方 靜，鄭金松，高 振，曹慧泉，黃 勇

(萬向錢潮股份有限公司技術(shù)中心，杭州 311215)

鐘形殼花鍵斷裂分析

方 靜，鄭金松，高 振，曹慧泉，黃 勇

(萬向錢潮股份有限公司技術(shù)中心，杭州 311215)

汽車左后輪總成產(chǎn)品中的鐘形殼花鍵在行駛過程中發(fā)生斷裂，采用宏觀觀察、掃描電鏡觀察分析、斷口分析、金相分析及理化測試分析等試驗(yàn)方法對鐘形殼花鍵斷口進(jìn)行了化學(xué)成分、非金屬夾雜、硬度、硬化層深度、金相組織、斷口形貌特征進(jìn)行了分析。結(jié)果表明：花鍵為脆性斷裂，且有數(shù)個裂紋源同時擴(kuò)展。電鏡下可觀察到有明顯的脆性特征，花鍵部位的化學(xué)成分、非金屬夾雜物、硬度均符合技術(shù)要求，但馬氏體較粗(2級)，不符合技術(shù)要求的M3-6級?；ㄦI齒頂部位的晶粒粗大，易造成該部位的韌性不足，脆性過大，抗沖擊過載能力不足，易產(chǎn)生脆性起始裂紋。因此晶粒粗大是造成花鍵斷裂的主要原因。針對深層次原因，提出了應(yīng)對花鍵淬火溫度加以監(jiān)測控制的改進(jìn)措施。

花鍵；脆性斷裂；晶粒；沿晶裂紋；失效分析

0 引言

汽車行業(yè)已成為我國經(jīng)濟(jì)的重要支柱行業(yè)，國內(nèi)汽車生產(chǎn)企業(yè)設(shè)計(jì)和生產(chǎn)能力的提升，促進(jìn)了自主品牌的發(fā)展。但某些技術(shù)，特別是動力技術(shù)，較發(fā)達(dá)國家仍然落后[1]。在汽車行業(yè)中，廣泛使用各種等速驅(qū)動軸，它是汽車中的重要傳動部件，在汽車行進(jìn)中承擔(dān)傳遞驅(qū)動力和轉(zhuǎn)向的任務(wù)，鐘形殼是汽車用等速驅(qū)動軸至關(guān)重要的零件之一，它主要由工作部分和聯(lián)結(jié)部分組成，工作部分由內(nèi)球面及若干溝道組成，聯(lián)結(jié)部分由柄部的臺階面、外花鍵和外螺紋等組成[2]。

據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)資料查詢和實(shí)際工作經(jīng)驗(yàn)總結(jié)，驅(qū)動軸在工作時，受力情況復(fù)雜，承受如拉伸、壓縮、彎曲、扭轉(zhuǎn)以及各種復(fù)合載荷，易產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)和彎曲變形，甚至產(chǎn)生裂紋，發(fā)生斷裂。而其斷裂位置一般在大端根部處各階梯軸肩、花鍵收尾處以及花鍵收尾處下部的淬火過渡區(qū)。失效原因多種多樣，主要有以下五種：其一為原材料本身缺陷，如夾雜物超標(biāo)和低倍組織缺陷等；其二為加工過程中的應(yīng)力集中，如磨削損傷、機(jī)加工的痕跡等，其三為設(shè)備、人員或其他因素導(dǎo)致的熱處理缺陷；其四為鍛造中產(chǎn)生的缺陷，如折疊、接縫、凹坑和各種表面缺陷；其五為其他原因，如裝配不當(dāng)，外力過大導(dǎo)致過載和工作環(huán)境惡劣等[3-6]。鐘形殼斷裂失效模式的研究有助于減少和預(yù)防同類機(jī)械零件的失效現(xiàn)象重復(fù)發(fā)生，保障產(chǎn)品質(zhì)量，提高產(chǎn)品競爭力。同時為企業(yè)技術(shù)開發(fā)、技術(shù)改造提供信息，增加企業(yè)產(chǎn)品技術(shù)含量，從而獲得更大的經(jīng)濟(jì)效益。

汽車在黑龍江佳木斯行駛過程中車輛發(fā)生抖動，駕駛員踩剎車后車輛開始轉(zhuǎn)圈、側(cè)滑，最后碰撞到雪堆導(dǎo)致車輛損傷，將車輛送入維修站進(jìn)行檢查，發(fā)現(xiàn)安裝于左后輪總成產(chǎn)品中的鐘形殼發(fā)生斷裂。

