65Mn 彈簧鋼簧片斷裂分析

張 濤

（海軍裝備部，太原 030027）

0 引言

65Mn 彈簧鋼具有含碳量高、強(qiáng)度高、硬度大、淬透性好、脫碳傾向小等優(yōu)點(diǎn)，通常用作小尺寸各種扁圓彈簧、彈簧發(fā)條，也可制作彈簧環(huán)、氣門簧、離合器簧片等[1-4]。厚度1.0～1.5 mm 的65Mn彈簧鋼簧片在生產(chǎn)中易產(chǎn)生各種缺陷，如硬度異常、氧化與脫碳、熱處理裂紋、氫脆、網(wǎng)狀碳化物等。這些缺陷將導(dǎo)致簧片質(zhì)量不穩(wěn)定，極大可能造成整批報(bào)廢[5]，直接影響簧片產(chǎn)品的質(zhì)量和生產(chǎn)效率。

劉金源等[6]研究了65Mn 彈簧鋼盤條的相變組織分析，得出65Mn 奧氏體組織隨著冷卻速度升高，依次發(fā)生鐵素體、珠光體和馬氏體相變，當(dāng)冷卻速率超過(guò)30 ℃/s，鋼中組織全部為馬氏體[7]，并據(jù)此制定了65Mn 盤條的控冷工藝。賈慶雪等[8]指出為了得到高的屈服強(qiáng)度和彈性性能，65Mn 彈簧片的硬度應(yīng)控制在HRC 46～51，并且要確保晶粒度高于7 級(jí)，減少粗大的馬氏體組織，因?yàn)榧?xì)小晶粒有助于提升韌性和疲勞極限。楊建菊等[9]分析了GH4169 彈簧片的斷裂原因，通過(guò)宏觀、微觀形貌，化學(xué)成分等分析得出簧片中的碳化物、析出物以及高溫氧化和疲勞是其斷裂的重要因素。陳再良等[10]分析了3 件脆性斷裂的55CrSi 彈簧鋼，結(jié)果表明，酸洗和電鍍工藝中H 元素滲入高強(qiáng)度彈簧鋼基體，在彈簧圈內(nèi)側(cè)的拉應(yīng)力作用下發(fā)生延遲氫脆斷裂。

本研究以斷裂的65Mn 彈簧鋼簧片（簡(jiǎn)稱簧片）作為研究對(duì)象，利用掃描電鏡、能譜分析、化學(xué)成分分析以及金相顯微鏡等技術(shù)手段，對(duì)簧片斷口的宏觀形貌、微觀組織、化學(xué)成分及顯微硬度等進(jìn)行綜合分析，得出失效機(jī)理，確定斷裂原因，并提出有效措施以減少斷裂失效的可能性。研究有利于提高65Mn 彈簧鋼簧片材料的加工可靠性，也有助于完善相應(yīng)的加工工藝方法。

1 斷裂件概況

在簧片裝配過(guò)程中發(fā)現(xiàn)1 個(gè)耳片的根部附近有斷裂現(xiàn)象，將其拆卸下后，耳片根部與簧片完全斷裂（圖1），簧片厚度為1.2 mm，由下料→機(jī)加→熱處理→表面處理等工序加工制成。

圖1 簧片斷裂圖Fig.1 Fracture diagram of leaf spring

簧片作為彈簧件裝入卡箍?jī)?nèi)，卡箍沿產(chǎn)品槽成環(huán)形裝入并緊固。當(dāng)設(shè)備分離或分解時(shí)，需要依靠簧片的彈力有效彈起緊固裝置方可便于拆分?；善|(zhì)量和使用壽命對(duì)該設(shè)備質(zhì)量、試驗(yàn)成功率、正常運(yùn)作等起著至關(guān)重要的作用，本次簧片異常斷裂嚴(yán)重影響了設(shè)備的質(zhì)量、生產(chǎn)效率和進(jìn)度。因此，對(duì)其斷裂的原因、機(jī)理進(jìn)行分析尤為迫切和重要。

2 試驗(yàn)過(guò)程

2.1 宏觀觀察

簧片斷裂位置在一邊耳片的根部，為了比對(duì)斷口形貌，將另一邊完好簧片的耳片進(jìn)行人工掰斷（圖2）。

圖2 簧片斷裂位置Fig.2 Fracture position of leaf spring

采用體視顯微鏡對(duì)兩個(gè)斷口進(jìn)行觀察，可以看到，失效斷面（圖3a）呈顆粒狀，斷口齊平，存在較多反光的小刻面，比對(duì)斷口（圖3b）呈纖維狀，未見明顯反光現(xiàn)象。另外，2 個(gè)斷口均有金屬光澤，未見宏觀材料缺陷、塑性變形及腐蝕痕跡，且斷口較齊平；斷口源區(qū)均位于表面，為多源起裂，擴(kuò)展區(qū)呈放射狀。

