接触疲劳（共7篇）
接触疲劳 篇1
0 引言
轴承的精度、性能、寿命和可靠性对主机 (如航空发动机) 的精度、性能和可靠性起着决定性的作用[1,2,3,4]。轴承的研发涉及材料、油脂及润滑、制造、设计、轴承制造装备、检测与试验等一系列技术难题, 还涉及接触力学、润滑理论、摩擦学、疲劳与破坏、热处理与材料组织等基础研究和交叉学科。本文主要从材料切入, 以最常用的轴承钢GCr15为研究对象, 在试验的基础上对比国产GCr15钢、美国AISI52100钢和日本SUJ2钢的接触疲劳磨损性能, 以发现常用国产轴承钢与进口轴承钢的优劣, 并分析其原因, 为我国轴承尤其是高端轴承的研发提供参考和依据。
1 试验过程
1.1 材料制备
本文选用材料为国产GCr15、美国AISI52100、日本SUJ2等常用轴承钢, 以下分别将其命名为G1、A2、S3钢。对试验钢基体材料取Φ10mm×140mm疲劳性能检测试棒、Φ5mm×65mm拉伸标准样、10mm×10mm×55mm的冲击试样 (U型缺口) 以及随炉试样若干, 经860℃×30min油淬和160℃×2h低温回火处理。在各钢毛坯中取3个试样, 经860℃×30min油淬处理后研磨抛光, 用来评定轴承钢中所含的夹杂物。
1.2 试验方法
各轴承钢的化学成分采用ARL4460直读光谱仪检测, 每个试样打3个点。同时, 对各轴承钢的冲击韧性、拉伸、硬度等力学性能进行检测。接触疲劳性能试验在球-棒试验机上进行, 试验中每根试验钢棒进行10次重复试验, 且试验条件均相同:湿度为60%~70%, 温度为室温, 试验载荷均为3 920N, 即赫兹接触应力为8.48GPa, 试验时机器转速为1 800r/min, 每小时钢球与试验钢棒接触2.49×105次[5,6], 润滑剂为长城牌7008号通用航空润滑脂。
2 试验结果与讨论
2.1 材料的力学性能
各轴承钢的化学成分测3次取平均值, 其结果如表1所示。由表1并对照国家标准[7]可知, 除国产G1轴承钢碳含量略高外, 3种钢材的各化学元素含量差别不大且均在标准范围内。各轴承钢热处理后的拉伸性能、硬度、冲击韧性结果分别如图1、图2、图3所示。由图1~图3可以看出:G1轴承钢和A2轴承钢的拉伸强度在1 100MPa左右, 而S3轴承钢的拉伸强度明显高于前两者, 达到1 180 MPa;3种轴承钢的硬度差别不大, 均接近60 HRC;G1轴承钢回火后的冲击韧性值均为6.41J/cm2, 而A2轴承钢和S3轴承钢的冲击韧性值为8J/cm2左右, 为G1钢冲击值的1.25倍。
%
2.2 材料的接触疲劳性能
对各试验轴承钢试棒进行接触疲劳试验, 其与钢球之间的相互作用次数如表2所示。由表2可知, 在同样的试验条件下, S3钢、A2钢的应力循环次数明显比G1钢多, 而且S3钢的应力循环次数较A2钢的应力循环次数略多。
图4、图5、图6分别为G1钢、A2钢、S3钢试棒疲劳数据的Weibull分布。从各个钢试棒的Weibull分布图中可得到其中值疲劳寿命、额定疲劳寿命、特征疲劳寿命和Weibull疲劳曲线斜率, 如表3所示。其中, L50, L10, La和k分别表示中值疲劳寿命、额定疲劳寿命、特征疲劳寿命和Weibull疲劳曲线斜率。由表3可知:A2钢的额定寿命比G1钢的额定寿命略低, 但其他疲劳寿命值均明显高于G1钢, 尤其是A2钢的特征额定寿命是G1钢特征额定寿命的1.66倍;而S3钢的所有疲劳寿命值均明显高于A2钢、G1钢的疲劳寿命值, 其特征额定寿命是G1钢特征额定寿命的1.83倍;但G1钢疲劳寿命的Weibull曲线斜率均高于A2钢、S3钢, 这说明G1钢的数据分布带相对较窄, 其失效时间分布相对稳定[8,9]。综合考虑, S3钢的接触疲劳性能最好, A2钢次之, G1钢最差。
次
由以上结果及分析可知, 在成分、硬度、强度、韧性差别不大的情况下, 这3种钢的接触疲劳性能差别却很大, 这就要求作进一步分析。轴承钢中的非金属夹杂物破坏了金属的连续性, 在交变应力作用下, 易引起应力集中, 成为疲劳裂纹源, 从而对钢接触疲劳性能有非常重要的影响[10]。3种轴承钢中所含夹杂物的金相照片分别如图7所示, 3种钢中所含的夹杂物均主要为A类硫化物夹杂和D类铝酸钙复合夹杂。G1钢中的A类硫化物夹杂的链长和宽度明显比A2钢、S3钢的A类硫化物夹杂的链长长、宽度大, 同时G1钢中的D类铝酸钙复合夹杂明显比A2钢、S3钢中的D类铝酸钙复合夹杂多;而就A2钢和S3钢而言, S3钢中的A类硫化物夹杂和D类铝酸钙复合夹杂更少些、相对更洁净。G1钢中较多的夹杂物使其在交变载荷的作用下, 在材料内部更容易过早地产生疲劳裂纹, 从而大大降低了材料的抗接触疲劳磨损性能;反之, A2钢、S3钢更洁净, 有利于其抗接触疲劳磨损性能的提高。
3 结论
GCr15轴承钢、AISI52100轴承钢、SUJ2轴承钢的成分基本均在标准范围内, 强度、硬度、韧性等力学性能差别不大, 但是进口SUJ2轴承钢的接触疲劳性能最好, AISI52100轴承钢的接触疲劳性能次之, GCr15轴承钢的接触疲劳性能最差, 这主要是由GCr15轴承钢的非金属夹杂物含量较高所造成的。
参考文献
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接触疲劳 篇2
货车和客车在钢轨和车轮表面都能产生滚动接触疲劳(RCF)。货车种类繁多,包括不同的悬挂类型、车轴载荷、长度以及维修条件。本文研究上述因素对钢轨RCF的影响,研究内容涉及3种不同类型的货车:
(1) FSA型货车,采用Y25型转向架和P10型车轮踏面外形;
(2) HTA型货车,采用改进型三大件转向架和P8型车轮踏面外形;
(3) HAA型货车(2轴板弹簧式货车),采用P5型车轮踏面外形。
配装上述3种转向架和悬挂系统的货车所运营的线路占全部铁路网运营里程的60%。
2 模拟过程
利用运输技术中心公司(TTCI)的NUCARS软件分析车辆的动力学性能[1]。
2.1 输入
轨道输入包括一系列不同半径、超高和通过速度的右旋曲线(表1)。货车都以均衡速度通过表 1 所列的各种曲线,但某些车辆受曲线最高通过速度所限,只能以规定的最高曲线通过速度通过相应的曲线。
轨道的不平顺取自轨道检测车在一条低速货运线路上的测试结果。轨道的几何参数取自铁路网[2]中第7级速度对应的平均轨道几何数据。
在模拟分析中使用的P10型和P8型踏面形状,是从车轮外形测量数据库中取出的典型磨耗型踏面,而P5型踏面则采用设计时的形状。
计算过程中高、低轨(审校者注:即曲线外、内轨)断面形状都是一成不变的,取自618 m半径曲线上的测量值。
所有工况下轮轨间的摩擦系数都取为0.45,该值与最近对轨道表面损伤的调查结果一致。
2.2 输出
表2列出了仿真分析的输出结果,包括车辆中的每一条轮对、每个车轮的仿真结果。
2.3 后处理
利用式(1)将轮轨纵、横向切向力和纵、横向蠕滑率相乘求和后,以Tγ的形式连续输出计算结果。值得一提的是,与研究钢轨表面损伤的文献[3]一样,这里也不考虑自旋运动及自旋蠕滑率。
Tγ=Txγx+Tyγy (1)
图1为文献[2]给出的RCF损伤函数,本文直接利用该函数连续输出钢轨的表面损伤计算结果。通过计算图1中曲线部分的钢轨表面平均损伤,来对比分析不同工况下的仿真结果。
有2种后处理方法可以计算出曲线上Tγ的平均值,并将其转换为RCF损伤,本文3.1节将对这2种后处理方法进行对比。
2.4 参数变化范围
表3给出了参数的变化范围。
3 计算结果
研究过程中共执行NUCARS程序2 700余次,下面只对RCF损伤具有显著差异的计算结果进行讨论。
3.1 后处理方法
图2给出了Tγ的典型空间历程计算结果。该算例中,车辆为配装改进型三大件转向架的HTA型货车,P8型车轮踏面外形。车辆运行速度为96.6 km/h(60 mile/h),曲线半径为1 000 m,250 m～650 m为曲线区间。
