氣穴沖擊和噴丸處理過的鋼制輥子的滾動接觸疲勞壽命

1、氣穴沖擊和噴丸處理過的鋼制輥子的滾動接觸疲勞壽命岡山大學(xué)研究生院 自然科學(xué)技術(shù)專業(yè) 東北大學(xué) 納米力學(xué)系 新東工業(yè)株式會社 新產(chǎn)品開發(fā)中心摘要 本研究的目的是探討噴丸對滾動接觸（RCF）鋼輥的疲勞壽命的影響。首先采用三種噴丸方式來對進(jìn)行處理以保證被擊打過的輥子的表面粗糙度相同。一種方式為使用注入壓力30MPa的水的空化射流的氣穴沖擊（CP），其余方式分別是使用直徑0.1mm粒子的微粒子噴丸(FPP)和使用直徑0.3mm粒子的正常噴丸（NSP）。所用的這些噴丸方式均提高了鋼制輥子表面的硬度以及表面殘余應(yīng)力。尤其是它們主要由微粒子噴丸（FPP）來提高。另外，由氣穴沖擊和正常噴丸形成的加工硬化深度大

2、于微粒子噴丸。滾動接觸疲勞測試的結(jié)果顯示所有的噴丸方式均對鋼制輥子滾動接觸壽命有所提高，正常噴丸（NSP）提高最多。從pmax - N curves and the A(y/ 3 HV)max - N曲線可以判斷出微粒子噴丸對滾動接觸壽命的提高很大程度上取決于表面的硬度，而氣穴沖擊和正常噴丸在表面粗糙度和硬度相同的情況下效果相當(dāng)。從這些可以得出零件表面的處理方式應(yīng)該根據(jù)滾動接觸情況以及零部件失效形式來進(jìn)行選擇。關(guān)鍵字：滾動接觸疲勞 氣穴沖擊 噴丸 微粒子噴丸 表面粗糙度 硬度 殘余應(yīng)力1簡介 噴丸是一種在航天和汽車工業(yè)中廣泛用來提高金屬零部件疲勞壽命的表面處理方式。在噴丸中，材料表面被預(yù)先加到

3、高速的大量堅硬粒子所影響，造成被噴丸過的表面機械性能發(fā)生變化。特別是粒子直徑小于0.2mm或0.15mmA弧高度的，被稱為微粒子噴丸（FPP）。據(jù)報道微粒子噴丸除了提高疲勞強度還可以有效控制表面形貌（1），已經(jīng)應(yīng)用在機械零件的表面處理。另一方面不需要噴射粒子的氣穴沖擊（CP）也是一種表面處理方式，它可以在造成較小的表面粗糙度變化的情況下提高表面附近的硬度和殘余壓應(yīng)力。我們以往的研究（2）證明被氣穴沖擊處理30min的輥子的接觸疲勞壽命得到了提高。因此在這項研究中將采用氣穴沖擊和噴丸強化的處理方式來保證被沖擊過的鋼制輥子表面粗糙度相同，同時對其進(jìn)行滾動接觸疲勞測試來研究氣穴沖擊和噴丸強化分別對輥

4、子接觸疲勞壽命的影響。2、試樣接觸疲勞測試中使用的試驗輥子副由直徑為60mm的慢速試驗輥和快速配套輥組成。試驗輥和配套輥均采用鉻鉬鑄鋼（JIS:SCM415）。試驗輥在淬火回火前進(jìn)行了滲碳處理，配套輥進(jìn)行了碳氮共滲。這些輥子在熱處理后被加工到最終尺寸，它們的最終圓周表面分別進(jìn)行了氣穴沖擊和噴丸強化處理。這里輥子的楊氏模量和泊松分別比為206Gpa和0.3。（a）試驗輥 （b）配套輥圖1 試驗輥子副的形狀及尺寸 條件名稱CP噴嘴類型C噴射類型水噴嘴直徑 mm2噴射壓力 MPa30水腔壓力 MPa0.42處理時間 min5防區(qū)外距離 mm85輥子轉(zhuǎn)速 rpm20條件名稱FPPNSP丸粒材料鐵基非晶

