52CrMoV4鋼屬于Cr-V系彈簧鋼,向鋼中添加Mo、V元素可以使其耐磨性增強、過熱敏感性降低、強度和韌性提高。該合金具有優(yōu)良的力學性能,疲勞強度和屈服比均較高,屬于優(yōu)質的彈簧合金鋼,適用于制造承受大應力的導向臂、彈簧、扭桿等部件[1-4]。彈簧裝置是車輛的重要部件,具有緩和沖擊、使車輛平穩(wěn)運行的作用,對于保障車輛安全運行具有十分重要的作用,彈簧裝置在工作過程中主要承受交變載荷,導向臂是其重要承載元件,需對導向臂開展疲勞壽命考核試驗[5]。 

導向臂的主要生產工藝流程為：鋸切下料→加熱→雙邊軋制→彎頭（加熱）→卷耳（加熱）→熱處理（淬火+回火）→噴丸處理。某52CrMoV4鋼導向臂在疲勞壽命試驗過程中出現早期斷裂現象,疲勞試驗加載方式如圖1所示,導向臂兩端固定,中間加載,沿加載方向先加載滿載荷的1.8倍（15 887.5 N）,再按振幅±14 215 N進行動載荷耐久試驗,試驗頻率為1.0 Hz,目標壽命不小于14萬次。斷裂導向臂的循環(huán)周次為86 703次。導向臂斷裂位置外觀如圖2所示,斷裂位置距離卷耳中心180 mm,斷裂位置厚度為16.5 mm。筆者對斷裂導向臂進行一系列理化檢驗分析,并提出相應的改進建議,以避免該類問題再次發(fā)生。 

圖  1  疲勞試驗加載方式示意

圖  2  導向臂斷裂位置外觀

1.   理化檢驗

1.1   宏觀觀察

斷裂導向臂的宏觀形貌如圖3所示,按照導向臂疲勞試驗裝夾方式,規(guī)定施加載荷的一面為上表面,另一面為下表面。由圖3可知：導向臂斷裂位置上表面斷口比較平齊,下表面斷口比較粗糙,上、下表面均未見明顯損傷；導向臂截面厚度呈漸變趨勢,斷裂處截面厚度較薄；導向臂成型后轉角處兩側局部存在車削加工,一側加工量較大,另一側加工量較小,兩側在結構上不對稱。 

圖  3  斷裂導向臂的宏觀形貌

導向臂斷口宏觀形貌如圖4所示。由圖4可知：導向臂發(fā)生橫向斷裂,斷口比較粗糙,無明顯塑性變形；斷口分為裂紋源區(qū)、疲勞擴展區(qū)、瞬斷區(qū),圖4a)虛線框以內為裂紋源區(qū)與疲勞擴展區(qū)；裂紋起源于導向臂下表面,呈多源、線源特征,源區(qū)未見明顯損傷與冶金缺陷,擴展區(qū)可見明顯放射棱線、疲勞弧線特征,瞬斷區(qū)位于上表面與右側；從整個斷口起源來看,源區(qū)分布不對稱,斷口左側靠近邊緣存在1處獨立起始的疲勞區(qū),右側靠近端面處均為瞬斷區(qū),未見獨立起源于右側下表面的疲勞區(qū)。 

圖  4  導向臂斷口宏觀形貌

1.2   化學成分分析

斷裂導向臂的化學成分分析結果如表1所示。由表1可知：斷裂導向臂的化學成分符合技術要求。 

1.3   金相檢驗

在導向臂橫截面上截取金相試樣,將試樣置于光學顯微鏡下觀察,試樣的顯微組織形貌如圖5所示。由圖5可知：試樣的組織為回火屈氏體+少量貝氏體,按照JB 3782—1984《汽車鋼板彈簧 金相檢驗標準》,判定為4級組織,組織基本正常,滿足技術要求。 

圖  5  導向臂顯微組織形貌

導向臂表面脫碳層的微觀形貌如圖6所示。由圖6可知：導向臂上表面脫碳層最厚約為196 μm,下表面脫碳層最厚約為195 μm,脫碳層局部可見鐵素體,導向臂兩側端面也可見明顯氧化脫碳層,脫碳層厚度約為140 μm；導向臂轉角部位脫碳更嚴重,脫碳層厚度約為359 μm。 

圖  6  導向臂表面脫碳層的微觀形貌

1.4   硬度測試

按照ASTM E384-22 《材料顯微壓痕硬度的標準試驗方法》對導向臂基體以及上、下表面脫碳層進行顯微維氏硬度測試,結果如表2所示。由表2可知：基體平均硬度為411 HV0.5,按照ASTM E140-12B(2019)e1《標準金屬硬度換算表》,洛氏硬度為42 HRC,滿足技術要求（41.5~46 HRC）；下表面脫碳層平均硬度為300 HV0.5,上表面脫碳層平均硬度約305 HV0.5,脫碳層硬度比基體硬度低約100 HV0.5。 