车辆由直线进入缓和曲线时,Tγ增大,在曲线轨道上Tγ的变化量约为50 N;驶出缓和曲线回到直线段时,Tγ减小。Tγ的变化情况受轨道激扰的影响,在430 m处,由于横向位移很大,导致Tγ值瞬间增大。
根据图2给出的Tγ结果,利用图1所示的损伤参数,损伤的空间历程计算结果见图3。
(配装改进型三大件转向架的HTA型货车)
(配装改进型三大件转向架的HTA型货车)
图3表明,在仿真分析的起始阶段(审校者注:直线段)Tγ通常小于15 N,因此,不会发生RCF损伤。RCF损伤是从车辆驶入缓和曲线开始的,整个曲线通过过程中都会发生RCF损伤。车轮每次通过时,轨道发生的最大RCF损伤为10×10-6,可以反推出Tγ=65 N(审校者注:由图1反推)。在430 m处,Tγ值很大,将导致轮轨磨耗,但却是负损伤(审校者注:即不会造成损伤)。
在300 m～600 m的曲线段上,平均RCF损伤为4.94×10-6,也就是说,经过200 000次载荷循环后(审校者注:1/(4.94×10-6)≈200 000),曲线外轨将发生肉眼可见的RCF损伤。
另外一种计算方法是由图2计算出整个曲线段上的平均Tγ值(=54.3 N),由损伤函数可以得出RCF损伤为7.87×10-6(审校者注:由图1得出)。这种计算方法高估了RCF损伤,对整个曲线区段来说,甚至会计算出RCF损伤高达10-5(这显然高估了RCF损伤)。第1种方法计算曲线段RCF损伤更有代表性,下文给出的所有结果都是利用第1种方法进行计算的。
3.2 曲线半径
图4为改进型三大件转向架平均钢轨RCF损伤随曲线半径的变化情况,计算结果对应于导向轮对的外侧车轮。
(标准的改进型三大件转向架导向轮对外侧车轮计算结果)
当曲线半径(审校者注:原文为曲率半径,有误)非常大时,由于蠕滑率和蠕滑力都相对较小,相应地,Tγ产生很小的RCF损伤;当曲线半径(审校者注:原文为曲率半径,有误)较小时(400 m半径曲线),将产生很大的蠕滑率和蠕滑力,Tγ足够导致轮轨磨耗,但钢轨不会产生RCF损伤(见图4,RCF损伤为负值)。
钢轨RCF损伤的最大值出现在中等大小半径的曲线上。图4中,钢轨RCF损伤的最大值发生在800 m半径曲线上,此时Tγ值将接近图1给出的RCF损伤函数的峰值。
图4的计算结果表明,货车导致钢轨RCF损伤程度依赖于货车运行线路的曲线分布情况。上面的算例中,车辆在半径大于3 000 m的曲线上运行时,将产生很小的钢轨RCF损伤,如果车辆运行的区间曲线半径都小于500 m,那么只会产生磨耗。从RCF损伤的观点来看,对于上述车辆最坏的线路是曲线半径为600 m～1 200 m的区段。
3.3 车轮位置
图5给出了改进型三大件转向架前导转向架4个车轮随曲线半径变化产生的钢轨RCF损伤计算结果。
尽管内轨侧车轮和外轨侧车轮在导致钢轨产生RCF损伤方面的几率是一样的,但应当注意到,对前导轮对来说,内轨侧车轮施加在钢轨上的纵向切向力和外轨侧车轮施加在钢轨上的纵向切向力方向相反。钢轨RCF损伤更容易在从动的表面上产生,内轨侧的车轮恰好处于这种状态(审校者注:轮轨作用力是一对作用-反作用力。因此,内轨不易产生RCF损伤)。
当曲线半径大于800 m时,4个车轮中导向轮对外轨侧车轮会产生最大的钢轨RCF损伤。而对于半径很小的曲线,导向轮对外轨侧车轮将产生磨耗,4个车轮中从动轮对(2位轮对)外轨侧车轮将产生最大的钢轨RCF损伤。
(改进型三大件转向架前导转向架4个车轮对应的计算结果)
下文只针对导向轮对外轨侧车轮产生的钢轨RCF损伤结果进行对比分析。
3.4 车型
图6比较了3种货车外轨侧车轮的损伤结果情况。一般来说,配装改进型三大件转向架的车辆将产生最大的钢轨RCF损伤,因为这种三大件转向架(1个摇枕,2个侧架)没有一系悬挂。在很大半径的曲线上(甚至直线上),这种转向架仍能产生纵向和横向蠕滑力,这就是为什么对于这种转向架,在图6所示的最大半径曲线上钢轨RCF损伤曲线仍没有降为零的原因。
计算结果——由导向轮对外轨侧车轮产生
Y25型转向架为刚性构架,具有一系悬挂系统,在轴箱间隙消除之前,各轮对纵向运动相对自由。新的轴箱其间隙值为±2 mm,这就意味着轮对在360 m或更大半径的曲线上能够自动径向排列,这就解释了为什么Y25型转向架在图6所示的计算结果中只有很小的钢轨RCF损伤(很小半径曲线除外)。
2轴货车拥有相对较长的固定轴距,导致轮轨导向力增大。然而,其轮对摇头刚度相对较低,抵消了长轴距的影响。仿真过程中,2轴车以通常的运行速度72.4 km/h (45 mile/h)进行计算(其他车辆按表1中给出的运行速度进行计算)。
3.5 线路的几何形状
分析了Y25型转向架在6种不同水平几何形状线路上运行产生的钢轨RCF损伤结果。表4给出了标准的轨道几何参数及其对应的缩减因子。
图7给出了轨道质量对Y25型转向架在不同半径的曲线上对应的钢轨RCF损伤计算结果。轨道不平顺增大,轮轨切向力(即水平力)将增大。对很大半径曲线来说,这将使钢轨RCF损伤增加,在很小半径曲线上,会发生轮轨磨耗,轨道不平顺增大,会使轮轨磨耗加剧。
当所研究的线路中,小半径曲线数量较多时,此时若计算钢轨RCF损伤,轨道质量将成为一个非常重要的影响因子。
3.6 锥度
锥度用于衡量当轮对产生横移时,左右车轮滚动圆半径的差值(记为RRD)。图8给出了改进型三大件转向架、P8磨耗型踏面在磨耗型钢轨上,RRD随轮对横移的变化结果。
当轮对横移量在-10 mm～10 mm范围内时,RRD几乎和轮对横移量呈线性关系。对图8来说,-10 mm～10 mm 范围内对应的直线段其斜率为0.46。由锥度的定义可知,该范围内(审校者注:轮对横移量介于-10 mm～10 mm之间)的锥度为0.23或23%。
图8中,在±10 mm处,曲线出现跃变,这是由车轮踏面上的轮轨接触点移向轮缘造成的。轮缘接触仅在半径非常小的曲线上才会发生。
一般来说,当车轮和钢轨外形磨耗成共形形状后,锥度会增大。图9给出了3种不同轮轨外形下RRD的计算结果。图9中只给出了接触点位于踏面上的计算结果,可见,锥度值分别为12%、23%和35%。
图10给出了锥度对RCF损伤的影响情况,计算条件是配装改进型三大件转向架、P8磨耗型踏面的HTA型货车。在轮对横移量相同的条件下,锥度降低将使纵向蠕滑力降低。在非常大的半径曲线上,降低锥度可以减小RCF损伤。小半径曲线上低锥度将使轮对不能径向排列,这将产生很大的横向蠕滑力,导致RCF损伤增大。
总的来说,增加锥度可以使轮对的导向能力增强,除非是半径特别小的曲线。然而,对半径特别大的曲线来说,轮对的微小横移将导致纵向蠕滑力的产生,并导致RCF损伤的发生。轨道的几何不平顺很容易使轮对产生微小的横移。
很显然,锥度对RCF损伤有着重要的影响,而锥度是由车轮外形及钢轨外形共同决定的。为了合理地评估各种车辆产生的钢轨RCF损伤,需要了解列车中车轮踏面外形的具体形状,以及了解列车运行线路上轨道外形的具体分布情况。
3.7 簧下质量
取改进型三大件转向架簧下质量(轮对和轴箱的质量)变化范围为名义值的±10%。计算表明,与曲线半径对RCF损伤的影响相比,簧下质量对RCF损伤的影响可以忽略不计。
3.8 转向架的摇头转动惯量
对于改进型三大件转向架和Y25型转向架,转向架的摇头转动惯量变化范围均为名义值的±10%。计算表明,与曲线半径对RCF损伤的影响相比,转向架的摇头转动惯量对RCF损伤的影响可以忽略不计。
3.9 一系定位纵向间隙
一系定位纵向间隙是指在发生刚性接触之前,轮对在一系悬挂作用下沿纵向能够自由运动的距离。对Y25型转向架来说,其一系定位纵向间隙的设计值为2 mm。图11给出了一系定位纵向间隙值对RCF损伤的影响。
图11表明,在设计值的基础上,再增大Y25型转向架的一系定位纵向间隙值,在各种曲线工况下,对RCF损伤来说,没有什么变化。这就表明,一系纵向定位间隙设计值已经能够充分保证轮对通过曲线时的导向能力,再增大间隙值也不会改善轮对的导向性能。
