王 堯 項(xiàng) 丹 孟文俊1.太原科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，太原，0300242.太原重型機(jī)械集團(tuán)有限公司油膜軸承分公司，太原，0300243.智能物流裝備山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，太原，030024

ZChSnSb11-6/20鋼復(fù)合材料不同結(jié)合界面結(jié)合強(qiáng)度仿真與試驗(yàn)

王 堯1,3項(xiàng) 丹1,2孟文俊1,3
1.太原科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，太原，0300242.太原重型機(jī)械集團(tuán)有限公司油膜軸承分公司，太原，0300243.智能物流裝備山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，太原，030024

針對巴氏合金與鋼體組成的復(fù)合材料，建立了不同結(jié)合界面(不同的生產(chǎn)工藝條件)下工件結(jié)合強(qiáng)度理論計(jì)算模型。以微小單元作為模型構(gòu)建的基礎(chǔ)，利用COMSOL Multiphysics軟件對其結(jié)合界面進(jìn)行了有限元應(yīng)力場仿真模擬，得到了不同生產(chǎn)工藝條件下界面應(yīng)力分布情況。仿真結(jié)果表明：三種結(jié)合界面下提出的理論計(jì)算公式與模擬計(jì)算值之間的相對誤差值在15%內(nèi)。采用電弧噴涂技術(shù)制備了不同結(jié)合界面和不同表面粗糙度的ZChSnSb11-6/20鋼復(fù)合材料，得到了不同結(jié)合界面許用結(jié)合強(qiáng)度。試驗(yàn)結(jié)果表明：對于同一表面粗糙度，其結(jié)合強(qiáng)度隨結(jié)合界面接觸面積的增大而增大，圓弧面(B型)和截球面(C型)兩種結(jié)合界面的結(jié)合強(qiáng)度值較接近，差值在2 MPa之內(nèi)；光面(A型)結(jié)合界面的結(jié)合強(qiáng)度最小，約為B型、C型兩種結(jié)合界面結(jié)合強(qiáng)度的60%。通過對比分析，對所構(gòu)建模型進(jìn)行了模型評價(jià)，得到了模型評價(jià)對照表。

ZChSnSb11-6鋼；復(fù)合材料；結(jié)合界面；界面影響因子；結(jié)合強(qiáng)度

0 引言

錫基巴氏合金ZChSnSb11-6鋼因具有良好的鑲嵌性、耐磨性、致密性、環(huán)保性等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于冶金、核電、航空、航天、汽輪機(jī)、船舶等關(guān)鍵設(shè)備中[1]。在大型熱連軋機(jī)組生產(chǎn)中，ZChSnSb11-6/20鋼復(fù)合材料被用于關(guān)鍵零部件油膜軸承襯套的設(shè)計(jì)制造中[2]。ZChSnSb11-6/20鋼復(fù)合材料作為一個(gè)系統(tǒng)，其界面結(jié)合強(qiáng)度的大小直接影響油膜軸承使用性能的發(fā)揮。表面薄膜/涂層技術(shù)的發(fā)展，使得復(fù)合材料界面結(jié)合強(qiáng)度要求越來越高，也增加了涂層/基體界面結(jié)合強(qiáng)度的理論分析難度[3]。工程應(yīng)用中，除零部件尺寸形狀或使用性能有超高要求外，常常由于涂層/基體結(jié)合力的問題，導(dǎo)致應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)中的工藝方法或薄膜/涂層種類還是很少。因此，如何準(zhǔn)確地計(jì)算評價(jià)基體/涂層結(jié)合強(qiáng)度顯得越來越重要。

國內(nèi)外研究者在涂層制備和表面改性[4]、復(fù)合材料(涂層)表面在使用環(huán)境中的腐蝕磨損等摩擦學(xué)性能[5]、涂層/基體界面的結(jié)合機(jī)理[6]、表界面理化反應(yīng)[7]、組織結(jié)構(gòu)和性能關(guān)系[8]等方面進(jìn)行過不少研究，然而由于工程應(yīng)用的局限性，使得幾乎沒有任何一種研究成果可以具有普遍適用性。同時(shí)，雖然有關(guān)結(jié)合強(qiáng)度測量方法[9]、失效應(yīng)力模擬及結(jié)合強(qiáng)度評價(jià)表征的研究[10]等已相當(dāng)成熟，但理論分析與定量計(jì)算的研究基本都還停留在理論的解釋與推斷上，原因在于界面結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性及缺乏變量相關(guān)性。

