汽車用60Si2Mn鋼前穩(wěn)定桿斷裂分析及優(yōu)化設計

章德發(fā)1，賴劼修

(1.江西昌河汽車有限責任公司，景德鎮(zhèn) 333001；2.南昌大學科學技術(shù)學院，南昌 330029)

0 引 言

前穩(wěn)定桿是汽車獨立懸架系統(tǒng)中的重要輔助彈性元件之一。車輛在急轉(zhuǎn)彎或經(jīng)過凹坑路面時，過大的橫向側(cè)傾會嚴重威脅行駛安全，前穩(wěn)定桿可有效防止車輛橫向傾翻，提高操縱穩(wěn)定性及乘客的乘坐舒適性[1]。當左右車輪同時上下跳動時，前穩(wěn)定桿左、右兩端同向，此時不具有防側(cè)傾功能[2]；當左右車輪跳動不同步或轉(zhuǎn)彎時，前穩(wěn)定桿可依靠扭轉(zhuǎn)彎曲變形阻止車身側(cè)傾，穩(wěn)定整車姿態(tài)[3]。

在某國六車型A0級運動型多用途汽車(SUV)開發(fā)過程中，為避讓排氣管，對前穩(wěn)定桿左、右限位環(huán)間形狀重新進行了匹配設計。進行臺架耐久試驗時，該前穩(wěn)定桿在工作16萬周次時發(fā)生疲勞斷裂。前穩(wěn)定桿材料為60Si2Mn鋼，生產(chǎn)工藝為下料→端頭倒角→端頭中頻加熱→端頭成型→端頭切邊沖孔→去毛刺→中頻加熱→整體熱成型→淬火→回火→精整→噴丸→壓限位環(huán)→無損檢測→噴涂[4]。為了提升客戶滿意度和車輛市場占有率[5]，作者對該前穩(wěn)定桿疲勞斷裂的原因進行了一系列理化檢驗和分析，根據(jù)分析結(jié)果對前穩(wěn)定桿進行了優(yōu)化設計。

1 理化檢驗及結(jié)果

1.1 宏觀形貌

前穩(wěn)定桿斷裂位置為襯套接觸處左側(cè)附件，對其進行脫漆處理，并采用質(zhì)量分數(shù)1%的NaOH溶液和酒精依次清洗斷口。由圖1可以看出，斷口包括裂紋源區(qū)(區(qū)域a，d)、裂紋擴展區(qū)(區(qū)域b，c)及瞬時斷裂區(qū)(區(qū)域e)。裂紋源區(qū)位于前穩(wěn)定桿表層邊緣對稱部位。這是因為在進行臺架試驗時，區(qū)域a，d承受著集中交變應力，是前穩(wěn)定桿宏觀斷裂破壞開始的部位。裂紋源區(qū)表面凹凸不平，具有扭轉(zhuǎn)、擠壓及剪切后的塑性撕裂特征，約占整個斷口面積的16%。裂紋擴展區(qū)是在循環(huán)應力作用下，以a，d兩個裂紋源為中心向前穩(wěn)定桿心部擴展形成的，約占整個斷口面積的70%。裂紋擴展區(qū)表面具有類貝殼的臺階狀結(jié)構(gòu)，與裂紋源區(qū)接觸部位的高度最大，近心部的高度最小，具有明顯的疲勞斷裂特征。瞬時斷裂區(qū)位于前穩(wěn)定桿左側(cè)彎曲部位，約占整個斷口面積的14%，為前穩(wěn)定桿受力達到臨界時瞬時斷裂形成。裂紋擴展區(qū)和瞬時斷裂區(qū)表面均較光滑，具有海灘花樣形貌。前穩(wěn)定桿外表面及斷口無壓痕，表明斷裂不是由外部損傷所致。

1.2 化學成分

分別在基礎件(未對左、右限位環(huán)間形狀重新匹配設計的前穩(wěn)定桿)及失效件斷口處截取試樣，采用DV-2型直讀光譜儀進行化學成分分析，結(jié)果如表1所示。可見各元素含量均符合GB/T 699-2015對60Si2Mn鋼的要求，表明該前穩(wěn)定桿材料合格，其疲勞斷裂與原料成分無關。