当一系纵向定位间隙减小到1 mm时,除了最小半径曲线工况外,在其他各种半径曲线工况下,RCF损伤略有增加,这是因为对400 m半径曲线来说,轮轨导向力将增大到使车轮产生磨耗的水平,部分抵消了RCF损伤。
尽管降低一系定位纵向间隙值会使RCF损伤增大,但实际运行过程中,由于部件磨耗,间隙值将会变大。因此,可以认为一系定位纵向间隙值对RCF损伤的影响作用并不显著。
3.10 一系定位横向间隙
一系定位横向间隙是指在发生刚性接触之前,轮对在一系悬挂作用下,沿横向能够运动的距离。Y25型转向架的设计值是10 mm,调整横向间隙值至6 mm、12 mm和18 mm进行仿真分析,发现对RCF损伤随曲线半径的变化没有什么影响。
2轴HAA型货车,其一系定位横向间隙设计值为4 mm。图12给出了RCF损伤随曲线半径的变化在不同横向间隙值下的计算结果。
2轴HAA型货车在设计值基础上增大一系定位横向间隙并不对RCF损伤造成什么影响。当间隙减小到2 mm时,在最小半径曲线上(400 m半径曲线)RCF损伤增大,消除横向间隙将使轮对在所有曲线上的轮轨导向力增大,曲线半径超过1 000 m时,RCF损伤将增大,曲线半径小于1 000 m时,增加的导向力将导致磨耗的产生。
只有当一系定位横向间隙值降低到一个很小值时,才会对RCF损伤产生影响。事实上,由于部件磨耗,一系定位横向间隙值将比设计值变大,因此,可以认为一系定位横向间隙对RCF损伤几乎没有影响。
3.11 一系定位摇头刚度
一系定位摇头刚度是转向架或车辆的2条轮对之间的约束,对轮对的导向性能影响很大。Y25型转向架一系采用螺旋钢弹簧,弹簧提供轮对与转向架构架之间的纵向剪切刚度,这个纵向剪切刚度作用到轴箱上,便产生了轮对与转向架构架之间的摇头刚度。
在2轴HAA型货车中,一系定位摇头刚度由轮对与车体之间的纵向连接部分提供,该连接部分通过板弹簧端部倾斜的钩环实现,其名义刚度值取2 MN·m/rad。图13给出了一系定位摇头刚度对RCF损伤的影响。
图13表明,随着一系定位摇头刚度的增加,在小半径曲线上,轮轨导向力和RCF损伤都增大了。
当计算RCF损伤时,如果车辆运行的线路包含大量半径小于1 000 m的曲线,那么,使用准确的一系定位摇头刚度值是非常重要的,在车辆段用一个简单的试验就能测出一系定位摇头刚度的数值。
对于改进型三大件转向架,一系定位摇头刚度不是一个有意义的参数,该转向架没有纵向弹簧连接轮对和转向架侧架,它依赖承载鞍顶面与侧架导框顶面之间的摩擦保持轮对的位置,如果摩擦力被克服,轮对就能移动很小的距离直至产生刚性接触。在模拟这种转向架时,需要准确了解摩擦力和间隙的大小。
3.12 轴载荷
图14给出了配装Y25型转向架的FSA型货车的轴载荷对RCF损伤的影响。满载和50%载荷工况下的计算结果非常接近,这是可以理解的,因为RCF损伤由切向力而不是由垂向力引发的,只要导向性能不受载荷的影响,那么,RCF损伤也就不受影响。
当车辆卸载时(车辆空载),在大半径曲线上导向性能受到影响,在这些曲线上,与装载工况相比,空车工况下的RCF损伤要大些,在模拟配装改进型三大件转向架的HTA型货车时,发现轴载荷对RCF损伤的影响趋势是一致的。经分析,这是由空车蛇行失稳造成的,增大心盘的摩擦系数可使这种影响降低(审校者注:即增大心盘摩擦系数可以提高空车的蛇行失稳临界速度)。这也就强调了必须建立精确的车辆模型来模拟各种因素的影响。
3.13 车辆定距
配装改进型三大件转向架的HTA型货车的车辆定距变化范围取名义值(12.72 m)的±10%。计算表明,车辆定距对RCF损伤随曲线半径的变化没有明显的影响。
3.14 固定轴距
HTA型货车采用改进型三大件转向架,固定轴距变化范围取名义值(1.73 m)的±6%。图15计算结果表明,固定轴距对RCF损伤随曲线半径的变化略有影响,但与其他参数相比,影响甚微。
3.15 旁承间隙
改进型三大件转向架在摇枕与车体之间设有旁承。当车体承受横向力而产生侧滚运动时,旁承将承担一定的垂向载荷。在发生刚性接触之前,旁承允许有12 mm的垂向位移。图16给出了旁承间隙对RCF损伤随曲线变化的计算结果,在仿真分析过程中,假定各旁承的变化量均完全相同。
改变旁承间隙对RCF损伤影响很小,除非间隙减小到零(即刚性旁承)。当旁承间隙为零时,在半径小于2 500 m的曲线上,轮轨导向力增加。在半径为1 000 m～2 500 m 的曲线上,RCF损伤将增大。对于半径小于1 000 m的曲线,轮轨导向力的增加将导致磨耗的产生,从而抵消了一些RCF损伤。
保持旁承间隙是标准三大件转向架维修内容的一部分。在转向架的使用过程中,旁承刚性接触是很罕见的。因此,当计算车辆的RCF损伤时,旁承间隙可以不予考虑。
4 结论
初步研究了几种货车参数对钢轨表面损伤(磨耗和RCF)的影响。计算结果表明,一些参数对损伤没有明显的影响。当计算货车对钢轨表面产生的损伤时,必须考虑的参数包括:
(1) 曲线分布——随着曲率的变化,钢轨表面损伤急剧变化,线路上曲线半径的分布将决定钢轨表面损伤的等级;
(2)线路的质量———较差的线路质量一般会增加轮轨的切向力,增加RCF损伤和磨耗;
(3)锥度———在其他条件相同的情况下,不同的车轮和钢轨外形将产生截然不同的钢轨表面损伤;
(4)车型———所考虑的3种车型所产生的轨道表面损伤明显不同,每种车型的有关参数都需要进行了解和模拟,特别是一系定位摇头刚度更应该精确确定;
(5)空车和重车———当计算货车对轨道表面损伤时,这2个条件都需要考虑。
上面列出的参数中有几个参数随着路网的不同而不同。因此,计算和分析货车对钢轨表面损伤的影响结果时,必须具体线路具体分析。由于客运列车也会损伤钢轨表面,本文所提出的研究结论同样也适用于客车。
由铁路网决定的、基于线路的钢轨表面损伤的研究,必须建立车辆和转向架的计算模型,这些模型应当正确反映车辆和转向架在运行过程中的具体性能。另外,还应当建立并维护好轨道和车辆状态的数据库。
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接触疲劳 篇3
在国内装甲车辆设计领域,应用疲劳理论进行可靠性设计分析与发达国家相比起步较晚。目前装甲车辆机械零部件的强度设计仍然主要采用静强度设计,即按最大载荷并考虑安全系数的方法。这种设计方法不能反映出载荷随机变化的规律和载荷幅值的大小及出现次数,因而也就不知道载荷幅值大小及出现的次数对零部件的损伤程度。因此,如何准确研究装甲车辆关键零部件在运行中的使用寿命是装甲机械零部件强度寿命预测领域中的前沿课题。
侧减速器是坦克底盘传动系统的重要组成部件,位于行星转向机和主动轮之间,其主要功能是以固定的传动比增大行星转向机传给主动轮的扭矩,降低主动轮的转速。其主被动齿轮在换挡、转向过程中反复承受高周疲劳载荷的作用,致使轮齿表层产生疲劳裂纹,进而发展成表层金属小块脱落,形成点蚀。再加上该型齿轮齿面硬度较高,局部凸起不易磨平,早期点蚀的小麻坑可能扩大,形成扩展性点蚀,并沿节线全长扩展,扩展性点蚀将使齿形破坏,导致侧减速器传动平稳性降低,噪声加大,甚至迅速失效[1]。由于实际中接触疲劳失效是侧减速器齿轮的主要失效形式,因此其接触疲劳寿命问题一直是设计人员和广大用户关注的问题之一。
本文通过车辆的实车道路试验,从变载荷结构上测量得到连续变化的“载荷—时间历程”,经雨流法统计计数处理后得到了侧减速器主动齿轮的扭矩谱;通过测定齿轮表层不同深度处的硬度和残余应力,基于硬度与抗拉强度的转换关系以及疲劳强度与残余应力的作用关系,得到了齿面沿深度方向的接触疲劳极限分布,从而构造出零件的P-S-N曲线(其中,P为存活率,S为应力,N为寿命);并结合合适的累积损伤理论进行了侧减速器齿轮的接触疲劳寿命预测研究。
1 载荷谱的确定
由于坦克的行驶工况千变万化,其行驶道路和挡位工况等非常复杂,实际工况的精确划分是十分困难的,因此根据某型坦克在设计和使用中积累的经验,确定了典型道路、挡位工况和各工况的寿命里程分配比例,具体如表1所示。
