基于临界面法的高强度铸造铝合金微动疲劳特性研究.pdf

２０１６年６月第４１卷第６期润滑与密封ＬＵＢＲＩＣＡＴＩＯＮ ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧＪｕｎ􀆰 ２０１６Ｖｏｌ􀆰 ４１ Ｎｏ􀆰 ６ＤＯＩ： １０􀆰 ３９６９／ ｊ􀆰 ｉｓｓｎ􀆰 ０２５４－０１５０􀆰 ２０１６􀆰 ０６􀆰 ０１４收稿日期： ２０１５－１１－２９作者简介：蔡强（１９９１— ），男，硕士研究生，研究方向为发动机总体技术及结构动态设计． Ｅ⁃ｍａｉｌ： ｃａｉｑｉａｎｇｎｕｃ＠ １６３􀆰 ｃｏｍ．基于临界面法的高强度铸造铝合金微动疲劳特性研究蔡 强 张 翼 李 闯 秦健健（中北大学机械与动力工程学院 山西太原０３００５１）􀤕􀤕􀤕􀤕􀤕􀤕􀤕􀤕􀤕摘要：用ＡＮＳＹＳ对高强度铸造铝合金的微动疲劳特性进行仿真模拟，得到接触面上的应力、应变分布规律；基于ＳＷＴ临界面法预测微动裂纹的萌生位置，用实验值拟合得到微动疲劳寿命预测参数并用临界面法预测微动疲劳寿命。结果表明：在法向夹紧力不变时，微动疲劳寿命会随着轴向力的增大而减小，且轴向力存在一个临界值，超过这个临界值，构件寿命会急剧下降。在ＨＹＳ⁃１００型微动疲劳试验机上对高强度铸造铝合金的微动裂纹萌生位置及寿命进行实验验证。结果表明， ＳＷＴ临界面法预测裂纹萌生位置与试件实际断裂位置一致，预测寿命与实际寿命在误差允许范围内。关键词：铝合金；微动疲劳；寿命预测；微动磨损中图分类号： ＴＨ１１７􀆰 １ 文献标志码： Ａ 文章编号： ０２５４－０１５０ （２０１６） ０６－０６５－０４􀤕􀤕􀤕􀤕􀤕􀤕􀤕􀤕􀤕Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ Ｆｒｅｔｔｉｎｇ Ｆａｔｉｇｕｅ Ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ Ｈｉｇｈ Ｓｔｒｅｎｇｔｈ ＣａｓｔＡｌｕｍｉｎｕｍ Ａｌｌｏｙ Ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｃｒｉｔｉｃａｌ Ｐｌａｎｅ ＭｅｔｈｏｄＣＡＩ Ｑｉａｎｇ ＺＨＡＮＧ Ｙｉ ＬＩ Ｃｈｕａｎｇ ＱＩＮ Ｊｉａｎｊｉａｎ（Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ａｎｄ Ｐｏｗｅｒ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｎｏｒｔｈ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｃｈｉｎａ，Ｔａｉｙｕａｎ Ｓｈａｎｘｉ ０３００５１，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｅ ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｆａｔｉｇｕｅ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｈｉｇｈ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｃａｓｔ Ａｌｕｍｉｎｕｍ ａｌｌｏｙ ｗｅｒｅ ｓｉｍｕｌａｔｅｄ ｂｙ ＡＮＳＹＳ， ａｎｄ ｔｈｅ ｓｔｒｅｓｓａｎｄ ｓｔｒａｉｎ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｎ ｔｈｅ ｃｏｎｔａｃｔ ｓｕｒｆａｃｅ ｗａｓ ｇｏｔ．