重型汽車鋼板彈簧早期斷裂原因

蔣松蔚，馬鳴圖，王建斌2，馮 毅，龔 煜3，金學軍3，張均萍，周 佳

(1.中國汽車工程研究院股份有限公司，重慶 401122；2.山東北汽海華汽車部件股份有限公司，淄博 255202；3.上海交通大學材料科學與工程學院，上海 200240)

0 引 言

51CrMnV彈簧鋼是一種常用的彈簧材料，多用于制造螺旋彈簧和鋼板彈簧(簡稱板簧)。某廠所制板簧用51CrMnVA彈簧扁鋼的截面尺寸為22 mm×90 mm，其生產工藝為下料→鍛制(沖中心孔和卷耳)→熱處理(連續爐加熱到880 ℃保溫33 min，在搖擺式成形淬火機上油淬，再在450 ℃保溫6070 min回火，出爐后水冷)→噴丸處理→裝配→預壓→裝車使用。該彈簧扁鋼預壓后在冬季室溫放置，裝車時發現第一片板簧片在中心孔位置沿長度方向50 mm處發生斷裂，為查明該板簧斷裂原因，作者對其進行了一系列理化檢驗和分析。

1 理化檢驗及結果

1.1 斷口形貌

由圖1可以看出，板簧片斷口齊平，為典型的脆性斷口，斷口表面存在點狀銹蝕，這是由于其斷裂后已存放一定時間，與空氣有所接觸。

由圖2可以看出：板簧片斷口裂紋源區為起伏較大的準解理形貌；裂紋擴展區呈冰糖狀，放大后在一些解理平臺上可觀察到類舌狀或斑塊狀花樣，說明材料脆性很高；瞬斷區亦存在解理平臺，撕裂棱占比較高。

圖1 板簧總成示意和斷口宏觀形貌Fig.1 Schematic of leaf spring assembly (a) and fracture macromorphology (b)

圖2 板簧斷口微觀形貌Fig.2 Microscopic morphology of leaf spring fracture: (a) crack source zone; (b) crack propagation zone, at low macro magnification;(c) crack propagation zone, at high magnification and (d) final fracture zone

圖3 對比板簧試樣斷口宏觀形貌Fig.3 Macroscopic morphology of fracture of leaf springspecimen for comparison

選擇正常使用約半年后斷裂的51CrMnVA板簧試樣進行對比分析。該試樣熱處理回火溫度為470 ℃。由圖3和圖4可知，對比試樣斷口為典型疲勞斷口，由疲勞裂紋擴展形成的疲勞條紋清晰可見，斷口起伏較大，撕裂棱較多，撕裂棱中有明顯韌窩，部分區域存在解理平臺，平臺上可觀察到類同于輪胎花樣的疲勞條紋和二次裂紋。

1.2 化學成分

從脆斷板簧片上取樣，使用QSN750型光電直讀光譜儀進行化學成分分析。由表1可以看出，斷裂板簧片的成分滿足GB/T 1222-2016中對51CrMnV彈簧鋼的要求。

已有研究表明，65MnV板簧片在裝車時發生典型沿晶斷裂，為氫脆所致[1]。為了研究氫含量對板簧片斷裂特征的影響，采用自制的TDS(Thermol Desorption System)熱吸收光譜儀測定脆斷板簧片和對比用疲勞斷裂板簧中的可擴散氫含量(質量分數，下同)，結果分別為1.572×10-7，3.816×10-8，前者是后者的4倍。兩板簧氫吸收峰值強度與溫度之間的關系如圖5所示。在300600 ℃下，兩板簧的氫吸收峰值強度與其氫陷阱中氫的穩定性有關，也與氫含量有關。

圖4 對比板簧試樣裂紋擴展區形貌Fig.4 Morphology of crack propagation zone of leaf spring specimen for comparison: (a) at low magnification and (b) at high magnification

表1 脆斷板簧的化學成分(質量分數)

圖6 脆斷及疲勞斷裂51CrMnVA板簧的顯微組織Fig.6 Microstructures of brittle fractured (a) and fatigue fractured (b) 51CrMnVA leaf springs

圖5 脆斷及疲勞斷裂51CrMnVA板簧的氫吸收強度曲線Fig.5 Hydrogen absorption intensity curves for brittle fracturedand fatigue fractured 51CrMnVA leaf springs

1.3 顯微組織

在脆斷板簧片及對比用疲勞斷裂板簧片斷口附近切取金相試樣，經研磨、拋光后，用質量分數4%的硝酸酒精溶液腐蝕，采用JSM-6460LV型掃描電鏡(SEM)觀察顯微組織。由圖6可以看出，脆斷板簧片的顯微組織為回火屈氏體，且該組織中保留有明顯的馬氏體位向，表明其回火不足；而疲勞斷裂板簧片的顯微組織介于回火索氏體和回火屈氏體之間，馬氏體位向消失。

