背面形成的直角處，與本次故障件的主源位置相吻合。

圖9 有限元模擬計(jì)算結(jié)果（應(yīng)力云圖）Fig.9 Finite element analysis results

圖10 后縱臂變形后與變形前比較Fig.10 The comparison between the model and the deformed

圖11 變形后的后縱臂模型及應(yīng)力云圖Fig.11 Deformed model and the stress nephogram

后縱臂在使用過程的不同工況下可能會分別受拉、壓、扭等載荷。對于后縱臂這種薄板狀結(jié)構(gòu)件，當(dāng)其受壓時由于整個后縱臂中間的安裝孔處無約束支撐，在較大壓力作用下會存在失穩(wěn)變形的可能。當(dāng)其失穩(wěn)塑性變形后，一方面會在塑性變形處產(chǎn)生微裂紋等損傷，另一方面當(dāng)其再受拉時，其最大應(yīng)力點(diǎn)會轉(zhuǎn)移到中間安裝孔應(yīng)力集中處，在交變載荷的作用下裂紋向前擴(kuò)展最終發(fā)生疲勞斷裂。

綜上所述，后縱臂的失效性質(zhì)為疲勞斷裂。后縱臂的失效過程為：在壓應(yīng)力作用下后縱臂中間安裝孔處首先發(fā)生失穩(wěn)變形，當(dāng)后縱臂再次受拉時最大應(yīng)力轉(zhuǎn)移到中間安裝孔處，在交變載荷的作用下發(fā)生疲勞開裂；因此，后縱臂失效的根本原因?yàn)閯偠炔蛔銓?dǎo)致在壓應(yīng)力作用下發(fā)生失穩(wěn)變形。適當(dāng)增加后縱臂的厚度以提高其剛度，厚度增加后的后縱臂未再發(fā)生過類似的斷裂故障。

4 結(jié)論

1）后縱臂的斷口呈現(xiàn)疲勞斷裂特征，其在斷裂前曾發(fā)生失穩(wěn)塑性變形。

2）后縱臂失穩(wěn)塑性變形后并未完全失效，但在變形處產(chǎn)生微裂紋等損傷，在交變載荷的作用下裂紋向前擴(kuò)展并最終發(fā)生斷裂；因此，后縱臂失效的根本原因?yàn)閯偠炔蛔恪?/p>

3）對質(zhì)量不敏感的承壓薄壁件可以適當(dāng)增加其厚度進(jìn)而提高其剛度，可以有效避免失穩(wěn)變形的發(fā)生。