Ｔｈｅ ｃｒａｃｋ ｉｎｉｔｉａｔｉｏｎ ｌｏｃａｔｉｏｎ ｗａｓ ｐｒｅｄｉｃｔｅｄ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ＳＷＴ ｃｒｉｔｉｃａｌｓｕｒｆａｃｅ ｍｅｔｈｏｄ，ｔｈｅ ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｆａｔｉｇｕｅ ｌｉｆｅ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｗｅｒｅ ｆｉｔｔｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｖａｌｕｅｓ， ａｎｄ ｔｈｅ ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｆａ⁃ｔｉｇｕｅ ｌｉｆｅ ｗａｓ ｐｒｅｄｉｃｔｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｓｕｒｆａｃｅ ｍｅｔｈｏｄ．Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ， ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｉｎｇ ｏｆ ｔｈｅ ａｘｉａｌ ｆｏｒｃｅ， ｔｈｅ ｆｒｅｔ⁃ｔｉｎｇ ｆａｔｉｇｕｅ ｌｉｆｅ ｉｓ ｄｅｃｒｅａｓｅｄ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｓｔａｎｔ ｃｌａｍｐｉｎｇ ｆｏｒｃｅ．Ｔｈｅｒｅ ｉｓ ａ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｖａｌｕｅ ｏｆ ａｘｉａｌ ｆｏｒｃｅ， ｏｎｃｅ ｂｅｙｏｎｄ ｔｈｉｓｃｒｉｔｉｃａｌ ｖａｌｕｅ， ｔｈｅ ｌｉｆｅ ｏｆ ｔｈｅ ｈｉｇｈ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｃａｓｔ Ａｌｕｍｉｎｕｍ ａｌｌｏｙ ｃｏｍｐｏｎｅｎｔ ｗｉｌｌ ｄｅｃｒｅａｓｅ ｓｈａｒｐｌｙ．Ｔｈｅ ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｃｒａｃｋ ｉｎｉｔｉａ⁃ｔｉｏｎ ｌｏｃａｔｉｏｎ ａｎｄ ｌｉｆｅｔｉｍｅ ｏｆ ｈｉｇｈ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｃａｓｔ Ａｌｕｍｉｎｕｍ ａｌｌｏｙ ｗｅｒｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｌｙ ｖｅｒｉｆｉｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ＨＹＳ⁃１００ ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｆａｔｉｇｕｅｔｅｓｔｉｎｇ ｍａｃｈｉｎｅ．Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｐｒｅｄｉｃｔｅｄ ｒｅｓｕｌｔｓ ａｒｅ ｉｎ ａｇｒｅｅｍｅｎｔ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ， ｔｈｅ ｐｒｅｄｉｃｔｅｄｌｉｆｅ ａｎｄ ｔｈｅ ａｃｔｕａｌ ｌｉｆｅ ｓｐａｎ ａｒｅ ｗｉｔｈｉｎ ｔｈｅ ｌｉｍｉｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｅｒｒｏｒ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ａｌｕｍｉｎｉｕｍ ａｌｌｏｙ；ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｆａｔｉｇｕｅ；ｌｉｆｅ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ；ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｗｅａｒ在受小的相对振幅运动的２个组件之间，一旦被连接的组件受循环疲劳载荷的作用，其表面就很容易产生微动疲劳。通常在振动环境下， “近似紧固”的机械配合件的接触表面会发生微动疲劳破坏［１］。如螺栓和铆钉连接、航空发动机的花键联轴器、机体和主轴承盖的接触面等。微动疲劳破坏的过程分为裂纹萌生阶段和裂纹扩展阶段，当微裂纹扩展到材料内部时，失效就会发生。