1.4 力學性能

用線切割機在板簧片上截取拉伸試樣和標準U型缺口沖擊試樣，拉伸試樣標距部分的尺寸為φ8 mm×40 mm，沖擊試樣尺寸為10 mm×10 mm×55 mm。使用SANS CMT5305型拉伸試驗機進行拉伸試驗，拉伸速度為1.5 mm·min-1；使用Wolfft 30型數字化擺錘沖擊試驗機進行沖擊試驗，試驗溫度為20 ℃。切取拉伸試樣的夾持端作為硬度試樣，使用HVS-1000型數顯顯微維氏硬度計測試表面硬度，載荷為9.8 N，保載時間為10 s。

力學性能測試結果見表2，其中：Rp0.2為屈服強度；Rm為抗拉強度；A為標距為5倍直徑試樣的伸長率；A11.3為標距為10倍直徑試樣的伸長率(換算值)；Z為斷面收縮率；H為硬度；AKU為沖擊功。由表2可以看出，脆斷板簧和對比用疲勞斷裂板簧的力學性能均滿足GB/T 1222-2016對51CrMnV彈簧鋼的要求，但前者強度偏高，延性偏低，而對比板簧的強韌性匹配較好，強度適中，延性和韌性較高，且沖擊功明顯高于脆斷板簧的。

1.5 沖擊斷口形貌

由圖7可以看出，脆斷板簧沖擊斷口裂紋源區附近存在大量面積較大的解理平臺，斷口表面有明顯二次裂紋，撕裂處存在少量韌窩，但韌窩區(韌性斷裂區)面積較小，這與其脆性高、沖擊功低相吻合。由圖8可以看出，疲勞斷裂板簧沖擊斷口裂紋源區附近解理平臺較小，細小二次裂紋、撕裂和韌窩較多，這與其韌性較好、沖擊功較高相吻合。

表2 脆斷及疲勞斷裂51CrMnVA板簧的力學性能

圖7 脆斷板簧沖擊斷口近裂紋源區的SEM形貌Fig.7 SEM morphology near crack source zone on impact fracture of brittle failured leaf spring:(a) at low magnification and (b) at high magnification

圖8 疲勞斷裂板簧沖擊斷口近裂紋源區的SEM形貌Fig.8 SEM morphology near crack source zone on impact fracture of fatigue fractured leaf spring:(a) at low magnification and (b) at high magnification

2 斷裂原因分析

結合交貨質保書要求和理化檢驗結果可知，該脆斷板簧的化學成分、低倍組織均符合標準規定。其強度遠高于標準指標和交貨質保書中的熱處理態強度，但伸長率和沖擊功偏低。這可能與追求高強度，提高設計應力等思想有關，為此犧牲了材料的延性和韌性。在這種強度條件下，根據彈簧鋼的斷裂特性和斷口形貌研究結果[2-3]，板簧斷裂模式多為準解理斷裂，斷口撕裂棱較多。然而，該失效板簧片預壓后冬天室溫放置時就發生了脆性斷裂，斷口呈冰糖狀沿晶脆性斷裂特征，瞬斷區晶界撕裂部分比一般沿晶斷裂的略多，擴展區解理平臺上有脆性特征很強的舌狀花樣。舌狀花樣是解理斷裂的典型特征之一，其形成與解理裂紋沿形變孿晶-基體界面的擴展有關[4]。這種斷裂模式常發生在低溫，該板簧片正是在春節過后的低溫天氣下發生了斷裂。

VALENTIN等[5]對22MnB5低碳鋼進行慢速拉伸試驗，得到產生氫脆的可擴散氫含量與抗拉強

度的關系曲線，將抗拉強度降低30%時對應的氫含量作為可擴散氫含量門檻值[6]，該門檻值為6.5×10-7。22MnB5低碳鋼組織為板條狀馬氏體，具有較高的韌性。而脆斷51CrMnVA板簧片碳含量較高，淬火組織大部分為孿晶馬氏體，其可擴散氫含量接近發生氫脆的門檻值，加之預壓變形應變速率較高，環境溫度較低，其斷口為具有氫脆特征的冰糖狀沿晶斷口。板簧發生脆斷是強度、組織、氫含量、溫度、預壓變形綜合影響的結果。疲勞斷裂板簧試樣的可擴散氫含量遠低于脆斷板簧的，且其斷后伸長率、沖擊功較高，強度適中，韌性較好，具有良好的抗脆性斷裂性能和合適的使用壽命。

3 結 論

(1) 由于熱處理回火溫度偏低，回火時間不足，該失效51CrMnVA鋼制板簧韌性偏低，硬度和強度偏高，加之鋼中氫含量和預壓變形應變速率偏高，在低溫保存時板簧發生脆性斷裂。

(2) 適當提高回火溫度，減少鋼中可擴散氫含量，降低材料強度和硬度，可以有效抑制板簧的早期失效。在成分和組織設計中，增加彈簧鋼中的氫陷阱數量，得到合適的強韌性匹配，亦有望降低板簧氫致延遲斷裂和脆性斷裂的風險。