在侧减速器单工况载荷雨流计数统计、载荷分布形式参数估计和多工况载荷合成的基础上,根据出现一次最大值载荷的概率为10-6的原则对载荷进行扩展,并依据相关文献[2,3]获得输入轴全寿命里程的二维疲劳设计谱,如图1所示。
根据疲劳累积损伤理论,常将全寿命里程二维设计谱简化为程序载荷谱,作为疲劳试验和疲劳设计的依据,八级程序载荷谱是典型的程序载荷谱。二维载荷谱描述的是载荷幅值、均值与频次的关系,而目前国内常用的程序载荷谱则仅保留了幅值和频次的关系,故本文采用Goodman等效方法,将寿命里程二维设计谱等效简化成均值为零的一维载荷谱。八级程序载荷谱的幅值分级采用不等间隔法分为八级,图2为侧减速器输入轴寿命里程的八级载荷谱图。
2 齿轮接触应力谱的确定
装甲车辆底盘侧减速器主动齿轮为渐开线圆柱齿轮,根据赫兹公式,其齿面最大接触应力可表示为[4]
式中,KA为使用系数,用以表示冲击情况的影响;KV为动载系数,用以表示齿轮啮合误差和运转速度等内部因素引起的附加动载荷的影响;KHβ为接触应力计算时的齿向载荷分布系数,表示轮齿工作时沿齿宽方向载荷分布不均匀的情况;KHα为接触应力计算时的齿间载荷分配系数,表示同时啮合的各对轮齿间载荷分配不均匀的情况;Ft为端面内分度圆切向力;d1为小齿轮分度圆直径;b为工作齿宽;μ为传动比;ZH为节点区域系数;ZE为弹性系数;Zβ为螺旋角系数;Zε为重合度系数,用于考虑重合度和接触线长度增加对齿面接触应力的影响。
某装甲车辆侧减速器主被动齿轮材料为20Cr2Ni4A合金钢,经渗碳、淬火、低温回火等热处理工序,表层硬度不低于HRC57,芯部硬度为HRC34~45,制造精度为6级,主动齿轮齿数为25,被动齿轮齿数为40,模数为8mm,载荷为中等冲击。由于齿面所受的应力很难通过直接测试得到,故通过测量侧减速器主动齿轮所在轴承受的扭矩,进行换算得到分度圆上的圆周力,并辅以各种修正系数获得齿面所受的载荷。根据侧减速器的工作环境和主动齿轮的基本参数,可得主动齿轮齿面接触应力修正系数,如表2所示。
根据该型装甲车辆底盘典型工况下侧减速器输入轴的扭矩谱,可以得到主动齿轮在不同扭矩等级下的端面内分度圆切向力Ft以及相应的齿面接触应力σH,计算结果如表3所示,其中
3 疲劳寿命预测
3.1 疲劳累积损伤理论
当材料承受高于疲劳极限的交变应力时,每个循环都使材料产生一定的损伤,每个循环所造成的平均损伤为1/N。这种损伤是可以累积的,n次恒幅载荷所造成的损伤等于其循环比n/N。按照雨流计数法将每种工况下载荷谱分成l个应力等级,第i级应力循环产生的损伤度为Di=ni/Ni,其中,ni为第i级应力等级下的循环次数,由载荷谱给出;Ni为第i级应力等级下的疲劳寿命,由S-N曲线确定。则每种工况下扩展载荷谱引起的疲劳损伤度为
按照Miner线性损伤累积理论,当损伤累积达到临界损伤值(一般取为1)时发生破坏,即破坏准则为
式(3)是多级循环加载条件下的线性累积损伤理论的计算公式,利用该公式,结合S-N曲线就可以实现疲劳寿命的估算。
3.2 齿轮P-S-N曲线的确定
经表面强化处理后的齿轮,其齿面硬度大大提高,但同时表层还存在不同的残余应力。充分考虑残余应力的性质及分布对疲劳极限的影响,基于侧减速器齿轮齿面的硬度和残余应力的测定,根据抗拉强度和硬度之间以及疲劳强度与抗拉强度、残余应力之间的对应关系来获取齿轮的接触疲劳极限,从而建立齿轮的P-S-N曲线。
图3给出了齿面不同深度下的硬度测量结果。从图中看到,啮合区域的表面硬度最大为HRC59.9,然后随着深度的增加,硬度逐渐下降。
根据硬度与抗拉强度之间的转换关系,把齿面不同深度下的硬度转换为抗拉强度。图4反映了齿面在不同深度下的换算抗拉强度。从图4中可以看到,表面的抗拉强度为2400~2450MPa。而该齿轮单齿抗拉试验结果也初步说明了该结果基本符合理论分析,因此可以按照齿轮的硬度来确定其强度。
齿面不同深度下的残余应力测量结果如图5所示。从图中可以看出,经表面强化后,齿面不同深度处形成不同的残余压应力,在深度约为0.1~0.2mm处残余压应力达到最大值约700~800MPa,之后随着深度的增加残余压应力急剧减小。
研究表明,残余拉应力加速使表面产生裂纹并使其扩展而降低疲劳强度,残余压应力则能部分地抵消工作载荷施加的拉应力,延缓疲劳裂纹的扩展,提高零件的疲劳强度。把残余应力作为平均应力[2,5],根据材料抗拉强度和疲劳强度的对应关系[6],同时考虑零件残余压应力和硬度时,齿轮齿面沿深度方向的疲劳极限分布为[7]
σ-1d=f(-βσRSD+σb) (4)
式中,σ-1d为深度为d时的疲劳极限;σb为抗拉强度;σRSD为深度为d时的残余应力,残余拉应力取正,残余压应力取负;f为疲劳比,即疲劳极限与抗拉强度的比值,一般为0.3~0.6;ξ为残余应力影响系数,这里取1。
依据式(4)可估算出不同深度下的疲劳极限分布,如图6所示。
从图6可以看出,从表面开始至0.2mm的深度,疲劳极限有一上升到下降的过程,存在一极大值,疲劳极限的最大值不在零件表面,而在次表面深度约为0.2mm处。在这一区域疲劳极限的增大主要是由于残余压应力的作用。随着深度的增加,残余压应力和硬度都开始下降,因此疲劳极限也开始下降。
由此采用两点法可作出在双对数坐标中的P-S-N曲线[2],其拟合公式为lgN=a+mlgS。根据零件的强度极限和疲劳极限,得到主动齿轮的P-S-N曲线,其参数如表4所示。
3.3 疲劳寿命预测结果
由于装甲车辆在正常行驶条件下,关键零部件的疲劳失效大多为高周疲劳破坏,因此选择用名义应力法求解疲劳寿命。结合侧传动载荷谱的测试结果和线性疲劳损伤理论,假设零件在一个载荷谱块下产生的总损伤为D,则零件完成的循环次数为λ=1/D,若每个载荷谱块的当量行驶里程数为L(单位:km),则零件的疲劳寿命为λL=L/D(km)。主要输入的参数为:表面加工系数β=0.85,尺寸系数ε=0.875,应力集中系数k=1.2,据此可得到该装甲车辆侧传动主动轮在不同可靠度下的疲劳损伤量和疲劳寿命预测结果,如表5所示。
从分析主动齿轮的疲劳寿命和可靠度的关系可以看出,随着可靠度要求的提高,典型部件的疲劳寿命是降低的,这与实际规律相符合。
4 结论
(1)建立了实测载荷谱下齿轮疲劳寿命预测的流程。通过对典型路面实车试验获得的载荷数据进行处理,并通过相应的修正关系,利用雨流计数法编制了齿轮的接触应力谱。
(2)通过分析残余应力对齿轮接触疲劳强度的影响,基于疲劳强度与残余应力的作用关系,得到了齿轮表层沿深度方向的疲劳极限分布,为齿轮疲劳寿命预测提供了较为准确的数据来源。
(3)提出了通过测定齿轮硬度求P-S-N曲线的方法。通过测定齿轮硬度,将实测到的硬度换算为抗拉强度,进一步换算为其疲劳强度极限,从而近似获得该零件的P-S-N曲线。
(4)利用Miner线性损伤累积理论,得到了不同可靠度下的疲劳寿命,预测结果与实际规律相符合。
摘要：通过对根据典型路面实车试验获得的载荷数据进行雨流计数处理,编制了装甲车辆侧减速器齿轮所承受的扭矩谱和应力谱;充分考虑残余应力对齿轮接触疲劳极限的影响,通过强度和硬度之间的转换关系以及疲劳强度与残余应力的作用关系,得到了齿面沿深度方向的静强度以及接触疲劳强度分布;结合疲劳寿命分析技术,进行了齿轮疲劳寿命预测,其预测结果与实际规律相符合。
关键词：侧减速器,齿轮,接触疲劳,寿命预测
参考文献
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[6]Wang Shengping.Relationship between the FatigueLimit and the Mechanical Strength of Metals[J].Journal of Materials Processing Technology,2000,100(1):42-46.