1 斷裂件概況

失效件鐘形殼安裝方式是：鐘形殼外花鍵插入輪轂軸承內(nèi)花鍵，通過螺母以一定的預(yù)緊力擰緊，裝配示意圖見圖1。

圖1 鐘型殼裝配示意圖Fig.1 Assembly drawing of bell-like shell

鐘形殼斷裂事故發(fā)生時當(dāng)?shù)貧鉁貫榱阆?0 ℃左右，該車輛以80 km/h行駛在冰雪路面，在維修站進(jìn)行拆除后發(fā)現(xiàn)左驅(qū)動軸鐘形殼斷裂為兩部分，如圖2a、圖2b所示。斷裂位置在花鍵收尾處的R角位置，主要承受扭轉(zhuǎn)力，同時也承受來自螺母預(yù)緊的軸向拉伸力及來自鐘形殼一系列復(fù)雜的交變應(yīng)力，為應(yīng)力集中部位。鐘型殼發(fā)生斷裂時，該車輛行駛里程為16 540 km。其材質(zhì)為CF53。

圖2 鐘形殼斷裂狀況Fig.2 Fracture morphology of the bell-like shell

2 檢驗(yàn)與分析

2.1斷口宏觀分析

對失效件花鍵端進(jìn)行橫向切割，斷口正面宏觀形貌如圖3a所示，斷口為銀灰金屬色，無明顯塑性變形，未發(fā)現(xiàn)疲勞斷口形貌，屬脆性斷口。裂紋起源于花鍵齒根和齒側(cè)多個位置，數(shù)個裂紋源同時擴(kuò)展，斷口呈現(xiàn)復(fù)雜的山峰和山脊棘輪狀特征，斷口未發(fā)現(xiàn)原始裂紋缺陷，在至表面約5 mm處的硬化層區(qū)域(圖3a中B區(qū))為細(xì)瓷狀斷口，心部為粗糙狀撕裂斷口。斷口側(cè)面宏觀形貌如圖3b所示，有多處裂紋，未發(fā)生塑性變形，說明該位置花鍵韌性不足，所受彎曲應(yīng)力超過其承受極限。

2.2斷口微觀分析

采用EVO18掃描電鏡對斷口的3個區(qū)域進(jìn)行檢測分析，A區(qū)為花鍵齒區(qū)域、B區(qū)為硬化層區(qū)域、C區(qū)為心部區(qū)域，具體見圖3。

花鍵齒A區(qū)的掃描電鏡形貌見圖4、圖5，為沿晶形貌，有較多的晶界二次裂紋，屬脆性斷口，說明晶界發(fā)生弱化，脆性較大。硬化層B區(qū)的形貌見圖6、圖7，以準(zhǔn)解理形貌為主，存在少量沿晶斷裂形貌，表現(xiàn)為脆性斷裂特征。心部C區(qū)形貌見圖8、圖9，為準(zhǔn)解理斷裂形貌，具備脆性斷裂特征。

圖3 斷口宏觀形貌Fig.3 Macroscopic morphology of the fracture

圖4 A區(qū)宏觀形貌Fig．4 MacromorphologyofZoneA圖5 A區(qū)高倍形貌Fig．5 MicromorphologyofZoneA圖6 B區(qū)微觀形貌Fig．6 Low-magnificationmorphologyofZoneB圖7 B區(qū)高倍形貌Fig．7MicromorphologyofZoneB

斷口的微觀形貌分析結(jié)果表明，其微觀斷裂特征均屬脆性斷裂，且花鍵部位有明顯的沿晶脆性特征，未發(fā)現(xiàn)明顯原始裂紋和材料缺陷。

2.3鋼材冶金質(zhì)量分析

1) 成分分析。

取圖2b中花鍵端樣件，在距斷面約15 mm處橫向取樣，采用QSN750火花直讀原子發(fā)射光譜儀按照GB/T 4336—2016規(guī)定進(jìn)行化學(xué)元素分析。檢測結(jié)果如表1所示，符合技術(shù)要求。

圖8 C區(qū)微觀形貌Fig．8 Low-magnificationmorphologyofZoneC圖9 C區(qū)高倍微觀形貌Fig．9 MicromorphologyofZoneC

2)非金屬夾雜物分析。

將完成元素分析的試樣沿徑向進(jìn)行對剖，隨機(jī)取其中1件，采用Observer.D1m材料顯微鏡 ，根據(jù)GB/T 10561—2005中的A法對失效件的非金屬夾雜物進(jìn)行檢測，結(jié)果如表2所示，符合技術(shù)要求。

