張瑞,易力力,劉志鵬

(重慶大學 機械傳動國家重點實驗室,重慶 400044)

0 引言

與單股簧相比:在結構上多股簧就是在單股簧的外側由其他鋼絲進行均勻的二次螺旋纏繞而形成;在性能上多股簧由于鋼絲與鋼絲之間的作用而具有更好的強度以及吸振減振的效果,由于這些良好的性能優(yōu)勢,在很多重要的地方都采用了多股簧。如自動武器中,將多股簧用于MP38/40 ERMA 9mm 沖鋒槍、MG42 通用機槍、SIG Sauer P225自動手槍、QSZ92 式9mm 手槍、火炮等武器的復進簧;在航空航天領域,航空發(fā)動機,航空機槍等對彈簧的壽命要求以及性能要求更高,所以對比于單股簧,多股簧更加符合要求;隨著技術的提升,多股簧在民用領域的應用也愈加廣泛,如自行車、汽車、飛機、沖擊鉆等。

由于多股簧在重要場所應用的占比大,所以對于多股簧的疲勞失效以及多股簧的壽命是使用者較為關心的問題,但在此方面的相關研究相對較少。王時龍等、雷松基于實驗對多股簧的微動行為狀態(tài)和微動所導致的損傷機理影響進行了深入研究。丁傳俊等對多股簧工作前后的動態(tài)、靜態(tài)測試結果比對,提出了多股簧非典型損傷的分離方法并構建了多股簧損傷單元模型。劉森林等用有限元法進行時域和應力譜分析,并就其動態(tài)特性進行理論與數(shù)值仿真計算,對多股簧的疲勞壽命進行預測。劉正等采用有限元法得到多股簧疲勞應力譜,基于Miner 損傷理論對多股簧進行壽命預測和分析。Darban 等用有限元法結合Fatemi-Socie和Kandil-Brown-Miller 多軸疲勞準則及Coffin-Manson單軸疲勞準則對多股簧疲勞壽命進行了預測。眾多學者更多是通過理論對理想的多股簧進行失效分析研究和疲勞壽命預測,但忽略了不同鋼絲存在的微小缺陷對多股簧的失效和疲勞壽命的影響,本文將以此為研究點展開研究。

如圖1 所示為多股簧的數(shù)控加工機床,多股簧在生產(chǎn)過程前、生產(chǎn)過程中以及使用過程中都會產(chǎn)生表面缺陷和內(nèi)部結構缺陷導致裂紋萌生。而結合實際生產(chǎn)當中的多股簧成品觀察,部分彈簧的鋼絲表面有著明顯的缺陷,諸如鋼絲表面線紋、磨損、凹坑等,這些缺陷對多股簧疲勞壽命有一定影響,并且根據(jù)不同的幾何參數(shù)生產(chǎn)的多股簧存在的缺陷數(shù)量也不一樣,故此本文從鋼絲表面缺陷和幾何參數(shù)兩個方面對多股簧疲勞壽命的影響進行研究分析。實驗以6 根鋼絲繞制的多股簧為研究對象,并且根據(jù)多股簧的功能特點可分為拉簧和壓簧,全文以壓簧為主體,對其進行疲勞性能實驗,并理化檢驗,確定裂紋萌生源,找到多股簧鋼絲斷裂的具體原因。

圖1 多股簧數(shù)控加工機床Fig.1 Numerical control machine for stranded-wire helical spring

本文的研究思路如圖2 所示。

圖2 研究思路Fig.2 Research approach

1 多股簧鋼絲缺陷對疲勞壽命的影響

實際應用中的多股簧鋼絲存在缺陷,會使多股簧疲勞壽命大大降低,為了更清晰地分析得出鋼絲缺陷對多股簧的失效和疲勞壽命的影響機理,本文采用實驗的方法得到與實際應用相同的疲勞失效的彈簧,以此進行相關的機理分析。

