某车型副车架与车身连接螺栓断裂分析及夹紧力校核

紧固件作为重要的连接零件，在工业中广泛应用，汽车底盘更是通过大量的紧固件进行连接，紧固件本身的质量以及安装工艺，对连接结构的可靠性影响尤其重要。

在紧固件材料选择方面，对于重要底盘零件，常选用合金结构钢制造的１０.９级螺栓和1０级螺母配合，经调质处理后具有良好的综合性能指标。

在安装工艺方面，目前行业多为扭矩法，利用扭矩值与预紧力的线性关系， 控制扭矩上下限，拧紧至目标扭矩值即判定合格，以此间接地控制夹紧力 。

扭矩法相对简单、实施方便，但拧紧后的夹紧力受到摩擦因素等多种不确定因素的影响，精度较低，若夹紧力偏小，可能会发生松动，若偏大，则可能造成螺栓断裂。

某车型在进行生产装配时，副车架与车身连接的某处螺栓发生少量断裂现象，为预防事故再次发生，避免不必要的经济损失，文中针对螺栓断裂问题进行了相关检测与分析。

经调研，螺栓所用材料为４０Ｃｒ，规格为Ｍ１４×１.５，级别为１０.９级，表面达克罗处理。

安装工艺为扭矩法，现场使用拧紧轴进行装配，目标扭矩值为２３０Ｎ·ｍ，从螺栓装配工位观察，螺栓与带螺纹的钢套进行配合，两者之间为副车架 （通孔），螺纹钢套与车身钣金进行焊接（图１）。

经现场装配工人反馈，少量件在未达到目标扭矩值时，螺栓突然断裂。

对断裂螺栓观察，断裂位置发生在螺纹部位，断口呈４５°斜角，有明显颈缩，断裂螺栓如图２所示。

根据宏观断口特征初步判定属于过载断裂，即轴向力超过螺栓抗拉极限，但考虑断裂数量并不庞大，是否因螺栓个别质量不合格或安装工艺不合理导致，需要通过试验来确认。

对断裂螺栓进行化学成分分析，利用 ＨＰＬ?２高频红外碳硫分析仪＋燃烧炉、ＨＣＡ?３Ｂ微机数显ＭｎＰＳｉ仪、智能可见分光光度计Ｃｒ元素滴定法进行元素检测，结果见表１，依据ＧＢ／Ｔ３０７７—１９９９《合金结构钢》 ，检测结果符合４０Ｃｒ钢的成分要求。

对断口利用线切割技术进行取样，试样沿纵截面经研磨、抛光和４％硝酸酒精腐蚀后置于ＤＭＩ３０００Ｍ研究级倒置金相显微镜下进行金相观察：

未侵蚀状态下依据ＧＢ／Ｔ１０５６１—２００５《钢中非金属夹杂物含量的测定标准评级图显微检验法》，各类夹杂物评为０.５级，夹杂物含量未超标（图３） 。

侵蚀后基体组织为回火索氏体，调质组织正常（图４）。

螺纹牙底圆滑，未发现显微裂纹，牙腰未脱碳和折叠（图５）。

牙顶有全脱碳层及折叠，依 据ＧＢ／Ｔ５７７９.３—２０００《紧固件表面缺陷螺栓、螺钉和螺柱特殊要求》，属于允许折叠。

脱碳层最大深度约０.０２４ｍｍ，不符合图纸要求的脱碳层深度小于０.０１５ ｍｍ（图６）。

观察断面可知，断口金相组织正常，断口微观凹凸不平，并有二次裂纹向心部延伸，说明受力较大，属于塑性断裂（图７）。

在电子万能试验机上对同批次螺栓取３组进行拉伸试验，抗拉强度分别为１１３８、１１３２、１１２９ＭＰａ，依据ＧＢ／Ｔ３０９８.１—２０００《紧固件机械性能螺栓、螺钉和螺柱》，符合１０.９级螺栓要求。

对断裂螺栓取样进行硬度检测，测得维氏硬度分别为 ３５２、３４４、３４２ＨＶ１０，依据 ＧＢ／Ｔ１１７２—１９９９《 黑色金属硬度及强度换算值》，换算得出洛氏硬度为 ３６ ～３７.５ＨＲＣ，符合标准要求的３２～３９ＨＲＣ。

