劉柏，王寧，朱金龍，郝世奇，張顯程

TC4合金在不同表面強(qiáng)化狀態(tài)下的微動磨損性能研究

劉柏，王寧，朱金龍，郝世奇，張顯程

（華東理工大學(xué) 承壓系統(tǒng)與安全教育部重點實驗室，上海 200237）

研究噴丸（SP）及表面超聲滾壓（USRP）強(qiáng)化后摩擦系數(shù)、殘余應(yīng)力場及塑性應(yīng)變場對TC4合金微動磨損性能的影響。分別對TC4合金表面進(jìn)行SP及USRP強(qiáng)化處理，通過試驗測得強(qiáng)化前后的表面粗糙度、殘余應(yīng)力以及顯微硬度?；诟倪M(jìn)的Archard磨損方程，在ABAQUS有限元軟件中建立微動磨損的二維柱面/平面接觸模型，借助ABAQUS中的子程序SIGINI和HARDINI分別將殘余應(yīng)力場、塑性應(yīng)變場引入到表征微動磨損的UMESHMOTION子程序中，從而探究表面強(qiáng)化后摩擦系數(shù)、殘余應(yīng)力場以及塑性應(yīng)變場對平面微動磨損性能的影響。原試樣經(jīng)SP強(qiáng)化后，表面粗糙度增加，而經(jīng)USRP強(qiáng)化后，表面粗糙度得以改善。經(jīng)SP和USRP強(qiáng)化后，試樣的顯微硬度分別為原試樣的1.28倍和1.23倍。TC4合金經(jīng)USRP處理后，最大殘余應(yīng)力為–550 MPa，而SP處理后為–380 MPa。引入殘余應(yīng)力場后，試樣的磨損深度明顯減少，相比原試樣，USRP、SP試樣的磨損深度分別降低15%、10%。引入塑性應(yīng)變場后，TC4合金的磨損深度降低了約6%。相同載荷條件下，摩擦系數(shù)越大，磨損越嚴(yán)重。磨損輪廓會隨著摩擦系數(shù)的增大而逐漸往外側(cè)偏移，接觸中心區(qū)域的磨損深度也隨著摩擦系數(shù)的增大而越來越深。塑性形變行為會隨著摩擦系數(shù)的增加而變得明顯，且最終會使得塑性變形的區(qū)域變得越來越大。引入殘余應(yīng)力場和塑性應(yīng)變場后，磨損量均會減小，殘余應(yīng)力的影響更為顯著。通過微動疲勞試驗發(fā)現(xiàn)，加入微動磨損作用后，試樣壽命顯著降低，USRP試樣的抗磨損性能最顯著。

表面強(qiáng)化；微動磨損；殘余應(yīng)力場；塑性應(yīng)變場；UMESHMOTION子程序

微動磨損是指兩接觸體之間由于變載荷或振動的作用，產(chǎn)生微米級的相對運(yùn)動，從而引起材料損失的現(xiàn)象[1]。這種現(xiàn)象可能發(fā)生在許多工程實際中，例如軸承–軸、螺栓連接和鉚釘聯(lián)接、鋼纜以及燃?xì)廨啓C(jī)等[2-5]。微動磨損會使得接觸區(qū)域的材料發(fā)生脫落，而材料的損失不可避免地會對其性能產(chǎn)生惡劣的影響。此外，微動磨損還極易促進(jìn)裂紋的形成，從而降低構(gòu)件的疲勞壽命，造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失和安全隱患。

TC4合金因具有比強(qiáng)度高、高溫性能穩(wěn)定等一系列優(yōu)點而成為航空航天領(lǐng)域應(yīng)用廣泛的材料之一，然而因其摩擦系數(shù)大，且耐磨性差，加之對微動磨損特別敏感，極易受到微動磨損的影響，從而大大降低其服役壽命[6]。表面強(qiáng)化作為提高材料表面性能的常用手段，可以很好地提高TC4合金的抗微動磨損性能。噴丸（SP）、表面超聲滾壓（USRP）等強(qiáng)化工藝可以使工件材料具有強(qiáng)韌性，同時還具有高硬度、高耐磨性和高疲勞強(qiáng)度。除此之外，還能引入較深的殘余應(yīng)力[7-9]。Liu等[10]對比研究了USRP對17-4PH鋼的表面完整性、常規(guī)疲勞以及微動疲勞行為的影響規(guī)律，試驗結(jié)果表明，USRP處理時間對17-4PH鋼的普通疲勞和微動疲勞性能有顯著影響。主要原因是USRP可以引入梯度納米結(jié)構(gòu)，較大的殘余壓應(yīng)力和較高的顯微硬度，這些因素都有助于提高17-4PH鋼的普通疲勞和微動疲勞壽命。Ren等[11]研究了不同表面超聲滾壓工藝參數(shù)對高強(qiáng)度高韌性鈦合金微動磨損性能的影響，試驗表明，工藝參數(shù)中滾壓次數(shù)為30遍、振動幅值為7時，抗磨損性能最佳。因為在該工藝下有較低的表面粗糙度、更高的顯微硬度值和更深的殘余應(yīng)力層。Kumar等[12]在研究不同接觸材料（SAE52100鋼和氧化鋁）對表面機(jī)械研磨處理后的TC4合金微動磨損行為的影響時發(fā)現(xiàn)，當(dāng)接觸材料為氧化鋁時，經(jīng)SMAT處理后的試樣的磨損量最低，大約為原試樣的1/4，這可以歸因于較高的表面硬度、較低的切向力系數(shù)、納米晶體表面層的存在以及SMAT處理過的樣品中更多的TiO2層。

目前，關(guān)于微動磨損的研究主要包括試驗[13-15]和有限元仿真2種方式。然而，通過試驗方法來研究微動磨損不僅經(jīng)濟(jì)成本高，而且試驗周期也相對較長，更重要的是，對于接觸區(qū)域的應(yīng)力應(yīng)變分布和微動參數(shù)一般很難獲取。通過有限元模擬可能很好地解決這些問題，隨著有限元理論的發(fā)展，使得有限元分析成為微動磨損研究中不可或缺的一部分。Szol-winski等[16]首先將臨界平面方法應(yīng)用于微動損傷問題，該方法可在多個不同的平面上求得最大的疲勞損傷參數(shù)，并根據(jù)臨界損傷平面來預(yù)測微動疲勞壽命。Tang等[17]建立了鋯合金的二維平面/柱面接觸模型，通過有限元數(shù)值模擬其微動磨損行為，發(fā)現(xiàn)部分滑移與整體滑移狀態(tài)下的磨損性能存在差別。Tong等[18]探究了摩擦力的變化對微動磨損的影響，結(jié)果表明，當(dāng)考慮部分滑移條件的磨合階段時，摩擦系數(shù)發(fā)生變化的有限元模型獲得的預(yù)測更接近于試驗結(jié)果。李玲等[19]研究了循環(huán)次數(shù)、法向載荷以及位移幅值對柱面/平面微動磨損磨損深度及體積的影響，同時對部分滑移和完全滑移狀態(tài)下的磨損結(jié)果進(jìn)行了對比研究。張慧杰等[20]基于改進(jìn)的Archard磨損方程，建立了二維柱面/平面微動磨損模型，從平面的磨損寬度和磨損深度分析了柱面半徑、柱面材料彈性模量、泊松比3個參數(shù)對平面磨損輪廓的影響。Arnab等[21]借助有限元模型研究了摩擦系數(shù)、硬度和楊氏模量對微動磨損的影響，結(jié)果表明，磨損率受硬度和楊氏模量的影響顯著，施加的摩擦系數(shù)對磨損率幾乎沒有影響。