本文以ZChSnSb11-6/20鋼復(fù)合材料為研究對象，考慮不同結(jié)合界面，對界面進(jìn)行受力分析，建立結(jié)合強(qiáng)度理論計(jì)算數(shù)學(xué)模型，利用COMSOL Multiphysics軟件對其結(jié)合界面進(jìn)行應(yīng)力場仿真，分析不同生產(chǎn)工藝條件下界面應(yīng)力分布情況；通過抗拉結(jié)合強(qiáng)度試驗(yàn)測試進(jìn)行對比分析和評價(jià)，擬得到一種影響因素小、表征參數(shù)及物理意義明確、可用于油膜軸承巴氏合金與鋼體界面結(jié)合強(qiáng)度理論計(jì)算的方法。

1 結(jié)合界面計(jì)算模型

本文的應(yīng)用對象是動(dòng)壓油膜軸承，其襯套由鋼套和巴氏合金層組成，軸承座與襯套之間的配合為過盈配合。鋼套厚度為10 mm，材質(zhì)為20鋼；巴氏合金層厚度為2 mm，牌號為ZChSnSb11-6?，F(xiàn)有的制造或修復(fù)工藝方法有離心澆鑄、堆焊、電弧噴涂等。影響界面結(jié)合強(qiáng)度的因素主要有結(jié)合界面的表面粗糙度、結(jié)合界面形狀等。生產(chǎn)實(shí)踐表明，同一表面粗糙度下，巴氏合金與鋼體之間不同的結(jié)合界面形狀對復(fù)合材料界面結(jié)合強(qiáng)度有顯著影響；同時(shí)，在同一結(jié)合界面形狀下，巴氏合金與鋼體之間不同表面粗糙度的界面結(jié)合強(qiáng)度也存在明顯差異。結(jié)合界面形狀有光面(A型)、圓弧面(B型)和截球面(C型)，如圖1所示。

(a)A型 (b)B型

(c)C型圖1 不同結(jié)合界面示意圖Fig.1 Schematic of different binding interfaces

有經(jīng)驗(yàn)的工人師傅，根據(jù)待修復(fù)表面設(shè)計(jì)要求、基體的材質(zhì)、形狀、厚薄、表面原始形狀以及施工條件等因素來選擇表面處理方法，以實(shí)現(xiàn)上述任一結(jié)合界面。通常，使用機(jī)械加工的方法可以實(shí)現(xiàn)結(jié)合界面為光面、圓弧面的形狀；而通過非機(jī)械加工方法(噴擊鋼球法)，可獲得截球面的形狀態(tài)，即通過特制的鋼球，借助機(jī)械作用噴擊在鋼套內(nèi)表面，使得表面形成高低起伏無規(guī)則凹球面(截球面)網(wǎng)狀形式。

1.1 光面接觸模型

由于鋼體表面并非絕對平面，總存在微小的高低起伏，故可假設(shè)巴氏合金與鋼體的實(shí)際界面為鋸齒形界面，如圖2a所示。根據(jù)材料力學(xué)知識，界面處的主應(yīng)力可以分解成垂直于微小鋸齒面的拉應(yīng)力σ和平行于微小鋸齒面的切應(yīng)力τ，如圖2b所示。當(dāng)拉應(yīng)力σ大于界面許用結(jié)合強(qiáng)度[σ]時(shí)，巴氏合金層就開始從基體上剝落。

(a)鋸齒形界面假設(shè)

(b)應(yīng)力分析圖2 鋸齒形界面假設(shè)及應(yīng)力分析Fig.2 Assumptions of serrated interface and stress analysis

文獻(xiàn)[11]給出了“過渡區(qū)”應(yīng)力分量及合應(yīng)力表達(dá)式。圖2b中以徑向和切向建立了直角坐標(biāo)系oxy。根據(jù)平行四邊形法則及力平衡分析得

(1)

求解得到微小鋸齒面的拉應(yīng)力為

σ=σφsinα-σrcosα

(2)

微小鋸齒面的切應(yīng)力為

τ=σφcosα+σrsinα

(3)

由鋸齒形界面的對稱性可知，角度α取值范圍為0≤α≤45°。當(dāng)45°≤α≤90°時(shí)，各分力及合力同樣具有對稱性，特別地，當(dāng)α=90°時(shí)，微小鋸齒面的拉應(yīng)力σ和切應(yīng)力τ分別為“過渡區(qū)”位置徑向力σr和切向力σφ。