5、鈍化切丸丸粒直徑 mm0.10.3丸粒硬度 HV900600空氣壓力 MPa0.10.5噴丸時間 s12弧高 mmN0.2050.694覆蓋率 %300噴射距離 mm150輥子轉(zhuǎn)速 rpm30表1 試驗輥子副的氣穴沖擊條件 表2 試驗輥子副的噴丸強化條件 表1顯示試驗輥子副的氣穴沖擊條件。氣穴沖擊（3）是由空泡破裂造成的沖擊波和由微射流造成的沖擊力來進(jìn)行沖擊的。它使用水空化射流（4）或空氣的空化射流（5）。在這個研究中采用水的空化射流，它是將高速水流攝入充滿水的空腔中形成的。自來水也被用來產(chǎn)生高速水射流。輥子被安裝在充滿自來水的的空腔中，就在氣穴沖擊中它們以20rpm的速度進(jìn)行回轉(zhuǎn)。 表面粗糙

6、度是影響領(lǐng)機械零部件接觸疲勞壽命的因素之一，其次使用沖擊而增加的表面粗糙度可以誘使接觸疲勞壽命（6）的縮短。如后所述，被沖擊過的測試輥的粗糙度的算數(shù)平均值也就是表面粗糙度為Ra 0.27m。為了調(diào)查氣穴沖擊和噴丸對鋼制輥子接觸疲勞壽命的影響，選擇了表2中展示的兩種噴丸條件來保證與氣穴沖擊過的輥子具有相同的表面粗糙度。一種為使用直徑0.1mm粒子的微粒子噴丸和另一種使用直徑0.3mm的正常噴丸。這里在正常噴丸中使用的粒子硬度為600HV，比平常使用的粒子要軟來減少由正常噴丸造成的表面粗糙度的增加，因為正常噴丸很容易造成表面粗糙度的增加。在這個研究中采用的噴丸粒子為空氣噴丸粒子，輥子被這些粒子進(jìn)行

7、處理的同時以30rpm的速度勻速轉(zhuǎn)動。氣穴沖擊和噴丸強化處理的時間分別為5min和12s。 圖2 試驗輥的表面照片和粗糙度曲線 圖2 顯示了試驗輥在進(jìn)行接觸疲勞測試前的表面照片。在圖中所示樣品中，R放在前面來代表試驗輥，R-NP代表沒有被沖擊處理的試驗輥。使用激光掃描顯微鏡來取得試驗輥表面圖像。在這個圖中顯示了測試輥的粗糙度曲線及其譜分析結(jié)果。試驗輥的粗糙度曲線是使用表面粗糙度儀在輥子圓周面上沿其軸向方向測量得出的。從這個圖中可以確定R-CP的表面圖像與R-NP的圖像相似，R-CP的圖像中仍舊可以觀察到磨削痕跡。相比之下分別由微粒子噴丸和正常噴丸形成的R-FPP和R-NSP圖像中的輥子表面磨削

8、痕跡已經(jīng)消失。從試驗輥輥粗糙度曲線可以看出，被沖擊過的測試輥粗糙度曲線振幅均有所增加，而且這些被噴丸過的試驗輥的振幅幾乎相同。根據(jù)粗糙度曲線的譜分析結(jié)果，在1/50mm-1的范圍內(nèi)即波長0.02mm的區(qū)間內(nèi)被噴丸過的試驗輥的粗糙度曲線中的功率譜線均比為未經(jīng)沖擊處理的輥子要大。因此可以說在沖擊過程中發(fā)生了大波紋度的塑形變形。而且在波長0.02mm范圍內(nèi)R-FPP和R-NSP粗糙度曲線中的功率譜線也特別小。在本實驗范圍內(nèi)，噴丸強化減小了粗糙度曲線中的高頻分量。甚至試驗輥的粗糙度曲線振幅相同時，由氣穴沖擊造成的粗糙度曲線與噴丸強化的仍舊不同。這是氣穴沖擊以及噴丸強化對金屬表面所產(chǎn)生的不同影響之一。圖