基于上述的一系列研究發(fā)現(xiàn)，大多數(shù)的微動磨損仿真中，很少會將表面強(qiáng)化所引入的有益因素（摩擦系數(shù)、殘余應(yīng)力場以及塑性應(yīng)變場）考慮到仿真模擬之中，這顯然是不符合實際情況的。本文通過建立微動磨損的二維柱面/平面接觸模型，對經(jīng)SP以及USRP后TC4試樣摩擦系數(shù)、殘余應(yīng)力場以及塑性應(yīng)變場的變化對其微動磨損性能的影響進(jìn)行有限元模擬探究。借助ABAQUS中的子程序SIGINI和HARDINI分別將殘余應(yīng)力場以及塑性應(yīng)變場引入到表征微動磨損的UMESHMOTION子程序中，同時還考慮了在微動磨損過程中，接觸區(qū)域發(fā)生塑性損傷時循環(huán)塑性的影響。本文還搭建了一套微動磨損裝置，通過微動疲勞試驗結(jié)果與模擬有限元結(jié)果相互驗證。

文中SP、USRP以及原（AsR）試樣的摩擦系數(shù)、殘余應(yīng)力場以及塑性應(yīng)變場數(shù)據(jù)均通過表面粗糙度、殘余應(yīng)力以及顯微硬度試驗所得。其中，表面粗糙度由表證，并借助IFMG4表面三維形貌儀分別測量不同表面強(qiáng)化后試樣的表面粗糙度，如圖1所示。殘余應(yīng)力通過Proto-IXRD MG40P FS STD殘余應(yīng)力分析儀測定，測試試樣為5 mm×5 mm×6 mm的長方體，選用Cu靶，X射線發(fā)生器管電壓為24 kV，管電流為7 mA，準(zhǔn)直管直徑為1 mm，曝光時間為5 s。為了準(zhǔn)確獲得SP和USRP處理后沿深度方向的殘余應(yīng)力場，采用逐層電解法進(jìn)行殘余應(yīng)力的測定。電解拋光液按高氯酸與甲醇體積比為1︰9進(jìn)行配制，拋光電壓為15 V。在測定殘余應(yīng)力時，需對每一深度的水平方向測試3個不同的位置，通過求平均值的方式來減小試驗誤差，殘余應(yīng)力分布如圖2所示。顯微硬度是通過HXD-1000MC/CD顯微維氏硬度儀來進(jìn)行測定，主要的設(shè)置參數(shù)有：施加載荷為1.96 N，保載時間為15 s。同一深度測量5個有效數(shù)據(jù)點取其均值，其中每個數(shù)據(jù)點間隔50 μm，同時沿深度方向間隔50 μm測量一次硬度值。此測量方法可以在獲得足夠數(shù)據(jù)點的同時，可以盡量減小硬度壓痕對相鄰數(shù)據(jù)點的影響，其分布如圖3所示。

圖1 不同表面處理后試樣表面粗糙度

Fig.1 The surface roughness under different surface strengthening

圖2 不同表面處理后試樣殘余應(yīng)力分布

圖3 不同表面處理后試樣顯微硬度分布

1 有限元模型

1.1 二維柱面/平面接觸模型

在有限元軟件ABAQUS中建立如圖4所示的微動磨損的二維柱面/平面接觸模型，圓柱面的半徑為4 mm，下試件的長寬分別為10 mm和2.5 mm。Tobi等[22]認(rèn)為，在微動磨損過程中由磨損所致使的接觸幾何的變化會使得在接觸區(qū)域發(fā)生塑性損傷，因此在發(fā)生塑性損傷時需考慮循環(huán)塑性的影響，故文中所選取的材料屬性見表1。設(shè)置平板為變形體，圓柱設(shè)置為剛體。邊界條件為平板左端固定，底部設(shè)置為軸對稱邊界條件，在參考點上施加法向載荷使兩試件緊密接觸。圖4中，為圓柱試件施加的切向周期性位移載荷，使兩試件相對滑動，產(chǎn)生微動磨損。為保證2個試件接觸計算結(jié)果的收斂性，有限元模型采用四節(jié)點平面應(yīng)變單元CPE4。由于接觸邊緣附近存在明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，為了能有效地捕捉接觸區(qū)域的應(yīng)力變化以及精確地獲得該部位重要的微動參量，需要網(wǎng)格尺寸朝接觸區(qū)域逐漸細(xì)化，該區(qū)域細(xì)化后的網(wǎng)格單元為5 μm×5 μm。

圖4 有限元模型及邊界條件

表1 TC4的力學(xué)性能和材料參數(shù)

Tab.1 Mechanical properties and material parameters for TC4

1.2 模型加載歷程

二維柱面/平面微動磨損有限元模型的加載過程如圖5所示。磨損過程包括3個分析步：

1）對平板試樣下端進(jìn)行對稱約束，左端全約束，考慮到接觸屬于非線性問題，若一開始就施加較大的法向載荷，易造成計算不收斂，故在圓柱頂面中點處施加較小的法向載荷0，使兩試樣進(jìn)行預(yù)接觸。若對于強(qiáng)化后的試樣，則還需在模型中引入強(qiáng)化后的殘余應(yīng)力場和等效塑性應(yīng)變場。

2）保持模型原有約束不變，將原來的法向載荷0改為最終需要施加的法向載荷，并在后續(xù)的磨損過程中持續(xù)以恒定值施加，使得平板試樣與圓柱試樣在整個微動過程中一直保持良好的接觸狀態(tài)。

3）在圓柱頂面中點施加周期性的位移條件，幅值為。在最后一個時間分析步，需要將法向載荷進(jìn)行卸載，即載荷逐漸減小為0，以獲得更準(zhǔn)確的微動參量數(shù)據(jù)。

圖5 法向載荷、滑移距離加載歷史

1.3 基于赫茲接觸理論的有限元驗證

在微動磨損仿真分析之前，需要對二維平面/柱面有限元模型進(jìn)行仿真驗證，以確保后期的微動磨損仿真結(jié)果真實有效。首先對建立好的二維模型進(jìn)行受力分析，并將仿真結(jié)果與赫茲彈性接觸理論進(jìn)行對比，進(jìn)而驗證仿真結(jié)果的有效性。

赫茲接觸應(yīng)力公式[23]為：

式中：為接觸區(qū)域的半寬度；0為最大的接觸壓力。

式中：為施加的法向載荷；*為兩接觸體材料復(fù)合彈性模量。對于平面應(yīng)變問題，*可用式（4）表示。

式中：f、c和f、c分別為圓柱和平面的彈性模量和泊松比。

式中：f、c分別為柱面和平面的曲率半徑，對于柱面來說，其曲率半徑趨于無窮大。

接觸壓力的驗證結(jié)果如圖6所示，可見接觸壓力的仿真結(jié)果與理論值非常接近。由此可知，有限元法適合求解有限接觸長度的問題，且該有限元模型在接觸區(qū)域的網(wǎng)格非常精細(xì)，能夠?qū)佑|區(qū)域的微動參量以及應(yīng)力集中現(xiàn)象進(jìn)行較為理想的表征。

