叉車橋殼端軸斷裂分析

楊冬梅, 肖 武， 董新權(quán)(. 湖北省機(jī)電研究設(shè)計院股份公司, 武漢 430070; . 東風(fēng)襄陽旅行車有限公司， 襄陽 44000)

叉車橋殼端軸斷裂分析

楊冬梅1, 肖 武1， 董新權(quán)2
(1. 湖北省機(jī)電研究設(shè)計院股份公司, 武漢 430070; 2. 東風(fēng)襄陽旅行車有限公司， 襄陽 440100)

某叉車橋殼端軸在使用約1 000 h后發(fā)生斷裂，通過對斷裂件的斷口、化學(xué)成分、力學(xué)性能、顯微組織等進(jìn)行分析，找出了斷裂原因。結(jié)果表明：該叉車橋殼端軸斷裂屬于疲勞斷裂；斷裂處過渡圓角半徑過小且加工刀痕明顯，導(dǎo)致此處產(chǎn)生應(yīng)力集中；另外熱處理工藝控制不當(dāng);一方面導(dǎo)致材料顯微組織嚴(yán)重不均勻產(chǎn)生較大的內(nèi)應(yīng)力，另一方面未進(jìn)行調(diào)質(zhì)處理使材料力學(xué)性能和疲勞強(qiáng)度大幅度下降；上述因素是造成橋殼端軸疲勞斷裂的主要原因。

叉車橋殼；端軸；疲勞斷裂；應(yīng)力集中；熱處理工藝

某內(nèi)燃平衡重式叉車驅(qū)動橋，在使用約1 000 h后其橋殼右側(cè)端軸發(fā)生斷裂，該叉車額定起重量為8 t。斷裂處位于油封位和過渡圓角相接處，見圖1,圖紙要求該處過渡圓角半徑R=5 mm，斷裂處軸徑為φ100 mm。端軸材料為40Cr鋼，熱處理要求經(jīng)調(diào)質(zhì)處理，硬度達(dá)到220～250 HB。為查明該叉車橋殼端軸斷裂原因，筆者對斷裂件進(jìn)行了檢驗和分析，并提出了改進(jìn)建議，以避免類似失效的再發(fā)生。

圖1 失效叉車驅(qū)動橋宏觀形貌Fig.1 Macro morphology of the failure forklift drive axle

1 理化檢驗

1.1 斷口宏觀分析

橋殼端軸斷口宏觀形貌見圖2，可見有一部分?jǐn)嗝姹容^平滑，且有明顯的呈貝殼紋花樣的疲勞弧帶(圖2中A區(qū))，此為疲勞斷裂的特征。疲勞區(qū)中部有損傷，疲勞源位于橋殼端軸下方位置的外圓表面，如圖3中箭頭所指。疲勞區(qū)面積約占整個斷口面積的30%，剩余斷口為瞬時破斷區(qū)，即終斷區(qū)，終斷區(qū)形貌大部分被損壞，但仍可看到一部分脆性斷裂面(圖2中D區(qū))。

圖2 橋殼端軸斷口宏觀形貌Fig.2 Macro morphology of fracture of the axle housing end shaft

圖3 橋殼端軸疲勞源宏觀形貌Fig.3 Macro morphology of fatigue source of the axle housing end shaft

1.2 斷口微觀分析

利用掃描電鏡對橋殼端軸斷口微觀形貌進(jìn)行分析。由圖4可見，疲勞源區(qū)表層有明顯的加工刀痕，深度約0.1 mm。疲勞擴(kuò)展區(qū)微觀形貌呈穿晶疲勞斷裂特征，見圖5。終斷區(qū)呈準(zhǔn)解理斷裂特征[1]，見圖6。

圖4 疲勞源區(qū)斷口微觀形貌圖5 疲勞擴(kuò)展區(qū)斷口微觀形貌圖6 終斷區(qū)斷口微觀形貌Fig.4 MicromorphologyoffatiguesourceareaofthefractureFig.5 MicromorphologyoffatiguepropagationareaofthefractureFig.6 Micromorphologyoffinalbreakingareaofthefracture