接触疲劳 篇4
接触疲劳是零件的接触表面在接触应力的反复长期作用后所引起的一种表面材料去除的损坏现象,是齿轮、轴承、凸轮和火车导轨等零部件的主要失效形式。接触疲劳性能也是考察再制造零部件表面性能的重要指标。国内外学者对热喷涂层的疲劳行为进行了一定的研究[5,6,7,8],初步研究表明,超音速等离子喷涂层可有效增强零件的接触疲劳性能[9]。但对于涂层疲劳失效的机理研究尚处于起步阶段,本研究对超音速等离子喷涂层的接触疲劳行为及失效机理进行了分析,为在此基础之上的再制造表面涂层的接触疲劳寿命预测奠定基础。
1 试样制备和实验方法
1.1 试样的制备
采用超音速等离子喷涂技术制备涂层,喷涂材料选择铁基自熔剂合金,其可自行脱氧、造渣,消除氧化物对涂层的不利影响,且具有较好的常温耐磨性[10,11]。铁基合金粉末的成分(质量分数)为:Cr-13.6%,B-1.6%,Si-1.1%,C-0.16%,Fe-余量,形貌如图1所示,粒度为400-450目,由图1可知,粉末颗粒的粒度均匀,球化程度良好,具有较好的流动性,适于喷涂。基体材料选择调质45钢,调质处理后基体具有良好的力学性能,基体材料为圆环型,外径、内径和高分别为60,30,25mm。喷涂前用丙酮清洗喷涂表面,并对清洁表面进行棕刚玉喷涂处理,形成清洁的粗糙表面,以增强涂层与基体的结合强度。
喷涂时将预处理后的基体材料固定在自制的卡具上,喷涂过程中始终使用冷却气对基体进行降温,以防止基体过热影响喷涂层的质量。根据喷涂材料的熔点,选择如图2所示的喷枪,其送粉管前倾将喷涂材料颗粒送入了等离子焰流的低温区域,以防止喷涂材料发生过熔雾化。喷涂过程中,主气为氩气,辅助气为氢气,送粉气为氮气,喷涂参数如表1所示。
1.2 接触疲劳实验
使用燕山大学自主研发的YS-1型球盘式接触疲劳试验机对超音速等离子喷涂层进行接触疲劳实验。该试验机主要模拟推力轴承的接触状态,旨在考察超硬薄膜的接触疲劳性能。在不改变接触状态和不影响实验精度的前提下,对试验机进行了适当的改造,以适应考察厚涂层疲劳性能的需要,扩大试验机的使用范围,改造后摩擦副部分如图3所示。经过磨削加工的实验试样置于推力轴承的上滚道,光滑的涂层平面与11球轴承球形成滚动接触副,考察在充分油润滑的条件下,涂层的接触疲劳性能。通过振动和扭矩双信号判断涂层失效的发生,在同一接触条件,进行了10个试样的平行实验,每次实验结束后更换轴承球,以保证不会因为轴承球的失效而导致信号采集失真。实验结果表明,其中4个试样由于剥落发生失效,4个试样由于分层发生失效,2个试样由于表面点蚀发生失效。可见在此应力状态下,涂层主要发生剥落和分层失效,可以发现试样发生分层失效的疲劳寿命相对较短,可见分层失效一种快速且破坏严重的失效形式。具体的实验结果如表2所示。
2 典型的失效形式及机理分析
通过使用扫描电子显微镜对失效试样的分析,发现涂层的三种主要失效形式为:点蚀、剥落和分层,其相应的失效机制也各不相同,下面通过对失效区域的观察,分别对三种失效形式的机理进行了分析。
2.1 点蚀失效及机理分析
点蚀失效(图4)是比较常见的接触疲劳失效形式,其表现为涂层的表面出现大量的小麻点,磨痕非常浅且麻点都分布在接触磨痕的宽度之内,它的产生的原因主要是由于在接触区域存在微观滑动,从而出现了表面微凸体之间的直接接触,形成了犁削和微观剪切,导致了微凸体的塑性变形和微观断裂,从而形成了点蚀。有研究显示由于微观断裂,在实验开始后不久就会在接触区域出现磨屑,由于磨屑始终存在于接触区域内,与涂层、对磨体形成了三体磨损从而加速了点蚀的进程[12]。所以这种直接的磨损可能是由于实验开始时,润滑油进入接触区域初期没有形成充分的润滑油膜,接触副的微凸体之间相互剪切和个别较高的微凸体的犁削作用造成的。当形成油膜后,一些磨屑在滚动体和涂层之间形成了磨粒的作用,最终导致了表面点蚀的发生。
(b)图为(a)图的底部结构(a) overall view of the wear track;(b) higher-magnification at the bottom surface
2.2 剥落失效及机理分析
剥落失效(图5)的表现形式为表面出现较大的剥落坑,底部比较平整,距离表面的距离较小,并且在剥落坑尖锐的边缘处可以发现层状结构逐层开裂导致的阶梯状形貌。其失效机理现阶段存在着很多说法,有学者认为润滑油在接触应力的作用下产生的高压油波快速进入表面微裂纹,对裂纹内壁起强力的冲击作用,同时接触面又将裂纹口压住,使裂纹内的油压进一步增高,引起了裂纹向纵深扩展最终形成了剥落[13]。但当润滑油的粘度较大时,由于过高的粘度使润滑油无法进入裂纹尖端,显然这种假说并不适用于各种工况。实验表明,涂层剥落失效可能与表面磨损行为及涂层的微观结构有关,剥落失效可能起始于涂层的表面或次表面的微观缺陷,由于循环载荷的作用,涂层内部微观缺陷的周围会存在较大的应力集中,这种应力集中促使着微观裂纹的萌生和扩展。在循环载荷的作用下,在涂层的表面也可能形成微剪切,这种剪切的作用可以影响涂层中的未融颗粒和硬质相等,使其产生剥离,最终也可以导致剥落失效。通过实验观察(如图6),发现了表面未熔颗粒在循环载荷作用下的剥离现象,并伴随有表面裂纹的产生,通过对涂层截面的观察发现,未熔颗粒周边的裂纹在循环应力的剪切作用下发生萌生扩展,这种扩展的最终结果引起周围已经开裂层状结构之间的相互联系,并最终形成剥落坑。
(b)图为(a)图的内部结构(a) overall view of spalling; (b) higher-magnification at the bottom surface
(a)表面观察;(b)截面观察 (a) surface observation;(b) cross-section observation
2.3 分层失效及机理分析
分层失效有两种情况,即层内分层失效和整层分层失效,其中层内分层主要是由于涂层的内聚强度不足造成的,而整层分层则是由于涂层的结合强度不足造成的。层内分层失效形式如图7所示,分层区域的面积和宽度较大。一般情况下,分层失效的宽度要大于接触磨痕宽度,并且比剥落坑要深得多,且存有陡峭的边缘,分层的底面比较平坦。整层分层失效形式如图8所示,在循环接触应力的作用下,涂层与基体发生了整体的分离,涂层表面有明显的压碎现象发生,图8中的EDS分析结果表明基体由于涂层的分层而完全暴露,整层分层的边缘同样存在着层状结构和尖锐的边缘。分层失效的失效机制主要是受宏观剪切应力控制的,其发生的原因主要是由于循环载荷作用下的最大剪切应力的作用。通常在最大剪切应力作用处的微观缺陷成为裂纹萌生源,在剪切应力的控制下,裂纹不断萌生扩展并直到形成最后的失效。大量研究表明,两摩擦副滚动接触时,最大剪切应力出现在接触表面下方,距离表面距离为0.78b,其中b为接触圆半径[14,15]。采用纳米压痕的方法测得了铁基涂层的弹性模量,并通过赫兹公式计算出在2.114GPa接触应力下的接触圆半径为150.4μm。可知,在该应力水平下,最大剪切应力出现在距离表层约117.3μm的位置。通过对失效区域的横截面观察,多数涂层分层失效的深度都在100μm左右,这充分印证了最大剪切应力控制分层失效机制的结论。同时也发现了部分分层失效并不发生在此位置,由此可以说明涂层分层失效机理的特殊性,由于涂层中固有的一些缺陷,如孔隙、层状结构等。所以即使不在最大剪切应力的位置,也可能由于缺陷的影响,导致涂层在此处的内聚强度下降,从而发生层状结构的分离,并伴随的裂纹的法向扩展,形成最后的失效。
3 结论
通过对失效试样的表面和截面观察,分析了接触疲劳失效形式及相关机理
(1)点蚀失效,表现为大量的麻点坑,主要是由于表面接触形成犁削和微观剪切形成的。
(2)剥落失效,表现为较浅的剥落坑,主要是由于表面和近表面的微观缺陷,如未熔颗粒等,在循环应力的作用发生剥离,同时引发周围层状结构的分离形成剥落坑。
接触疲劳 篇5
1 齿轮疲劳试验
1.1 试验方案
先对两对齿轮副进行常规跑合方式下的接触疲劳试验[4];然后改变跑合工况, 再对另外两对齿轮副进行接触疲劳试验。全程实时监测采集扭矩、转速、振动、噪声、油温等数据。对齿轮箱进行状态监测时, 采用时域与频域综合方式。
1.2 试验齿轮
试验齿轮为1∶1的标准渐开线直齿圆柱齿轮, 齿轮材料的牌号为合金钢 (含Cr, Ni, Mo) , 表面热处理工艺为感应淬火, 具体参数为:m=10 mm, z=15, α=20, hα*=1, c*=0.25, x=0, b=10 mm, 精度等级为6级。
1.3 试验装置
试验是在该校齿轮研究所的电功率流封闭式齿轮试验台上完成的。试验时改变输入转速和负载, 可获得不同转速和负载工况下齿轮箱的动态响应[5]。图1为动态特性测试实验台布局的现场照片。
1.4 试验载荷及转速的确定