圖6 接觸壓力的數(shù)值解和理論解的對比（法向載荷為100 N）

2 磨損方法

在對微動磨損進(jìn)行有限元模擬時，主要的難點就是需要對被磨損面的材料去除進(jìn)行準(zhǔn)確的表征，也就是說，在實際工程中，兩接觸體在外力作用下因發(fā)生相對滑動而導(dǎo)致的材料損失在有限元中該如何實現(xiàn)。一般來講，改進(jìn)的Archard磨損方程和能耗模型可以很好地表征接觸體在外力作用下的磨損量，但由于能耗模型需要獲得大量的剪切摩擦力–滑移量數(shù)據(jù)，且要求較大的釆樣密度，再通過積分獲得能耗值，所以應(yīng)用偏少，故本文選用改進(jìn)的Archard磨損方程。從式（6）可知，材料的磨損量與法向載荷及滑移距離成正比關(guān)系，與材料的局部硬度為反比關(guān)系。

式中：為總磨損量；為滑動距離；為磨損系數(shù)；為法向載荷；為材料的硬度。

為了能夠在有限元在中使用該方程，需要對其進(jìn)行改進(jìn)。對于有限元模型，接觸面節(jié)點處的磨損深度d()的表達(dá)式為：

通常來說，工程中的微動磨損周次都是成千上萬周的，甚至有上百萬周的，如果磨損仿真中的1個分析步僅代表1次循環(huán)載荷的作用，那么對如此之多的磨損周次將會是非常耗費計算時間的。由于1次微動磨損對磨損面的磨損效果非常小，無法對接觸面輪廓造成明顯變化，對仿真計算中的微動參量幾乎不會產(chǎn)生任何影響。因此，在進(jìn)行磨損仿真時，完全沒有必要對每個循環(huán)載荷作用后的磨損輪廓進(jìn)行更新。目前學(xué)者們已經(jīng)提出了幾種方案來提高磨損仿真的計算效率，其中循環(huán)跳躍技術(shù)為大部分學(xué)者所采用。循環(huán)跳躍技術(shù)是利用仿真中單次循環(huán)來代替試驗中的Δ次循環(huán)，故適用于仿真分析的Archard的修正形式為：

通常來講，較小的循環(huán)跳躍值能使時域更好的離散化，從而有助于保持仿真的穩(wěn)定性和準(zhǔn)確性；而較大的循環(huán)跳躍值能夠大大節(jié)省計算時間，但有可能造成收斂困難。最終，通過反復(fù)調(diào)試，選擇使用循環(huán)跳躍值為2 000，因為它能夠很好地兼顧計算效率、穩(wěn)定性以及準(zhǔn)確性。

在ABAQUS有限元軟件中，材料的去除并不是通過刪除單元或節(jié)點來實現(xiàn)的，而是通過對從面接觸節(jié)點的強(qiáng)制偏移來實現(xiàn)的。這種強(qiáng)制偏移會導(dǎo)致網(wǎng)格單元發(fā)生過度畸變，甚至?xí)a(chǎn)生負(fù)體積，最終導(dǎo)致收斂困難，而ALE自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)可以很好地解決此問題，具體過程如圖7所示，而對于微動磨損的表征如圖8所示。

圖7 ALE自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)示意圖

圖8 磨損仿真路線

3 表面強(qiáng)化后不同因素對微動磨損性能的影響

諸如SP、USPR等表面機(jī)械強(qiáng)化工藝會使得試樣的一些關(guān)鍵參數(shù)（如摩擦系數(shù)、殘余應(yīng)力場、塑性應(yīng)變場和表面硬度等）發(fā)生改變。本文重點研究摩擦系數(shù)、殘余應(yīng)力場以及等效塑性應(yīng)變場對接觸參量以及接觸區(qū)域應(yīng)力應(yīng)變分布的影響，尤其是接觸邊緣的塑性變形行為，因為塑性變形在表面裂紋形核及其裂紋在初期擴(kuò)展中有顯著影響。

3.1 摩擦系數(shù)對微動磨損性能的影響

在大多數(shù)的磨損仿真研究中，強(qiáng)化前后都是把摩擦系數(shù)當(dāng)作一個定值來模擬，很少見到有仿真研究表征表面強(qiáng)化后摩擦系數(shù)改變的。但在實際工程中，經(jīng)表面處理后，試樣的表面狀態(tài)肯定會發(fā)生改變。目前關(guān)于磨損仿真的文獻(xiàn)大多采用的摩擦系數(shù)為0.6、0.8、0.9，至于摩擦系數(shù)不同的主要原因是原試樣的處理

工藝不盡相同。本文中并不討論原始試樣摩擦系數(shù)的準(zhǔn)確值，只考慮表面強(qiáng)化對原始試樣摩擦系數(shù)的改變情況，以及對微動磨損性能的間接影響?？紤]到如果摩擦系數(shù)相差較小，它們之間的微動參量或者應(yīng)力狀態(tài)可能變化得并不明顯，故選擇讓各摩擦系數(shù)之間相差的較大一些。加之由試驗發(fā)現(xiàn)原試樣經(jīng)SP處理后，粗糙度增加，而經(jīng)USRP處理后，粗糙度得以降低，最終AsR、SP及USR試樣的摩擦系數(shù)分別選擇為0.6、0.9、0.3。

模型接觸中心磨損深度值在不同摩擦系數(shù)下隨循環(huán)周次的變化情況如圖9a所示。可以看出，磨損深度都隨著循環(huán)周次的增加而不斷增大。這是因為隨著微動的不斷進(jìn)行，接觸表面的材料會不斷地脫落，從而造成材料的損失，且最終會趨于一個動態(tài)平衡狀態(tài)，即磨損量不會再隨著微動循環(huán)次數(shù)繼續(xù)增加。這可能是因為此時試樣由于材料損失過大而發(fā)生了斷裂，從而終止了磨損過程。除此之外，在磨損初期，3種摩擦狀態(tài)下的磨損量相差較小，隨著循環(huán)次數(shù)的增多，磨損量也相差得越來越多。其原因可能是在早期階段，材料表面的金屬氧化膜起到了一定的抗磨損作用，但隨著磨損的不斷進(jìn)行，金屬氧化膜被消耗掉變成了碎屑，或者變成第三體，加速磨損過程，且摩擦系數(shù)越大，磨損越嚴(yán)重。