装配可靠性取决于系统产生的夹紧力，当紧固件对两个零件进行连接时， 施加的扭矩会产生一定的轴向夹紧力将零件牢牢紧固。

夹紧力除了与扭矩施加的大小有关外，还受到紧固件摩擦因数的影响，因此，有必要对该批次螺栓摩擦因数进行抽检。

试验设备采用卧式摩擦因数试验机，取 ３ 组样件进行测试。

试验方法参考ＩＳＯ１６０４７—２００５《Ｆａｓｔｅｎｅｒｓ?Ｔｏｒｑｕｅ／ｃｌａｍｐ ｆｏｒｃｅ ｔｅｓｔｉｎｇ》，以１０.９级、Ｍ１４×１.５ 螺栓保证载荷的７５％为夹紧力切断值（拧紧终止程序），拧紧速度为２０ｒ／ｍｉｎ，试验过程系统自动测量总扭矩、轴向夹紧力、螺纹扭矩，利用以下公式进行摩擦因数的计算：

摩擦因数测试结果见表２，不同扭矩随轴向夹紧力的变化曲线如图８至图１０所示，试验后量取螺栓头部与垫圈之间的有效摩擦内径和外径代入公式， 计算得综合摩擦因数分别为０.１１、０.１１、０.１２，按照技术要求属于低摩擦因数范围，且值相对稳定。

基于螺栓断裂可能为过载断裂，对原安装扭矩进行模拟装配，验证扭矩值对失效的影响。

使用带最大扭矩为５００Ｎ·ｍ量程传感器的模拟装配试验机进行扭矩加载，拧紧速度为２０ｒ／ｍｉｎ，保证螺栓头部端面摩擦以及螺纹副摩擦面与实际一致。

试验过程发现，原车带螺纹的钢套为使螺纹在使用中不被锈蚀，工艺考虑了内部涂覆少量防锈油。

众所周知，油脂类物质在螺纹中起润滑作用，会影响扭矩在各类摩擦状态中的分配，使紧固件摩擦因数发生变化，因此对比了原始状态（少量防锈油）下以及涂覆大量防锈油后的结果。

由图１１可知，原始状态下扭矩－角度曲线已经不稳定，按照原装配扭矩 ２３０Ｎ·ｍ 时，螺栓可能会发生屈服；而经涂覆大量防锈油之后，螺栓屈服及破坏扭矩显著降低，屈服扭矩均低于２３０Ｎ·ｍ。

经过上述模拟装配试验，证实由于螺纹摩擦因数的减小，原装配扭矩２３０Ｎ·ｍ 可能会引起螺栓提前失稳。

因此，为提高安全生产，需降低安装扭矩，但扭矩的降低势必会影响螺纹连接后产生的夹紧力，有必要对无油状态时不同扭矩下的夹紧力进行测试和校核。

测试螺栓连接的轴向夹紧力，采用超声波传送原理，即以超声波在螺栓内部的飞行时间来标定螺栓的伸长量，因为螺栓拧紧后会发生一定的弹性伸长 （屈服以前） ，伸长量与所受轴力呈线性关系。

利用超声波飞行时间与伸长量之间的关系，获取超声波飞行时间与所受轴力的关系曲线，从而间接测量夹紧力。

试验过程中螺栓预先经过加工处理，螺栓顶部与尾部均进行铣磨，保证表面没有突起和毛刺，利用专用的粘贴工装，将带有电离层和二维码的超声波贴片贴于螺栓头部中心位置，整个工作区保证无油和碎屑，贴片用来接收超声波信号，二维码则对螺栓进行身份识别，可以据此追踪每一颗螺栓的信息。

试验过程由模拟装配试验机和超声波轴力测量仪共同完成，设试验螺栓编号为１＃、２＃、３＃，仍按照实际位置模拟装配，参考原装配扭矩，每一颗螺栓分别拧紧至１９０、２１０、２３０Ｎ·ｍ，温度传感器置于工位表面以提高超声波测量的精准度，利用扫码枪对每颗螺栓头部的贴片二维码进行身份识别，然后将超声波探针与贴片接触，系统自动根据预先设置的标定程序（标定过程建立在独立的螺栓拧紧过程，标定关系在试验前录入系统），获取当前状态下的夹紧力，其测试结果见表３。