将102号与122号、214号与044号齿轮副按常规的四级跑合方式进行:空载, 600 r/min;200 N·m, 600 r/min;500 N·m, 800 r/min;700 N·m, 1 000 r/min。疲劳试验确定为840 N·m, 1 200 r/min。
231号与241号齿轮副跑合载荷与转速确定为200 N·m, 800 r/min;500 N·m, 1 000 r/min。疲劳试验确定为950 N·m, 1 200r/min。
104号与124号齿轮副跑合载荷与转速确定为:第一级空载, 对应转速分别为200 r/min, 400 r/min, 600 r/min;第二级载荷200 N·m, 对应转速分别为600 r/min, 700 r/min, 800 r/min;第三级载荷500 N·m, 对应转速分别为600 r/min, 700 r/min, 800 r/min;第四级载荷700 N·m, 对应转速分别为800 r/min, 900 r/min, 1 000 r/min。疲劳试验确定为986 N·m, 1200r/min。
2 试验结果与数据处理
2.1 疲劳点蚀程度
102号与122号齿轮副跑合后, 齿面形貌良好。在载荷840 N·m、转速1 200 r/min的工况下, 经历69.5 h接触疲劳试验后, 个别齿面出现轻微点蚀;214号与044号齿轮副经过两级跑合, 214号齿轮齿顶出现明显点蚀, 试验终止, 见图2-a。
231号与241号齿轮副跑合后, 齿面形貌没有明显损伤。但进入额定载荷950N·m, 转速1200r/min的接触疲劳试验仅2 h, 241号齿轮齿面就出现明显点蚀与擦伤, 见图2-b。
104号与124号齿轮副通过多种工况跑合后, 在载荷986 N·m、转速1 200 r/min的工况下, 经历60 h接触疲劳试验, 齿面形貌良好, 表现出优良的传动性能。
2.2 试验数据处理方法
根据直观观察到的齿面形貌, 说明214号、241号两齿轮跑合刚结束或刚进入疲劳试验阶段, 就发生了损伤。对故障齿轮, 分析其振动的时域参数, 容易找到齿轮损伤产生时段。因此, 该试验选择振动烈度、峭度指标、脉冲指标、裕度指标、峰值指标等时域指标进行分析。
各齿轮在不同载荷下跑合振动烈度 (部分数值) 见表1;各齿轮在空载跑合时域指标值 (部分数值) 见表2。部分齿轮振动烈度对比见图3, 一对齿轮副中不同轮齿受振动冲击情况见图4。
2.3 试验结果分析
从表1给出的振动烈度值, 可以看出102号与122号齿轮副、104号与124号齿轮副跑合阶段, 振动烈度普遍小于4.5 mm/s, 对照国标GB11347—89大型旋转机械振动烈度现场测量与评定可知齿轮箱振级属于正常工作状态;214号与044号这对齿轮副, 231号与241号齿轮副跑合中, 某些工况下, 振动烈度大于4.5 mm/s, 齿轮副已经处于不良工作状态。
从表2的振动时域指标可以看出:102号与122号齿轮副、104号与124号齿轮副跑合初期, 峭度指标都远小于3, 且啮合的一对齿轮副之间, 峭度指标、脉冲指标、裕度指标非常接近, 齿轮传动处于良好状态。这充分说明试验齿轮的材质、参数设计、机械加工、感应淬火以及试验台安装各环节都比较合理。因此两对齿轮副能经得起近70h的疲劳试验。
214号与044号这对齿轮副, 虽然与102号与122号齿轮副同材质、同参数, 跑合工况相同, 可能是在加工或者试验台安装时存在瑕疵, 空载跑合初期就表现出峭度指标、脉冲指标、裕度指标都比较高, 且啮合的一对齿轮副之间, 峭度指标、脉冲指标、裕度指标数值相差较大。点蚀首先出现在时域指标较大的214号齿轮的齿面上。
231号与241号齿轮副没有经历空载跑合, 直接采用载荷为200 N·m、转速为800 r/min的工况, 进入轻载跑合。从两级跑合后的齿面形貌与监测到的实验数据, 充分表明, 载荷对齿轮的跑合质量影响很大。不经空载跑合, 直接加载, 即使载荷较轻, 也会造成齿轮早期损伤。
3 结束语
试验研究表明, 载荷对齿轮的跑合性能影响很大。在跑合过程中, 空载跑合是必要的, 不可忽略。空载跑合的振动数据, 包含着齿轮传动性能的丰富信息, 研究跑合的动态特性, 可以较早预测齿轮疲劳损伤出现的时间及损伤程度, 还可以预测一对齿轮副中, 哪一个齿轮先出现疲劳损伤。
参考文献
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接触疲劳 篇6
许多研究人员对多种等离子喷涂层的滚动接触疲劳寿命进行了大量的实验研究,发现由于涂层中存在很多难以避免的微观缺陷(孔隙、裂纹、未熔粒子等), 即使在相同的工况条件下其接触疲劳寿命也呈现出高度离散的特征,并且在不同工况条件下寿命也存在很宽的重叠区域[14,15,16]。因此,采用合理的数据分析方法处理这种特殊的接触疲劳寿命数据,并揭示其分布特征尤为重要。正态分布和Weibull分布是最常用的处理和分析涂层接触疲劳寿命的两种统计方法,现已经得到了广泛的使用。但众多学者多是直接使用,并没有进行相关的检验分析。多元统计分析是数理统计中应用广泛的一个重要分支,主要包括分布类型检验、回归分析、方差分析、判别分析、主成分分析等,可以很好地揭示表象数据背后隐藏的本质规律,具有较强的实用性[17]。本工作采用等离子喷涂 系统制备NiCrBSi涂层,并在不同接触应力水平下,通过接触疲劳实验考察涂层的接触疲劳寿命和失效模式。以R-3.1.1软件为平台编制相应 的统计分 析程序,采用统计 分析方法(方差分析、回归分析、判别分析等)对其进行了分析和讨论,旨在揭示 涂层疲劳 寿命和失 效模式的 分布特征。
1涂层制备及接触疲劳实验
1.1涂层的制备及表征
采用GP-80型等离子喷涂系统制备NiCrBSi涂层。基体材料选用回火45#钢。阶梯环形状的喷涂试样示意图如图1所示。宽度为6mm的外端面为喷涂面,如红色区域所示(图1(b))。该喷涂试样也是滚动接触疲劳实验 的测试辊。NiCrBSi涂层的化 学成分 (质量分数/%,下同)为16Cr,7.5B,4.7Si,0.9C, 4.5Fe,66.4Ni。为了提高涂层与基体的结合强度, 采用NiAl合金作为 打底层,NiAl成分为80 Ni, 20Al。喷涂前首先对基体进行丙酮清洗,并对外端面进行棕刚玉喷砂粗化。为了减少热应力,喷涂前将基体预热到100~200℃。等离子喷涂参数如表1所示。 NiCrBSi涂层截面的微观组织如图2所示,涂层呈典型的层状结构,涂层粒子铺展较好,涂层中存在大量的孔隙和裂纹,这些微观缺陷的存在必然会影响涂层的接触疲劳性能。涂层表面硬度为700~750HV0.1,孔隙率平均值为1.64%。
1.2涂层接触疲劳实验
采用对滚式接触疲劳试验机考察NiCrBSi涂层在不同应力水平下的接触疲劳寿命和失效模式,示意图如图3所示。采用GCr15作为配对接触辊。两个伺服电机分别驱动喷有涂层的测试辊和配对接触辊,实验转速均设为600r/min,即滑差率为0%,为纯滚动线接触类型。在0.881,1.246,1.526,1.762GPa四种应力水平下进行涂层接触疲劳实验。采用声发射技术监测涂层的接触疲劳失效过程,当声发射幅值出现急剧的增加时认为涂层已经失效,立即停机,计算涂层的疲劳寿命,并采用扫描电镜观察涂层的失效模式,实验结果如表2所示。基于失效表面形貌观察,涂层呈现四种典型的滚动接触疲劳失效模式(磨损、剥落、分层、滚压开裂),如图4所示。磨损表现为在滚动接触区域出现大量的微观点蚀坑,点蚀坑深度和面积都比较小;剥落表现为涂 层浅层材 料的去除,深度大约 在80~ 150μm;分层表现为整个涂层材料从涂层与基体的界面处去除,深度非常深;滚压开裂表现为在极高的接触应力下,涂层表面材料发生强烈的塑性变形而形成薄片状结构。结果表明,在同一应力水平下至少出现了两种失效模式,但存在一个主要失效模式。例如:接触应力为0.881GPa时,10个试样中有7个发生磨损失效 ,剩余3个发生剥落失效,因此,可以推断在该应力水平下剥落是主要失效模式。还可以看出,在不同接触应力水平下,涂层的接 触疲劳寿 命分布不 同。 从整体来看,疲劳寿命随着接触应力的增加而减小,但不同的接触 应力下疲 劳寿命存 在重叠的 区域。 另外,在相同的接触应 力水平下 涂层的疲 劳寿命高 度分散。针对这种高 度分散的 疲劳寿命 分布特点,简单的采用寿命平 均值、最大或最 小寿命来 评估涂层 的寿命是不合适的。因此,本工作基于R-3.1.1软件采用统计的方法来处理这种高度离散分布的疲劳寿命和失效模式。
Note:AB-abrasion;SP-spalling;DE-delamination;RC-rolling cracking.
