微动疲劳寿命（共5篇）
微动疲劳寿命 篇1
0 引言
车轴是铁路机车车辆走行部最重要的部件,它几乎承受着机车车辆的全部重量。机车车辆在运行过程中一旦发生断轴,将引起列车脱轨、翻车等重大恶性事故。车轴的疲劳破坏一般发生于车轴轴身与车轴轮座处,而车轴轮座处发生的微动疲劳损伤由于难以检测,因此其危害性更大[1,2,3]。
目前,多采用名义应力方法、断裂力学方法、微动图法、单轴应力方法和多轴应力方法预测车轴的疲劳损伤。文献[4-5]采用微动图法研究车轴的微动磨损问题,考虑了载荷和微滑移的影响。文献[6-7]研究了轴类试件压装部的高周疲劳问题,采用名义应力表示疲劳极限,基于应力强度因子预测了裂纹扩展。Zerbst[8]综述了铁路车轴的安全寿命和损伤容限设计方法,用小裂纹理论讨论裂纹萌生,并用Paris公式预测了裂纹扩展。杨广雪[9]采用Ruiz准则和Findley多轴疲劳准则,计算预测了轴套试样的微动疲劳强度,并分析了上述准则在研究旋转弯曲载荷下过盈配合微动疲劳的适用性。
列车车轴属低应力高周疲劳件,它的裂纹萌生寿命较长,几乎占据车轴的整个使用寿命,且只要出现明显的裂纹就必须进行维修或更换,不会再冒险继续使用。车轴压装部实际上受到多轴循环载荷,导致车轴轮座上的力学行为较为复杂,这就需要综合考虑循环载荷及摩擦力在构件上产生的应力和应变,建立应力和应变与构件损伤的关系,最终预测裂纹萌生寿命。应变能密度损伤参数是一种综合考虑了局部应力和应变的多轴疲劳损伤参数,理论上更适于处理车轴微动疲劳损伤问题。Smith等[10]提出了一种SWT(Smith-Watson-Topper)损伤参数,用单轴拉-压载荷下的最大应变和应变幅的乘积预测疲劳损伤。So-cie[11]改进了SWT损伤参数的表达形式,基于最大主应变幅求解所在临界平面处的应变能密度。Chen等[12]建立了混合断裂模式下的应变能密度模型,同时考虑了临界平面上的主应力和切应力。尚德广等[13]基于应变能密度理论确定了微动疲劳损伤参数。
为建立多轴应力下的车轴钢微动疲劳寿命预测模型,本文采用ABAQUS有限元软件建立3D模型,计算得出接触面的应力应变场,通过能量密度法研究裂纹萌生特性,建立裂纹萌生寿命预测模型,利用模型揭示各种影响因素对微动疲劳行为的影响,并应用模型进行动车组车轴压装部裂纹萌生位置和寿命的预测。
1 多轴疲劳理论及能量密度法
1.1 多轴疲劳与临界面
多轴疲劳指的是疲劳损伤是在多轴应力状态下产生的,即机械构件上有两个或两个以上的主应力(主应变),并且其方向和幅值随时间变化而变化。微动条件下,构件除了受到外界载荷外,其微动接触面还受到压力和摩擦力作用,所以微动疲劳寿命的预测可以采用多轴疲劳强度理论。一些学者提出了基于单轴疲劳理论的多轴疲劳损伤模型(Findley模型[9]),这些损伤模型大多数采用临界平面法,即将材料在服役过程中最大损伤参量所在平面上的应力(应变)参数作为损伤参量,这种方法具有一定的物理意义,也便于理解疲劳裂纹的萌生和扩展机理。但这种只考虑应力(应变)的临界损伤平面法应用范围有限。
疲劳裂纹会在材料内部的某个面上萌生和扩展,裂纹萌生和早期扩展的方向与速度都取决于该面上的应力和应变,所以疲劳破坏也就发生在这个面(临界面)上。临界面法通过逐个对比接触面上各个位置以及该位置上不同角度的损伤参量,最终找到施加循环载荷的整个过程中损伤参量最大的平面。显然,选用的参量不同,临界面也就不同。
通过有限元分析计算,得到每个载荷增量步下的应力应变数据后,就可以通过下式计算出任意方向上的应力和应变[14]:
其中,σ、ε、τ、γ分别为临界面上的应力、应变、切应力和切应变;θ 为临界面相对于主坐标的转角;σxx、σyy和τxy为主坐标下的应力分量;εxx、εyy和γxy为主坐标的应变分量。
得到接触表面在主坐标上的应力和应变后,即可根据式(1)计算每个单元任意截面上的应力、应变,此处取角度增量 Δθ=1°,-90°≤θ≤90°。一旦获得各个临界平面上的应力和应变,接下来即可根据不同的损伤理论进行损伤因子的计算。
1.2 能量密度法
能量密度准则与临界面相结合的模型是指,在特定载荷幅值下,可将特定角度θ所在材料截面的能量密度作为损伤参数,将最大损伤参数所在的材料截面定义为临界平面。能量密度损伤参数定义为应力和应变分量的乘积αΔσΔε+βΔτΔγ,其中,Δσ、Δε、Δτ和 Δγ分别为临界平面上的法向应力、法向应变、切应力和切应变的变化范围,每个乘积项受影响系数α和β的影响。可以看出,该模型预测裂纹萌生方位时,在物理意义上包含两种载荷模式:αΔσΔε表示拉力分量,βΔτΔγ表示剪力分量。采用这种能量密度损伤参数的定义,人们发展了许多不同的损伤因子的计算公式。这些方法的不同之处仅在于控制疲劳寿命的模式以及分量αΔσΔε和βΔτΔγ应该如何具体解释与计算。
Smith等[10]综合考虑拉力分量作用下单轴应力和应变的影响,提出了一种SWT损伤因子:
式中,σmax为最大法向应力。
基于能量密度理论,Chen等[12]提出了一种多轴疲劳损伤因子 ΔWC:
式(2)、式(3)的右侧都同时考虑了临界平面上应力和应变的影响,是典型的能量密度损伤参数。一旦找到疲劳损伤因子最大的临界平面,就可以确定裂纹萌生的方向,即临界平面的方向就是裂纹萌生的方向。
SWT损伤值 ΔWSWT和Chen损伤值 ΔWC与疲劳裂纹萌生寿命Nf的关系式可分别为
式中,E为弹性模量;σ′f、ε′f分别为轴向疲劳强度和轴向疲劳延展因子;b、c分别为疲劳强度和疲劳延展性指数。
2 材料参数的确定
本节采用传统的Manson-Cofin公式并结合试验确定材料参数σ′f、ε′f、b和c,并假定其与式(4)和式(5)中对应参数一致。将这些参数代入到式(4)、式(5)后,即可最终确定基于能量密度法的微动疲劳寿命预测模型。
2.1 损伤因子计算
图1为微动疲劳试验装置结构尺寸及加载示意图。中间拉伸试件采用LZ50 车轴钢加工而成,两个微动桥采用CL60车轮钢加工,微动桥桥足和微动疲劳试样表面采用平面-平面接触方式,微动桥桥足处圆角半径r=0.3mm。