圖1 失效前穩(wěn)定桿宏觀形貌Fig.1 Macroscopic morphology of fractured front stabilizer bar: (a) whole and (b) fracture

表1 前穩(wěn)定桿的化學成分(質(zhì)量分數(shù))

1.3 硬度和噴丸強度

在前穩(wěn)定桿內(nèi)部(距斷口約20 mm處)和斷口表面各取9個點，采用HR-150A型洛氏硬度計進行硬度測試，測試位置如圖2所示。水平測試點從左至右依次編號為15，垂直測試點從上至下依次編號為69。由表2可知，前穩(wěn)定桿內(nèi)部和斷口表面的洛氏硬度均低于設計要求，這是由于熱處理時的回火溫度為490 ℃，低于工藝要求的500 ℃，因此硬度偏低[6]。另外，對與失效件同一批次的前穩(wěn)定桿進行噴丸強度和覆蓋率測試，結(jié)果顯示其噴丸強度分別為47.5， 47.8， 46.0， 48.2 mm，覆蓋率分別為96.2%， 97.0%，95.4%， 98.0%，均符合噴丸強度不低于0.4 mm，覆蓋率不低于90%的設計要求。

圖2 前穩(wěn)定桿硬度測試位置Fig.2 Hardness test locations of front stabilizer bar

表2 前穩(wěn)定桿內(nèi)部及斷口表面的洛氏硬度

1.4 顯微組織

在前穩(wěn)定桿心部和表面截取試樣，經(jīng)打磨、拋光，采用體積分數(shù)4%的硝酸酒精溶液腐蝕后，通過Olympus BX51M型光學顯微鏡觀察顯微組織。由圖3可知：前穩(wěn)定桿表面半脫碳層深度為32.01 μm，全脫碳層深度為0，符合小于200 μm的設計要求；心部組織為由極細粒狀滲碳體和針狀鐵素體組成的回火屈氏體，同時還存在少量黑色點狀碳化物。回火屈氏體可以保證前穩(wěn)定桿具有較高的屈服極限、彈性極限和一定的韌性[7]。

圖3 前穩(wěn)定桿表面和心部顯微組織Fig.3 Microstructures of surface (a) and core (b) of front stabilizer bar

1.5 臺架耐久壽命

隨機抽取與失效件同一批次的3根前穩(wěn)定桿和2根基礎件,分別進行疲勞臺架耐久試驗。模擬整車安裝狀態(tài)，雙向作動振幅為±43 mm，頻率為3 Hz，若循環(huán)20萬周次后前穩(wěn)定桿不發(fā)生斷裂，則進一步以±65 mm雙向作動振幅加載，頻率為3 Hz，循環(huán)2萬周次，前穩(wěn)定桿不出現(xiàn)斷裂等現(xiàn)象即視為合格。試驗結(jié)果顯示：與失效件同批次的3根前穩(wěn)定桿均在第一階段發(fā)生斷裂，疲勞壽命分別為17，19，17萬周次，低于設計要求，其斷裂部位和斷口形貌與失效件的一致；兩根基礎件則均未發(fā)生斷裂，符合要求。

2 斷裂原因分析及優(yōu)化措施

2.1 斷裂原因

由上述理化檢驗結(jié)果可知，該失效前穩(wěn)定桿的化學成分、硬度、噴丸強度、顯微組織均符合標準要求。與基礎件相比，斷裂前穩(wěn)定桿左側(cè)形狀明顯反向變化，線剛度由27.5 N·mm-1增至31.5 N·mm-1，脆性增加，疲勞壽命降低[8]。臺架耐久試驗中，振幅方向上、下極限位置突變過程中，前穩(wěn)定桿所受應力亦發(fā)生突變，這就導致其不斷受到交變應力作用，進而誘發(fā)疲勞斷裂[9-10]。

2.2 優(yōu)化方案

已有研究表明，55Gr3鋼具有優(yōu)異的抗過熱敏感性和抗缺口敏感性，綜合力學性能良好，相比于60Si2Mn鋼，可使前穩(wěn)定桿疲勞壽命提高20%左右[11-12]。基于此，作者改用55Cr3鋼制造前穩(wěn)定桿，設計了2種優(yōu)化方案，見表3。