由表３可知，夹紧力随扭矩增加而增大，１＃和２＃相差较小，而３＃夹紧力较大。众所周知，夹紧力与摩擦因数、安装面情况相关，螺栓经过测试， 其摩擦因数稳定，因此需要对３种状态下的安装面配合情况进行分析。

经了解，螺栓公称直径为Ｍ１４，为便于调节安装时的尺寸偏差（所谓的吃偏差），副车架通孔直径设计为２５ｍｍ，若定位不好，会导致实际装配过程中螺栓垫圈与副车架表面接触位置产生随机性，垫圈会发生转动。

１＃和２＃由于螺栓在通孔内安装定位时没有居中，加之副车架配合表面的平整度较差，使垫圈对副车架表面的压力不均匀，磨损最严重的位置电泳漆脱落，钣金外漏，磨损轻微的位置仅仅对电泳漆有较小的擦伤。

为便于比较，３＃在装配过程中刻意使螺栓在通孔内的位置居中，因此垫圈与副车架磨损区域未发生明显偏移，副车架表面受压均匀，副车架配合面磨损形貌如图１２所示。

取下拧紧后的螺栓，观察垫圈磨损情况，垫圈与螺栓头下端面接触一面， 三组件磨损量大致相当，磨损量均匀，如图1３所示。

垫圈与副车架表面接触一面，１＃和２＃磨损量较大的位置只出现在垫圈圆周的边缘，３＃磨损均匀，有清晰的摩擦外径和内径，有效摩擦面积与副车架表面磨损面积相同，如图１４所示。

此外，以２＃和３＃螺栓对比为例，２＃螺杆根部有明显磨损痕迹，３＃则没有该特征，如图１５所示。

磨损痕迹是因装配偏差导致根部与垫圈内表面摩擦形成的，根据以上特征，１＃和２＃螺栓在通孔中定位较偏。

若在这种状态下进行装配，将导致副车架表面受压不均，摩擦端面以及螺杆根部与垫圈内表面的摩擦将消耗更多的扭矩，导致相同扭矩下产生的夹紧力较低，符合表３的试验结果。

ＣＡＥ 动力学仿真分析，得知单边过坎工况下的最大受力见表４。

由工况描述，界面数为１，界面材料为车身螺纹套与副车架钢套，即钢－钢，表面处理均为电泳，故取界面摩擦因数经验值０.１５，该工位在工作过程中可能会承受交变载荷。连接副基本参数见表５。

不考虑偏心载荷及预紧力损失，根据以上数据使用紧固件设计软件进行连接副预紧力计算，连接副所需预紧力为５７.２６ｋＮ，在保证实际螺纹和头部摩擦因数均稳定在０.１１的情况下只需１２５Ｎ·ｍ可达到预紧要求。

但根据１＃、２＃超声波试验得到的夹紧力值，软件计算实际装配模式下螺纹副摩擦因数在０.２４左右，故螺纹扭矩会大于螺栓端面扭矩，拧紧完成后头部会沿松开方向旋转，螺纹扭矩降低并等于端面扭矩，螺纹扭矩值的衰退，需考虑在内。

失效螺栓源于装配过程，由于未出现大批量断裂，判断属于偶然事件。

经相关试验分析，螺栓表面脱碳层不符合技术要求，脱碳层主要影响使用过程中的耐磨性和疲劳性，并不是此例断裂的主要因素。

失效主要来源于紧固件摩擦因数对夹紧力的影响，由于润滑、安装面平整度和装配公差，同样的拧紧工艺下每个工位会产生不同的拧紧效果，特别是油脂的影响改变了原有的摩擦因数，相同扭矩下螺栓受到的轴力增加，当轴力超过螺栓极限强度，螺栓发生提前失效。

此例中的失效断裂主要是受油脂的影响。经模拟装配后的夹紧力测量和校核，若仍使用扭矩法进行装配，建议将装配扭矩降为１９０Ｎ·ｍ。

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来源：GAF螺丝君