表1 失效件的化學(xué)元素含量 (質(zhì)量分?jǐn)?shù) /%)Table 1 Chemical composition of the failure part (mass fraction /%)

表2 失效件的非金屬夾雜物等級檢測結(jié)果Table 2 Test results of non-metallic inclusions grades of the failure part

3)硬度及硬化層測試。

取對剖件的另一部分進(jìn)行鑲嵌，采用FM-7顯微硬度計(jì)按照GB/T 9451—2005進(jìn)行表面硬度(距表面0.1 mm處顯微硬度)和硬化層深度測試。硬化層深度為齒根至顯微硬度為550 HV處的距離。檢測結(jié)果如表3示。失效件的表面硬度和硬化層深度符合技術(shù)要求。

表3 失效件表面硬度和硬化層深度檢測結(jié)果

4)金相組織分析。

為方便觀察斷口處金相組織，將完成非金屬夾雜物檢測和顯微硬度測試的樣件在檢測面不變的情況下分別重新制備、并用體積分?jǐn)?shù)為4%硝酸酒精清洗后，采用Observer.D1m材料顯微鏡觀察其金相組織。經(jīng)觀察對比發(fā)現(xiàn)斷口處組織與遠(yuǎn)離斷口處組織無明顯區(qū)別，亦未發(fā)現(xiàn)脫碳(圖10a)。齒頂部位的淬回火組織依據(jù)JB/T 9204—2008標(biāo)準(zhǔn)評定為較粗馬氏體2級，但技術(shù)要求為M3-6級，顯微組織不符合技術(shù)要求。并且在該部位觀察到多條沿晶界擴(kuò)展裂紋，如圖10b所示。說明感應(yīng)淬火加熱溫度過高，花鍵齒頂晶粒較粗大，脆性較大。齒底部位組織如圖10c所示，依據(jù)JB/T 9204—2008標(biāo)準(zhǔn)評為馬氏體3級，符合技術(shù)要求，但在技術(shù)要求上限。心部組織為珠光體和鐵素體，如圖10d所示。

3 分析與討論

汽車用等速驅(qū)動軸的鐘形殼在工作過程中，外花鍵柄部主要承受車輛啟動和制動時的扭矩及一定的彎曲載荷，有時還要承受車輛啟動和制動時因突然加速和減速所產(chǎn)生的沖擊載荷，故要求外花鍵齒面不僅要具有足夠的硬度，還需要有高的強(qiáng)度和良好的耐沖擊韌性。為確保鐘形殼在承受極其復(fù)雜的交變載荷下具有足夠可靠性、使用壽命和良好的韌性，必須采用特殊的熱處理工藝[7]。

圖10 失效件金相組織 Fig.10 Microstructure of the failure part

經(jīng)過對鐘形殼花鍵的分析，發(fā)現(xiàn)失效件除金相組織外其余技術(shù)指標(biāo)皆符合技術(shù)要求。金相組織與加熱時間、加熱頻率等有關(guān)[8]。一般為了使零件表面獲得高的硬度、耐磨性和良好的耐疲勞性能，而心部又能保持一定的塑韌性，材料會先經(jīng)過正火處理，整體獲得一定的強(qiáng)度和塑性后，再經(jīng)過表面感應(yīng)加熱淬火，使表面獲得高的硬度、耐磨性和耐疲勞性，從而獲得良好的綜合力學(xué)性能，以滿足使用要求。

根據(jù)實(shí)際調(diào)查，零件在熱模鍛后進(jìn)行正火，正火工藝為在860～880 ℃的網(wǎng)帶爐中保溫規(guī)定時間。淬火工藝為在規(guī)定電流頻率和電壓的感應(yīng)加熱電源中加熱規(guī)定時間后，在低于65 ℃的水基淬火液中進(jìn)行淬火，隨后放入溫度為170～180 ℃的箱式回火爐中回火，其中對淬火溫度不做控制，以金相檢測為準(zhǔn)?？梢哉J(rèn)為該熱處理工藝的設(shè)計(jì)是不合理的。

從花鍵齒頂?shù)慕鹣嗌嫌^察，該處晶粒粗大，多處出現(xiàn)沿晶裂紋，可以判斷為淬火溫度過高所致，而這易造成花鍵齒部位的韌性不足，脆性較大，抗沖擊過載能力不足[9-10]，易產(chǎn)生脆性起始裂紋。在實(shí)際操作過程中，缺乏對淬火溫度的控制及有效的監(jiān)測手段是造成這一后果的深層次原因。且鐘形殼在制動、側(cè)滑、撞擊等情況下承受了較大載荷，該載荷包括制動、側(cè)滑時承受的扭轉(zhuǎn)力和因車輪輪轂撞擊變形而增大的軸向拉伸力，這類載荷具有較快的加載速率，即較大沖擊載荷。此類載荷會對零件的韌性及抗沖擊過載能力提出更高的要求[11-12]。