由于假設(shè)條件的不同，光面模型下微小鋸齒面沒有規(guī)律性，合力方向具有不確定性，因此，主應(yīng)力的求解方法為：設(shè)巴氏合金厚度為δ1，鋼套厚度為δ2，取微小單元為研究對象，則微小對象可看作彎曲變形的平面假設(shè)[12]，根據(jù)材料力學(xué)的彎曲理論及文獻(xiàn)[2]針對結(jié)合界面影響因子λ的研究，提出巴氏合金區(qū)域內(nèi)的正應(yīng)力為σ1，鋼套區(qū)域內(nèi)的正應(yīng)力為σ2，分別為

(4)

(5)

式中、y1、y2為任一點(diǎn)到中性層(過渡區(qū))的距離，mm；E1、E2分別為巴氏合金、鋼套的彈性模量，GPa；r為“過渡區(qū)”曲率半徑，mm。

由于襯套彎曲中性線的假設(shè)，使得巴氏合金與鋼體各自的變形不能獨(dú)立存在，而是要體現(xiàn)相互作用，文獻(xiàn)[2]對ZChSnSb11-6/20鋼復(fù)合材料結(jié)合界面影響因子的研究就是對各自變形相互作用的探索，因此，將式(4)、式(5)中的應(yīng)變項(xiàng)再除以各自的影響因子，即體現(xiàn)各自變形在總的變形中的貢獻(xiàn)。

(6)

界面處的主應(yīng)力σA計(jì)算公式為

(7)

1.2 圓弧面接觸模型

文獻(xiàn)[11]給出了圓弧面界面應(yīng)力峰值σB計(jì)算公式，本文不再贅述。

1.3 截球面接觸模型

由于結(jié)合界面為截球面，所以界面處的應(yīng)力可看作典型的兩球體的接觸應(yīng)力，半徑為R1、R2的兩球體相互接觸時(shí)，在切向壓力σφ的作用下，形成一個(gè)半徑為a的圓形接觸面積，即a=b(圖3)，由赫茲公式得

圖3 兩球體接觸假設(shè)示意圖Fig.3 Schematic of contact hypothesis of two spheres

(8)

兩球面由徑向力σφ引起的接觸應(yīng)力最大值σH為

(9)

(10)

圖4 體積百分比計(jì)算簡化示意圖Fig.4 Schematic of volume percentage for simplified calculation

由圖4幾何關(guān)系求出體積百分比

(11)

(12)

(13)

(14)

結(jié)合界面為截球面時(shí)，應(yīng)力集中高峰點(diǎn)總是存在著同號的三向拉應(yīng)力場，它提高了巴氏合金與鋼體結(jié)合面處界面的結(jié)合強(qiáng)度，阻礙了塑性變形的發(fā)展，增強(qiáng)了材料脆性，因而，其破壞形式常常也呈現(xiàn)脆性。

2 仿真分析

為便于對比分析，以微小單元作為模型構(gòu)建基礎(chǔ)，外形尺寸取為長方體(10 mm×10 mm×2 mm)，并滿足巴氏合金厚度為2 mm，鋼套厚度為10 mm。將構(gòu)建好的結(jié)合界面3D模型導(dǎo)入COMSOL Multiphysics軟件，設(shè)置導(dǎo)入模型為組合體，定義接觸對，設(shè)置材料屬性，對網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化劃分，網(wǎng)格單元類型為四面體單元，精度為10-5，如圖5所示。參照文獻(xiàn)[1]，設(shè)置邊界載荷為p′=12 MPa，p0=5.449 MPa，定義裝配應(yīng)力p0所在面為固定約束，邊界條件加入周期性條件。

設(shè)置求解器屬性(分組迭代)，并進(jìn)行求解計(jì)算，仿真分析結(jié)果如圖6所示。

提取仿真結(jié)果時(shí)，去除個(gè)別應(yīng)力較大點(diǎn)，以減少系統(tǒng)誤差影響。將仿真結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，如表1所示。

表1中σr、σφ的值由文獻(xiàn)[11]的仿真模型所求得。分析表1中數(shù)據(jù)可以看出：三種結(jié)合界面下提出的理論計(jì)算公式與模擬計(jì)算值之間的相對誤差值在15%以內(nèi)。