9、3展示了試驗輥的平均硬度分布。用微型硬度計施加0.98N的力30秒，即可測出維氏硬度。平均硬度分布是從輥子圓周表面下5個不同深度處測量的硬度值得出的。如圖3所示，沖擊提高了圓周表面附近的硬度。特別是使用微粒子噴丸強化的試驗輥表面硬度要大于其余方式處理過的試驗輥的硬度。就沖擊造成的硬化層而言，微粒子噴丸造成的硬化層深度約為輥子表面以下25m，而氣穴沖擊和正常噴丸的硬化層深度約為75m。試驗輥的有效滲碳深度，即硬度為550HV的地方，深度約為0.8mm。在此項研究中，采用相同方式被沖擊過的試驗輥和配套輥作為一個輥子副來進(jìn)行疲勞測試。配套輥的平均硬度分布于試驗輥趨勢相同。圖3 試驗輥的硬度分布圖4

10、試驗輥表面殘余壓應(yīng)力分布樣本試驗輥R-NPR-CPR-FPPR-NSPRa m0.130.270.330.28Rz m1.282.482.092.21HV7608881170975(x)r MPa-370-724-1043-625(y)r MPa-117-639-1000-547表3 試驗輥表面特性樣本殘余奧氏體數(shù)量(V)x %(V)y %試驗輥R-NP46.0245.10R-CP40.4735.94R-FPP29.6428.79R-NSP32.6637.10表4 試驗輥表面殘余奧氏體數(shù)量 試驗輥的殘余應(yīng)力分布如圖4所示。測量殘余應(yīng)力是根據(jù)2-sin2（7）的方法，使用CrK-ray作為特征X

11、射線來測量的。為了進(jìn)行接觸輥子表面下的應(yīng)力分析，選擇輥子表面中心任意一點作為原點，分別將軸向、圓周方向和半徑方向作為x、y和z坐標(biāo)方向。為了測量輥子表面下的殘余應(yīng)力，使用電解拋光將輥子表層去除。如圖4所示，軸向和圓周方向的殘余應(yīng)力(x)r 和(y)r是由測量的殘余壓應(yīng)力值進(jìn)行彈性計算（8）修正來確定的，因為表層的去除將會影響到測得的壓應(yīng)力。輥子半徑方向的徑向殘余應(yīng)力(z)r也是由彈性方程（8）確定的。從圖4中可以看出，被沖擊過的試驗輥的(x)r 和 (y)r 在表層的壓縮區(qū)域中。這些壓應(yīng)力均大于未經(jīng)沖擊強化的輥子。氣穴沖擊和正常噴丸所產(chǎn)生的壓應(yīng)力層深要大于微粒子噴丸的。對于表面殘余應(yīng)力，微粒子

12、噴丸處理過的試驗輥的的表面殘余壓應(yīng)力在所有試驗輥中是最大的，和表面硬度一樣。在這里，所有輥子的(z)r都幾乎為零，而且具有恒定深度。 表3給出了所有試驗輥的表面粗糙度，表面硬度和表面殘余應(yīng)力。它們的表面粗糙度采用相同方法測出，如圖2粗糙度曲線所示。粗糙度的算數(shù)平均值Ra和粗糙度的最大高度值Rz（9）均作為這項研究中的粗糙度參數(shù)。表面硬度由圖3所示的它們的硬度分布得到。從圖4中測得的它們的殘余應(yīng)力分布可以得到表明殘余應(yīng)力。被沖擊過的試驗輥的粗糙度參數(shù)和預(yù)期的幾乎相同。正如先前記錄的，在本實驗范圍內(nèi)微粒子噴丸使表面硬度和表面殘余壓應(yīng)力增加最多。由微粒子噴丸造成的那些最大的增長預(yù)計有利于提高滾動接觸