2结果分析
2.1正态性检验及方差分析
采用正态性W检验法对0.881,1.246,1.526, 1.762GPa四种不同接触应力水平下的NiCrBSi涂层接触疲劳寿命进行正态性检验。需要说明的是,本工作中所有假设检验的显著性水平α 都取0.05。滚动接触疲劳正态性检验结果以及期望μ和标准差σ 的估计值如表3所示,可以看出,四种应力水平下的检验判别值p-value都远大于0.05,因此涂层的接触疲劳寿命服从正态分布。并且,随着接触应力的增加,p-value有增大的趋势,即涂层的正态性分布 特征更加显著。另外,随着接触应力增加,涂层的均值寿命和方差都减小。图5为涂层在不同接触应力水平下疲劳寿命的概率密度分布曲线。可见,随着接触应力的增加,疲劳寿命的分布更加集中,即疲劳寿命更加容易预测。
方差分析是研究因素变化对实验结果有无显著差异的分析方法[17]。对不同应力水平下涂层的疲劳寿命进行方差分析,得出的方差分析结果如表4所示,其中df(degree of freedom)为自由度。可以看出,判别值p-value为1.6×10-7,远小于显著性水平0.05,所以拒绝原假设(各个水平间无显著性差异),即接触应力对涂层的接触疲劳寿命有显著性影响。图6为不同接触应力水平下涂层疲劳寿命的箱线图,同样可以看出接触应力大小显著影响涂层的接触疲劳寿命。采用多重t检验方法对四种接触应力水平下的疲劳寿命均值进行两两比较。结果表明,除了1.246~1.526GPa之间和1.526~1.762GPa之间的疲劳寿命的显著性差异稍弱一些,其他应力水平下两两之间的疲劳寿命都具有显著性的差异。
2.2疲劳寿命与接触应力的相关分析
方差分析表明,接触应力对NiCrBSi涂层的接触疲劳寿命有显著性影响。相同应力水平下的疲劳寿命具有高度离散性的特点,且服从正态分布。另外,均值寿命附近涂层的失效概率最大(图5),当达到概率密度曲线峰值对应的接触疲劳寿命时涂层失效的概率最大。因此选择以均值寿命为例,研究涂层疲劳寿命与接触应力的线性相关性。利用R软件提供的t检验函数进行均值评估,置信水平选择0.95。不同接触应力水平下NiCrBSi涂层滚动接触疲劳寿命均值和置信区间如表5所示。可以看出,判别值p-value远小于显著水平0.05,说明疲劳寿命均值及其估计区间是可信的。寿命均值与接触应力具有一定的线性相关性。建立线性回归函数:N=β0+β1S,其中,N为接触疲劳寿命,S为接触应力,β0为回归常数,β1为回归系数。采用R软件提供的回归函数进行线性回归分析,得出估计值:β0=2.19380,β1=-0.83553,标准差sd(β0)= 0.07096,sd(β1)=0.05094,因此建立的线性回归模型为N=2.19380-0.83553S。采用t检验法对建立的回归函数进行假设检验。假设:β1=0,即寿命均值与接触应力不具有线性相关性。计算所得的判别值pvalue为0.004,远小于显著水平0.05,所以拒绝原假设β1=0,即寿命均值与接触应力具有线性相关性,相关系数为-0.996,其绝对值非常接近1,因此线性相关性非常高,拟合曲线如图7所示。
2.3涂层失效模式判别分析
判别分析是多元统计分析的一个重要内容,是判别个体所属群体的一种统计方法[17]。判别分析的特点是在已知有多少类,并且是在有训练样本的前提下, 利用训练样本得到判别准则,并对待测样本进行分类。 通过对NiCrBSi涂层进行大量接触疲劳实验,并基于失效表面形貌观察,将失效模式归为磨损、剥落、分层、 滚压开裂四类,同时获得了各种失效模式下对应的涂层接触疲劳寿命和承受的接触应力数据,如表6所示, 以此作为训练样本建立判别准则。
本工作采用Bayes判别法进行失效模式判别。假设样本有k类,分别为X1,X2,…,Xk,它们的概率密度函数分别为f1(x),f2(x),…,fk(x),R1,R2,…,Rk为根据某个准则判定为X1,X2,…,Xk的那些数据x的全体,对应的先验概率为p1,p2,…,pk,假设所有误判损伤相等,则判别准则为:
采用正态性W检验法对四种失效模式下的涂层接触疲劳寿命进行正态性检验,结果如表7所示,判别值p-value都远大于0.05,因此不同失效模式下的接触疲劳寿命服从正态分布。由于实验条件和成本的限制,只做了有限应力水平的疲劳寿命实验,但根据涂层在正常使用过程中的应力水平设置经验,也可以假定认为服从正态分布。显然,不同失效模式下的疲劳寿命和接触应力的协方差矩阵是不同的。磨损,剥落,分层和滚压开裂四种 失效模式 的先验概 率分别为11/ 40,9/40,8/40,12/40。基于以上思路编制多分类问题的Bayes判别R程序。误判结果如表6中括弧内的标注所示,磨损失效 有3个试样判 错,判别正确 率为73%;剥落失效有3个试样判错,判别正确率为67%; 分层失效有2个试样判错,判别正确率为75%;滚压开裂失效有4个试样判 错,判别正确 率为67%。因此,根据建立的判别准则,当指定接触应力和疲劳寿命时可以预测涂层的失效模式,而且预测正确率在65% 以上。例如,涂层试样承受的接触应力为1.4GPa、失效寿命为1.1×105时,根据建立的判别准则,得出剥落是最有可能发生的失效模式。
2.4影响涂层失效模式的主因研究
主成分分析是一种通过降维的思想,把多个变量转换成少数几个主成分的方法[17]。其主要依据变量贡献率的大小进行降维。因此,可以依据贡献率大小来分析影响失效模式的主要因素是接触应力还是疲劳寿命。其实贡献率也就是方差百分比,方差百分比越高,贡献率也就越高。表8为不同失效模式下接触应力和疲劳寿命的贡献率。可以看出,疲劳寿命对失效模式的累积贡献率明显高于接触应力对失效模式的累积贡献率,因此疲劳寿命是决定失效模式的主要因素。
3结论
(1)NiCrBSi涂层的接触疲劳寿命呈正态分布;随着接触应力的增加,涂层的均值寿命和方差都减小,并且疲劳寿命的分布更加集中;方差分析表明接触应力对涂层的接触疲劳寿命有显著性影响;疲劳寿命均值与接触应力具有高度线性相关性。
(2)磨损,剥落,分层和滚压开裂是四种主要的涂层失效模式。基于训练样本,建立了涂层失效模式的判别准则,当指定接触应力和疲劳寿命时可以预测涂层的失效模式,且预测正确率在65%以上。
接触疲劳 篇7
本工作采用超音速等离子喷涂技术在45#钢基体上成功制备了含有大量弥散分布的纳米α (Fe, Cr) 相的Fe基合金涂层, 并对涂层的组织结构、相结构进行了研究。以球盘式接触疲劳实验机为平台, 利用声发射技术实时监测涂层的疲劳损伤过程, 借助RMS曲线分析了疲劳损伤全过程。
1涂层的制备及实验方法
