某前驱动桥断裂失效分析

张振华，周彬，王欢锐

（陕西汉德车桥有限公司，陕西 西安 710200）

某前驱动桥断裂失效分析

张振华，周彬，王欢锐

（陕西汉德车桥有限公司，陕西 西安 710200）

对某驱动前桥断裂进行了多角度系统分析，探讨了半轴套管材质、热处理过程控制和桥壳塞焊工艺对前桥疲劳寿命的影响，试验及分析表明：热处理过程对套管的冲击功有较大影响，桥壳塞焊孔的加工定位误差易引起塞焊孔处应力变化甚至增加应力集中，通过重新制定套管热处理工艺，优化桥壳塞焊孔位置，缓解了最大拉应力区域的应力叠加效应，上述措施有效改善了某桥管韧性，目前该类型驱动前桥运行正常。

前驱动桥；应力集中；塞焊；热处理

CLC NO.: U463.4 Document Code: A Article ID: 1671-7988(2014)09-91-03

1、样品历史

重型越野汽车转向前桥是具有承载、转向和传递动力的关键总成，其可靠工作是保障汽车安全的一个重要方面。其中前桥壳的主要失效形式除疲劳破坏外，还有诸如无明显先兆就会突然断裂解体的状况[1]。某重型车在试验场行驶时前驱动桥发生断裂，见图1。试验前行驶里程为1.03万公里，试验场行驶0.1万公里，出现断裂总计行驶里程为1.13万公里，据了解，试验工况良好，载重5吨。该前驱动桥额定轴荷为5吨。

2、宏观观察

断裂位置在该前桥左侧，宏观照片见图2。左半轴从距轮边一侧端面约290mm处断裂，裂源从杆部表面处起裂；与其对应的半轴套管从距外圆加工台阶处50mm处断裂，裂源位于下表面一外塞焊孔焊缝边缘，另一塞焊孔由焊缝热影响区开裂，半轴与套管断裂见图3。

3、失效分析

由图3可见，半轴和套管宏观上都表现为在弯曲载荷作用下的一次过载断裂形式，除去浮锈外，断口未见其他异常痕迹或缺陷。半轴和套管断裂后的断口面相对位置基本保持齐平，靠近半轴内花键处的油封座发生断裂，半轴花键亦有磕碰痕迹，而半轴断口未见磕碰现象。

检查半轴外圆与套管内壁处的摩擦痕迹，发现半轴只有一处较明显长约10mm周向条状痕迹，图3还可见，套管裂源处的桥壳内壁有严重磕碰痕迹，另外由图4可以看出，半轴断裂前承受了较大的弯矩，因而弯曲变形显著。

综合以上情况，分析认为此驱动桥失效首先起源于套管与桥壳的塞焊孔处，即套管首先发生断裂，半轴随之向外脱出并承受较大的冲击载荷也相继断裂，同时半轴内侧花键与油封座发生碰撞，导致油封、油封座破坏，见图3。下面对相关件进行进一步分析。

3.1 半轴分析

对弯曲半轴进行解剖分析，其成分检测结果如表1：

表1 半轴成分检测结果

可见，半轴材质符合40Cr GB3077-88成分要求。半轴表面硬度53.5—54.5HRC，心部硬度27—29HRC，有效硬化层深5.40mm，表面马氏体5级。通过与半轴图纸技术要求进行对比，上述检测结果合格。

3.2 套管分析

套管与桥壳之间属过盈配合，并且经过气密性测试，实际观察结果表明，套管与桥壳压配紧密，没有明显的缝隙。

对套管壁厚进行测量，结果如表2所示，GB/T8162-87对该规格热轧无缝钢管壁厚的偏差进行了规定，壁厚在4-20mm之间，普通级的钢管偏差为+15 -12.5 %mm[2]，可见壁厚满足要求。

表2 半轴套管壁厚值

3.2.1 套管化学成分

失效套管化学成分检测结果如表3：

表3 套管化学成分检测结果

可见，材质符合45-GB699-88成分要求。

3.2.2金相结果

套管表面硬度32HRC，心部硬度：271HBW2.5/187.5，心部组织： 细网状铁素体+索氏体+马氏体及微量贝氏体回火组织，析出碳化物光镜下不易辨认，晶粒度7级，见图6 e)，硫化物、氧化铝、硅酸盐及球状氧化物均为细系0.5级。