如图2a所示,采用商用有限元软件包ABAQUS建立有限元分析模型,由于结构的对称性,采用3D模型的1/8 划分网格,单元为C3D8I六面体单元。定义靠近载荷的接触边缘为内边缘,另一边缘为外边缘。为保证计算结果的准确性,并满足接触计算要求,在接触面附近的网格作出了适当的细化。接触分析模型如图2b所示,接触面节点与目标面节点成对出现,形成接触对。
对上述模型压块上施加F=2000N的载荷,并假定摩擦因数μ=0.6。根据有限元接触应力应变分析结果,并应用MATLAB程序计算得出接触面上的损伤值。试件右侧施加p=320MPa拉应力时的损伤值结果如图3所示。
接触内边缘和外边缘附近存在应力和应变集中,所以损伤参量值较大。接触外侧边缘附近的法向应变幅值较大,导致此处的损伤参量值也较大。接触面上1.7~2.2mm的范围,属于接触区和滑移区的过渡区域,此时Chen损伤值和SWT损伤值均出现局部峰值。相比之下,Chen损伤值比SWT损伤值大。
2.2 试验分析
疲劳试验中,施加的循环载荷和微动桥压力与2.1节中有限元分析的加载方式相同。为考察断裂位置d(疲劳裂纹萌生位置与微动桥足内边缘的距离)随施加的循环载荷变化的规律,通过实验得到了不同外载荷p作用下试件的断裂位置,试验结果如图4所示,开裂位置随着循环载荷的增大而更靠近接触内边缘。p=320MPa时,开裂位置在接近2mm处。由图3可以看出,尽管微动桥桥足的内外接触边缘附近的损伤参量值较大,但是这由静应力和静应变集中所致,并不会导致微动疲劳裂纹萌生;接触面内1.7~2.2mm之间的区域,属于接触区和滑移区域的过渡区域,微滑移的存在会造成微动疲劳裂纹萌生。换句话说,接触面内一般存在粘附区、滑移区和过渡区域三个区域,在过渡区域内能量密度损伤因子峰值是造成疲劳裂纹萌生的主要因素。所以,Chen准则和SWT准则的预测值与实验结果相吻合,说明接触区和滑移区交界的应变能密度损伤参量可以用于解释实验现象。
保持微动桥载荷F=2000N,改变循环载荷大小,通过实验得到了不同应力σ作用下的试样疲劳寿命N,σ-N曲线如图5所示。
2.3 试验数据拟合与寿命预测
为了便于比较Chen准则和SWT准则的寿命预测效果,这里首先根据常用的Manson-Coffin公式结合试验结果预测材料参数σ′f、ε′f、b和c,然后将预测得到的材料参数引入式(4)、式(5),最后比较这些参数对Chen准则和SWT准则的适应性。单轴疲劳寿命预测模型Manson-Coffin方程的表达式为
Manson-Coffin公式右侧的表达形式与式(4)、式(5)相似,符号的意义也相同,其区别在于式(4)和式(5)考虑了应力项,导致形式上更加复杂。所以可参照Manson-Coffin公式中的参数σ′f、ε′f、b和c来确定式(4)和式(5)中的材料参数[15]。
多轴疲劳的寿命预测方法大多选择临界面法,而临界面法大多数采用最大剪应变平面作为损伤平面。将该平面上的最大剪应变幅γmax和法向应变范围 Δε作为两个基本参数来构造疲劳损伤参量。 尚德广等[13]根据临界面定义,采用von -Mises应力准则并考虑非比例加载的影响,同时考虑 Δγmax和 Δε两个参数,将它们等效为一个应变幅,建立基于等效应变幅的多轴疲劳准则,其表达式为
将式(7)代替Manson -Cofin方程等号左边的法向应变范围,即可得
式(8)不仅适用于多轴疲劳非比例加载,对比例加载同样适用。
根据疲劳加载情况,计算等效应变幅损伤值Δεeq,可以得到 Δεeq和试验寿命相互关系的离散点,如图6所示。通过对这些离散点进行曲线拟合,即可得到Manson-Coffin公式中的材料常数:σ′f=690,ε′f=0.0332,b=-0.062,c=-0.3125。得到式(4)和式(5)的材料参数后,即可根据不同循环载荷下计算得到的损伤因子的值预测试样寿命Nf。
Chen法和SWT法的预测寿命结果如图7所示,其中,外侧2条虚线所包含的区域是相对中间斜线的0.6倍误差带。可以看出:Chen法和SWT法对寿命的预测都偏保守;在预测低周寿命时,两种方法的预测精度相差不大,但是在对高周疲劳寿命(N>106)的预测上,却存在较大的偏差。通过与实测数据的比较可以看出,Chen法相比SWT法有较高的预测精度,这说明Chen法比SWT法的损伤因子更适合用于预测LZ50钢的微动疲劳寿命。因此,以下将采用Chen法的能量密度损伤因子作为疲劳损伤参量开展研究。
3 微动参数对疲劳特性的影响
3.1 微动参数对Chen损伤因子的影响
通过改变摩擦因数、圆角半径和载荷幅值等相关参数,得到这些影响因素对微动损伤参数作用的规律。
如图8所示,摩擦因数为0.3时,接触内侧边缘的损伤参量比摩擦因数为0.6和0.8时的大,说明摩擦因数小时,内侧边缘应变能集中程度更高。接触区域内,损伤因子也存在峰值,与摩擦因数为0.6和0.8时的情况相比,摩擦因数为0.3时的损伤因子峰值更靠近接触内侧边缘,说明摩擦因数变小时,裂纹萌生的位置向内侧边缘偏移。接触区域内的损伤参量峰值变化不大,只会随着摩擦因数变化而发生位置的改变。
如图9所示,微动桥桥足处圆角半径r对边缘的损伤影响较大,对接触区域内的损伤峰值的位置影响较小。半径越大,接触外边缘附近的损伤因子越大,当半径增大到一定的值(r=0.9mm)时,外边缘的损伤参量变化显著。随圆角半径增大,接触区域内的损伤参量峰值也逐渐向外侧边缘偏移。
如图10所示,循环载荷对接触区域外边缘的影响并不大,对内边缘的损伤参量峰值影响相对较大。随着循环载荷的增加,接触区域内损伤因子的峰值逐渐增大,同时更靠近内边缘。
微动桥接触压力对接触区域损伤因子的影响如图11所示。可以看出,损伤因子峰值的位置随微动桥压力变化明显。随着压力的增大,接触区域内损伤峰值更靠近外边缘。另外,随着压力的增大,接触内边缘和外边缘附近的损伤因子均明显增大。
3.2 微动参数对寿命的影响