圖9 不同摩擦系數(shù)下隨循環(huán)周次變化的磨損深度和第20萬周次時的磨損輪廓

從圖9b中可以看出，SP試樣在左側(cè)大約–0.255 mm處有輕微的凸起，表明此時已經(jīng)產(chǎn)生了微小的塑性變形。這主要是因為此處位于高接觸應(yīng)力區(qū)，且摩擦系數(shù)也較大，兩者的聯(lián)合作用使得該處區(qū)域達(dá)到了剪切屈服的臨界值。對于USRP試樣和AsR試樣，盡管也處于高應(yīng)力區(qū)，但由于摩擦系數(shù)不夠，未達(dá)到剪切屈服，因此沒有明顯的塑性變形。相較于左側(cè)，大約在右側(cè)0.267 mm區(qū)域，不管是處于何種摩擦狀態(tài)，試樣都發(fā)生了明顯的塑性變形，且摩擦系數(shù)越大，塑性變形程度越明顯，這是因為該區(qū)域處于高磨損狀態(tài)。除此之外，磨損輪廓還會隨著摩擦系數(shù)的增大而逐漸往外側(cè)偏移，并且接觸中心區(qū)域的磨損深度也隨著摩擦系數(shù)的增大而越來越深。其主要原因是摩擦系數(shù)越大，其表面的微凸體越多，且間距越大，這就使得相鄰之間微凸體的結(jié)合力不夠，容易導(dǎo)致材料在微動過程中發(fā)生脫落，從而造成接觸面間材料的損失。隨著微動循環(huán)次數(shù)逐漸增加，磨損深度也變得更深。與此同時，接觸邊緣磨損痕跡也呈現(xiàn)出逐漸往外側(cè)偏移的趨勢。由于循環(huán)往復(fù)的擠壓，接觸區(qū)域最邊緣的部位發(fā)生了明顯的塑性變形，最終導(dǎo)致該部位的輪廓明顯變高。

較高的摩擦系數(shù)會引起材料的表面塑性變形，從而加劇表面磨損。當(dāng)摩擦系數(shù)變高時，整個接觸表面就會產(chǎn)生較為明顯的宏觀塑性變形，此時最大當(dāng)量應(yīng)力將會分布在整個接觸表面上，從而引起嚴(yán)重的磨損現(xiàn)象。對于較高的摩擦系數(shù)，磨損量也將會變得越高，這就表明當(dāng)其他條件一定時，摩擦系數(shù)的增加會使得磨損量大幅提高，這是因為累積的塑性耗散能會導(dǎo)致材料的迅速退化。此外，材料接觸表面以及亞表面區(qū)域的循環(huán)變形行為對微動磨損影響顯著。因為在磨損過程中，微動區(qū)域內(nèi)的應(yīng)力重分布和材料的循環(huán)塑性變形行為息息相關(guān)，尤其是塑性變形中的棘輪行為，它極易導(dǎo)致材料接觸區(qū)域發(fā)生延性耗竭和誘發(fā)表面裂紋的萌生，從而導(dǎo)致分層磨損。由此可推斷出摩擦系數(shù)越大，塑性耗散能就越高，材料也就越容易發(fā)生磨損。

從圖10 a1、b1、c1中可知，塑性變形會隨著摩擦系數(shù)的增加而變得明顯，與此同時，塑性變形的區(qū)域也變得越來越大。也就是說，當(dāng)微動區(qū)域的接觸應(yīng)力處于高應(yīng)力狀態(tài)時，摩擦系數(shù)與切向載荷呈正比例關(guān)系，摩擦系數(shù)越大，切向載荷也就越大，就越容易發(fā)生塑性累積的現(xiàn)象，甚至發(fā)生明顯的剪切屈服。另外，最大塑性應(yīng)變通常出現(xiàn)在微動接觸邊緣，這是因為接觸表面處于復(fù)雜的高應(yīng)力區(qū)，有很嚴(yán)重的應(yīng)力集中現(xiàn)象，而且該區(qū)域還是磨損與未磨損的邊界處，為典型的幾何不連續(xù)處。高塑性應(yīng)變的區(qū)域正好與磨損引起的接觸邊緣相對應(yīng)，并且高塑性應(yīng)變是由切向載荷引起的，而不是由法向載荷引起的，這稱為“犁溝”效應(yīng)。此外，圖10a1、b1、c1中左右兩側(cè)的塑性應(yīng)變區(qū)域基本是對稱的，這是因為試樣和加載條件也是對稱的，至于兩側(cè)塑性應(yīng)變存在差別的原因主要是兩側(cè)滑移距離的不同，這就導(dǎo)致兩邊區(qū)域的幾何變形也不相同。由圖10 a2、b2、c2中可知，接觸邊緣左右兩側(cè)塑性應(yīng)變都是隨著循環(huán)周次而不斷增加的，這就說明塑性變形是可以累積的。對于USRP試樣，左右兩側(cè)塑性應(yīng)變隨著磨損周次呈拋物線形式逐漸遞增，且左右兩側(cè)塑性應(yīng)變差值隨著循環(huán)周次越來越大。除此之外，左側(cè)的塑性應(yīng)變逐步趨于平穩(wěn)，而右側(cè)的塑性應(yīng)變?nèi)杂欣^續(xù)累積的趨勢。AsR和SP試樣左右兩側(cè)塑性應(yīng)變幾乎是隨著磨損周次呈線性遞增的，且左右兩側(cè)塑性應(yīng)變差值也是越來越大。在第20萬周的時候，AsR、SP試樣右側(cè)的塑性應(yīng)變值都為左側(cè)的2倍左右，而USRP試樣右側(cè)的塑性應(yīng)變值為左側(cè)的5倍左右。由此可推測出，在特定的工況下，高摩擦系數(shù)會降低兩側(cè)塑性應(yīng)變比值。綜上所述，塑性應(yīng)變不僅與應(yīng)力狀態(tài)、循環(huán)次數(shù)有關(guān)，還與摩擦狀態(tài)、滑移距離比值相關(guān)。

圖10 不同摩擦系數(shù)下隨磨損周次變化的等效塑性應(yīng)變分布及其最值

3.2 殘余應(yīng)力場對微動磨損性能的影響

大多數(shù)的研究都表明，殘余應(yīng)力對裂紋的萌生有阻礙作用，即殘余應(yīng)力能夠有效地提高材料的抗疲勞能力，但目前關(guān)于殘余應(yīng)力對微動磨損性能影響的研究卻鮮有報道。本文通過將殘余應(yīng)力場納入到磨損仿真之中，研究其對微動磨損的影響規(guī)律，殘余應(yīng)力場的相關(guān)數(shù)據(jù)通過試驗得到?？紤]到殘余應(yīng)力沿深度方向呈梯形分布，故可對試驗中所測得的殘余應(yīng)力值通過數(shù)據(jù)擬合的方式求解出來。將殘余應(yīng)力通過編寫初始?xì)堄鄳?yīng)力場子程序SIGINI的方式引入到磨損仿真中，其中SP、USRP試樣對應(yīng)的初始?xì)堄鄳?yīng)力場分布如圖11所示?？紤]到微動磨損量級大多為微米級，加上離表面距離過遠(yuǎn)的殘余應(yīng)力對表面的應(yīng)力應(yīng)變分布影響微乎其微，故此處的初始?xì)堄鄳?yīng)力場的深度只考慮到0.3 mm。考慮到已有的文獻(xiàn)大多都采用摩擦系數(shù)為0.8來研究微動磨損仿真，故采用相同的摩擦系數(shù)0.8。