13、壽命。配對輥的表面特性與試驗輥有相同的趨勢。 試驗輥圓周表面的殘余奧氏體數(shù)量如表4所示。殘余奧氏體數(shù)量采用與圖4 中測量殘余應(yīng)力相同的方法獲得。總的來說，它被噴丸造成的塑性變形而引起的相位變化嚴(yán)重降低了（10）。從表4可以看出被沖擊過的測試輥的殘余奧氏體數(shù)量小于沒有被沖擊的，而且微粒子噴丸的試驗輥的數(shù)量最小。因此殘余奧氏體的數(shù)量反映了微粒子噴丸造成的塑性變形量，由于微粒子噴丸的試驗輥的表面硬度和表面殘余壓應(yīng)力在本實驗分為內(nèi)均為最大。然而與微粒子噴丸和正常噴丸對比時，氣穴沖擊的殘余奧氏體數(shù)量并沒有被其造成的塑形變形所大幅度減小?？梢哉J(rèn)為氣穴沖擊造成的塑性變形行為與微粒子噴丸和正常噴丸的不同，正如

14、在圖2所示的粗糙度曲線的情況。3 實驗步驟 使用一個彈簧加載式滾筒試驗機（11）來進(jìn)行輥子的滾動接觸疲勞實驗。由壓縮彈簧來施加試驗輥與配對輥之間的載荷。最大赫茲應(yīng)力pmax（12）作為接觸輥之間加的載荷標(biāo)準(zhǔn)。在表5中的滑動-滾動接觸條件（11）下進(jìn)行滾動接觸疲勞測試。試驗輥作為慢輥，配套輥作為快輥。使用ATF作為這些測試中的潤滑油。這種潤滑油的特性在表6中給出。該潤滑油以一定的壓力從噴嘴中供給到嚙合側(cè)的試驗輥對。為試驗輥對所供給的油的流速為約1500毫升/分鐘。油的溫度調(diào)節(jié)到313±4 K。慢輥轉(zhuǎn)速1432 rpm慢輥圓周速度4.50 m/s快輥轉(zhuǎn)速1800 rpm快輥圓周速度5.6

15、5 m/s慢輥滑動比-25.7%快輥滑動比+20.4%滑動速度1.15 m/sATF比重 288/277K 0.8564閃點 K467運動粘度 313K33.18×10-6m2/s 373K7.225黏度指數(shù)191表5 滾動接觸疲勞測試 表6 潤滑油特性 如后所述，試驗輥的滾動接觸疲勞測試在最大赫茲應(yīng)力為2200MPa到2600MPa之間進(jìn)行。試驗輥子副的最小油膜厚度D.Dowson（13），即hmin在1.6m到1.7m。然后由（14）定義的D值對于所有試驗輥子副均為1以上。在計算最小油膜厚度和D值時，接觸輥子表面之間油的溫度為313K，這是在進(jìn)行滾動接觸疲勞試驗時所供的油的溫度。

16、在這項研究中，試驗輥的滾動接觸偏勞壽命N定義為滾筒試驗機在因致命的表面失效造成的振動增大而自動停機時的轉(zhuǎn)數(shù)。 4.試驗結(jié)果 圖5所示為失效的試驗輥的圓周表面以及橫截面的照片。本研究中使用的試驗輥的失效模式為表面裂紋造成的點蝕，在滾動接觸疲勞試驗中點蝕突然發(fā)生在試驗輥的圓周表面。具體而言，試驗輥表面裂紋在輥子表面下沿著滾動方向擴張。由輥子表面的剝離造成了圖5中所示的致命的表面失效。在本研究中試驗輥的致命表面失效的剝離深度范圍在輥子表面下0.5mm到1mm。圖6顯示了由滾動解除疲勞試驗得出的最大赫茲接觸應(yīng)力pmax與試驗輥的滾動接觸疲勞壽命N 之間的關(guān)系。圖中箭頭所示在試驗輥的轉(zhuǎn)數(shù)超過2×