1.1 多股簧疲勞斷裂實驗研究

多股簧的疲勞壽命是從多股簧開始工作時刻到發(fā)生疲勞斷裂而失效的時刻,本文基于實驗就多股簧之間疲勞壽命長短的差異分析影響多股簧疲勞壽命變短的原因。

由于多股簧疲勞壽命的終止時刻是多股簧鋼絲發(fā)生疲勞斷裂的時刻,所以將多股簧的疲勞斷裂作為多股簧疲勞壽命研究的參考標準。為了模擬真實的工作狀態(tài),實驗將用疲勞試驗機進行諧波載荷運動來對彈簧進行壓縮和釋放,直至多股簧鋼絲發(fā)生疲勞斷裂,根據(jù)斷裂樣品進行相關分析。

1.1.1 實驗條件

本次實驗的對象是6 根鋼絲繞制成形的多股簧,圈數(shù)設置為6 圈,如圖3 所示,其中為彈簧中徑,為彈簧螺距,為鋼索索距,為自由高,為鋼絲直徑,3表示鋼索直徑,2表示分布圓直徑。多股簧的幾何參數(shù)如表1 所示。多股簧的初步成形之后,需經(jīng)過熱處理工藝和強壓工藝。熱處理工藝:彈簧成形后油熱去應力退火,隨爐升溫至280 ℃,保持2 h,隨爐冷卻。強壓工藝:穿15 mm 芯軸,壓并圈6 min。

圖3 實驗多股簧Fig.3 Stranded-wire helical spring for fatigue testing

表1 實驗彈簧幾何參數(shù)Tab.1 Geometric dimensions of SWHS mm

實驗的鋼絲材料進行金相組織檢測其結果沒有組織缺陷?；瘜W成分檢測后與冶金行業(yè)標準YB/T 5311—2010 重要用途碳素彈簧鋼絲對比,其符合標準要求。硬度檢測后,硬度平均值為544.2 HV,符合國家標準GB/T 4340.4—2009 金屬材料要求。

實驗設備:TPJ-20 疲勞試驗機。根據(jù)測試工裝條件,疲勞試驗機上能夠測試多根彈簧,如圖4 所示。其下壓板行程調控范圍在0～100 mm 之間,同時通過調節(jié)底座高度實現(xiàn)彈簧預壓,以此對實驗彈簧設置不同的工況,即預壓量和振幅。

1.1.2 實驗設計

為了區(qū)分不同工作條件對實驗彈簧的影響,實驗設置兩種工況:不同預壓量和不同振幅。實驗以4 根彈簧為一個工況組(見圖4),單一變量執(zhí)行,其工況安排如表2 和表3 所示。

表2 不同振幅的工況Tab.2 Amplitude conditions

圖4 試驗機和測試工裝Fig.4 Spring fatigue test machine and test fixture

表3 不同預壓量的工況Tab.3 Precompression conditions

根據(jù)表2、表3 工況安排,調節(jié)下壓板行程和高度,實現(xiàn)不同振幅和不同預壓量的控制。具體執(zhí)行辦法如下:

1)不同振幅執(zhí)行辦法。彈簧受壓一定距離(振幅),然后釋放,多次循環(huán)直至鋼絲斷裂。

2)不同預壓量執(zhí)行辦法。彈簧正式受壓前,使彈簧受壓一定距離(預壓量),以此為初始狀態(tài)進行循環(huán)壓載,直至鋼絲斷裂。

1.1.3 多股簧的失效標準

多股簧一般由3～14 根鋼絲纏繞而成,通過實驗對比可知,單根鋼絲的斷裂會加速鄰近鋼絲的斷裂,如圖5 所示為單股鋼絲斷裂對鄰近鋼絲所產(chǎn)生的影響,即圖5(a)中第1 股鋼絲發(fā)生斷裂,隨著彈簧繼續(xù)承受壓載,相鄰的第2 股鋼絲斷裂(見圖5(b)),當對該根彈簧繼續(xù)實驗,鄰近鋼絲相繼斷裂如圖5(c)所示。因此多股簧的失效以單根鋼絲的斷裂作為標準。