由圖12a可知，引入殘余應(yīng)力場后，磨損深度明顯減小，USRP、SP試樣的磨損深度相比AsR試樣分別降低15%、10%。由此可知，USRP要比SP的抗磨損效果更為顯著。在引入殘余應(yīng)力場前后，試樣接觸中心的磨損深度都隨著循環(huán)周次的增加而逐漸變深，且變化趨勢基本相同。在磨損早期，磨損深度變化較大，而到了中后期卻變化得很平緩，逐漸有趨于飽和的趨勢。從圖12b可以看出，在引入殘余應(yīng)力場前后，試樣接觸區(qū)域邊緣都發(fā)生了塑性累積的現(xiàn)象，但引入殘余應(yīng)力場后，表面的彈性變形得以部分回復(fù)。因為經(jīng)SP、USRP處理后，試樣表面引入了殘余壓應(yīng)力，它能夠很好地抵消一部分外載荷對材料的作用，從而減小基體材料的彈性變形。至于接觸中心區(qū)域的磨損，是因為在最終變形機(jī)制中材料的損失比彈塑性變形更占優(yōu)勢，而相較于接觸邊緣的塑性應(yīng)變現(xiàn)象，這可能是因為存在邊緣效應(yīng)。另外，圓柱面的滑移距離也沒有超過接觸邊緣，故邊緣也不會產(chǎn)生所謂的材料的損失，反而因為存在較大的剪切力，使得該區(qū)域為實現(xiàn)材料內(nèi)部的平衡狀態(tài)而發(fā)生了形變，從而呈現(xiàn)出凹坑狀的磨損輪廓。

a SPb USRP

圖12 不同殘余應(yīng)力場下隨循環(huán)周次變化的磨損深度值和第20萬周次時的磨損輪廓

根據(jù)圖13a1、b1、c1可知，隨著殘余應(yīng)力場的引入，塑性應(yīng)變最值的位置逐漸向兩側(cè)邊緣移動。此外，不管是否引入殘余應(yīng)力場，磨損輪廓都會隨著磨損周次向外延伸，且兩側(cè)相對移動的距離幾乎相等。這可能是因為施加殘余應(yīng)力場的磨損區(qū)域是關(guān)于接觸中心對稱的，且對于有限元分析來說，里面的材料屬性也是均質(zhì)且各向同性的。除此之外，加入殘余應(yīng)力場后，雖然試樣左側(cè)的等效塑性應(yīng)變得到了增加，但右側(cè)的等效塑性應(yīng)變值也發(fā)生了改變，且在整個磨損過程中都是降低的。這就說明殘余應(yīng)力間接地影響到了材料內(nèi)部塑性應(yīng)變的流動，使得右側(cè)的高塑性應(yīng)變流向左側(cè)較低的塑性應(yīng)變，從而達(dá)到內(nèi)部塑性應(yīng)變場的自相平衡，并且仿真中所采用的線彈性理論是非線性隨動強(qiáng)化準(zhǔn)則，它能很好地體現(xiàn)塑性應(yīng)變場在外力作用下的準(zhǔn)確變化。另外，SP和USRP試樣之間的等效塑性應(yīng)變值相差較小，這主要是因為2種強(qiáng)化工藝在材料表面所引入的殘余應(yīng)力場相差較小，雖然SP、USRP試樣在離表面較遠(yuǎn)處區(qū)域的殘余應(yīng)力場相差較大，但對表面的微動參量影響效果并不明顯，說明殘余應(yīng)力對微動參量的影響取決于殘余應(yīng)力的深度及最大值的綜合影響。在給定的殘余應(yīng)力最大值的情況下，它所在的位置離接觸表面越近越好，而在給定的影響深度下，殘余應(yīng)力值越大越好，因為這樣能更好地抑制裂紋的萌生以及對微動參量產(chǎn)生明顯的影響。圖13 a1、b1、c1的塑性應(yīng)變與圖12b中磨損輪廓邊緣的凸起形成了對應(yīng)。至于接觸中心區(qū)域沒有發(fā)生明顯的塑性累積現(xiàn)象，有可能是因為隨著微動循環(huán)次數(shù)的增加，磨損所導(dǎo)致的接觸幾何發(fā)生變化以及接觸順應(yīng)性的增加，使得接觸中心的塑性累積現(xiàn)象消失，也有可能是因為接觸中心處產(chǎn)生的剪切力較小，達(dá)不到剪切屈服的臨界點，從而使得產(chǎn)生剪切屈服塑性較小。圖13b1和c1、圖13b2和c2的塑性應(yīng)變變化趨勢比較類似，這是因為這2種試樣表層及亞表層所引入的殘余應(yīng)力場相差不大，表明該變量對殘余應(yīng)力的變化不敏感。

3.3 等效塑性應(yīng)變場對微動磨損性能的影響

目前對于塑性應(yīng)變場對微動磨損性能的影響規(guī)律研究甚少，因此需要對等效塑性應(yīng)變場與微動磨損之間的相互影響機(jī)制及接觸區(qū)域中塑性應(yīng)變的演化有更深入的了解?？紤]到由表面強(qiáng)化所帶來的塑性應(yīng)變實測困難，目前相關(guān)的文獻(xiàn)中還沒有相關(guān)的試驗數(shù)據(jù)可供借鑒。有研究[24]提出，顯微硬度可直接反映試樣表面加工硬化的歷程，進(jìn)而表征表層加工硬化程度及塑性變形影響深度，故在此用Liu等[25]提出的噴丸等效塑性應(yīng)變經(jīng)驗公式表示相應(yīng)的塑性應(yīng)變場。

式中：0為表面的塑性應(yīng)變值（=0）；0為塑性應(yīng)變?yōu)?時的深度；為塑性應(yīng)變非單調(diào)變化的參數(shù)；是用來描述塑性應(yīng)變分布沿深度變化的參數(shù)。

一般來說，SP處理會產(chǎn)生很高的塑性應(yīng)變（高達(dá)30%～40%）。因此，表面的塑性應(yīng)變，即0范圍為0.3～0.4。在本研究中，假設(shè)塑性應(yīng)變的深度0與殘余壓應(yīng)力的初始深度相同。從USRP和SP試樣的顯微硬度曲線可以看出，這種強(qiáng)化工藝引入的顯微硬度相差不大，故可假設(shè)在該USRP工藝參數(shù)下，USRP和SP試樣產(chǎn)生的表面塑性應(yīng)變范圍也在0.3～0.4。借助試驗所測的顯微硬度分布，并結(jié)合式（10）得出圖14所示的初始等效塑性應(yīng)變分布。