为分析各摩擦因数、圆角半径、循环载荷和桥足压力对LZ50钢试件断裂位置和疲劳寿命的影响,图12~图15分别给出了考虑这些微动参数的断裂位置-寿命曲线。如图12所示,随着摩擦因数的增大,断裂位置与内边缘的距离也增大;摩擦因数从0.3增加到0.6时,断裂位置变化很大,寿命虽然也在不断减小,但在一个数量级中,变化不大,说明摩擦因数主要影响断裂位置。图13中,随着微动桥桥足处圆角半径r的增大,断裂位置的变化较小,对寿命的影响也较小,说明r的影响较小。如图14所示,循环载荷的影响和微动桥半径影响规律相似,但是寿命变化相差较大,对寿命的影响大于对断裂位置的影响,说明循环载荷主要影响寿命。如图15所示,微动桥压力对断裂位置和寿命的影响均较大,微动桥压力从2000N减小为1000N时,断裂位置从2mm位置左移到1.5mm位置,寿命从1.3×105次减小为4×104次。
4 Chen准则法在车轴疲劳预测中的应用
根据轮对尺寸标准[16],在有限元软件中建立轮对的整体模型。由于结构和载荷的对称性,所以只取轮轴整体模型的1/4 建立有限元分析模型。
车轮旋转使车轴表面受到旋转弯曲应力,造成车轴轮座的微动损伤。在车轴左端部施加垂向载荷F=31kN[9],车轴受载后,接触端部附近的应力如图16所示。由于车轴受载荷后会有一定的弯曲形变,因此左下方的车轴接触端部的接触应力偏大,同样右上方的接触端部的接触应力也较大。
根据第2节的损伤因子方程和有限元计算结果,计算得到车轴下侧接触线上的损伤因子,如图17 所示。 可以看出,在距轮对接触的外边缘5mm处和距内边缘10mm处,损伤因子都存在峰值。根据2 节的分析可知,在距外边缘5mm处和距内边缘10mm附近萌生裂纹和发生疲劳破坏的可能性最大。据统计,我国因轮座裂纹而损坏的车轴中,裂纹大多集中于轮毂孔两侧附近。开裂的车轴中,在轮座内侧开裂的车轴约占60%,裂纹分布于距轮毂孔内端面5~20mm范围内;在轮座外侧开裂的车轴约占40%,分布于距轮毂孔外端面10~50mm范围内[17],这说明本文中的预测位置和实际情况较为符合。
根据第2.3节建立的寿命预测模型,在该载荷下,该轮对车轴外侧的疲劳寿命的预测值Nf=8.8×109,从寿命大小判断,这已经属于超高周疲劳的范畴。尽管当前模型对车轴疲劳寿命的预测结果符合设计标准,但是列车运行环境复杂,车轴承载变化较大,所以在此之前就需要进行检修或者更换。以京广铁路为例,铁路车轴采用的是无限寿命设计,根据铁路标准规定车轴设计使用年限为25年,但实际上车轴运行23年时就几乎全部产生严重的疲劳裂纹[18]。
5 结论
(1)Chen法和SWT法对寿命的预测都偏保守。在预测低周寿命时,两种方法的预测精度相差不大;在预测高周疲劳寿命(N>106)时,两种方法的预测效果相差较大,Chen法较SWT法有更高的预测精度。
(2)各个参数对微动疲劳特性的影响不同:摩擦因数主要影响断裂位置,微动桥桥足处圆角半径影响较小,循环载荷主要影响寿命,微动桥压力对断裂位置和疲劳寿命的变化影响较大。
(3)预测了垂向载荷F=31kN时轮对车轴裂纹萌生的位置。结果表明,车轴在该载荷下运行达到8.8×109次时会有裂纹产生,预测寿命符合铁路规定标准。
机械设备焊接结构的疲劳寿命研究 篇2
【关键词】机械设备；焊接结構；疲劳寿命；断裂
机械设备在使用的过程中，焊接结构容易出现疲劳开裂或者断裂的情况，如果开裂失效达到一定程度，会出现无法修复的问题，从而导致整台设备报废，增加了施工单位的经济成本。为了及时修复设备，相关工作人员需要加强对机械设备焊接结构的疲劳寿命研究工作。本文介绍了一种以断裂力学为基本原理与公式的研究方法，结合有限元分析软件，可以保证检测的准确性。笔者结合某工程实例，对机械设备焊接结构疲劳寿命研究中采用的流程、方法以及应用情况进行了简单的介绍，以供参考。
1、研究实例
1.1焊接主梁结构简介
某厂采用的桥式起重机，主梁采用的是空腹桁架式主梁，主梁结构是一种典型的焊接结构，如图1所示。
在对该设备进行探伤时，工作人员在北主梁工字梁下盖板位置发现了组合裂纹，如图2所示。在进行仔细的观察后发现，组合裂缝的源头是在板宽中部与腹板间的焊缝处，有的裂纹长度已经达到了150mm，这严重影响了设备的质量以及使用的安全。
1.2起重机基本参数
起重机主梁采用的材质为16Mn，主小车重量为73G/t，起重机经常的起重载荷为100Q/t，水平加速度为0.18as/m·s-2，运行冲击系数为1.1，起升动载系数为1.07。
2、研究的理论依据
在对该设备焊接裂缝进行疲劳寿命的研究时，是以断裂力学为基础，以设备存在初始类裂纹为前提，对裂纹扩展规律以及设备的寿命进行计算。根据断裂力学相关概念，存在裂纹的构件，其寿命与裂纹扩展速率有着直接关系。在对裂纹扩展速率进行计算时，计算公式如下：
3、应力计算
在对应力进行计算时，采用了有限元分析软件，根据ANSYS软件提供的子模型技术，可以减小后期处理时产生的误差，从而保证计算的精度。应力计算前，首先需要建立起重机主梁的整体模型，然后再进行加载计算，从而得到主梁下盖板最大弯曲应力和最小弯曲应力云图，根据最大与最小应力值的差，可以得到应力幅度。
4、主梁结构寿命评估
4.1参数确定
4.2寿命计算
在本文的研究实例中，实测的长裂纹为150mm，将其带入式（2），可以得到理论应力循环次数，该主梁的理论剩余应力循环次数为：Np一NL=5 220次，5220次循环大约还能继续工作43天。
5、焊接疲劳的预防措施
5.1降低应力集中
通过研究发现，机械设备焊接结构出现疲劳破坏的原因主要是应力集中，为了延长设备的使用寿命，可以采用降低应力集中的方法。在对焊接结构的形状进行设计时，应减小断面发生突变的可能，还要将结构中拐角以及尖角改为圆弧形状，从而增加曲率半径。在对焊接结构的载荷分布进行设计时，应保证分布的均匀性，避免局部承载过大。在对焊接接头进行设计时，也要降低应力集中，可以选择对接的接头，最好能磨平余高。焊接时选用连续焊缝的方式，焊缝之间还应保持一定距离，另外，尽量避免在受拉构件上设置横向焊缝。
5.2降低焊接残余应力