表3 前穩(wěn)定桿優(yōu)化方案

2.3 應力分布

由前穩(wěn)定桿安裝方式及運動工況可知，其襯套接觸處為y方向旋轉(zhuǎn)副[13-15]。在前穩(wěn)定桿兩端施加±43 mm的z向位移載荷，采用有限元分析法計算4種前穩(wěn)定桿的應力分布。由圖4可知：基礎件，失效件，方案1、方案2中前穩(wěn)定桿所受最大應力分別為745.9， 770.5， 809.5， 804.3 MPa，低于母材的屈服強度(60Si2Mn鋼屈服強度為1 180 MPa，55Gr3鋼屈服強度為1 080 MPa)，符合設計要求；最大應力均分布在前穩(wěn)定桿與襯套接觸處左右兩側(cè)，這與失效件斷裂位置為襯套接觸處左側(cè)附件相吻合。

圖4 不同方案下前穩(wěn)定桿應力云圖Fig.4 Stress nephogram of front stabilizer under different schemes: (a) basic component; (b) failure component;(c) scheme 1 and (d) scheme 2

2.4 性能分析

試驗測得基礎件，失效件，方案1、方案2前穩(wěn)定桿的線剛度分別為27.5，31.5，26.5，31.5 N·mm-1，疲勞壽命分別為21，14，25，24萬周次，可見優(yōu)化后前穩(wěn)定桿的疲勞壽命均符合不低于20萬周的設計要求。其中，方案1前穩(wěn)定桿的線剛度與基礎件的相當，即對整車側(cè)傾剛度的作用與基礎件的一致，但方案1前穩(wěn)定桿的直徑較小、用材較少，可節(jié)約成本。

由表4可知，失效件和方案2前穩(wěn)定桿懸架側(cè)傾剛度數(shù)值偏大，較設計要求的高3.45%，對應的懸架側(cè)傾感亦偏大，說明前穩(wěn)定桿疲勞耐久性能存在風險；方案1前穩(wěn)定桿的性能參數(shù)與基礎件的相當，與限位環(huán)匹配性最好。

表4 不同方案下前穩(wěn)定桿的性能參數(shù)

2.5 主觀駕評

在襄陽試驗場對2種優(yōu)化后的前穩(wěn)定桿進行實車主觀駕評，采用中長直線路與公共道路，載人數(shù)分別為1人、2人、3人，車速為0～140 km·h-1，天氣狀況晴朗。由表5可知，方案1的轉(zhuǎn)向性能較好，操縱穩(wěn)定性稍遜于方案2的，但可接受，2種方案的主觀評價分數(shù)相當。結(jié)合上述分析結(jié)果可以看出，方案1前穩(wěn)定桿制造成本較低，在滿足性能要求的前提下，為最優(yōu)方案。

表5 優(yōu)化后前穩(wěn)定桿主觀駕評結(jié)果

2.6 臺架耐久試驗與路試分析

對方案1前穩(wěn)定桿進行3次平行試驗，測試其臺架耐久試驗性能的穩(wěn)定性，結(jié)果均符合設計要求，不存在斷裂問題。

選取2根方案1前穩(wěn)定桿搭載2臺實車進行道路可靠性試驗，考核里程為45 000 km，試驗順序為磨合(3 000 km)→性能測試→高速環(huán)道(15 000 km)→山路(6 000 km)→城市道路(6 000 km)→綜合強化路(15 000 km)。試驗結(jié)束后拆下前穩(wěn)定桿進行檢查，發(fā)現(xiàn)2根前穩(wěn)定桿完好、無裂紋，表明方案1前穩(wěn)定桿設計合格。

3 結(jié) 論

(1) 由于左右限位環(huán)間形狀發(fā)生反向變化，60Si2Mn鋼制前穩(wěn)定桿線剛度增加，疲勞壽命受損，在交變應力作用下發(fā)生疲勞斷裂。

(2) 將前穩(wěn)定桿材料由60Si2Mn鋼改為55Gr3鋼，直徑和襯套孔徑分別降至21，20.5 mm，可有效降低其線剛度和側(cè)傾剛度；優(yōu)化后的前穩(wěn)定桿的疲勞壽命滿足設計要求，道路可靠性試驗合格，實車主觀駕評轉(zhuǎn)向性能和操縱穩(wěn)定性較好。