圖14 不同表面強(qiáng)化所引入的初始等效塑性應(yīng)變場分布

考慮到塑性應(yīng)變場是沿深度方向是梯度分布的，可對塑性應(yīng)變值通過數(shù)據(jù)擬合的方式求解出來。本文將塑性應(yīng)變場通過編寫初始等效塑性應(yīng)變場子程序HARDINI的方式引入到磨損仿真中，其中SP、USRP試樣對應(yīng)的塑性應(yīng)變場分布如圖15所示。從塑性應(yīng)變場沿深度的分布曲線可知，大概在深度0.3 mm后的塑性應(yīng)變場幾乎為0。故為了提高仿真效率，同時也是為了與殘余應(yīng)力場深度保持一致，選擇0.3 mm作為塑性應(yīng)變場的影響深度。

a SPb USRP

不同塑性應(yīng)變場下，磨損深度的變化值以及第20萬周次沿軸的磨損輪廓隨循環(huán)周次的變化如圖16所示。由圖16a可知，引入塑性應(yīng)變場前后，磨損深度都隨著循環(huán)周次呈拋物線形式逐漸增加，大概到從第16萬周次開始，磨損量逐漸趨于飽和。其原因可能是：由于磨損量較大，加上裂紋的作用已經(jīng)達(dá)到了斷裂的臨界點；由于接觸面間往復(fù)相對移動，產(chǎn)生的磨屑在接觸邊緣難以溢出，新產(chǎn)生的磨屑充當(dāng)填充物留在原來的磨損坑中，使得磨損量難以繼續(xù)增加。從圖16b可知，引入塑性應(yīng)變場后，磨損深度得以明顯減小，大概降低了6%，其影響效果明顯弱于殘余應(yīng)力場。這可能是因為所采用的磨損公式是和應(yīng)力分布相關(guān)的，對應(yīng)變的分布不敏感，再加上引入的應(yīng)變也是比較小的，因此引入的塑性應(yīng)變場對磨損量的影響本身就比較弱。同時可以看出，即使引入了塑性應(yīng)變場，左側(cè)的塑性應(yīng)變依然很小，甚至可以說是幾乎沒區(qū)別，而右側(cè)的塑性應(yīng)變有較為明顯的變化，使得磨損輪廓往接觸中心方向移動。由此可知，在高塑性區(qū)，塑性應(yīng)變場不僅可以減小微動磨損痕跡，還可以降低塑性累積效果。

不同塑性應(yīng)變場下，沿水平方向隨循環(huán)周次變化的塑性應(yīng)變分布以及在不同周次的塑性應(yīng)變最值如圖17所示。從圖17a1、b1、c1中可以清晰地看到，引入塑性應(yīng)變場后，左右兩側(cè)的塑性應(yīng)變區(qū)域向接觸邊緣外側(cè)偏移了0.1 mm左右。這與圖16b中磨損痕跡的偏移方向恰恰是相反的，相同的是塑性應(yīng)變值在引入塑性應(yīng)變場后明顯降低。一般認(rèn)為塑性應(yīng)變幅值的變化與應(yīng)變強(qiáng)化成反比，即應(yīng)變強(qiáng)化會減輕接觸邊緣由于循環(huán)加載而導(dǎo)致的塑性應(yīng)變。另外可以從圖17b、c看出來，SP和USRP試樣的等效塑性應(yīng)變值變化幾乎一樣，這是因為文中所得出的深度方向的塑性應(yīng)變變化曲線是根據(jù)顯微硬度變化趨勢而來的，試驗中測得的2種試樣的顯微硬度在表面相差很小，再加上顯微硬度與塑性應(yīng)變的公式轉(zhuǎn)換，就使得塑性應(yīng)變曲線更加接近。從圖17 a2、b2、c2中可知，在引入塑性應(yīng)變場之前，AsR試樣左右兩側(cè)的塑性應(yīng)變都是隨著循環(huán)周次線性增加的，且在第2萬周次就已經(jīng)出現(xiàn)了塑性累積現(xiàn)象；而引入塑性應(yīng)變場后，SP、USRP試樣直到第4萬周次才開始出現(xiàn)塑性應(yīng)變，由此可知塑性應(yīng)變場對塑性累積有延遲效果。另外，還觀察到在這2種試樣第4萬周次之后的塑性應(yīng)變累積與循環(huán)周次呈線性增加，左右兩側(cè)的塑性應(yīng)變差值在引入塑性應(yīng)變場之后也得以顯著降低，大約降低了35%，且左右兩側(cè)的塑性應(yīng)變差值隨著循環(huán)周次的增加而增加。

圖16 不同等效塑性應(yīng)變場下隨循環(huán)周次變化的磨損深度和第20萬周次時的磨損輪廓

圖17 不同等效塑性應(yīng)變場下隨磨損周次變化的等效塑性應(yīng)變分布及其最值

4 微動疲勞試驗

微動疲勞試驗是通過對INSTRON疲勞試驗機(jī)加入微動磨損裝置（如圖18所示）來實現(xiàn)的。INSTRON疲勞試驗機(jī)主要是提供軸向拉–拉疲勞載荷，為正弦加載，頻率為10 Hz，應(yīng)力比為0.1。設(shè)置的單卡頭微動磨損裝置（見圖19）主要是為了提供平穩(wěn)恒定的法向載荷，其中法向載荷主要通過實時數(shù)顯扭矩扳手來施加，應(yīng)力環(huán)上左右對稱的4個螺釘主要是為了與底板連接，從而保證整個機(jī)構(gòu)能夠平穩(wěn)的固定在托盤之上。兩側(cè)的固定栓是對螺栓桿進(jìn)行固定支撐，同時也是為了防止在試驗過程中螺栓桿產(chǎn)生過大的晃動。

圖18 微動疲勞裝置

圖19 微動磨損裝置

AsR、SP、USRP平板試樣的微動疲勞（Fretting Fatigue，F(xiàn)F）-曲線如圖20所示。可以看出，AsR、SP、USRP試樣的微動疲勞壽命都隨著應(yīng)力水平的增加而降低，并且應(yīng)力水平越低，強(qiáng)化效果越顯著。USRP試樣對微動疲勞壽命提高得最為明顯，因為USRP試樣的表面粗糙度和表面顯微硬度得到很大改善，這能很好地提高試樣的抗磨損能力以及減輕應(yīng)力集中，再加上較深的殘余應(yīng)力，從而大幅提高了試樣的微動疲勞壽命。相比之下，SP試樣對TC4鈦合金微動疲勞壽命的提高效果卻并不明顯。一般來說，摩擦系數(shù)較大的部件更易受到微動損傷，尤其是對微動磨損較為敏感的鈦合金。Bagherifard等[26]在研究噴丸對金屬材料疲勞強(qiáng)度的影響時發(fā)現(xiàn)，較高的殘余壓應(yīng)力和納米晶體結(jié)構(gòu)都有助于提高疲勞強(qiáng)度，但SP帶來的高粗糙度會大大削弱上述2種有益參數(shù)的影響。

圖20 不同表面強(qiáng)化下的微動疲勞壽命

AsR試樣的微動疲勞壽命和普通疲勞（Plain Fatigue，PF）壽命柱狀圖見圖21?？梢钥闯?，軸向應(yīng)力幅值為600 MPa水平下的普通疲勞壽命為80多萬周次，而在同應(yīng)力水平下的微動疲勞壽命大概為8萬周次，壽命大約降低了90%。在650 MPa應(yīng)力水平下，壽命也降低了75%左右，即在每一個應(yīng)力水平下，試樣的PF壽命都比其FF壽命高得多。由此可知，TC4合金對微動損傷極為敏感，這可歸因于與外部因素相關(guān)的嚴(yán)苛工況條件以及材料的內(nèi)部原因。由于高應(yīng)力集中，接觸區(qū)域的微動行為會嚴(yán)重?fù)p傷試樣的表面完整性，而且TC4容易發(fā)熱，接觸區(qū)域的微動磨損導(dǎo)致局部溫度升高，這也會嚴(yán)重?fù)p壞表面材料。另外，還可以看出軸向應(yīng)力越低，微動損傷效果越明顯，可能是因為在微動疲勞過程中，微動磨損起到的作用越來越明顯，在整個微動疲勞過程中，微動磨損占了主導(dǎo)地位。

