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圖1 斷裂彈簧的宏觀形貌

空調(diào)壓縮機上使用的是圓柱型壓縮彈簧，在空調(diào)運轉(zhuǎn)中承受每分鐘數(shù)千次的往復(fù)載荷，這需要綜合考慮彈簧的材料、制造工藝以及彈簧設(shè)計參數(shù)，以確保彈簧可以達到無限次的使用壽命。彈簧在工作中承受交變載荷，疲勞破壞是彈簧的主要失效模式，疲勞壽命也是評價彈簧質(zhì)量的關(guān)鍵指標。

首先用酒精溶液對彈簧斷口進行清洗，然后采用體視顯微鏡對彈簧表面缺陷進行觀察。彈簧斷口宏觀形貌如圖2所示，可以初步確認斷裂源位置。對彈簧斷口及其附近的彈簧表面進行掃描電鏡(SEM)觀察，結(jié)果如圖3所示。

圖2 彈簧斷口宏觀形貌

圖3 彈簧斷口SEM形貌

圖3a)為彈簧斷口低倍SEM形貌，根據(jù)裂紋萌生擴展方向，疲勞裂紋擴展線指向彈簧內(nèi)圈側(cè)表面，裂紋線收斂處即為疲勞裂紋源區(qū)。彈簧斷裂主要分為兩個區(qū)域，分別為疲勞裂紋擴展區(qū)和瞬斷區(qū)，即彈簧斷裂模式屬于疲勞斷裂，斷裂起源彈簧內(nèi)側(cè)表面。圖3b)為疲勞裂紋源區(qū)的SEM形貌，該區(qū)域為表面裂紋擴展初期形成，由于受到往復(fù)應(yīng)力的作用周次較多，斷口較為細小平整，并有疲勞輝紋。圖3c)為裂紋擴展區(qū)SEM形貌，可見存在大量的直線條紋，呈典型的琴鋼絲拉拔表面形貌特征。圖3d)為瞬斷區(qū)SEM形貌，可見彈簧有效承載面積減少，單位面積承受的工作應(yīng)力大幅提高，裂紋沿著彈簧拉拔方向呈層狀撕裂，這是由彈簧組織晶粒沿拉拔方向變形，晶粒呈細長形狀，晶粒間結(jié)合力較弱，裂紋沿著晶面撕開擴展快速斷裂導(dǎo)致的。最后瞬斷區(qū)邊緣處由于裂紋擴展速度快、應(yīng)力過大導(dǎo)致塑性變形而形成撕裂剝離。

根據(jù)壓縮彈簧受力特點，其最大應(yīng)力在彈簧內(nèi)側(cè)表面，該斷裂彈簧的疲勞斷裂源也在彈簧內(nèi)側(cè)表面，符合彈簧疲勞斷裂特征，未見其他異常引起斷裂的缺陷及特征形貌。

該彈簧材料為琴鋼絲，屬于碳素鋼絲，經(jīng)過索氏體化處理后，材料具有優(yōu)異的強韌性。索氏體是綜合力學(xué)性能最佳的一種組織，具有索氏體組織的碳素鋼絲抗拉強度高，具有優(yōu)異的深冷加工性能，可承受達98％減面的拉拔。

根據(jù)GB/T 13298－2015«金相顯微組織檢驗方法»，取彈簧縱截面進行顯微組織觀察。

圖4 彈簧顯微組織形貌

彈簧拋光后浸蝕前的形貌如圖4a)所示，可見內(nèi)部異常組織。圖4b)為浸蝕后彈簧的顯微組織形貌，可見均勻的纖維流線狀組織，難以觀察到索氏體中的滲碳體和鐵素體片層，為典型的琴鋼絲組織形貌。

由表1可知，彈簧材料成分滿足JIS G3502－2013«鋼琴用線材»對SWRS82A材料化學(xué)成分的要求。

表1 彈簧的化學(xué)成分(質(zhì)量分數(shù))%

維氏硬度測試根據(jù)GB/T 4340.1－2009«金屬材料維氏硬度試驗第1部分：試驗方法»進行，取彈簧截面進行硬度測試。試驗力標稱值為9.807N，在室溫25℃下進行試驗，彈簧硬度測試點如圖5所示，測試結(jié)果見表2。

圖5 硬度測試點位置圖

表2 彈簧的硬度測試結(jié)果 HV1

可見彈簧徑向硬度平均值為596.8HV1，軸向硬度平均值為597.1HV1，彈簧不同區(qū)域硬度未見明顯的波動異常。

彈簧設(shè)計為無限疲勞壽命，彈簧部分參數(shù)如表3所示，對該彈簧疲勞強度進行校核。

表3 彈簧的部分參數(shù)

