700L鋼制掛車車架大梁開裂原因及改善措施

周 松，馮 毅，高 翔，孫 岱，申 娟，王彬花

(中國汽車工程研究院股份有限公司，重慶 401122)

0 引 言

在汽車運輸中，以掛車取代普通載貨汽車已經成為汽車行業和公路運輸業的發展方向。為了實現掛車輕量化，降低成本，確保承載安全，目前主要采用抗拉強度為700 MPa級及以上的高強度鋼材代替普通強度的鋼材，其中高強度大梁鋼700L常用于汽車縱梁、橫梁、C型梁、加強梁等重要承重部位[1-4]。掛車車架大梁是載重的主要部件，其質量優劣與掛車使用壽命和操控安全密切相關，但在復雜路面和極限工況條件下，車架大梁很容易出現開裂問題，進而給用戶帶來巨大的損失。近年來國內學者針對車架大梁等結構件開裂問題進行了研究并提出了很多改進措施[5-8]，但這些研究均僅從車架大梁結構方面進行單一分析，而實際車架大梁等結構件的開裂除了與結構設計不合理有關外，還與材料組織缺陷有關[9-11]。某企業掛車車架大梁采用700L大梁熱軋鋼板制造，鋼板由A和B兩家不同廠家生產。出現開裂的大梁所用鋼板由B廠生產，服役時間為6個月，開裂位置分別位于大梁前部第一根橫梁處、靠近大梁鵝頸下翼面、大梁中部橫梁處、大梁靠尾部橫梁處、大梁靠尾處5個位置，具體位置如圖1中圓圈所示。為了找到掛車車架大梁開裂的根本原因，作者對開裂大梁的組織和性能進行了分析，并與用A廠生產的鋼板制造的未開裂大梁進行對比，同時基于開裂原因提出了相應的改善措施，以提升高強特種車車架用鋼及車架大梁的質量。

圖1 車架大梁開裂位置示意Fig.1 Schematic of cracking position of frame beam

1 理化檢驗及結果

1.1 化學成分

在開裂大梁(材料為B廠鋼板)斷口附近以及未開裂大梁(材料為A廠鋼板)上截取試樣，采用CS230型分析儀、ICP6300型光譜儀及EMGA 830型氧氮氫分析儀進行化學成分分析。由表1可以看出，2家廠家生產的大梁鋼的化學成分滿足GB/T 3273-2015標準要求，其中硅元素含量相差較大，B廠生產的大梁鋼的硅含量明顯低于A廠。

表1 不同廠家生產的大梁鋼的化學成分

圖2 開裂大梁的起裂位置和斷口宏觀形貌Fig.2 Crack initiation position (a) and facture macromorphology (b) of cracked beam

1.2 斷口形貌

對大梁鵝頸下翼面開裂位置的斷口宏觀形貌進行觀察，由圖2可以看出：斷口明顯分為裂紋源區、裂紋擴展區、瞬斷區3個區域。裂紋源區位于大梁表層折彎內凹處，該處在車架服役過程中承受集中交變應力，是大梁宏觀斷裂破壞開始的部位，該區域表面凹凸不平，具有扭轉、擠壓及剪切后的塑性開裂特征；裂紋擴展區和瞬斷區表面較光滑。可知，大梁的開裂形式是典型的疲勞斷裂[12-13]。

在大梁鵝頸下翼面表層折彎內凹處取樣，采用Quattro-S型掃描電鏡(SEM)觀察斷口不同區域的微觀形貌。由圖3可以看出：裂紋源位于折彎內凹表面的尖角處，有一定程度的銹蝕和殘留的撕裂形貌，未發現明顯夾雜物、裂紋等缺陷；裂紋擴展區的斷口形貌為貝殼紋，為疲勞斷裂的典型微觀形貌，且該區域整體呈現出顯著的準解理斷裂特征；瞬斷區存在大量韌窩，撕裂棱占比較高。這些特征進一步驗證了該車架大梁發生了疲勞開裂。