1.3 力學(xué)性能測試

在圖2所示橋殼端軸斷口的A，B，C，D共4個位置取樣進(jìn)行力學(xué)性能測試，結(jié)果見表1，可見斷裂件的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、斷面收縮率均不符合GB/T 3077-2015《合金結(jié)構(gòu)鋼》對40Cr 鋼(淬火+回火)的技術(shù)要求，斷后伸長率符合標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)要求。斷口B和D兩位置的沖擊吸收能量和硬度存在明顯差異，斷口B處的沖擊吸收能量和硬度符合標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)要求，而斷口D處的沖擊吸收能量和硬度均低于標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)要求的最小值。

表1 橋殼端軸的力學(xué)性能Tab.1 Mechanical properties of the axle housing end shaft

1.4 化學(xué)成分分析

在圖2所示橋殼端軸斷口的A，B，D共3個位置取樣進(jìn)行化學(xué)成分分析，結(jié)果如表2所示，可見3個位置的所有元素含量均符合GB/T 3077-2015對40Cr鋼成分的技術(shù)要求。

1.5 橋殼端軸尺寸檢驗

對橋殼端軸斷裂處的外徑、內(nèi)徑、圓角半徑、圓角表面粗糙度等尺寸進(jìn)行了重點(diǎn)檢查，測量結(jié)果見表3，可見斷裂處圓角半徑小于圖紙技術(shù)要求，圓角表面粗糙度也不滿足圖紙技術(shù)要求。

表2 橋殼端軸的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.2 Chemical compositions of the axle housing end shaft (mass) %

表3 橋殼端軸尺寸測量結(jié)果Tab.3 Dimension measurement results of the axle housing end shaft

1.6 金相檢驗

在橋殼端軸疲勞源區(qū)垂直于斷面取樣進(jìn)行金相檢驗。由圖7可見疲勞源處過渡圓角的粗糙加工刀痕形成的鋸齒狀形貌，刀痕深度在0.04～0.10 mm。圖8顯示疲勞源區(qū)的顯微組織為回火索氏體+屈氏體+球狀珠光體+塊狀、網(wǎng)狀鐵素體(含量約6%，體積分?jǐn)?shù)，下同)。疲勞源區(qū)顯微組織中未發(fā)現(xiàn)明顯的非金屬夾雜物。

圖7 疲勞源處過渡圓角的粗糙加工刀痕形貌 50×Fig.7 Rough machining marks morphology of the fillet at the fatigue source area

圖8 疲勞源處顯微組織形貌 400×Fig.8 Microstructure morphology of the fatigue source area

力學(xué)性能試驗斷口終斷區(qū)B處和終斷區(qū)D處的沖擊吸收能量差別較大，故分析了最低值和最高值沖擊試樣的顯微組織。沖擊吸收能量最低(20.4 J)試樣的顯微組織為屈氏體+塊狀、網(wǎng)狀鐵素體(含量約15%)+少量回火索氏體，見圖9。沖擊吸收能量最高(80.0 J)試樣的顯微組織為回火索氏體+塊狀、網(wǎng)狀鐵素體(含量約7.7%)+少量屈氏體，見圖10。

圖9 沖擊吸收能量為20.4 J試樣的顯微組織形貌 400×Fig.9 Microstructure morphology of the sample with impact absorbed energy being 20.4 J

圖10 沖擊吸收能量為80.0 J試樣的顯微組織形貌 400×Fig.10 Microstructure morphology of the sample with impact absorbed energy being 80.0 J

JB/T 5944-1991《工程機(jī)械 熱處理件通用技術(shù)條件》對經(jīng)調(diào)質(zhì)處理零件的顯微組織要求如下：小于臨界直徑的截面為回火索氏體+小于或等于5%的游離鐵素體，可見端軸的顯微組織不符合該標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)要求。