为了避免设备焊接结构出现疲劳开裂的现象，设计与加工人员应对焊接工艺进行调节与控制，降低焊接残余应力。采用振动时效处理、加热、锤击以及局部压缩的方式都可以改善残余应力场。设计人员在优化焊接结构时，可以减少焊缝的数量，减小焊缝的尺寸。如果焊缝过于集中，也会出现应力分布不均匀的问题，而采用较小的焊缝形式，则可以降低残余应力。另外，设计人员还要合理安排焊缝的顺序，可以先对收缩量比较大的焊缝进行处理，然后按照从中间向两边的方式进行焊接。如果构件同时存在对接焊缝与角焊缝，则应先处理前者。在优化振动时效时，可以采用敲击的方式，激起构件共振，从而消除残余应力。敲击时效是根据构件固有的频率做渐振运动，使金属部件产生的塑性变形硬化，从而达到提高疲劳强度的效果，提高抗疲劳能力。设计人员还可以通过调节残余应力场的方式降低残余应力，这需要利用专业的加工设备，对焊缝或者焊趾进行修整。采用局部加热的方式也可以提高焊接疲劳强度，设计人员应结合工作经验，制定出切实可行的施工方案。
5.3焊接缺陷妥善处理
在焊接时，施工人员一定要提高焊缝的质量，控制施工的强度，做好焊接缺陷的妥善处理，从而延长设备的使用寿命。磨光是处理焊缝的有效措施，其可以改善焊缝的形状参数，可以消除焊缝表面的缺陷。在对角焊缝磨光时，采用的工艺比较复杂，这对施工人员提出了较高的要求，其必须保证焊缝尺寸达标。在对局部进行磨光时，需要采用砂轮，这项工作的强度比较小，可以保证焊趾周围的圆顺性。只有优化焊接处理技术，才能提高焊接结构的疲劳强度。
6、结语
机械设备焊接结构出现疲劳裂纹后，对设备的使用带来了较大的安全隐患，如果处理不够及时，会缩短设备的使用寿命。本文对常用的探伤技术以及优化焊缝的方法进行了介绍，希望相关工作人员合理的利用这些技术，降低设备出现质量问题的概率。在设计焊缝的数量与尺寸时，应尽量减少焊缝的数量，这可以降低焊接结构出现疲劳失效的概率。研究人员采用断裂力学与有限元分析法结合的方式，可以快速、准确的检测出机械设备存在的断裂隐患，从而延长设备的使用寿命。
参考文献
[1]郝红力，丁建人，李海超，杨宏科.大型铸件改焊接结构的研究与推广[J].装备制造技术，2015（12）.
[2]张胜跃，卿黎，张宇栋.焊接结构承压管道有限元与可靠性分析[J].焊管，2016（01）.
微动疲劳研究进展 篇3
1 微动疲劳的特征及分类
微动疲劳是指接触体由于承受外界交变疲劳应力(如拉-压,旋转-弯曲,扭转,平面弯曲等)产生不同的变形引起接触界面发生微幅相对运动(通常在微米量级),促使疲劳裂纹早期萌生和加速扩展,从而导致构件过早失效破坏的现象,它是一种伴随微动磨损的疲劳强度和疲劳寿命问题[1,3,4]。与常规疲劳相比,微动疲劳具有以下特征:①接触区周边承受非线性分布载荷,局部应力高度集中;②疲劳裂纹首先在接触区近表面产生;③局部表面损伤严重,它对裂纹萌生和扩展又有推动作用。
微动现象十分复杂,根据接触方式的不同可简单地分为点、线和面接触;按受载类型的不同,又可将其归纳为:①拉压微动疲劳(见图1(a));②弯曲微动疲劳(见图1(b));③扭转微动疲劳(见图1(c))。
目前,国内外的研究主要集中在拉压微动疲劳,而后两种研究相对较少。综合两种以上或结合其他运动方式(如冲击)的复合式微动疲劳在工程领域十分常见,但由于问题的复杂性和研究设备的单一性等原因,为此展开的实验研究较少。
2 微动疲劳的实验装置
国内外研究微动疲劳的实验装置按照微动垫的结构不同主要可分为桥式微动垫[2,9](见图2(a))和圆柱式微动垫[2,10](见图2(b))等。前者为一种面接触装置,其优点在于不管是弯曲还是拉应力作用下微动垫可通过应力环或其他预紧装置固定在标准疲劳试样上,作用于试样的循环应力在微动桥和试样间引起微滑从而实现微动疲劳试验。在20世纪90年代以前该装置被广泛采用,其结构简单,但存在一些不足,首先,微动桥不是完全的刚体,变形造成与试样间的接触条件不好描述;其次,即使是在完全对称情况下,两微动桥脚也不可能完全一致地协调滑动,导致滑移区难以确定。后者为一种线接触的实验装置,20世纪60年代末Nishioka和Hirakawa[11]等人开始使用,这样微动垫的调整不再显得重要,在理论上应力可以用传统的分析方法来获得,且应力分析中的正应力P,切向应力Q和试样的远场作用力等参数均可较容易地测量和控制。因此该装置被众多研究者所接受,并成为现在最常用的装置。
此外,很多学者利用更加贴近零部件实际工况的装置开展研究,如燕尾榫联接[2]、电缆线[3]、旋转体紧配合面[12]等的微动疲劳。
3 微动疲劳行为及寿命影响因素
影响疲劳过程的因素很多,包括实验设备、环境及人为因素等。据Dobromirski[8]报道,有高达50余种因素影响微动疲劳过程。许多学者对微动疲劳的影响因素进行了不同的分类,如Bill等[13]将微动疲劳过程的影响因素分成接触条件,环境条件和材料特性及行为三个范畴,Waterhouse[14]将其概括为力学参数,物理参数和环境参数。
然而,近年来的研究[2,4,15,16]表明,应该着重注意以下几种主要因素。
3.1 接触压力
接触压力(法向载荷P)可通过应力环法,液压伺服法,重力法施加。它对磨损量和裂纹的萌生扩展起重要作用,它的变化会导致接触面间摩擦系数和应力集中的不同,从而影响微动疲劳强度。早期研究认为[17,18],疲劳寿命随P的增大而下降。之后的研究[9,15,19]更准确地描述了P的影响,如Nakazawa[9]等指出,在较低P下微动疲劳寿命几乎不受影响,当P达到一定值后疲劳寿命急剧下降,根据微动图理论这是微动运行区域发生改变的原因[3,20]。Adibnazari和Hoeppner[19]发现对疲劳寿命影响的P存在一临界值(它随交变疲劳应力增大而减小),在较高P时对寿命影响不大,并指出这可能是由于当P超过临界值时,滑移幅值达到极限且接触状况发生改变。
3.2 滑移幅值