3 試驗(yàn)測試

文獻(xiàn)[14]研究得到鍍錫層最佳厚度為40 μm，本文控制工藝選定如表2所示，試件微觀表征如圖7所示。

3.1 試件制備

試件尺寸規(guī)格如圖8所示。試件為圓柱體形狀，直徑為25 mm，長為50 mm，在試件的一個(gè)端面中心設(shè)置螺孔，以便旋入拉伸夾具。將試件按表面粗糙度分成2類(表2)，每類按結(jié)合面型式分成3組，每組3對，2個(gè)試件為一對。

(a)A型

(b)B型(巴氏合金視角)

(c)C型(鋼體視角)圖5 3D模型網(wǎng)格劃分Fig.5 Meshing of 3D models

(a)A型

(b)B型(巴氏合金視角)

(c)C型(鋼體視角)圖6 三種結(jié)合界面的界面應(yīng)力仿真結(jié)果Fig.6 Simulation results of interfacial stress for three kinds of binding interfaces

表1 仿真與理論計(jì)算結(jié)果對照表Tab.1 Comparison of simulation and theoretical results

表2 鍍錫層控制工藝參數(shù)Tab.2 Processing parameters for Tin layer thickness

(a)試件金相組織圖

(b)試件SEM圖圖7 試件微觀表征Fig.7 Microscopic characterization of specimen

圖8 拉伸法測量結(jié)合強(qiáng)度試樣示意圖Fig.8 Samples of binding strength measuring with tensile test

每組試件中，存在一個(gè)對黏件(圖8中試樣b)。使用的黏結(jié)劑的抗拉強(qiáng)度要大于涂層與基體的結(jié)合強(qiáng)度，且應(yīng)對拉力試驗(yàn)的測定值沒有影響，以保證拉伸試驗(yàn)時(shí)斷裂面發(fā)生在涂層與基體的界面[15]。本試驗(yàn)采用美國產(chǎn)J-19膠膜，其黏結(jié)強(qiáng)度可以達(dá)到70 MPa，需冷凍保存。

黏結(jié)過程如下：

(1)將膠膜剪成直徑為25 mm的圓片，每兩個(gè)為一組放置在測試件與對黏件之間，保證上下圓柱同軸。為防止膠膜受熱外溢，需在膠膜處用紙帶封閉，保證上下端面固定。

(2)將帶有膠膜的拉伸試件放入自行設(shè)計(jì)的固定裝置中固定，用彈簧及螺釘來固定軸向，再將裝有試樣的固定裝置放入恒溫箱(193 ℃)中，保溫2 h，隨爐冷卻。

(3)冷卻完成后，將試件夾緊在虎石臺上緩慢旋出，以避免涂層受軸向拉力作用。

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

在國產(chǎn)CSS-55100型電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行試件的拉斷試驗(yàn)，拉伸速率為2 mm/min。結(jié)合強(qiáng)度測試數(shù)據(jù)如表3所示。

表3 拉伸法測結(jié)合強(qiáng)度數(shù)據(jù)Tab.3 Data of binding strength with tensile test

根據(jù)結(jié)合強(qiáng)度的測試數(shù)據(jù)，其標(biāo)準(zhǔn)差均在隨機(jī)因素范圍之內(nèi)。由表3可以得出：

(1)對于同一表面粗糙度，其結(jié)合強(qiáng)度隨結(jié)合界面接觸面積的增大而增大，B、C兩種結(jié)合界面的結(jié)合強(qiáng)度值較接近，差值在2 MPa之內(nèi)。

(2)A型結(jié)合界面的結(jié)合強(qiáng)度最小，約為B、C兩種結(jié)合界面結(jié)合強(qiáng)度的60%。

(3)對于同一接觸面類型，適當(dāng)?shù)卦黾颖砻娲植诙瓤商岣呓缑娼Y(jié)合強(qiáng)度。

4 模型分析與評價(jià)

4.1 模型對比分析

根據(jù)表1、表3中數(shù)據(jù)，對所構(gòu)建模型對比分析可得如下結(jié)論：

(1)界面應(yīng)力的模擬值均小于理論計(jì)算值，原因可能是模擬仿真中，界面雖然是兩種材料組合體接觸面，但不能完全反映實(shí)際界面的結(jié)合與復(fù)合[2]，如界面在化學(xué)與物理層面的結(jié)合等。