2 分析與討論

橋殼端軸在使用過程中，受到交變的彎曲應(yīng)力，結(jié)合斷口形貌分析結(jié)果可知，橋殼端軸的斷裂屬彎曲疲勞斷裂，疲勞裂紋起源于過渡圓角位置。

首先，由于過渡圓角半徑小于圖紙技術(shù)要求，且加工不規(guī)范，表面粗糙度不符合圖紙技術(shù)要求，加工刀痕較深，導(dǎo)致該處應(yīng)力集中程度增大[2]，成為疲勞裂紋形成的核心。過渡圓角半徑越小，應(yīng)力集中越嚴(yán)重，應(yīng)力集中達(dá)到一定程度便會導(dǎo)致零件的斷裂。由于疲勞裂紋往往起源于零件表面，表面粗糙度對材料疲勞強(qiáng)度的影響很大，零件表面越粗糙，材料的疲勞強(qiáng)度則越低。

其次，由力學(xué)性能、化學(xué)成分以及金相檢驗結(jié)果可知，橋殼端軸材料的組織結(jié)構(gòu)和性能很不均勻，這是由熱處理工藝控制不當(dāng)造成的。40Cr鋼屬于中碳調(diào)質(zhì)鋼，調(diào)質(zhì)鋼要獲得良好的綜合力學(xué)性能，就需要整體淬火時心部得到馬氏體組織，高溫回火后獲得回火索氏體組織。橋殼端軸在熱處理過程中，淬火加熱溫度不夠或保溫時間不足使材料組織中存在大量的未溶塊狀鐵素體，導(dǎo)致材料強(qiáng)度不足；淬火冷卻操作不當(dāng)使端軸的部分區(qū)域冷卻速率不足，大部分組織未發(fā)生馬氏體轉(zhuǎn)變，而是形成了屈氏體等珠光體類型組織，且晶界有網(wǎng)狀鐵素體析出，從而大大降低了材料沖擊韌度。材料調(diào)質(zhì)處理后組織不均勻，尤其是塊狀、網(wǎng)狀鐵素體的存在不僅使材料強(qiáng)度下降，而且也會降低材料的疲勞性能[3-5]。

橋殼端軸在使用過程中，下方表面受彎曲應(yīng)力最大，疲勞裂紋在過渡圓角的粗糙加工刀痕形成的應(yīng)力集中處萌生并擴(kuò)展，最終導(dǎo)致橋殼端軸斷裂。

3 結(jié)論及建議

橋殼端軸斷裂屬彎曲疲勞斷裂，疲勞裂紋起源于過渡圓角處；橋殼端軸過渡圓角半徑過小且表面加工刀痕過深，熱處理工藝控制不當(dāng)導(dǎo)致材料組織嚴(yán)重不均勻而產(chǎn)生內(nèi)應(yīng)力,以及材料力學(xué)性能和疲勞強(qiáng)度嚴(yán)重下降是造成橋殼端軸疲勞斷裂的主要原因。

建議如下：①橋殼端軸在加工制造時應(yīng)注意避免過渡圓角半徑過小，同時要注重降低圓角處的表面粗糙度;②嚴(yán)格控制熱處理工藝，使材料調(diào)質(zhì)處理后形成均勻的回火索氏體組織，提高材料的疲勞強(qiáng)度。

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Fracture Analysis of End Shaft of a Forklift Axle Housing

YANG Dong-mei1, XIAO Wu1， DONG Xin-quan2
(1. Hubei Mechanical and Electrical Research and Design Institute Co., Ltd., Wuhan 430070, China;2. Dongfeng Xiangyang Touring Car Co., Ltd., Xiangyang 440100, China)

The end axle of a forklift axle housing fractured after 1 000 h of use, and the fracture, chemical compositions, mechanical properties, microstructure of the fractured part were analyzed to identify the fracture reasons. The results show that the fracture of the end axle was fatigue fracture. Small fillet radius and evident machining marks at the fracture position resulted in serious stress concentration here. In addition, Due to the improper control of the heat treatment process, the microstructure of the material was seriously uneven and large internal stress was produced. On the other hand, the mechanical properties and the fatigue strength of the material decreased greatly because of no quenching and tempering treatment. The above mentioned factors were the main causes for the fatigue fracture of the end shaft of the forklift axle housing.

forklift axle housing; end shaft; fatigue fracture; stress concentration; heat treatment process

2016-03-07

楊冬梅(1983-)，女，工程師，學(xué)士，主要從事金屬材料理化檢驗和失效分析工作，dongmei821@126.com。

10.11973/lhjy-wl201702016

TG142.1

B

1001-4012(2017)02-0140-04