17、;107時，試驗輥的圓周表面沒有發(fā)生致命的表面失效。通過對失效輥子標(biāo)記的最小二乘逼近得出圖中曲線。這個圖中的4條近似曲線幾乎是平行的，與其他試驗輥對比，未被沖擊的輥子的近似曲線在其他試驗輥曲線的左側(cè)。試驗輥的滾動接觸疲勞壽命有一些其他變化。然而，從這個圖中可以很明顯看出沖擊調(diào)高了所有試驗輥的滾動接觸疲勞壽命?？偟膩碚f，正常噴丸的接觸疲勞壽命最長，其次是微粒子噴丸的輥子，氣穴沖擊的輥子和未沖擊的輥子。圖5 失效試驗輥的觀察圖6 試驗輥的pmax-N曲線圖7 試驗輥表面耐久性與表面硬度之間的關(guān)系 在此研究中，接觸疲勞測試中試驗輥的接觸疲勞極限，即表面耐久性（pmax）lim被定義為在2×

18、107轉(zhuǎn)時的最大赫茲應(yīng)力。試驗輥表面耐久性（pmax）lim與表面硬度之間的關(guān)系如圖7所示。從圖中看出，沖擊提高了所有試驗輥的表面耐久性。它們有與試驗輥表面硬度增加而增大的趨勢。然而表面硬度最大的R-FPP的表面耐久性與R-NSP的相似。FPP引起的表面耐久性的增加并沒有跟FPP引起的硬度增加保持同步，盡管R-FPP表面硬度以及表面殘余應(yīng)力均大于R-NSP。 5、使用維氏硬度和正應(yīng)力來評估滾動接觸疲勞壽命 正如先前提到，試驗輥的失效形式為表面裂紋造成的點蝕（15）。因此切向正應(yīng)力y被考慮因為它在表面處變?yōu)樽畲?。在計算這個接觸表面的切向正應(yīng)力時，使用的x、y、z坐標(biāo)方向與測量試驗輥表面特性時相同

19、。試驗輥表面的切向正應(yīng)力是在這個坐標(biāo)系中使用（16）的分析方法計算出來的。 和在前面論文（15）中滲氮鋼輥的情況一樣，對切向正應(yīng)力y與維氏硬度值HV之間比值的最大振幅A(y/3HV)max的計算中忽略了平均應(yīng)力對疲勞壽命的影響，同時假設(shè)在滾動接觸疲勞測試前試驗輥材料的強度與它們的硬度成正比。在接下來的段落里，試驗輥的滾動接觸疲勞壽命和表面耐久性將用A(y/3HV)max(17)進(jìn)行討論。為了計算切向正應(yīng)力y，還需要考慮表3中所示的試驗輥的表面殘余應(yīng)力。圖8試驗輥的A(y/3HV)max - N曲線 圖8所示為試驗輥的最大振幅A(/3HV)max與滾動接觸疲勞壽命N之間的關(guān)系。這個圖是A(y/3

20、HV)max - N曲線，即將圖6 中縱坐標(biāo)的最大赫茲應(yīng)力pmax變?yōu)锳(y/3HV)max。在這里，使用這種評估方法，表面硬度的影響不會出現(xiàn)。與圖6相比較，圖8 中R-CP的近似曲線與R-NSP的幾乎重合。這可能是由于R-CP的加工硬化層深度、殘余應(yīng)力的分布、表面粗糙度分別于R-NSP的相似。其次圖8中R-CP和R-NSP的近似曲線位于R-NP的下方。由此可以說明R-CP和R-NSP的滾動接觸疲勞壽命和表面耐久性跟隨由沖擊引起的表面硬度的增加而提高。因此在相同的表面粗糙度和表面硬度下，氣穴沖擊對滾動接觸疲勞壽命的影響與正常噴丸的相同。R-CP、R-NSP、R-NP的A(y/3HV)max 之

21、間的差異由圖8所示的M 表示，由于表面硬度被排除，而且R-CP和R-NSP的表面粗糙度參數(shù)是R-NP的兩倍，表面粗糙度的影響基本上顯示出來。R-CP和R-NSP的A(y/3HV)max之間的細(xì)微差別顯示出CP的粗糙度曲線與NSP的不同，如圖2所示。 另一方面，R-FPP的近似曲線位于其他試驗輥下方很遠(yuǎn)的地方。R-CP。圖8 中N所代表的R-NSP和R-FPP的A(y/3HV)max之間的差異顯示出表面粗糙度的影響看起來不大，因為R-FPP的粗糙度參數(shù)幾乎和R-CP和R-NSP相同。就R-FPP來說，在表面硬度和表面殘余壓應(yīng)力被微粒子噴丸極度增加時，它的加工硬化層深度卻比由氣穴沖擊和正常噴丸的小