实验用基体材料为淬火45#钢, 外径、内径及高度分别为60, 30, 25mm的圆环试样, 端面磨光处理。喷涂前先对基体进行丙酮清洗, 为改善涂层与基体的结合性能, 端面进行棕刚玉喷砂粗化, 并用喷枪预热至100～200℃。工作层为Fe基自熔性合金成分为 (质量分数/%, 下同) :Cr13.6, B1.6, Si1.1, C0.15, Fe83.55, 粒度为200～325目;打底层为AlSiNi合金 (Al85, Si10, Ni5) , 粒度为300～400目。采用HEPJet型高效能超音速等离子喷涂装置制备涂层, 喷涂过程中, 主气为氩气, 次气为氢气, 送粉气为氮气, 经优化的喷涂工艺参数如表1所示。
采用D8型X射线衍射仪对喷涂粉末及涂层进行相结构对比分析, 利用Quanta 200型扫描电子显微镜观察和分析涂层表面 (王水腐蚀) 和截面 (未腐蚀) 微观结构形貌。采用HMV-2型显微硬度仪测试涂层表面以及截面的显微硬度, 载荷为1.961kN, 加载时间15s, 测五点取平均值。采用JEOL-2010型透射电子显微镜观察涂层微观组织。
接触疲劳损伤性能的研究采用YS-1型滚动接触疲劳试验机, 该实验机主要模拟推力轴承的接触副形式来考察涂层的疲劳寿命, 示意图如图1所示。试验机装有载荷传感器, 振动传感器, 油温检测传感器, 声发射传感器。实验机采用11球轴承 (GCr15) 作为配对摩擦副, 在充分油润滑的条件下监测涂层的疲劳损伤过程。加载方式为杠杆加载, 通过赫兹公式计算本次实验的最大赫兹接触应力为1.8489GPa。转速受驱动电机控制, 采用速度传感器监测, 本次实验转速为2500r/min。使用美国物理声学公司 (PAC) 生产的PCI-2声发射检测系统对涂层接触疲劳损伤过程进行在线监测, 信号采样率为2Mps, 前置放大器放大额度为40dB, 经放大器放大的信号首先经带通滤波 (50～500kHz) , 门槛值设定为40dB。
2实验结果及分析
2.1涂层相结构分析
Fe基合金涂层及粉末的XRD衍射图谱如图2所示, 可以确定粉末的主要成分是Fe和Cr, 主要以体心结构的α (Fe, Cr) 相存在, 这说明粉末比较纯净, 组织均匀、无明显的元素偏析, 不存在难熔的高熔点碳化物和硼化物, 这就为获得高质量、均匀、致密、纯净的涂层提供了保障。对比涂层及粉末的XRD衍射图谱可知, 在该喷涂条件下, 基体相为α (Fe, Cr) , 新析出了高韧性的γ (Fe, Cr) 相、高耐磨性的Fe3 (Si, B) 相、耐磨性和韧性较高Cr7C3理想碳化物相。可以看出2θ=45°处出现了一个漫散射峰, 这是典型的非晶态结构的XRD图谱, 说明在等离子喷涂过程中形成了非晶相, 这主要是由于熔融的超高温液态粒子高速飞行沉积到低温基体上瞬间快速凝固形成的。由于没有氧化物峰出现, 所以粒子在加热熔融、加速飞行、沉积过程中很少被氧化, 涂层纯洁度高。
2.2涂层微观组织结构以及显微硬度分析
Fe基合金涂层截面微观结构形貌如图3所示。由于等离子焰流温度高、粒子速度快, 而且连续沉积的熔融态粒子在凝固时会释放结晶潜热, 这将促进喷涂粒子间发生塑性变形和机械互锁, 涂层粒子之间成微冶金结合, 粒子基本铺展开, 涂层比较致密, 未熔粒子比较少。层状结构搭接的边缘存在较小尺寸的孔隙, 相邻扁平结构之间存在较多的微短裂纹。Fe基合金涂层表面微观组织形貌 (经王水腐蚀) 如图4所示, 基体为塑性和韧性较好的α (Fe, Cr) 相, 在基体相周围均匀分布着网状亮白碳化物Cr7C3, 不存在组织偏析。碳化物硬度较高, 可以起到骨架支撑作用, 碳化物里面包裹着韧性较好α (Fe, Cr) 相, 这样外硬内韧的组织可以显著提高涂层的耐磨性和抗接触疲劳性。
涂层的显微硬度沿截面的分布如图5所示, 涂层硬度在HV0.2=490～510范围内变化, 由于涂层中碳化物分布均匀、弥散, 而且存在大量的纳米晶, 因此涂层硬度较高。打底层硬度HV0.2=150～180左右, 基体硬度为HV0.2=350～360范围内变化, 基体和打底层的硬度较低, 但塑性和韧性好, 与较硬工作涂层结合可以对冲击破坏起到缓冲的效果。
2.3接触疲劳损伤性能
声发射信号 (RMS) 可以在线、实时的反馈涂层的接触疲劳损伤程度[10,11,12,13]。在转速为2500r/min、最大赫兹接触应力为1.8489GPa的实验条件下, 分层是涂层的最终失效形式。该实验过程中采集到的声发射信号如图6所示。开始时RMS值有个较高的越阶, 如Ⅰ位置箭头所指, 这主要是因为开始阶段接触表面比较粗糙, 微凸起发生强烈的塑性变形引起的较强能量释放而产生的声发射。470s以前, RMS曲线比较光滑平稳, 维持在0.015V左右, 这个阶段主要是裂纹的萌生和稳定存在的阶段, 不连续的微短裂纹的萌生会释放相对较弱的能量而产出声发射, 如Ⅱ位置箭头所指。470～570s是裂纹的稳定扩展阶段, 这个阶段主要是由于裂纹稳定扩展伴随有能量的释放而产生声发射引起的, RMS曲线呈脉冲式突变, 但突变RMS值并不高, 如Ⅲ位置箭头所指。从550s处的疲劳损伤形貌可以看出, 接触区域存在较多的环形、Z形、蠕虫状等裂纹, 裂纹主要是在沉积粒子的界面处和孔隙的尖角处萌生。570～630s是裂纹失稳扩展阶段, 该阶段裂纹快速扩展连接释放出较强的声发射信号, RMS曲线呈脉冲式突变, RMS值较稳定扩展阶段要大, 突变频率也较高, 如Ⅳ位置箭头所指。从600s处疲劳损伤形貌可以看出, 垂直于滚动方向的裂纹沿表面向纵向45°方向阶梯式的渐进扩展。630～650s为材料的剥落阶段, 该阶段RMS值快速增加到0.056～0.073V, 如Ⅴ位置箭头所指, 这主要是由于材料的大面积断裂和剥落释放大量的能量而产生很强的声发射信号。从640s处疲劳损伤形貌可以看出, 材料已经剥落, 底部比较平整, 边缘成阶梯分布, 深度在110μm左右。
裂纹的稳定存在阶段大约为450s, 占到全部寿命的70%左右, 一旦裂纹开始扩展将预示着更加严重的损伤即将产生, 因此提高裂纹扩展所需的扩展能抑制裂纹扩展, 延长裂纹稳定存在的时间, 是改善涂层抗接触疲劳性能, 提高疲劳寿命的关键[14]。如图7所示, 大量的均匀弥散分布于裂纹和沉积粒子周围的强韧性极高的纳米α (Fe, Cr) 相可以吸收裂纹扩展能和界面能, 起到“钉扎”裂纹和界面的作用。
3结论
(1) 利用超音速等离子喷涂技术在45#钢基体上制备了Fe基合金涂层, 涂层比较致密, 在层状结构搭接的边缘存在少量的较小尺寸的孔隙, 相邻扁平结构之间存在较多的微短裂纹, 这些缺陷的存在都会影响涂层的接触疲劳性能。
(2) 涂层组织为α (Fe, Cr) 基体相上均匀弥散的分布着网状Cr7C3, 还有少量的γ (Fe, Cr) 相和Fe3 (Si, B) 相。涂层中还存在大量的纳米级的α (Fe, Cr) 相, 主要分布于裂纹周围。涂层硬度为HV0.2=490～510, 截面方向具有理想的硬度梯度。