圖21 不同應(yīng)力水平下微動疲勞壽命和普通疲勞壽命

5 結(jié)論

在ABAQUS中建立微動磨損的二維柱面/平面接觸模型，借助ABAQUS中的子程序SIGINI和HARDINI，分別將殘余應(yīng)力場、塑性應(yīng)變場引入到表征微動磨損的UMESHMOTION子程序中，從而實現(xiàn)表面強(qiáng)化后不同摩擦力、殘余應(yīng)力場以及塑性應(yīng)變場的有限元微動磨損仿真，得出以下結(jié)論：

1）試驗中AsR、SP及USRP試樣的摩擦系數(shù)分別取為0.6、0.9以及0.3。在磨損初期，3種摩擦狀態(tài)下，磨損量相差較小，隨著循環(huán)次數(shù)的增多，磨損量也相差的越來越多，且摩擦系數(shù)越大，磨損越嚴(yán)重。磨損輪廓還會隨著摩擦系數(shù)的增大而逐漸往外側(cè)偏移，接觸中心區(qū)域的磨損深度也隨著摩擦系數(shù)的增大而越來越深。

2）引入殘余應(yīng)力場后，磨損量得以顯著減少，S,和USRP試樣分別減少了10%和15%。在引入殘余應(yīng)力場前后，試樣接觸區(qū)域邊緣都發(fā)生了塑性累積的現(xiàn)象，但引入殘余應(yīng)力場后，表面的彈性變形得以部分回復(fù)。因為經(jīng)SP、USRP處理后，試樣表面引入了殘余壓應(yīng)力，它能夠很好地抵消一部分外載荷對材料的作用，從而減小基體材料的彈性變形。

3）引入塑性應(yīng)變場后，磨損量得以減小，但效果不如殘余應(yīng)力場。這是因為磨損仿真中采用的是Archard磨損公式，它是與應(yīng)力分布相關(guān)的，對應(yīng)變的分布不敏感，再加上引入的應(yīng)變也是比較小的，因此引入的塑性應(yīng)變場對磨損量的影響本身就比較弱。引入塑性應(yīng)變場，左側(cè)的塑性應(yīng)變依然很小，甚至可以說是幾乎沒區(qū)別，而右側(cè)的塑性應(yīng)變有較為明顯的變化，使得磨損輪廓往接觸中心方向移動。由此可知，在高塑性區(qū)，塑性應(yīng)變場不僅可以減小微動磨損痕跡，還可以降低塑性累積效果。

4）對比原試樣的微動疲勞和普通疲勞壽命可以看出，加入微動磨損作用后，試樣壽命顯著降低，其中在應(yīng)力水平600 MPa時，壽命降低效果最明顯，大約降低了90%，而在650 MPa時降低了75%。此外，USRP試樣的抗磨損效果最好。

[1] 周仲榮, LEO Vincent. 微動磨損[M]. 北京: 科學(xué)出版社, 2002.

ZHOU Zhong-rong, LEO Vincent. Fretting Wear[M]. Bei-jing: Science Press, 2002.

[2] MAJZOOBI G H, AHMADKHANI A R. The Effects of Multiple re-Shot Peening on Fretting Fatigue Behavior of Al7075-T6[J]. Surface and Coatings Technology, 2010, 205(1): 102-109.

[3] 沈明學(xué), 彭金方, 鄭健峰, 等. 微動疲勞研究進(jìn)展[J]. 材料工程, 2010, 38(12): 86-91.

SHEN Ming-xue, PENG Jin-fang, ZHENG Jian-feng, et al. Study and Development of Fretting Fatigue[J]. Jour-nal of Materials Engineering, 2010, 38(12): 86-91.

[4] NOWELL D, DINI D, HILLS D A. Recent Developments in the Understanding of Fretting Fatigue[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2006, 73(2): 207-222.

[5] 同長虹, 黃建龍, 胡玉霞. 基于運(yùn)動副磨損和原始誤差影響的機(jī)構(gòu)運(yùn)動可靠性分析[J]. 蘭州理工大學(xué)學(xué)報, 2010, 36(2): 33-37.

TONG Chang-hong, HUANG Jian-long, HU Yu-xia. Re-liability Analysis of Mechanism Motion Based on both Wear of a Kinematic Pair and Its Original Error[J]. Jour-nal of Lanzhou University of Technology, 2010, 36(2): 33-37.

[6] BUDINSKI K G. Tribological Properties of Titanium Alloys[J]. Wear, 1991, 151(2): 203-217.

[7] WANG Hai-bo, SONG Guo-lin, TANG Guo-yi. Effect of Electropulsing on Surface Mechanical Properties and Mic-rostructure of AISI 304 Stainless Steel during Ultra-sonic Surface Rolling Process[J]. Materials Science and Engineering: A, 2016, 662: 456-467.

[8] ZENG Y S. Application of Shot Peening Technology in the Development of Integral Panels of Civil Aircraft[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2008(1): 54-55.

[9] FERNáNDEZ PARIENTE I, GUAGLIANO M. About the Role of Residual Stresses and Surface Work Harde-ning on Fatigue ΔKTH of a Nitrided and Shot Peened Low-Alloy Steel[J]. Surface and Coatings Technology, 2008, 202(13): 3072-3080.

[10] LIU Dan, LIU Dao-xin, ZHANG Xiao-hua, et al. Plain Fatigue and Fretting Fatigue Behaviors of 17-4PH Steel Subjected to Ultrasonic Surface Rolling Process: A Comparative Study[J]. Surface and Coatings Technology, 2020, 399: 126196.

[11] REN Zhao-jun, LAI Fu-qiang, QU Sheng-guan, et al. Effect of Ultrasonic Surface Rolling on Surface Layer Properties and Fretting Wear Properties of Titanium Alloy Ti5Al4Mo6V2Nb1Fe[J]. Surface and Coatings Technology, 2020, 389: 125612.

[12] KUMAR S A, RAMAN S G S, SANKARA NARA-YANAN T S N, et al. Influence of Counterbody Material on Fretting Wear Behaviour of Surface Mechanical Attrition Treated Ti-6Al-4V[J]. Tribology International, 2013, 57: 107-114.

[13] FAN Na, WANG Yun-xia, WANG Qiu-feng, et al. Effect of Displacement Amplitude on Fretting Wear of 304 Stainless Steel in Air and Sea Water[J]. Lubrication Science, 2018, 30(3): 116-125.

[14] 張猛, 莫繼良, 徐敬業(yè), 等. 一種分析手指接觸摩擦的新型試驗裝置[J]. 摩擦學(xué)學(xué)報, 2016, 36(6): 776-780.

ZHANG Meng, MO Ji-liang, XU Jing-ye, et al. A Newly Developed Experimental Device for Friction Analysis of Finger Touch[J]. Tribology, 2016, 36(6): 776-780.