(2)不同的結(jié)合界面在表面粗糙度一定的條件下，接觸面積越大，界面許用結(jié)合強(qiáng)度越大；界面應(yīng)力理論值與模擬值也表現(xiàn)出一致的遞增性，但均小于界面許用結(jié)合強(qiáng)度。換言之，雖然接觸面積的增大導(dǎo)致界面應(yīng)力值增大，但對界面致密性、結(jié)合有效性等都起到積極作用，提高了界面許用結(jié)合強(qiáng)度。

4.2 模型評價(jià)

對所構(gòu)建的不同結(jié)合界面結(jié)合強(qiáng)度所模型進(jìn)行對比，如表4所示。

表4 模型評價(jià)對照表Tab.4 Comparison table of model evaluation

由表4可以比較清晰地認(rèn)識到三種結(jié)合界面下結(jié)合強(qiáng)度研究的應(yīng)用比較。企業(yè)可以根據(jù)油膜軸承系列的實(shí)際產(chǎn)品要求，選擇不同的生產(chǎn)工藝，節(jié)約成本的同時(shí)以達(dá)到性能最優(yōu)化。

5 結(jié)論

(1)以巴氏合金與鋼體界面為研究對象，對三種不同結(jié)合界面建立了界面工作結(jié)合強(qiáng)度理論計(jì)算模型。

(2)以微小單元作為模型構(gòu)建基礎(chǔ)，利用COMSOL Multiphysics對不同結(jié)合界面進(jìn)行了有限元應(yīng)力場仿真模擬，得到了不同生產(chǎn)工藝條件下界面應(yīng)力分布情況。

(3)通過抗拉結(jié)合強(qiáng)度試驗(yàn)，對所構(gòu)建的模型進(jìn)行了模型評價(jià)，得到了模型評價(jià)對照表，便于企業(yè)根據(jù)油膜軸承系列的實(shí)際產(chǎn)品要求，選擇不同的生產(chǎn)工藝，節(jié)約成本的同時(shí)達(dá)到性能最優(yōu)化。

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(編輯 王艷麗)

Simulation and Experiments of Binding Strength of Different Binding Interfaces on ZChSnSb11-6/20 Steel Composites

WANG Yao1XIANG Dan1,2MENG Wenjun1,3
1.School of Mechanical Engineering,Taiyuan University of Science & Technology,Taiyuan,0300242.Oil-film Bearing Branch,Taiyuan Heavy Machinery Group Co.,Ltd.,Taiyuan,0300243.Key Laboratory of Intelligent Logistics Equipment of Shanxi Province,Taiyuan,030024

The theoretical calculation models of different binding interfaces(under different processing conditions for production) on working binding strength were established based on the composite of steel body and Babbitt layer. The simulations of stress fields for different binding interfaces were carried out by COMSOL Multiphysics software based on small units as buildable models. The interfacial stress distribution of different processing conditions for production was obtained. Simulation results reveals the relative errors of three kind of binding interfaces between theoretical formula and simulation were within the range of 15%. ZChSnSb11-6/20 steel composites with different binding interfaces and different roughnesses were prepared by arc spraying technology. And the permissible binding strengths of different binding interfaces were obtained. Experimental results reveal the binding strength increases with contact area of binding interface increased for the same roughness. The binding strength of arc-binding interface(type B) binding interface was closer to that of segment of spherical interface(type C) and the difference is within 2 MPa. However, the binding strength is the minimum for smooth interface(type A) binding interface. And the difference is about 60% compared with type B or type C binding interface. Then the constructed model was evaluated by comparative analysis and the table for model evaluation was obtained.

ZChSnSb11-6 steel; composite material; binding interface; interfacial impact factor; binding strength

2016-02-03

山西省煤基重點(diǎn)科技攻關(guān)項(xiàng)目(MJ2014-09)；晉城市科技計(jì)劃資助項(xiàng)目(201501004-14)；山西省研究生教育創(chuàng)新項(xiàng)目(2015BY49)；太原科技大學(xué)青年科技研究基金資助項(xiàng)目(20133001)

TB331；TG115.5

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.01.017

王 堯，男，1988年生。太原科技大學(xué)智能物流裝備山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室博士研究生。主要研究方向?yàn)闄C(jī)械設(shè)計(jì)及理論。E-mail:710603645@qq.com。項(xiàng) 丹，女，1982年生。太原科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院碩士研究生，太原重型機(jī)械集團(tuán)有限公司油膜軸承分公司工程師。孟文俊，男，1963年生。太原科技大學(xué)智能物流裝備山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室教授、博士研究生導(dǎo)師。