22、。盡管在滾動接觸疲勞試驗中點蝕是從表面起源的失效，試驗輥的致命表面失效分離深度是在輥子表面以下0.5mm到1mm。這個必須要考慮表面裂紋以及表面裂紋的擴展。因此表面附近的硬度分布極為不均的試驗輥很難通過正應(yīng)力與表面硬度之比進(jìn)行評估。然而從圖6 和8 中可以很明顯可以看出微粒子噴丸引起的滾動接觸疲勞壽命和表面耐久性的提升很大程度上取決于它對表面硬度的提高。最后，對機械零件疲勞，微粒子噴丸同時重點對表面裂紋發(fā)生進(jìn)行關(guān)注是對表面失效有效的預(yù)防措施。與此相反，氣穴沖擊和正常噴丸對防止表面裂紋的發(fā)生以及擴張似乎有幫助，因為這些沖擊增加了表明下的硬度和殘余壓應(yīng)力。在此項研究中試驗輥具有相同表面粗糙度來排除

23、粗糙度對滾動接觸疲勞壽命的影響。在一般情況下，表面粗糙度會被沖擊所改變，尤其是正常噴丸很容易引起表面粗糙度的增加。在丸粒直徑超過0.2mm正常噴丸情況下，使用軟丸粒有利于提高滾動接觸疲勞壽命。這項研究表明在表面粗糙度和表面硬度相同的情況下，正常噴丸與氣穴沖擊對滾動接觸疲勞的影響等效，與微粒子噴丸的效果不相等。因此表面處理條件應(yīng)該根據(jù)滾動接觸條件和機械零件的失效模式來進(jìn)行選擇。6、結(jié)論本文描述了用噴射壓力30MPa的氣穴沖擊與丸粒直徑為0.1mm和0.3mm的噴丸強化處理過鋼制輥子的滾動接觸疲勞試驗結(jié)果。選擇這3種沖擊條件以確保被沖擊過的試驗輥具有相同的表面粗糙度。所有的沖擊方式均提高了試驗輥的

24、表面硬度和表面殘余壓應(yīng)力，其中使用直徑0.1mm丸粒的微粒子噴丸提高最多。相反微粒子噴丸的加工硬化層小于氣穴沖擊和是使用直徑0.3mm丸粒的正常噴丸的。滾動接觸疲勞試驗中試驗輥的失效形式是由表面裂紋引起的點蝕現(xiàn)象。使用正應(yīng)力和表面硬度之間的比值，可以清楚看出試驗輥得滾動接觸疲勞壽命和表面耐久性被沖擊造成的表面硬度增加所提升。特別是由微粒子噴丸造成的它們的提升主要依賴于由微粒子噴丸帶來的表明硬度的增加。另一方面在表面粗糙度和表面硬度相同的情況下，正常噴丸與氣穴沖擊對滾動接觸疲勞的影響等效，與微粒子噴丸的效果不相等。為了進(jìn)一步提高滾動接觸疲勞壽命，微粒子噴丸需要提供更深的加工硬化層深度，而正常噴丸

25、需要使用軟丸粒來減小其對表面粗糙度的增加。此外，氣穴沖擊需要較大的表面硬度。因此表面處理條件應(yīng)根據(jù)滾動接觸條件和機械零件的失效模式選擇。感謝作者在這里感謝JX Nippon 石油能源公司提供的潤滑油。還要感謝岡山大學(xué)Kazuhiko Hagiwara先生的技術(shù)支持。筆者 這項研究的部分財政由AMADA金屬技術(shù)研究和發(fā)展基金會支持，作者在這里表示感謝。參考文獻(xiàn)(1) Harada, Y., Fukaura, K. and Haga, S., Influence of microshot peening on surface layer characteristics of structural

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