圖3 開裂大梁斷口不同區域的微觀形貌Fig.3 Micromorphology of different areas of fracture of cracked beam: (a) whole; (b) crack source zone，at low magnification; (c) crack source zone, at high magnification; (d) crack propagation zone, at low magnification; (e) crack propagation zone, at high magnification; (f) instantaneous fracture zone, at low magnification and (g) instantaneous fracture zone, at high magnification

1.3 顯微組織

在開裂大梁斷口附近以及未開裂大梁上截取金相試樣，經打磨、拋光后，采用 Leica DMI3000M型光學顯微鏡觀察夾雜物形貌，按照GB/T 10561-2005對夾雜物進行評級；用硝酸酒精溶液腐蝕金相試樣后，觀察顯微組織，按照GB/T 13299-1991和GB/T 13298-1991，對晶粒度進行評級。由圖4可以看出： A廠和B廠生產的大梁鋼中夾雜物細小且均勻分布，夾雜物等級相同，均為A0.5，B0.5，C0.5，D1.5～D2.0，DS0.5，說明鋼材的純凈度均控制在同一水平。

圖4 不同廠家生產的大梁鋼中的夾雜物形貌Fig.4 Inclusion morphology of beam steels produced by different manufacturers： (a) factory A, sample 1; (b) factory B, sample 1；(c) factory A, sample 2 and (d) factory B, sample 2

由圖5可以看出，2家廠家生產的大梁鋼顯微組織均由鐵素體和少量珠光體組成，且B廠生產的大梁鋼組織較粗大，存在一定程度的混晶現象。A廠和B廠生產的大梁鋼組織的晶粒度分別為11，10級，可知B廠生產的大梁鋼晶粒更粗。

圖5 不同廠家生產的大梁鋼的顯微組織Fig.5 Microstructures of beam steels produced by different manufacturers: (a) factory A and (b) factory B

圖6 不同廠家生產的大梁鋼的拉伸斷口和沖擊斷口形貌Fig.6 Tensile fracture (a-b) and impact fracture (c-d) morphology of beam steels produced by different manufacturers:(a,c) factory A and (b,d) factory B

1.4 力學性能

按照GB/T 228.1-2010，在開裂大梁斷口附近以及未開裂大梁上截取拉伸試樣，拉伸試樣的標距為25 mm，采用SANS CMT5305型拉伸試驗機進行室溫拉伸試驗，拉伸速度為1.5 mm·min-1。采用HVS-1000型數顯顯微硬度計測不同廠家生產大梁鋼的顯微硬度，載荷為9.8 N，保載時間為10 s。由表2可以看出，B廠生產的大梁鋼的屈服強度、抗拉強度、顯微硬度均高于A廠生產的大梁鋼。在開裂大梁斷口附近以及未開裂大梁上截取厚度為5 mm、寬度為10 mm的U形缺口試樣，采用PW36/15型沖擊試驗機進行室溫沖擊試驗。A廠生產的大梁鋼的沖擊吸收功分別為89,95，104 J，B廠生產的大梁鋼的沖擊吸收功分別為87,84,82 J。可以看出，A廠生產的大梁鋼的沖擊韌性優于B廠生產的大梁鋼。

表2 不同廠家生產的大梁鋼的拉伸性能和顯微硬度

采用Quattro-S型掃描電鏡(SEM)對拉伸、沖擊斷口的微觀形貌進行觀察。由圖6可以看出： A廠生產的大梁鋼斷口呈現典型的韌性斷裂特征，韌窩尺寸小、深且密集，說明其韌性較好；B廠生產的大梁鋼斷口呈現出一定的準解理斷裂特征，韌窩非常淺，且部分區域出現了局部微裂紋。可知，A廠生產的大梁鋼的韌性優于B廠生產的大梁鋼，這也與斷后伸長率結果基本一致。