相对滑移幅(滑移幅δ)指两接触体发生微动时,局部接触表面间的切向位移幅。Vingsbo等[16]研究表明,δ对微动疲劳寿命存在影响,即当δ处于一定范围内(典型为5～50μm之间[14,16])时微动疲劳寿命缩短,超出此范围后疲劳寿命明显上升。Jin和Mall[21]的研究也得到了类似结论,并表明疲劳寿命和δ的这种关系与P无关。这可能是由于疲劳裂纹在达到最小临界长度之前已被磨损掉,也有人[14]认为磨屑充当了固体润滑层从而导致应力减小所致。周仲荣等[3,20]的二类微动图理论的建立,揭示了微动疲劳寿命存在凹区的根本原因是接触界面的相对运动处于微动混合区。综上所述,δ对材料微动疲劳强度的影响与P相似,具有“尺寸效应”,即当δ处于临界区域(即混合区)时疲劳寿命最短,而增大或减小滑移幅,避开微动混合区都可以使疲劳寿命提高。
3.3 实验频率
研究表明:较低频率(f)对疲劳寿命影响不大,但f达到一定值时疲劳寿命明显下降。这主要是由于低频延长了实验时间,进而化学作用机制增强,被氧化的磨屑起了润滑作用[16]。Soderberg和Bryggman[22]分析认为,f的上升会引起表面温度和应变率升高,从而加速微动疲劳和微动腐蚀。Iyer和Mall[15]也认同这种观点,通过对钛合金的测试发现,f从1Hz增加到200Hz,疲劳寿命却逐步下降,这种现象在低应力阶段更为明显。
3.4 摩擦力
接触表面间摩擦力所引起的切向应力是裂纹萌生和扩展的重要原因。Lykins[23]等指出疲劳裂纹的位置和扩展方向与切向应力有关,最大切应力支配着疲劳裂纹的萌生;Endo和Goto[18]等人也得出了类似的结论。Vingsbo和Soderberg[16]等研究了切向力对微动疲劳行为的影响,表明切向力大小与相对位移有关。在微动疲劳过程中切向摩擦力的检测一直是难点,如果能准确测量接触界面的相对位移幅和摩擦力,则可建立微动疲劳条件下的二类微动图(运行工况微动图和材料响应微动图)。
3.5 微动环境
环境的影响主要包括温度、湿度、气分、介质等。早期的研究结果指出,钢在空气和真空中的微动疲劳强度取决于损伤程度,而不是环境的影响[14]。但后来该说法被否定,例如Poon[24]等研究表明,真空中微动疲劳寿命是大气环境中的10～20倍;Waterhouse[1]等发现718铬镍铁合金的微动疲劳强度从室温的120MPa上升到540℃时的250MPa;Zhou[3]等人研究表明润滑作用明显改善了接触区磨损,减缓了疲劳裂纹产生,提高了抗微动疲劳性能,还较系统地研究了其他不同因素对疲劳寿命的影响,并引入微动图理论来描述微动损伤。
3.6 接触区材料
由于材料本身性能的差异,微动运行和损伤行为不尽相同。且微动疲劳常发生在接触表面,材料的表面状态如应力状态、表面粗糙度等直接影响微动疲劳特性[4]。
综上所述,影响微动疲劳寿命的因素多且彼此又可能相互关联(时变性、相干性)。许多因素又常受到某一或几个因素的影响。例如,当调整接触压力时,接触应力幅、表面剪应力、滑移幅等也随之改变[15]。并且对若干个影响微动疲劳的参数研究也较难完整地描述微动疲劳行为。因此,微动疲劳的研究十分困难、复杂。目前虽已取得一定进展,但主要集中在简单的点或线接触条件下,而研究复杂接触条件和复杂应力-应变场内的微动疲劳行为及寿命的影响因素较少。
4 微动疲劳的损伤机理研究
在微动损伤机理方面,各国学者已经进行了大量的研究工作[1,2,3,8]。大多数学者认为微动疲劳破坏经历四个阶段,即:(1)裂纹萌生;(2)裂纹早期扩展;(3)裂纹后期扩展;(4)构件失稳断裂。其寿命主要取决于前两阶段,而微动疲劳损伤机理的研究始终围绕着裂纹的萌生和早期扩展行为。此外,许多的研究[1,4,14]表明,在微动作用下某些表面划痕或缺陷很可能转变为疲劳裂纹萌生及扩展点。当疲劳裂纹萌生后,微动作用对裂纹扩展的影响较小,换言之,微动对疲劳裂纹萌生点的位置及形成有较大影响,而对疲劳裂纹的扩展影响不大。
微动疲劳的机理研究始于1927年,Tomlinson[6]首次提出了材料分子相互剥离的“分子理论”,该理论由于难以解释微动损伤的现象已被否定;Poon和Hoeppner[24]等人认为在大气环境下,由于氧和水蒸气的存在,在机械作用下新鲜金属表面暴露,形成氧化膜,然后在机械作用下氧化膜破裂而形成磨屑并排出,进一步发展了Uhilg等人提出的微动疲劳是机械和化学联合作用的结果,同时指出磨屑堆积后剥离形成蚀坑,微动疲劳裂纹可在蚀坑内形核,随着蚀坑进一步增大至某临界值后裂纹萌生并扩展。此后,一些模型相继提出,Collins[25]考虑到实际表面在细观上的粗糙不平,相互接触时,只有 “凸峰”即微凸体发生接触,并使其根部产生的交变压力将导致微裂纹形成,从而提出了微凸体接触裂纹萌生机制;Feng等[26]对小蚀坑演变为大深坑的发展过程作了解释;Halliday和Hirst[27]则认为蚀坑的形成是由于微动过程中较高的集中应力作用,在接触点形成微焊并在疲劳应力作用下剥离;Nishioka等[11]认为微动疲劳裂纹萌生于损伤区局部表面层循环应力最大的部位;Gaul和Duquette[28]将Suh于70年代提出的剥层理论运用于微动疲劳裂纹形成机制,认为剥层磨损过程中某些裂纹扩展至材料内部成为疲劳裂纹;Waterhouse[14]也认为剥层是微动疲劳裂纹萌生的一种机制。
值得一提的是,Zhou和Vincent[3]提出过应变-应力机制,认为微动表面材料的损伤是由于反复交变应力作用下材料表层发生“过应变”,而微裂纹的萌生由“过应变”的作用引起;并运用二类微动图理论,揭示了微动运行机制和材料损伤规律,对微动疲劳的发展做出了重要贡献。近年来,作者所在课题组在不同微动磨损模式下的研究表明[29],裂纹萌生与接触区形成的微动白层有重要关系,而裂纹的早期扩展与局部磨损存在竞争,当局部磨损较大时,裂纹随着材料的去除而消失,而在微动疲劳条件下,接触界面多数情况下处于部分滑移区和混合区,裂纹的早期扩展就不可避免。
5 微动疲劳的失效评估
5.1 名义应力法预测