圖3 簧片斷口形貌Fig.3 Fracture morphology of leaf spring

2.2 微觀觀察及能譜分析

將失效簧片斷口與比對(duì)件斷口置于掃描電鏡中進(jìn)行觀察。從圖4 可以看出，失效斷口整體以沿晶特征為主，裂紋源區(qū)呈沿晶形貌，擴(kuò)展區(qū)呈沿晶+韌窩混合形貌（圖4a、圖4b），同時(shí)可見較多沿晶二次裂紋和撕裂棱特征，而且在大部分沿晶斷面上可以觀察到氫微孔及撕裂棱特征[11]（圖4c）。比對(duì)件整個(gè)斷面均呈韌窩斷裂形貌（圖5），2 個(gè)斷口均未見明顯材料缺陷。

圖4 失效斷口微觀形貌Fig.4 Micro morphology of failure fracture

圖5 比對(duì)斷口微觀形貌Fig.5 Micro morphology of contrast fracture

查閱該批簧片原材料的化學(xué)成分及入廠復(fù)驗(yàn)記錄（只對(duì)C、Mn 進(jìn)行復(fù)測(cè)），均符合GB/T 1222—2007 中65Mn 材料的化學(xué)成分要求。對(duì)失效斷面進(jìn)行能譜分析，結(jié)果表明，斷面含有大量Fe 元素及少量的Mn（1.0%，質(zhì)量分?jǐn)?shù)，下同）、Si（0.35%）元素，未發(fā)現(xiàn)有P、S、Sb、Sn 等雜質(zhì)元素[12]。經(jīng)與簧片的原材料化學(xué)成分對(duì)比，主合金元素及含量未見異常（表1）。

表1 簧片化學(xué)成分分析結(jié)果（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）Table 1 Chemical composition analysis results of leaf spring (mass fraction/%)

2.3 金相觀察及硬度、H 含量測(cè)試

從簧片的失效斷口及比對(duì)斷面上分別截取部分試樣進(jìn)行金相組織分析，結(jié)果顯示，二者顯微組織未見明顯差異，主要組織結(jié)構(gòu)相同，均為馬氏體組織，未見組織缺陷（圖6）；但馬氏體組織強(qiáng)度級(jí)別高（1500～1700 MPa），容易出現(xiàn)氫致脆[13]。

圖6 失效件和比對(duì)件金相組織Fig.6 Metallographic structure of failure part and contrast part

從失效斷面和比對(duì)簧片斷面上隨機(jī)各取5 點(diǎn)進(jìn)行顯微硬度測(cè)試，結(jié)果見表2。換算后的測(cè)試結(jié)果表明，失效件硬度平均值為HRC 48.5，比對(duì)件硬度平均值為HRC 46.2，兩者材料硬度均符合設(shè)計(jì)要求（HRC 45～49），其中失效件硬度值接近設(shè)計(jì)要求上限。

表2 簧片顯微硬度結(jié)果Table 2 Microhardness testing results of leaf spring

對(duì)失效件和比對(duì)件簧片進(jìn)行H 含量測(cè)試，結(jié)果見表3。從表中可以看出，失效件簧片的H 含量明顯高于比對(duì)件簧片的H 含量。

表3 簧片H 含量測(cè)試結(jié)果Table 3 Hydrogen content testing results of leaf spring

3 分析與討論

能譜分析結(jié)果顯示，斷口未發(fā)現(xiàn)雜質(zhì)元素，可排除熱處理過(guò)程中雜質(zhì)元素在晶界面上偏聚，降低晶界的聚合能而導(dǎo)致零件沿晶斷裂的可能[14]。金相分析及顯微硬度測(cè)試結(jié)果顯示，斷裂簧片所用材料的組織狀態(tài)及硬度均未見異常，表明材料的熱處理符合要求。

簧片斷口的微觀形貌表明：1）斷口未見材料缺陷、塑性變形，且斷口較齊平，也未見腐蝕痕跡，與腐蝕失效無(wú)關(guān)；2）失效斷口整體以沿晶特征為主，存在較多沿晶二次裂紋和撕裂棱特征，且在大部分沿晶斷面上可見氫微孔及撕裂棱發(fā)紋特征。另外，氫含量測(cè)試結(jié)果顯示失效件簧片的H 含量明顯高于比對(duì)件；因此，根據(jù)以上觀察分析及H 含量測(cè)試結(jié)果，可以判斷簧片的斷裂模式為氫致延遲脆性斷裂。