圖5 單根鋼絲的斷裂影響Fig.5 Fracture effect of single wire

1.1.4 多股簧失效的檢測方法

多股簧在使用過程中,當其中一根鋼絲斷裂時,彈簧力學特性會發(fā)生變化,因此在實驗過程中,通過力學傳感器和連續(xù)觀察的方法來檢測多股簧鋼絲是否發(fā)生斷裂而失效。如果中心鋼絲斷裂,則可以通過壓力傳感器測得動態(tài)響應來判斷鋼絲是否斷裂;如果外層鋼絲發(fā)生斷裂,在動態(tài)響應觀察的前提下,則進行連續(xù)觀察來確認鋼絲是否發(fā)生斷裂。

1.2 實驗結果機理分析

1.2.1 多股簧鋼絲斷裂位置分析

圖6(a)、圖6(b)為不同振幅下斷裂彈簧,圖6(c)、圖6(d)為不同預壓量下斷裂彈簧,不同振幅和不同預壓量下的斷裂彈簧都出現(xiàn)了如圖6 所示的斷裂情況,無法得出相關結論,故根據(jù)斷裂彈簧進行斷裂位置分析。

圖6 多股簧鋼絲疲勞斷裂位置Fig.6 Location of fatigue fracture of SWHS steel wire

通過實驗結果對比可知:圖6(a)和圖6(c)都處于端部半圈位置斷裂,不同之處在于圖6(c)的斷裂位置是帶有摩擦損傷的;圖6(b)和圖6(d)的鋼絲斷裂發(fā)生在彈簧相對靠近中間的部位。排除鋼絲帶有摩擦損傷的影響,實驗中的多股簧疲勞斷裂失效形式基本上與圖6(a)相近,為了方便分析比較,將圖6(a)和圖6(c)斷裂位置定義為端部疲勞斷裂位置,圖6(b)和圖6(d)定義為中部疲勞斷裂位置。

1.2.2 端部疲勞斷裂位置宏觀與微觀形貌分析

8 種不同工況下斷裂的彈簧鋼絲用砂輪切下進行掃描電鏡觀察。不同振幅下鋼絲斷口宏觀形貌如圖7 所示。圖7 中,相比于疲勞源區(qū)和疲勞擴展區(qū),瞬斷區(qū)的斷裂特征明顯,其表現(xiàn)為脆性斷裂的基本特征,即整體表現(xiàn)凹凸不平,但局部平整,呈現(xiàn)粗顆粒狀。根據(jù)瞬斷區(qū)的位置,可以大致確定疲勞源的位置和斷裂方向。在不同振幅下,多股簧中斷裂鋼絲的裂紋萌生源均位于鋼絲表面,根據(jù)斷裂的方向可知此處承受較大的應力,因此是裂紋萌生的危險區(qū)域。

圖7 不同振幅下鋼絲斷口宏觀形貌Fig.7 Macroscopic features under different amplitudes

以相同的方法確定不同預壓下鋼絲斷裂特征區(qū)域,如圖8 所示。由圖8 可看出:隨著載荷的增大,瞬斷區(qū)呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢;由疲勞擴展區(qū)到瞬斷區(qū)的過渡區(qū)域,表面逐漸轉為粗糙,并且在接近瞬斷區(qū)位置表面很不平整,表明鋼絲在終斷之前,承受較大的應力水平。

圖8 不同預壓量下鋼絲斷口宏觀形貌Fig.8 Macroscopic features under different precompression

以預壓量為10 mm 的樣品進行詳細分析,如圖9 所示。圖9(c)所示為鋼絲斷口的宏觀特征;如圖9(d)所示的瞬斷區(qū),其表現(xiàn)特征明顯。根據(jù)瞬斷區(qū)的特征大致判斷出裂紋萌生源區(qū)和擴展區(qū),其大致的斷裂方向判斷如圖9(c) 中的箭頭所示。圖9(a)顯示了鋼絲側面紋理圖,圖中可以看到鋼絲表面存在大小不一的線紋,其線紋深淺不一而且數(shù)量多,這些線紋處易產(chǎn)生應力集中,從而導致裂紋的萌生。從圖9(c)中可以看到,鋼絲表面的線紋隨鋼絲的彎曲而出現(xiàn)扭轉過的狀態(tài),即鋼絲發(fā)生扭轉,從而加劇裂紋的萌生。圖9(b)為裂紋萌生源的局部放大圖。