1.5   掃描電鏡(SEM)分析

斷口SEM形貌如圖7所示。由圖7可知：斷口呈多源、線源起始特征,源區(qū)未見冶金缺陷,擴展區(qū)可見放射棱線與疲勞條帶特征,瞬斷區(qū)呈韌窩+解理特征,可見解理小平面,瞬斷區(qū)剪切唇呈剪切韌窩特征。 

圖  7  斷口SEM形貌

2.   綜合分析

綜合上述理化檢驗結果可知：導向臂斷裂呈多源、線源特征,斷裂起始于導向臂下表面,源區(qū)未見冶金缺陷與加工損傷,擴展區(qū)可見疲勞條帶、疲勞弧線以及擴展棱線,屬于低周疲勞斷裂,斷裂位置應力水平較高。從疲勞試驗的加載形式來看,相較上表面,導向臂下表面承受的彎曲載荷較大,且導向臂斷裂處承載截面的厚度較薄,該處為結構薄弱部位。 

該導向臂表面存在氧化與脫碳,下表面源區(qū)較厚的脫碳層深度約為195 μm。脫碳是含碳合金與其表面接觸的介質發(fā)生一種或多種化學反應,使近表面發(fā)生碳損失的現象。在高溫下,鋼中的碳原子擴散至材料表面,與氧元素或其他元素結合,造成材料表面碳原子流失,而表面與亞表面之間形成濃度梯度,不斷驅動亞表面的碳原子向表面流動擴散,最終導致材料的近表面區(qū)域形成了部分脫碳、完全脫碳等不同程度的脫碳區(qū)域[6]。脫碳會導致材料近表面組織和性能惡化,脫碳層硬度較基體低,表面強度低,從而導致材料疲勞強度下降。研究表明,彈簧鋼表面脫碳0.1 mm,就會使其疲勞強度明顯下降,特別是彈簧鋼表面出現鐵素體,疲勞強度可下降50%,而且隨著脫碳層深度的增大,疲勞強度會進一步降低[7-8]。因此,加強熱處理過程中氧化與脫碳的控制至關重要。 

根據導向臂的制造工藝,其表面經過噴丸處理。噴丸是一種表面強化工藝,一方面通過噴丸改善表面狀態(tài),打斷加工刀痕,另一方面生成壓應力,實現表面強化,從而使疲勞裂紋萌生位置遷移到亞表面,延長零件的疲勞壽命[9]。但該斷裂導向臂的斷口起源于表面,而非亞表面,近表面組織存在脫碳,且表面硬度整體較低,未見到表面噴丸硬化層,說明本次試驗的導向臂表面并未形成有效強化層,零件側面可見完整的氧化脫碳,說明噴丸未能完全覆蓋導向臂。一般情況下,噴丸層的有效深度約為0.1~0.4 mm,而零件表面存在深度為0.14~0.37 mm的脫碳層,導致零件不能有效生成噴丸強化層。說明需要控制脫碳層深度,才可能實現有效噴丸強化。 

從整個斷口起源來看,源區(qū)分布不對稱,斷口左側端面處存在1處獨立起始的疲勞區(qū),右側端面處均為瞬斷區(qū),未見獨立起源于右側下表面的疲勞區(qū),形成該斷口的原因有：導向臂成形后因局部存在車削加工,一側加工量較大,另一側加工量較小,兩側在結構上對稱性略差,導致在試驗過程中出現偏載或扭轉載荷；導向臂下表面因噴丸處理,脫碳層厚度不均,尤其是轉角位置脫碳層較深（370 μm）,導致局部硬度偏低,抗疲勞能力較弱,易于在深度大的脫碳區(qū)率先開裂,引起受力不均衡,導致實際加載時出現扭轉偏載。 

3.   結論及建議

導向臂發(fā)生了疲勞斷裂,源區(qū)位于導向臂下表面,呈多源、線源起始特征,源區(qū)未見冶金缺陷與加工損傷；導向臂表面存在脫碳層,脫碳層硬度偏低、抗疲勞能力下降是導向臂發(fā)生早期疲勞斷裂的主要原因。導向臂表面未形成有效的噴丸強化層,影響了導向臂的疲勞強度,促進了導向臂發(fā)生斷裂。 

建議加強導向臂熱處理過程中的氣氛控制,控制零件表面的氧化與脫碳,可通過吹砂將少量脫碳層在尺寸公差范圍內去除,實際使用狀態(tài)表面最好無脫碳層。控制導向臂表面噴丸強化工藝,確保表面噴丸全覆蓋,實現表面強化。

文章來源——材料與測試網