氫脆是由于H 滲入金屬內(nèi)部而產(chǎn)生的損傷，導(dǎo)致零件在低于材料屈服極限的靜應(yīng)力作用下延遲斷裂，具有突發(fā)性[15]?；善瑪嗔盐恢脼槎恼蹚澨?，經(jīng)對(duì)目前在制簧片的工藝及操作檢查分析，有2 個(gè)因素會(huì)加重折彎處應(yīng)力集中：1）簧片折彎工序有A、B 兩人倒班操作，A 為防止虎鉗的鉗口棱邊、毛刺等對(duì)簧片造成損傷，使用厚度為0.2 mm的銅皮對(duì)簧片進(jìn)行防護(hù)（圖7a），折彎后的簧片在彎曲部位無(wú)壓痕（圖7b），而B 在進(jìn)行折彎時(shí)，未采取任何防護(hù)措施，導(dǎo)致折彎后的簧片在彎曲部位有一條很明顯的壓痕（圖7c），后經(jīng)電鍍處理后，鍍覆層遮住簧片折彎處的壓痕，但壓痕加重應(yīng)力集中；2）簧片折彎角度為156°～160°，根據(jù)零件結(jié)構(gòu)及使用情況，可以分析得出折彎角度越小，應(yīng)力越集中。

圖7 折彎方法及折彎處形貌Fig.7 Bending process and shape of bending position

針對(duì)以上2 種因素，分別進(jìn)行試驗(yàn)分析。

試驗(yàn)1：重新生產(chǎn)簧片工藝試驗(yàn)件56 件，28件由A 負(fù)責(zé)鉗工折彎操作，另外28 件由B 負(fù)責(zé)鉗工折彎操作，每4 件組成1 套，按照工藝裝配要求，每套進(jìn)行5 次裝配、分解試驗(yàn)，共70 次，結(jié)果由A 折彎的簧片未發(fā)生斷裂現(xiàn)象，由B 折彎的簧片有1 件發(fā)生斷裂現(xiàn)象（圖8）。

圖8 人工彎折試驗(yàn)斷裂簧片F(xiàn)ig.8 Fractured Leaf spring in artificial bending test

試驗(yàn)2：抽取該批剩余簧片16 件（復(fù)檢角度偏下限156°），嚴(yán)格按照工藝裝配要求進(jìn)行反復(fù)拆裝試驗(yàn)，共20 次。試驗(yàn)結(jié)果未發(fā)生斷裂現(xiàn)象，可以排除角度偏下限引起應(yīng)力集中。

通過(guò)上述的微觀、化學(xué)成分、金相組織及硬度測(cè)試等分析和簧片折彎工藝可知：由于折彎工序未采取防護(hù)措施，對(duì)簧片折彎處造成了損傷，且該處存在較大的應(yīng)力集中現(xiàn)象，大量H 原子向折彎處聚集，并在材料內(nèi)部形成微小裂紋，隨著裂紋逐漸擴(kuò)展，最終致使簧片折彎處斷裂[16]。

4 措施及驗(yàn)證

為了有效防止簧片氫脆斷裂，對(duì)簧片加工工序提出以下措施：1）更改完善簧片的折彎工藝，將人工折彎改為模具折彎，并保證一次折彎成型，消除人工壓痕，減少應(yīng)力集中；2）由于斷裂簧片的硬度接近上限要求，在技術(shù)要求范圍內(nèi)應(yīng)適當(dāng)降低硬度，并且嚴(yán)格按照熱加工工藝要求執(zhí)行熱處理。

按照完善后工藝加工簧片24 件，4 件組成1 套，按照工藝裝配要求分別進(jìn)行簧片試裝試驗(yàn)5 次，共計(jì)30 次。試驗(yàn)后，簧片折彎處無(wú)斷裂現(xiàn)象。試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了完善后工藝的可行性。

5 結(jié)論

1）斷裂簧片的硬度、化學(xué)成分、金相組織符合要求，但馬氏體組織易出現(xiàn)氫脆，斷面微觀整體表現(xiàn)出沿晶特征并伴有發(fā)紋特點(diǎn)，斷件氫含量明顯高于比對(duì)件。

2）65Mn 彈簧鋼簧片斷裂是由于折彎處存在壓痕，有較大的應(yīng)力集中，大量H 原子向應(yīng)力較大處聚集，一段時(shí)間后致使簧片折彎處斷裂，性質(zhì)為氫致延遲脆性斷裂。

3）改進(jìn)簧片折彎工藝，減少應(yīng)力集中，在技術(shù)要求范圍內(nèi)適當(dāng)降低材料硬度，可避免簧片發(fā)生斷裂。