圖9 裂紋萌生源及瞬斷區(qū)Fig.9 Crack initiation source and final fracture region

圖10 所示為二次裂紋和組織晶向示意圖。從圖9(c)和圖10 中可以看出,在疲勞擴展區(qū)還存在有其他的裂紋,即二次微裂紋擴展形成的長裂紋,二次微裂紋的形成可能是在捻制鋼索和繞制彈簧過程中由鋼絲承受彎曲和擠壓變形導致的。如圖9(c)所示的長裂紋在斷面的投影與斷裂方向不垂直,說明鋼絲在斷裂過程中承受彎曲、拉壓、扭轉的復合應力狀態(tài)。而線紋的存在使這種復合應力狀態(tài)的影響加劇,加速裂紋的萌生并導致內(nèi)部二次微裂紋的擴展。這些微裂紋大部分起源于鋼絲內(nèi)部,鋼絲斷面中心位置的微裂紋逐漸沿斷面橫向擴展形成長裂紋。

如圖10 中存在的斷面臺階面呈現(xiàn)纖維狀。因為鋼絲母材均是通過拉拔工藝等制成,其組織為晶向沿鋼絲軸線的纖維狀索氏體,又由于鋼絲承受彎曲、扭轉載荷,微裂紋沿晶向撕裂擴展為長裂紋,故此長裂紋與徑向基本垂直。從晶向示意圖中也能看到,上面也同樣存在一些孔洞。材料內(nèi)部的二次微裂紋和孔洞降低了鋼絲材料組織的連續(xù)性,從而影響材料的力學性能,導致了裂紋擴展的加速。

圖10 二次裂紋和組織晶向示意圖Fig.10 Secondary crack and microstructure crystal orientation

在實驗的彈簧中,存在由于磨損導致在端部疲勞斷裂位置發(fā)生斷裂的樣品(見圖11),由圖11 可知,鋼絲斷裂的位置存在嚴重磨損,由于磨損使鋼絲在該位置變得更細,對比于整體此處為薄弱處,并且有著大量線紋,因此該根鋼絲的裂紋萌生源相較于正常疲勞斷裂的鋼絲差異巨大。該根彈簧的工況為預壓量10 mm,且疲勞壽命為2.9 ×10次,而正常鋼絲的疲勞壽命平均值為3.6 ×10次,二者相差將近20%,因此鋼絲的摩擦損傷對疲勞壽命的影響較大。這種摩擦損傷是在壓縮循環(huán)中多股簧與固定導桿接觸摩擦導致的。

圖11 預壓量10 mm 下磨損疲勞斷裂的鋼絲(放大倍數(shù)50)Fig.11 Fatigue fracture due to wear (50 ×)

1.2.3 中部疲勞斷裂位置宏觀與微觀形貌分析

在疲勞實驗中,有少許的彈簧中部疲勞斷裂位置的鋼絲發(fā)生斷裂,如圖12(a)所示。為了尋找其斷裂的原因,對其進一步宏觀形貌分析。

圖12 彈簧外圈斷裂鋼絲及其裂紋萌生宏觀形貌Fig.12 Fractured steel wire and its macroscopic feature

對比于圖12(a)中的和兩處裂紋,處的裂紋正處于裂紋擴展階段,并未發(fā)生真正的斷裂,更容易觀察出裂紋萌生的源頭以及裂紋擴展的方向,即對B 處的裂紋進行詳細的宏觀形貌分析,如圖12(b)和圖12(c)所示。從圖12(c)中可以看到,該處裂紋開始的位置有雜質夾雜,并且沿裂紋擴展的方向上有一道明顯的傷痕,改變裂紋的擴展方向,而圖12(c)中可以看到一處裂紋正處于萌生階段,放大即為圖12(b)。此處的鋼絲表面有著明顯的表面缺陷—凹坑,使得該區(qū)域產(chǎn)生應力集中,從而首先產(chǎn)生微裂紋。因此,鋼絲表面的缺陷會促進裂紋的萌生,進而降低多股簧的疲勞壽命。