评估微动对疲劳和研究不同变量对疲劳的影响时最常用的方法是测定其S-N曲线[14]。名义应力法的基本思路是:从材料的微动疲劳S-N曲线出发,再考虑各种影响系数,得出材料或零部件的微动疲劳S-N曲线,并根据S-N曲线预测微动疲劳寿命。
5.2 经验公式法预测
经验公式法预测微动疲劳强度和寿命始于20世纪70年代。许多学者进行了深入研究并得出了不同的判定公式。Nishioka 和Hirakawa[11]通过对柱/平面接触微动疲劳测试,描述了疲劳裂纹的萌生,得出微动疲劳强度定量公式,它把握了摩擦系数、接触压力、滑移幅值等影响因素,但其局限性在于忽略了如剪切载荷、频率等因素的变化。实验表明,该式与一些常规疲劳材料所表现出的微动疲劳现象不太相符。Sato和Fuji[10]等在Tresca临界值的基础上,通过对弯曲微动疲劳试验得出微动疲劳下的应力幅值公式,所得计算值与实验值较吻合。Ruiz[30]等提出两个经验参数(k1, k2)来描述微动损伤,后来又提出可用微动疲劳损伤因子(Fretting Fatigue Damage Parameter, FFDP)来评价损伤程度等。Lykins和Mall[31]等系统地将微动疲劳裂纹萌生参数分为三类:基于应变萌生参数、临界面萌生参数和微动疲劳特有参数,并对几种疲劳参数(SWT, F-S, k1k2等)进行了验证,指出接触面最大应变幅是评价微动疲劳裂纹萌生的重要因素。并用临界面剪切应变幅预测裂纹萌生的循环周期和萌生位置,得到了在不同应力比下一些寿命预测公式的经验数据。
5.3 基于断裂力学法预测
微动疲劳裂纹的萌生和扩展尚未、也很难有明确的划分标准,它们之间如何演变,哪个阶段对疲劳总寿命起主导作用等问题目前还存在争议[32]。大多数学者认为,由于微动接触区应力集中的作用,裂纹萌生和失效断裂只占疲劳总寿命的一小部分,而裂纹的扩展是一个十分缓慢且相对漫长的过程。因此,采用断裂力学方法计算微动疲劳裂纹扩展寿命能近似表征微动疲劳总寿命[33]。
Edwards[1]首先将断裂力学方法应用于试件的微动疲劳寿命估算,认为疲劳裂纹首先从试件与微动垫接触区边缘萌生。Rooke和Jones[32]根据微动区内的多轴应力对微动裂纹尖端的应力场强度因子进行了计算,在考虑法向和切向载荷作用的情况下分别给出了张开型(KI )和滑移型(KII )两个应力强度因子的求解结果。Hills与Nowell等[35]利用断裂力学对微动疲劳作了深入分析,丰富和发展了Mindlin理论。Giannakoupoulos等[36]用断裂力学的方法提出了物理疲劳短裂纹扩展的应力强度因子幅门槛值概念。Hattori等[37]采用奇异应力场和断裂力学方法预测微动疲劳寿命,认为微动疲劳寿命可以用应力强度因子幅来估算。目前,采用断裂力学方法进行微动疲劳寿命的预测已取得了一定的进展,均有一定的准确性和可参考性。但在实际的工程应用中,如微动疲劳裂纹在早期阶段形成及表面斜角对裂纹扩展的影响、如何获得较准确的初始扩展裂纹尺寸等还存在问题。
近年来,越来越多的学者运用有限元分析手段建立不同的计算模型,对微动疲劳接触区进行三维弹塑性有限元分析,研究不同参数对微动疲劳行为及寿命的影响,模拟微动裂纹萌生、扩展行为,取得了较满意的成果。
6 防护或减缓微动疲劳的措施
基于微动疲劳损伤机理的一些基本认识,许多研究者进行了大量的实验,提出了不同的减缓措施[3,14,38,39,40],总结起来可归纳为几类。
6.1 应用表面工程技术
表面工程抗微动疲劳技术的研究从20世纪六七十年代发展起来,且不断地有新技术得到成功应用。目前对提高抗疲劳性能较有效的技术主要有:表面机械强化[38,39]、离子注入[41]、离子束辅助沉积硬膜、热喷涂[38]、固体润滑涂层等。喷丸处理已成为钛合金航空部件抗微动疲劳表面处理的标准预处理方法。若将喷丸与其他表面处理方法相结合可能又会得到更佳的复合效果。如钛合金在离子镀、等离子喷涂等处理前进行喷丸强化,抗高温微动疲劳性能有明显提高[39]。King[44]等指出激光喷丸强化抗微动疲劳性能明显优于常规喷丸处理。此外,文献[40],[45]等总结了一些典型抗微动损伤的表面技术,对抗微动疲劳的工程应用也具有一定的指导意义。
6.2 材料的合理选用与匹配
根据零部件的工作环境合理选择与匹配适当的接触副材料对减缓微动损伤有重要作用。由于黏着和表面疲劳在微动疲劳中起主导作用,因而材料副的选择须着重考虑其抗黏着和抗表面疲劳性能。从目前的发展趋势看,在实际工程中有微动存在的场合将越来越多地使用非金属材料和复合材料。因此,为提高构件的抗疲劳强度应综合考虑各方面因素合理选材。
6.3 优化和改良结构设计
改变结构设计是控制微动疲劳损伤的有效手段之一。结构设计的简单改变,有时可能收到意想不到的抗微动疲劳效果。当然任何给出的几何结构和设计数据都必须来源于适当模拟实际应用的实验[46]。通过优化结构、减少交变应力幅值、增加部件刚度、保证加工精度等方法,均可抑制疲劳裂纹的萌生和扩展,不同程度地提高抗微动疲劳性能。因此,若设计人员具备抗微动损伤及其防护方面的知识,许多疲劳问题即可在设计阶段得到有效解决。当然对于许多工程结构,由于多方面的原因,改变结构可能使其他参数不能达标,这时采用表面防护是常用的方法。
6.4 使用润滑介质
大量研究表明[3,29],使用适当的润滑剂(包括润滑油、润滑脂、固体润滑剂)可以明显地减轻微动损伤,提高疲劳寿命。这是由于润滑介质能有效减小摩擦因数、阻止氧的进入,且液体润滑剂能带走磨屑。但润滑剂的选用有一定的局限性,如紧固配合、高温环境等特殊工况。
综上所述,抗微动疲劳研究已取得了一定的成果,但距实际工程应用的要求仍存在较大的差距,还有一些尚待解决的问题,如对某些内在机理的研究尚欠系统认识,且较多研究结果存在分散性和差异性等。
7 结束语
微动疲劳问题的研究已开展近百年,但因其具有多学科性、多影响因子性、因子参量时变性和相干性等特点,导致研究尚不系统,更不完善,许多领域有待进一步深入。因此有必要结合实际应用中关键微动疲劳部件的服役条件,从不同角度寻求改善微动疲劳性能的有效手段。