3.2.3力学性能

套管冲击功结果如表4：

表4 套管冲击功结果

从上述结果可以看出冲击功值比较低。

对套管的现场热处理工艺执行情况进行调查，供应商套管热处理工艺为：套管淬火加热温度875℃，保温2～3小时不等，清水冷却。回火温度390℃，保温2小时30分钟～4

小时10分钟不等。但现场热处理工艺存在参数选择不佳，执行不严格问题，结合断裂套管母材冲击功试验结果，可知材料的韧性不足，这是第一类回火脆性影响及工艺执行不规范的结果[3]。

3.3 塞焊焊缝分析

桥壳和套管之间采用压装和塞焊连接方式，焊接时先以桥壳轴线为中心对称钻Φ24塞焊孔，分别在30°、45°方向各对称两个，压入套管之后再进行塞焊，其外侧塞焊孔理论孔距82mm，失效件实测孔距71.4mm，明显不对称分布，见图5，左塞焊孔距离桥壳端面距离约50mm，右塞焊孔距离桥壳端面距离约43mm，为此对生产现场进行抽检，结果左右塞焊孔距偏差从3mm至13mm不等。据了解，塞焊孔加工位置靠人肉眼观察控制，实际存在较大误差，这将可能引起塞焊孔处应力变化甚至增加。就塞焊孔特点而言，既是应力集中严重部位，又是材料的薄弱及残余拉应力水平显著环节，应加以控制。

焊缝及热影响区显微组织如图6，可见桥壳与套管熔合比较良好，未见焊接裂纹存在，在桥壳侧有一小的未熔合，考虑到未熔合处于桥壳侧即断裂面的上面，其影响作用应该不大。

a)、b)裂源附近100×；c)图为结合面桥壳一侧，板条马氏体500×；d)图为结合面套管一侧近缝区500×，显微组织为细网状铁素体+索氏体，魏氏铁素体针可见，晶粒度3级；e)图为套管心部100×；f)图为焊缝宏观腐蚀照片。

对焊缝进行理化分析，硬度分布：焊缝处 283、261、254HV3；近缝区 337、368、365HV3；两相区 248HV3；回火区 286、312HV3。

3.4 断口扫描分析

图7所示为断口微观扫描电镜照片，裂源及扩展区为河流花样的解理+准解理断口，表明套管断裂系脆性断裂。

3.5 桥壳母材分析

桥壳组织为不完全铁素体+珠光体正火组织，树枝晶形态隐约可见，但未见铸态组织，焊缝与桥壳结合面处组织如图6 a)、c)，其化学成分见表5。

表5 桥壳化学成分检测结果

上述结果中，除Si、Mn含量略高外，其余均符合某企业内部规定的ZG270-500的成分规定，桥壳硬度172—181HBW2.5/187.5，符合技术要求。

4、分析结果

基于以上分析，可以得出如下结果：

（1）该前桥断裂系一次脆性断裂；

（2）断裂原因与套管热处理回火温度较低及工艺执行不严格导致材料韧性不足有关；其次，塞焊孔加工位置偏差较大，在套管存在回火脆性时易于在此发生低应力脆性断裂。

5、改进措施

（1）对库存件套管进行500℃回火，以改善韧性；

（2）套管厂家提高回火温度至500℃，重新选取淬火介质，确保热处理质量；

（3）做专用钻孔工装加工塞焊孔，以保证塞焊孔位置度。

6、结论

经过改进，现套管V型缺口冲击功试验结果保证在30 —40J，明显提高；且此故障经两年追踪再未发生。

[1] J.Vogwel1. Analysis of a vehicle wheel shaft failure. Engineering Failure Analysis.1998,(5):4.

[2] 第一汽车制造厂,长春汽车材料研究所编. 机械工程材料手册:黑色金属材料卷. 北京: 机械工业出版社, 1990.

[3] 中国机械工程学会热处理分会编, 热处理手册: 工艺基础卷. 机械工业出版社, 2002.

The failure analysis on the fracture of a front drive axle

Zhang Zhenhua, Zhou Bin, Wang Huanrui
（Shaanxi Hande axle Co., Ltd., Shaanxi Xi’an 710200）

This paper variously and systematically analyzed the fracture of a front drive axle, then discussed the effects of the axle sleeve’s material, process control of heat -treatment, the plug weld of the axle housing on a front drive axles’ fatigue life. It showed the processing of the axle sleeve’s heat-treatment had great influence on its ballistic work, and the manufacturing error of the holes for plug weld was easy to form the stress changes or stress concentration. The axle sleeve’s toughness was improved through resetting a new heat-treatment process and optimizing the position of the hole for plug weld, and now this type of front drive axle run well.

front drive axle; stress concentration; plug weld; heat-treatment

U463.4

A

1671-7988(2014)09-91-03

张振华，就职于陕西汉德车桥有限公司。