根據(jù)GB/T 23935－2009«圓柱螺旋彈簧設(shè)計計算»，冷卷壓縮彈簧無限壽命時許用切應(yīng)力為0.33σb，其中彈簧抗拉強度σb為2500MPa，因而計算可得許用切應(yīng)力為825MPa。最大工作載荷所產(chǎn)生的最大切應(yīng)力τmax為

式中：τ0為彈簧脈動疲勞極限應(yīng)力，對于無限壽命彈簧取0.3σb；SF為許用安全系數(shù)，參考機械設(shè)計手冊，當彈簧設(shè)計和材料精度要求高時，取1.3~1.7。根據(jù)式(1)計算彈簧實際工作中最大切應(yīng)力為833MPa，已經(jīng)略高于許用切應(yīng)力，因而彈簧在最大切應(yīng)力處存在應(yīng)力過大而斷裂的風(fēng)險。

由式(3)計算可得安全系數(shù)S＝1.1＜1.3，略低于最低安全系數(shù)要求，因而可知該款彈簧可能無法達到無限疲勞壽命。

通過對彈簧疲勞壽命進行計算分析可知，造成彈簧斷裂的原因是彈簧實際工作時最大切應(yīng)力高于材料的許用切應(yīng)力，導(dǎo)致彈簧在無限循環(huán)載荷作用下安全系數(shù)不足，從而在使用中發(fā)生疲勞斷裂。

針對本次斷裂的彈簧，如要提高疲勞壽命則需要降低使用過程中的承載應(yīng)力，理論上可通過增加有效圈數(shù)、增大中徑等措施來降低最大切應(yīng)力，從而降低應(yīng)力幅，提高彈簧的安全系數(shù)。

此外，通過工藝上改善也可提高彈簧疲勞強度。噴丸強化的過程是大量高速運動的鋼丸流不斷向彈簧表面噴射的過程，研究表明，噴丸可以使彈簧表面發(fā)生均勻的塑性變形并形成殘余壓應(yīng)力來提高疲勞強度，這也是在不改變彈簧尺寸情況下，快速提高彈簧可靠性的有效措施。

在不改變彈簧尺寸前提下，為快速解決疲勞強度不夠問題，驗證噴丸工藝對彈簧可靠性的影響，對不同工藝彈簧單體進行了疲勞試驗。試驗采用彈簧疲勞試驗機，每次試驗取5個試樣，在使用長度110％以上的行程測試條件下，進行107次往復(fù)循環(huán)試驗，試驗結(jié)果見表4。

表4 疲勞試驗結(jié)果

可見無噴丸處理的彈簧均無法通過107次的疲勞試驗，增加噴丸后彈簧疲勞壽命有所增加，而采用?0.2mm鋼丸噴丸的彈簧可以通過疲勞試驗。采用SEM對不同試樣表面形貌進行觀察，結(jié)果如圖6所示。

圖6 噴丸工藝后彈簧表面SEM形貌

可見未噴丸彈簧表面呈現(xiàn)深淺不一的拉拔線條；?0.4mm粒徑鋼球噴丸后丸坑覆蓋面較低，丸坑的分布、均勻性較差，彈簧表面拉拔線條部分未消除；?0.2mm粒徑鋼球噴丸后彈簧表面丸坑尺寸、深淺、分布均勻性均較好，拉拔線條已經(jīng)被鋼丸擊打消除。

結(jié)合疲勞試驗結(jié)果分析認為經(jīng)過?0.2mm粒徑鋼球噴丸后彈簧強度提高主要有兩方面原因：一方面完全消除了彈簧表面拉拔條紋，這些深淺不一的拉拔線條在疲勞過程中可以看成是缺陷，也就是潛在的裂紋源；另一方面，經(jīng)過噴丸處理后彈簧表面形成一定厚度的具有殘余壓應(yīng)力的強化層，提高了彈簧表面強度并且降低了彈簧表面對缺陷的敏感度，從而提高了彈簧疲勞壽命。

該空調(diào)壓縮機彈簧的顯微組織、化學(xué)成分和硬度均無異常，其斷裂模式為疲勞斷裂。彈簧斷裂的原因是彈簧實際工作時最大切應(yīng)力高于材料的許用切應(yīng)力，彈簧在循環(huán)載荷作用下安全系數(shù)不足，無法保證無限疲勞壽命。通過增加?0.2mm鋼球噴丸處理，彈簧表面噴丸形貌最優(yōu)，并且通過了彈簧可靠性疲勞試驗，達到了無限壽命的要求。建議在設(shè)計無限壽命的壓縮彈簧時，首先要進行疲勞強度校核工作，并且研究合適的噴丸工藝以提高彈簧的使用壽命。

作者：李子陽，工程師，廣東美芝精密制造有限公司 研發(fā)中心