1.2.4 不同斷裂位置宏觀與微觀對比結果

通過端部疲勞斷裂位置和中部疲勞斷裂位置的對比可知,中部疲勞斷裂位置的裂紋萌生主要由傷痕,雜質物等表面缺陷誘導裂紋萌生發(fā)生斷裂,而端部疲勞斷裂位置發(fā)生的斷裂除了表面缺陷外還與該部位承受較大彎曲、拉壓、扭轉復合應力有關,使得該部位裂紋擴展加劇,故此大部分實驗彈簧的斷裂發(fā)生于該部位。

2 多股簧幾何參數(shù)對疲勞壽命的影響

除了彈簧鋼絲的表面狀態(tài)和內(nèi)部組織結構對彈簧疲勞壽命的影響外,彈簧本身的幾何參數(shù)也會對彈簧疲勞壽命產(chǎn)生影響。彈簧幾何參數(shù)包括了彈簧中徑、彈簧螺距、索距、鋼絲直徑。為了針對更多規(guī)格的彈簧,本文將以彈簧旋繞比、彈簧螺旋角、鋼索的鋼絲捻角為研究變量因素,對多股簧的剛度和疲勞壽命影響進行分析。

2.1 疲勞壽命預測的可靠性

針對多股簧疲勞壽命方面,王時龍等通過實驗驗證了通過疲勞預測模型計算多股簧疲勞壽命的方法是有效的。由于多股簧疲勞實驗周期非常長,而且成本比較高,本文通過預測模型來進行多股簧的疲勞壽命計算。聯(lián)系多股簧疲勞壽命與相關變量參數(shù)的橋梁是多股簧的力學性能,故此通過有限元法獲取多股簧的力學性能。劉志鵬等通過實驗對比得出Smith-Watson-Topper(SWT)模型的預測值的準確性與穩(wěn)定性相對較高。因此對不同幾何參數(shù)下由SWT 模型得到的多股簧疲勞壽命預測值進行對比分析,尋找相應的影響結果。

此處實驗的研究對象為3 股鋼絲組成的無中心股多股簧,在有限元分析中,3 股鋼絲能夠劃分更細的網(wǎng)格,模擬鋼絲間的接觸,與6 股的相比,從整體上減少了部分網(wǎng)格,從而可以減少計算時間。

2.2 多股簧旋繞比C 對疲勞壽命的影響

以多股簧旋繞比為研究變量,其余參數(shù)相同如表4 所示。表4 中:為多股簧中徑和鋼索直徑的比值,可表示為=(2+);為彈簧中心線的螺旋升角,=arctan((π));為外層鋼絲相對于中心鋼絲的螺旋升角,即鋼絲捻角,=arctan((2π))。以此得到如圖13 所示的不同振幅條件下,多股簧在達到最大幅值對應的最大恢復力與對應振幅條件下多股簧疲勞壽命預測值的關系曲線。由圖13 可知,在相同的受力情況下,隨著旋繞比的增加,多股簧的疲勞壽命整體下降,即相同的受力,旋繞比越大、彈簧受壓程度越大,疲勞壽命越短。在實際的工程應用中,一般彈簧需要滿足相應的力學要求和疲勞壽命長的要求。在考慮大彈力問題時,需要選擇旋繞比小的多股簧,但該選擇會使壽命降低。與此同時多股簧旋繞比又受工作空間的限制,因此在進行多股簧參數(shù)設計時,需要選擇一個合適的旋繞比,以滿足多股簧剛度要求和疲勞壽命長的要求。

圖13 不同旋繞比下多股簧最大恢復力與疲勞壽命的關系Fig.13 Relationship between maximum restoring force and fatigue life of SWHSs with different winding ratios