1.5 疲勞性能

在開裂大梁斷口附近以及未開裂大梁上截取表面尺寸為135 mm×25 mm，試驗段尺寸為15 mm×12 mm的疲勞試樣，采用PLG-200型高頻疲勞試驗機進行疲勞試驗，加載模式為拉-壓循環加載，應力比為0.1，應力控制，正弦波加載，試驗頻率為95 Hz左右，采用成組法獲得最大應力-循環次數(S-N)曲線，以試樣出現疲勞裂紋或發生疲勞斷裂時的循環次數作為疲勞失效的判據。由圖7可以看出， B廠生產的大梁鋼的最大應力高于A廠生產的大梁鋼，但隨著應力幅的降低，B廠生產的大梁鋼的疲勞壽命降低幅度更大，當循環次數接近107周次，即無限壽命范圍時，B廠生產的大梁鋼在相同壽命條件下的最大應力低于A廠生產的大梁鋼。按照SAE-J3202-2013，得到循環次數為1×107周次時，A、B兩廠生產的大梁鋼在存活率50%條件下的疲勞極限分別為459,439 MPa；A廠生產的大梁鋼的疲勞極限高于B廠生產的大梁鋼，具有更優異的疲勞性能。疲勞性能某種程度上也是材料韌性優劣的一種體現，由此進一步驗證了A廠生產的大梁鋼韌性更優。

圖7 不同廠家生產的大梁鋼的S-N曲線Fig.7 S-N curves of beam steels produced by different manufacturers

1.6 服役性能

車架大梁是掛車最大的基礎件，其結構特點是縱梁長、軸距大、貨廂面積大，在掛車運輸過程中產生的隨機載荷分布在承載面上，導致掛車車架大梁的工作條件惡劣。按照企業對大梁設計要求，主要分析彎曲、扭轉、轉彎、制動等4種典型工況下大梁的受力情況。按照大梁的實際尺寸采用Catia軟件進行三維實體建模，然后導入Hypermesh軟件中，定義材料屬性，彈性模量為210 000 MPa，泊松比為0.3。整車有限元模型的網格尺寸設定為10 mm，單元類型以四邊形為主，螺栓連接采用rbe2單元模擬，焊縫連接采用seam單元連接。由于掛車懸架采用的鋼板彈簧具有緩沖與導向作用，因此采用cbeam梁單元和celas彈簧單元的組合方式。整車單元總數為544 057，其中三角形單元數量為1 518，占總單元數的0.28%，有限元精度符合要求。有限元模型如圖8所示。不同工況下的邊界條件如表3所示，約束掛車前轉銷x，y方向的平動自由度，約束牽引板z方向的平動自由度，約束輪心處的x，y，z方向平動自由度。掛車車廂底面的均布加載質量為40 t，前后板及側壁均布加載，其值根據貨物密度、高度計算[14]。采用第四強度理論Von mises應力對大梁的強度進行評價[15]。

圖8 車架大梁的有限元模型Fig.8 Finite element model of frame beam

表3 各工況下大梁的邊界條件

由圖9可以看出，在滿載彎曲工況下，模擬得到大梁的最大應力為84.41 MPa，最大變形量為0.42 mm，且最大應力和變形量位置位于大梁前端第一根橫梁連接處，滿足強度要求。

圖9 滿載彎曲工況下大梁的應力及變形量分布云圖Fig.9 Stress (a) and deformation (b) cloud diagram ofbeam under full loading bending

由圖10可以看出，在滿載扭轉且右前輪胎懸空的工況下，大梁的最大應力為678.56 MPa，最大變形量為26.49 mm，且最大應力出現在大梁靠近梁鵝頸下翼面，滿足強度要求。

圖10 滿載扭轉工況下大梁的應力及變形量分布云圖Fig.10 Stress (a) and deformation (b) cloud diagram ofbeam under full loading torsion

由圖11可以看出：滿載轉彎工況下，大梁的最大應力為443.41 MPa，最大變形量為10.94 mm，且最大應力出現在大梁尾部，滿足強度要求。

圖11 滿載轉彎工況下大梁的應力及變形量分布云圖Fig.11 Stress (a) and deformation (b) cloud diagram ofbeam under full loading turning

滿載制動工況模擬車輛緊急剎車時受到行駛方向的制動慣性力的作用。由圖12可以看出，大梁的最大應力為101.44 MPa，最大變形量為0.35 mm，且最大應力出現在大梁尾部，滿足強度要求。

圖12 滿載制動工況下大梁的應力及變形量分布云圖Fig.12 Stress (a) and deformation (b) cloud diagram ofbeam under full loading braking