[15] 王世洪, 梁佑明, 沈桂琴. TC11鈦合金微動磨損及疲勞防護(hù)工藝的探討[J]. 航空學(xué)報, 1996, 17(3): 379-382.

WANG Shi-hong, LIANG You-ming, SHEN Gui-qin. Research on the Protective Treatment for Fretting Wear and Fretting Fatigue of TC11 Titanium Alloy[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 1996, 17(3): 379-382.

[16] SZOLWINSKI M P, FARRIS T N. Mechanics of Fretting Fatigue Crack Formation[J]. Wear, 1996, 198(1/2): 93-107.

[17] TANG Li-chen, DING Shu-rong, QIAN Hao, et al. Fret-ting Fatigue Tests and Crack Initiation Analysis on Zirca-loy Tube Specimens[J]. International Journal of Fatigue, 2014, 63: 154-161.

[18] YUE Tong-yan, ABDEL WAHAB M. Finite Element Analysis of Fretting Wear under Variable Coefficient of Friction and Different Contact Regimes[J]. Tribology International, 2017, 107: 274-282.

[19] 李玲, 康樂, 阮曉光, 等. 不同加載條件下柱面/平面微動磨損有限元分析[J]. 機(jī)械科學(xué)與技術(shù), 2018, 37(12): 1854-1861.

LI Ling, KANG Le, RUAN Xiao-guang, et al. Finite Element Analysis of Cylinder-Flat Fretting Wear under Different Loading Conditions[J]. Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering, 2018, 37(12): 1854-1861.

[20] 張慧杰, 王志敏, 張?zhí)A. 微動工況下柱面不同因素對平面磨損顯著性的分析[J]. 工具技術(shù), 2019, 53(1): 47-50.

ZHANG Hui-jie, WANG Zhi-min, ZHANG Tai-hua. Analysis of Significance of Different Factors on Flat Wear under Mirco-Motion Conditionsrevoke[J]. Tool Enginee-ring, 2019, 53(1): 47-50.

[21] ARNAB Ghosh, BEN Leonard, FARSHID Sadeghi. A stress based damage mechanics model to simulate fretting wear of Hertzian line contact in partial slip[J]. Wear, 2013, 307(1/2): 87-99.

[22] MOHD TOBI A L, DING J, BANDAK G, et al. A Study on the Interaction between Fretting Wear and Cyclic Pla-sticity for Ti-6Al-4V[J]. Wear, 2009, 267(1/2/3/4): 270- 282.

[23] JOHNSON K L. Contact Mechanics[M]. Cambridge: Cambridge University Press, 1985.

[24] 胡永會, 吳運(yùn)新, 陳磊. 噴丸處理7075鋁合金循環(huán)載荷下表面殘余應(yīng)力的松弛規(guī)律[J]. 材料研究與應(yīng)用, 2010, 4(3): 174-179.

HU Yong-hui, WU Yun-xin, CHEN Lei. Residual Stress Relaxation of Shot Peened 7075 Aluminum Alloy under Cyclic Load[J]. Materials Research and Application, 2010, 4(3): 174-179.

[25] LIUA J, YUANA H. Computational Prediction of shot- Peening Induced Residual Stresses under Cyclic Loa-ding[C]//Conf Proc: ICSP-10. Tokyo: [s. n.], 2008.

[26] BAGHERIFARD S, FERNANDEZ-PARIENTE I, GHE-LI-CHI R, et al. Effect of Severe Shot Peening on Micro-structure and Fatigue Strength of Cast Iron[J]. Interna-tional Journal of Fatigue, 2014, 65: 64-70.

Fretting Wear Properties of TC4 Alloy under Different Surface Strengthening States

,,,,

(Key Laboratory of Pressurized System and Safety, Ministry of Education, East China University of Science and Technology, Shanghai 200237, China)

The work aimed to study the effect of friction coefficient, residual stress field and plastic strain field on the fretting wear properties of TC4 alloy after shot peening (SP) and ultrasonic surface rolling process (USRP) strengthening. The surface of TC4 alloy was strengthened by SP and USRP respectively. After strengthening, the surface roughness, residual stress and microhardness of the TC4 alloy were measured by experiments. Based on the improved Archard wear equation, a two-dimensional cylindrical/planar contact model of fretting wear was established in the ABAQUS finite element software. With the help of the subroutines SIGINI and HARDINI in ABAQUS, the residual stress field and the plastic strain field were respectively introduced into the UMESHMOTION subroutine, so as to explore the effect of friction coefficient, residual stress field and plastic strain field on the surface fretting wear performance after surface strengthening. It was found that the surface roughness of the original specimen increased after SP, but improved after USRP; The microhardness of the specimen after SP and USRP strengthening was 1.28 times and 1.23 times of the original specimen, respectively. The maximum residual stress of TC4 alloy after USRP is –550 MPa, and after SP is –380 MPa. After introducing the residue stress field, the wear depth of the specimen was significantly reduced. Compared with the original specimen, the wear depth of the USRP and SP specimens were reduced by 15% and 10% respectively. After the introduction of the plastic strain field, the wear depth of the TC4 alloy is reduced about 6%. It can be concluded that the greater the friction coefficient, the more severe the wear under the same conditions. The wear profile gradually shifts to the outside with the increase of the friction coefficient, and the wear depth in the contact center area also becomes deeper and deeper with the increase of the friction coefficient. The plastic deformation behavior becomes more obvious with the increase of the friction coefficient and eventually makes the area of plastic deformation become larger and larger. With the introducing of residual stress field and plastic strain field, the amount of wear is reduced, and the influence of the residual stress is more significant. Through the fretting fatigue test, it is found that the life of the specimen is significantly reduced after the fretting wear is added, and the USRP specimen has the best anti-wear performance.

surface strengthening; fretting wear; residual stress field; plastic strain field; UMESHMOTION subroutine

TH115.5

A

1001-3660(2022)07-0127-14

10.16490/j.cnki.issn.1001-3660.2022.07.012

2021–04–21；

2021–09–27

2021-04-21；

2021-09-27

國家重點研發(fā)項目（2018YFC1902400）；上海市自然科學(xué)基金項目（20ZR1415300）

National Key Research and Development Project (2018YFC1902400) and Natural Science Foundation of Shanghai (20ZR1415300)

劉柏（1996—），男，碩士研究生，主要研究方向為航空發(fā)動機(jī)葉片榫接結(jié)構(gòu)的微動疲勞性能。

LIU Bai (1996-), Male, Postgraduate, Research focus: fretting fatigue performance of aeroengine blade tenon structure.

王寧（1980—），女，博士，副教授，主要研究方向為結(jié)構(gòu)完整性、表面強(qiáng)化、蠕變及微動疲勞性能。

WANG Ning (1980-), Female, Doctor, Associate professor, Research focus: structural integrity, surface strengthening, creep and fretting fatigue of components.

劉柏, 王寧, 朱金龍, 等. TC4合金在不同表面強(qiáng)化狀態(tài)下的微動磨損性能研究[J]. 表面技術(shù), 2022, 51(7): 127-140.

LIU Bai, WANG Ning, ZHU Jin-long, et al. Fretting Wear Properties of TC4 Alloy under Different Surface Strengthening States[J]. Surface Technology, 2022, 51(7): 127-140.

責(zé)任編輯：劉世忠