4 結(jié)論

1)鐘形殼花鍵齒頂部位的晶粒粗大，不符合技術(shù)要求。

2)鐘形殼花鍵斷裂起源于多個位置，為脆性斷裂。

3)鐘形殼花鍵發(fā)生脆性斷裂的原因?yàn)椋捍慊饻囟冗^高導(dǎo)致花鍵晶粒粗大而脆性較大、韌性及抗沖擊過載能力不足是主要原因,事故車在制動、側(cè)滑、車輪撞擊等情況下花鍵承受了較大的扭轉(zhuǎn)和軸向拉伸沖擊載荷是次要原因。

4)建議對花鍵淬火溫度加以監(jiān)測。

[1] 陳延壽. 未來商用車發(fā)展趨勢[J]. 汽車與配件,2016(13):36-40.

[2] 龔海華,左永平,王濤. 20CrMnTi內(nèi)球籠鐘形殼熱處理變形控制方法[J]. 金屬加工:熱加工,2015(S2)：66-68.

[3] 伏可夫. 汽車半軸斷裂失效機(jī)理的分析與探討[J]. 蘭州石化職業(yè)技術(shù)學(xué)院學(xué)報(bào),2008,8(4):49-51.

[4] 唐家耘,陳耘,趙潔,等. 汽車前驅(qū)動軸斷裂失效原因分析[J]. 失效分析與預(yù)防,2015,10(4):243-247.

[5] 莊英武. 汽車驅(qū)動半軸延遲斷裂失效分析[J]. 上海汽車,2013(9):52-55.

[6] 陳云霞,張小榮. 驅(qū)動軸斷裂分析[J]. 理化檢驗(yàn)-物理分冊,2015,51(3):209-212.

[7] 宋德仁. 球籠式等速驅(qū)動軸鐘形殼的感應(yīng)熱處理工藝[J]. 機(jī)械工程師,2013(11):163-165.

[8] 姜土林,趙長漢. 感應(yīng)加熱原理與應(yīng)用[M]. 天津:天津科技翻譯出版公司,1993:113-127.

[9] 蒙秋紅,張麗. 某新型裝載機(jī)前橋半軸斷裂失效分析及改進(jìn)措施[J]. 工程機(jī)械,2009,40(11):59-62.

[10] 李兵,李友榮,劉昌明,等. 軋機(jī)主傳動減速機(jī)軸承的應(yīng)力分析[J]. 冶金設(shè)備,2010(4):16-19.

[11] 張紅英,黃法平. 感應(yīng)加熱工藝參數(shù)對45鋼淬火組織的影響[J]. 金屬加工：熱加工,2013(21):37-38.

[12] 史占兵,張賀宗,王志苗,等. 差速器齒輪斷裂分析[J]. 物理測試,2015,33(6):36-38.

FractureAnalysisonSplineofBell-likeShell

FANG Jing，ZHENG Jin-song，GAO Zhen，CAO Hui-quan，HUANG Yong

(WanxiangQianchaoCo.,Ltd.,TechnicalCenter,Hangzhou311215,China)

The spline of the bell-like shell of the left rear wheel assembly fractured while a car was running. To find out the failure cause, macro and micro observation, chemical composition analysis, microstructure examination, hardness testing, non-metallic inclusions inspection and hardened-layer depth measurement were carried out. The results show that the fracture of the spline is brittle fracture with more than one source. Brittle fracture characteristics can be observed by SEM, and the chemical composition, non-metallic inclusions and hardness of the spline are all in accordance with the technical requirements. However, there are coarser martensites of grade M2, which does not meet the technical requirements of grade M3-6. The grains in the spline teeth are too coarse, which can easily lead to inadequate toughness and higher brittleness, and lower resistance to overload, so brittle cracks easily initiate. The coarse grains are the main cause for the spline fracture. Accordingly, improvement measures were put forward to control the quenching temperature.

spline；brittle fracture；grain；intergranular crack；failure analysis

2017年3月31日 [

] 2017年4月30日

方靜(1988年-)，女，碩士研究生，主要從事晶粒度，硬度等理化檢測及失效分析等方面的研究。

TG162.71

Adoi: 10.3969/j.issn.1673-6214.2017.03.005

1673-6214(2017)03-0163-06