提取車架大梁的前3階模態頻率及振型，如表3所示。由于高階模態對整個結構振動影響不大，因此只需分析車架大梁結構的低階模態，用來評定其動態特性是否滿足設計要求。

表3 車架大梁的模態頻率及振型

2 開裂原因及改善措施

2.1 開裂原因

由上述理化檢驗結果可知，大梁發生了典型的疲勞斷裂，實際裂紋源區位于板簧支架與大梁下翼面加強板之間的弱突變區，B廠生產的開裂大梁鋼的硅含量明顯低于A廠，其組織中存在一定程度的混晶現象，晶粒度等級較低，屈服強度、抗拉強度及顯微硬度均較高，沖擊韌性較差，疲勞極限較低。對彎曲、扭轉、轉彎工況下700L鋼制掛車承載40 t時的應力集中現象進行模擬。由圖13可以看出，大梁應力集中的區域與實際開裂的區域基本一致。綜上，掛車車架大梁鋼組織中的混晶現象導致大梁鋼的韌性和疲勞性能偏低，在扭轉和轉彎工況下，車架橫梁對大梁造成局部扭矩，且鞍板與牽引銷對下翼面的約束使大梁存在約束應力，從而產生了應力集中；在核定的裝載工況下，雖然大梁的強度滿足設計要求，但應力較大的位置安全系數較小，在長期的行駛過程中微裂紋在掛車車架大梁應力集中位置萌生并擴展，最終導致大梁開裂。

圖13 模擬得到不同工況下大梁的應力集中位置Fig.13 Stress concentration position of beam under different working conditions by simulation: (a) bending condition; (b) torsion condition and (c) turning condition

2.2 改善措施

為了解決混晶導致大梁用700L鋼的韌性和疲勞性能偏低的問題，對B廠生產的大梁鋼進行了820 ℃×20 min空冷的熱處理，再經打磨、拋光，用硝酸酒精溶液腐蝕后，采用Leica DMI3000M型光學顯微鏡觀察熱處理前后鋼的顯微組織。由圖14可以看出：工藝改進后大梁鋼的顯微組織仍為珠光體和鐵素體，但是與改進前的相比，其組織得到顯著細化。某企業通過適當微降終軋溫度，使奧氏體晶粒細化，并抑制相變過程中的鐵素體-珠光體組織長大，使鋼的韌性得到顯著增強。

圖14 B廠生產的大梁鋼在工藝改進前后的顯微組織Fig.14 Microstructure of beam steel produced in factory B before (a)and after (b) process improvement

對應力較大位置進行局部結構加強，降低局部應力，提出3種改進優化方案。方案一，如圖15(a)所示，在大梁靠近鵝頸下翼面內側增加5 mm的C形加強板；方案二，如圖15(b)所示，增加大梁腹板的厚度；方案三，如圖15(c)所示，減小大梁腹板的高度。模擬得到不同方案優化后大梁的最大應力及對應位置如表4所示，由表4可知，相比方案二和方案三，在大梁靠近鵝頸下翼面內側增加C形加強板的方案一對降低大梁局部應力的改善效果更加明顯。

表4 模擬得到不同方案結構優化前后不同工況下大梁的最大應力及對應位置

圖15 不同結構優化方案Fig.15 Optimization plan of different structures: (a) plan one; (b) plan two and (c) plan three

3 結 論

(1) 開裂掛車車架大梁用700L鋼的組織中存在一定混晶現象，導致韌性和疲勞極限偏低，且在大梁運行中交變載荷的作用下，板簧支架與梁下翼面加強板的位置及鞍板與梁連接處出現應力集中，微裂紋在應力集中位置萌生與擴展，最終導致車架大梁發生疲勞斷裂。

(2) 略微降低700L鋼的終軋溫度，以細化奧氏體晶粒，抑制相變過程中鐵素體-珠光體組織長大；在車架中大梁靠近鵝頸下翼面內側增加厚度為5 mm的C形加強板。采取這些措施可有效改善大梁在服役條件下的應力集中現象，明顯降低開裂風險。