表4 不同旋繞比C 的多股簧幾何參數(shù)Tab.4 Geometric parameters of SWHSs with different C

2.3 多股簧螺旋角α 對疲勞壽命的影響

以多股簧的螺旋角為研究變量,其余參數(shù)相同(見表5),得到與圖13 相同類型的多股簧最大恢復力與預測壽命曲線,如圖14 所示。由圖14 可知:相同受力情況下,隨多股簧螺旋角的增大,其疲勞壽命逐漸增加;隨受力增加,不同螺旋角的多股簧疲勞壽命差異逐漸變小。由此可見,在實際的工程應用中,考慮彈力需求和壽命需求時,需要選擇相對較大螺旋角的多股簧。

圖14 不同螺旋角下多股簧最大恢復力與疲勞壽命的關系Fig.14 Relationship between maximum restoring force and fatigue life of SWHSs with different helix angles

表5 不同彈簧螺旋角α 的多股簧幾何參數(shù)Tab.5 Geometric parameters of SWHSs with different α

2.4 多股簧鋼絲捻角β 對疲勞壽命的影響

以鋼絲捻角為研究變量,其余參數(shù)相同(見表6),得到多股簧最大恢復力與疲勞壽命預測值曲線如圖15 所示。由圖15 可知:隨鋼絲捻角的變化,不同鋼絲捻角的多股簧對應曲線差異不明顯,即鋼絲捻角的變化對多股簧的影響細微;最大恢復力越大,其振幅越大,相應的疲勞壽命越短。而在實際工程應用中,多股簧鋼絲捻角與成品的合格率相關:太大,鋼索容易散開;太小,鋼絲會打結。因此,鋼絲捻角的調整主要針對彈簧成形需求。

表6 不同鋼絲捻角β 的多股簧幾何參數(shù)Tab.6 Geometric parameters of SWHSs with different β

圖15 不同鋼絲捻角下多股簧最大恢復力與疲勞壽命的關系Fig.15 Relationship between maximum restoring force and fatigue life of SWHSs with different strand lay angles

2.5 影響多股簧疲勞壽命因素權重比較

對比圖13、圖14 和圖15,整體觀察3 個不同影響因素對應的多股簧疲勞壽命都隨受力的增大而變小。對圖13、圖14 和圖15 中相同數(shù)量級的疲勞壽命與多股簧最大恢復力的關系分別進行線性擬合(見圖16),得到相同數(shù)量級疲勞壽命的變化率如表7、表8 和表9 所示。

圖16 疲勞壽命與多股簧最大恢復力的關系線性擬合Fig.16 Linear fitting curve of fatigue life and maximum restoring force

表7 不同旋繞比下多股簧疲勞壽命變化率kCTab.7 kC of fatigue life of SWHSs with different C

表8 不同螺旋角下多股簧疲勞壽命變化率kαTab.8 kα of fatigue life of SWHSs with different α

表9 不同鋼絲捻角下多股簧疲勞壽命變化率kβTab.9 kβ of fatigue life of SWHSs with different β

3 結論

本文通過對實驗中失效彈簧的斷裂現(xiàn)象進行直接觀察分析其斷裂機理,找到直接影響彈簧鋼絲斷裂,減少彈簧疲勞壽命的直接影響因素。基于對失效彈簧的參數(shù)整理分類分析,找到間接影響多股簧疲勞壽命的影響因素。得到主要結論如下:

1)通過斷口宏觀形貌分析,鋼絲表面的缺陷是導致裂紋萌生的主要原因,其包括了鋼絲表面深淺不一的線紋、磨損、凹坑、傷痕、夾雜物等,且鋼絲材料內(nèi)部的微孔洞和微裂紋加速裂紋的擴展,降低了多股簧的疲勞壽命。

2)通過對不同斷裂位置的彈簧的斷口宏觀形貌對比,端部斷裂位置承受的較大復合應力,極易加速裂紋的擴展,降低多股簧的疲勞壽命。

3)在多股簧相關的幾何參數(shù)中,以最大振幅下的恢復力為變量,多股簧螺旋角對多股簧疲勞壽命的影響最大,多股簧旋繞比次之,多股簧鋼絲捻角最小。在實際的工程應用中,需選擇相對較大螺旋角的多股簧,條件允許之下可以適當調整旋繞比,以滿足力學要求和壽命要求。