(1)在机理研究方面,应更加贴近工程实际,开展微动疲劳多模式多因数耦合特性及其损伤机理的研究;有针对性地对交通、核电、人工植入器官等特殊服役工况下微动疲劳的研究;对传统的微动疲劳金属材料(目前以钢、钛合金、铝合金最为常见)进行深入系统研究的同时,开展对复合材料、高分子材料、先进陶瓷材料等的机理研究;开展不同运行模式下(拉压、弯曲、扭转)的微动疲劳比较研究和复合微动模式的研究;开展微动疲劳损伤的模拟与仿真;建立新的测试方法、实验手段等。
(2)在微动疲劳评估方面,开展断裂力学、损伤力学、细观力学和可靠性方面的应用研究,提高微动疲劳行为与寿命预测方法的准确性和普适性,以求准确处理微动失效故障,促进微动疲劳研究的深化与发展,并探索疲劳损伤的早期诊断与监控等;寻求更加合理的微动疲劳失效评估方法和模型,解决工程实际面临的问题。
(3)在抗微动疲劳方面,探求合理的抗疲劳设计方法,开发有效的抗微动疲劳润滑介质,针对不同表面处理技术进行系统的研究以揭示内在规律外,从不同模式、不同工程应用背景出发进行研究,进一步促进表面工程技术在工业领域的应用。
微动疲劳寿命 篇4
关键词：微动疲劳,损伤机理,防护措施,应力,磨损参数
微动疲劳现象广泛存在于机械、交通、电力、航空航天, 乃至生物医学工程等领域。它会加速零部件的疲劳裂纹萌生与扩展, 从而明显降低服役寿命, 甚至造成灾难性事故, 因此微动损伤被称为工业中的癌症。微动能使构件的疲劳寿命降低20%~80%, 微动引起材料疲劳强度下降。因此, 系统地研究微动疲劳的损伤行为及防护措施, 具有重要的理论意义和工程应用价值。
1 微动疲劳的特征
微动疲劳是指接触体由于承受外界交变疲劳应力引起接触界面发生微幅相对运动 (通常在微米量级) , 促使疲劳裂纹早期萌生和加速扩展从而导致构件过早失效破坏的现象。与常规疲劳相比, 微动疲劳具有以下特征;接触区周边承受非线性分布载荷, 局部应力高度集中;疲劳裂纹首先在接触区近表面产生;局部表面损伤严重, 它对裂纹萌生和扩展又有推动作用。
2 微动疲劳行为及寿命影响因素
2.1 接触压力
它对磨损量和裂纹的萌生扩展起重要作用, 它的变化会导致接触面间摩擦系数和应力集中的不同, 从而影响微动疲劳强度。
2.2 滑移幅值
相对滑移幅指两接触体发生微动时局部接触表面间的切向位移幅。对材料微动疲劳强度的影响与接触压力相似具有尺寸效应, 即当滑移幅处于临界区域即混合区时疲劳寿命最短, 而增大或减小滑移幅避开微动混合区都可以使疲劳寿命提高。
2.3 实验频率
较低频率对疲劳寿命影响不大, 但其达到一定值时疲劳寿命明显下降。由于低频延长了实验时间, 进而化学作用机制增强, 被氧化的磨屑起了润滑作用。频率的上升会引起表面温度和应变率升高, 加速微动疲劳和微动腐蚀。
2.4 摩擦力
接触表面间摩擦力所引起的切向应力是裂纹萌生和扩展的重要原因。疲劳裂纹的位置和扩展方向与切向应力有关, 最大切应力支配着疲劳裂纹的萌生;如果能准确测量接触界面的相对位移幅和摩擦力, 则可建立微动疲劳条件下的运行工况微动图和材料响应微动图。
3 防护或减缓微动疲劳的措施
3.1 应用表面工程技术
目前提高抗疲劳性能的技术主要有表面机械强化、离子注入、离子束辅助沉积硬膜、热喷涂。将喷丸与其他表面处理方法相结合可能会有更佳的复合效果。如钛合金在离子镀、等离子喷涂等处理前进行喷丸强化, 抗高温微动疲劳性能有明显提高。关于应用表面工程技术, 笔者认为主要是强化零件表面, 减少应力集中, 减少裂纹和局部的缺陷, 抑制微动疲劳裂纹的萌生, 从而有效的抑制了微动疲劳的破坏作用。
3.2 材料的合理选用与匹配
由于黏着和表面疲劳在微动疲劳中起主导作用, 因而材料副的选择须着重考虑这两方面。从目前的发展趋势看, 在实际工程中有微动存在的场合将越来越多地使用非金属材料和复合材料。
3.3 优化和改良结构设计
通过优化结构、减少交变应力幅值、增加部件刚度、保证加工精度等方法, 均可抑制疲劳裂纹的萌生和扩展, 不同程度地提高抗微动疲劳性能。对于许多工程结构, 改变结构可能使其他参数不能达标这时采用表面防护是常用的方法。
3.4 使用润滑介质
由于润滑介质能有效减小摩擦因数、阻止氧的进入, 且液体润滑剂能带走磨屑因此使用适当的润滑剂 (润滑油、润滑脂、固体润滑剂) 可以明显地减轻微动损伤, 提高疲劳寿命。
4 微动疲劳中的力学参数
零件的微动疲劳失效与微动接合面上的力学参数密切相关。微动疲劳中的力学参数研究将其分为应力状态参数和微动磨损参数。
在微动疲劳中, 由于微动磨损的作用加速了材料的疲劳失效。微动疲劳看成是微动磨损和普通疲劳共同作用的结果。在微动疲劳的接触表面上各点的力学参数有法向作用力, 切向作用力, 体内边界切向应力, 及相对滑动的微小位移, 参见图2 (a) 。当相对滑动位移为零时, 成为普通的多向应力状态, 如图2 (b) 所示。由于接触表面上的法向作用力Pn的存在, 当有微小的滑动位移, 引起切向应力Pt, 即是摩擦力, 从而产生微动磨损。因此, Pt、Pn和滑动位移组成了微动磨损参数, 如图 (c) 所示。
5 结语
1) 在机理研究方面, 开展微动疲劳多模式多因数耦合特性及其损伤机理的研究;有针对性地对交通、核电、人工植入器官等特殊服役工况下微动疲劳的研究;对传统的微动疲劳金属材料 (目前以钢、钛合金、铝合金最为常见) 进行深入系统研究的同时, 开展对复合材料、高分子材料、先进陶瓷材料等的机理研究;开展不同运行模式下 (拉压、弯曲、扭转) 的微动疲劳比较研究和复合微动模式的研究;开展微动疲劳损伤的模拟与仿真;建立新的测试方法、实验手段等。
2) 在微动疲劳评估方面, 开展断裂力学、损伤力学、细观力学和可靠性方面的应用研究, 提高微动疲劳行为与寿命预测方法的准确性和普适性, 以求准确处理微动失效故障, 促进微动疲劳研究的深化与发展, 并探索疲劳损伤的早期诊断与监控等;寻求更加合理的微动疲劳失效评估方法和模型, 解决工程实际面临的问题。
参考文献
[1]沈明学, 彭金方, 郑健峰等.微动疲劳研究进展[J].2010.
微动疲劳寿命 篇5
接触压力不仅仅影响着磨损速率,还对微动疲劳裂纹的萌生扩展起到重要的作用。由Adibnazari和Hoeppner以及Nakazawa等的研究可知,对于铝合金和钢铁材料而言,其微动疲劳寿命随着接触压力的增加而单调下降,但到达一定程度后却变为常值,即接触压力存在门槛值的概念。同时,接触压力可以使构件表面产生剪切应力,单就接触压力这一个因素也有可能在受压区的边界出现扩展性裂纹。通过由Ruiz[2]判据(K参数法)公式可知,轴向正应力是微动疲劳裂纹萌生的必要条件。因此,研究接触应力和轴向正应力对轮轴微动疲劳损伤的研究具有重要的意义。同时,本文的研究结果将对铁路车轮轮轴压装过盈量及热处理措施的选择确定具有一定的指导意义。
1有限元分析
如图1所示建立了轮对压装有限元模型,由于形状和加载的对称性,只建立了1/4模型。实体车轴和车轮采用C3D8R单元类型,刚体压头采用R3D4单元类型。其轮对左右端部都进行约20 mm的网格细化,细化网格尺寸为0.5 mm,其余配合面网格尺寸为4 mm,这样整个轮对的网格就有237 182个单元,其有限元局部细化网格如图2所示。本文分别将图2四个网格细化区域称为左上区域、左下区域、右上区域、右下区域。
研究发现,黄梦妮[3]通过对真实轮对进行轴向剖开使车轮与车轴分离,发现车轴内侧萌生疲劳微动裂纹。同时,曾飞[4]、杨广雪[5]、宋川[6]等人对轮轴进行微动损伤研究发现,轮轴外侧损伤带以磨损损伤为主,内侧损伤带则以疲劳损伤为主。故本文重在对右上区域和右下区域的接触应力和轴向正应力进行研究分析。
本文对轮对的加载和约束分为注油压装过程和弯曲载荷加载过程两个部分:
1)注油压装过程:图3的对称面施加对称约束,车轴右端施加固定约束。当油槽封闭之后施加注入170 MPa的高压油[7]。
2)弯曲载荷加载过程:对称面施加对称约束,根据TB/T2395—93机车车轴设计与强度计算方法的规定,轴箱载荷取值为84.69 k N,受力模型如图4所示。
对于本文研究对象的材料属性这样规定:本文所要模拟的调质车轴的弹性模量为2.07E5 MPa,泊松比为0.3,抗拉强度为610 MPa。而模拟的表面淬火有限元分析这样设置:车轴轮座表层0 mm~0.5 mm厚度材质弹性模量为调质处理1.3倍,表层0.5 mm~1 mm处弹性模量为调质处理1.13倍,泊松比为0.3。
2注油压装过程的压装曲线对比
由图5可知,车轴经调质处理后,随着过盈量的增大其压装力也随之增大。当过盈量从0.26 mm增大到0.34 mm时,过盈量增加了30.8%,而最大压装力从66.4 t增加到85.2 t,增加了28.3%。
图6为过盈量为0.30 mm的压装曲线,发现其车轴经调质和表面淬火后,压装曲线是重合的。同理可以验证过盈量0.26 mm,0.28 mm,0.34 mm的车轴调质和表面淬火处理之后的压装曲线也是重合的。
3弯曲载荷作用下表面改性对微动疲劳因素的影响
接触应力和轴向正应力是微动疲劳裂纹萌生的主要因素,因此,本节重在对比弯曲载荷作用下,不同过盈下的车轴经调质和表面淬火处理后在含有注油压装过程与无注油压装过程的接触应力和轴向正应力的变化。无注油压装过程模型与含有注油压装过程模型唯一的区别在于无注油压装过程模型没有注油压装过程,整个模型已经装配好了,直接进行加载计算。
通过有限元分析可知,无论有无注油压装过程,车轴经调质处理还是表面淬火处理,其接触应力和轴向正应力均随着过盈量的增大而增大。同时,右上区域和右下区域的接触应力和轴向正应力的变化趋势一致,故图7~图10曲线只是过盈量为0.34 mm条件下右上区域的相关应力。
由图7~图10可知,由于压装工艺以及热处理工艺的不同,表现出了最大接触应力和轴向正应力也发生了变化,其详细变化如表1和表2所示。
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4结语
1)随着过盈量的增大其压装力也随之增大。无论车轴经调质还是表面淬火处理,同一过盈量下,压装曲线是重合的。
2)加载弯曲载荷后,由于表层硬化以及注油压装后残余应力的存在均使得最大接触应力和最大轴向正应力有所增大,应力集中略加明显。同时,由于接触应力和轴向正应力均随着过盈量的增大而增大,因此,对于过盈量的选择并不是越大,其传递扭矩越大就越好,还应该要考虑微动疲劳损伤的影响。
3)由于本文的车轴表面淬火只是对车轴表面进行分层处理,赋予其不同分层阶段不同弹性模量,而没有更多的考虑实际车轴表面淬火后其表层的硬度、耐磨性、残余应力等一些物理及化学参数。因此,就轴向正应力而言,表现出了表面淬火比调质更易产生更大的应力,可能对裂纹的萌生起到一定的促进作用,但是,要想更加准确的评估表面淬火与调质处理车轴的微动损伤疲劳还应考虑到车轴的耐磨性、失重变化等因素。
摘要：通过有限元分析软件ABAQUS数值模拟了轮对注油压装过程,对比分析了不同过盈量下以及不同热处理工艺下的压装力,研究了不同过盈下,车轴经调质和表面淬火处理后,在含有注油压装过程与无注油压装过程的接触应力和轴向正应力变化规律,得出了一些有意义的结论。
关键词：注油压装,过盈量,车辙,微动疲劳
参考文献
[1]杨茂胜,陈跃良,郁大照,等.微动疲劳研究的现状与展望[J].强度与环境,2008(35):45-54.
[2]Ruiz C.An investigation of fatigue and fretting in a dovetail joint[J].Experimental Mechanics,1984(24):208-217.
[3]黄梦妮.RD2型车轴过盈配合损伤分析研究[D].成都:西南交通大学,2010.
[4]曾飞.列车轮对弯曲载荷作用过盈配合面微动行为研究[D].成都:西南交通大学,2012.
[5]杨广雪.高速列车车轴旋转弯曲作用微动疲劳损伤研究[D].北京:北京交通大学,2010.
[6]宋川.轴类部件旋转弯曲微动疲劳损伤分析及试验模拟[D].成都:西南交通大学,2013.