ＳＺＯＬＷＩＮＳＫＩ和ＦＡＲＲＩＳ［２］假设微动疲劳寿命发生的主要阶段是裂纹的成核期，微裂纹形成的周期称为损伤阈值。微动疲劳的实质是多轴疲劳，其疲劳应力在接触表面上具有累积效应，当微动裂纹萌生时，接触区应力梯度急剧升降。微动是典型的摩擦行为，由于小裂纹总是隐藏在两接触面之间，使得微动裂纹难以在第一时间发现，而微动疲劳破坏往往具有突发性，加剧了灾难后果。因此对构件的微动疲劳裂纹萌生位置及寿命进行预测具有重要的意义［３－５］。本文作者采用ＳＷＴ临界面法研究了微动疲劳裂纹萌生位置，预测了裂纹萌生寿命，并与实验结果进行对比分析，发现误差在允许范围内，为高强度铸造铝合金的微动疲劳裂纹的萌生及寿命预测研究提供了参考。１ 有限元法预测微动疲劳裂纹萌生位置１􀆰 １ 微动疲劳有限元模型以方足桥—试件为研究对象，由于实验件的结构以及实验时的左右加载情况都是对称的，所以取１／２模型进行仿真研究。如图１所示建立实验件的有限元模型。图１ 微动疲劳仿真有限元模型Ｆｉｇ １ Ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｆａｔｉｇｕｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ试件的材料选用高强度铸造铝合金，其材料的力学性能如表１所示，方足桥的材料选用合金钢。为了节省计算机资源，同时满足计算精度的要求，在方足桥和试件的接触部分应力分布复杂，网格划分精细，大小为０􀆰 ０２ ｍｍ；在远离接触界面的区域，网格尺寸逐渐增大，最大为０􀆰 ５ ｍｍ。方足桥和试件接触部分的长度为８ ｍｍ，考虑到边缘效应可能会对结果产生影响，以方足桥的左边桥脚边缘为坐标原点，向右取８ ｍｍ的长度，并左右各延长０􀆰 ５ ｍｍ建立接触对。分别对方足桥的左右２个端面和试件的左端面施加Ｘ方向的约束，对试件的下端面施加对称约束。表１ 高强度铸造铝合金的材料力学性能Ｔａｂｌｅ １ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｈｉｇｈ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｃａｓｔａｌｕｍｉｎｕｍ ａｌｌｏｙ密度弹性模量泊松比屈服强度抗拉强度２ ７００ｋｇ／ ｍ３６８ ９００ＭＰａ ０．３１７８􀆰 ６ＭＰａ２９０～３２０ ＭＰａ以轴向最大载荷６９􀆰 １７ ＭＰａ，轴向最小载荷－６９􀆰 １７ ＭＰａ为例进行计算。载荷的施加过程分３个载荷步进行： （１）对方足桥的端面施加３１􀆰 ２５ ＭＰａ的压力； （２）在试件的加载端施加６９􀆰 １７ ＭＰａ的拉力； （３）在试件的加载端施加－６９􀆰 １７ ＭＰａ的压力，循环应力比为－１。１􀆰 ２ 接触界面上的应力、应变分布为了预测微动疲劳裂纹的萌生位置，提取了计算后接触面上的应力、应变数据。接触面上最大正应力分布曲线如图２所示，应变幅值在接触界面上的分布情况如图３所示。图２ 接触面上最大正应力分布曲线Ｆｉｇ ２ Ｍａｘｉｍｕｍ ｎｏｒｍａｌ ｓｔｒｅｓｓ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅ ｏｎ ｔｈｅｃｏｎｔａｃｔ ｓｕｒｆａｃｅ图３ 接触面上应变幅值分布曲线Ｆｉｇ ３ Ｓｔｒａｉｎ ａｍｐｌｉｔｕｄｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅ ｏｎ ｔｈｅ ｃｏｎｔａｃｔ ｓｕｒｆａｃｅ从图３可以看出，方足桥—试件接触面上的最大正应力在接触面两侧边缘处存在应力集中现象，容易出现小裂纹萌生。中间区域过渡平缓，在ｘ ＝ １􀆰 ５４ｍｍ处存在陡降现象，此处为黏着区和滑移区的临界位置。从图４可以看出，应变幅值在方足桥左右两侧桥脚边缘出现峰值，沿接触面往右平稳上升，并且在非接触区迅速下降。最大应变幅值出现在ｘ ＝ ７􀆰 ９８ｍｍ位置，即方足桥右侧桥脚内边缘处。１􀆰 ３ 微动疲劳裂纹萌生位置预测应变－寿命曲线是表达材料中低周疲劳性能的通用方法，目前应用最广泛的是Ｍａｎｓｏｎ⁃Ｃｏｆｆｉｎ公式［６］，该公式解释了裂纹萌生寿命和应变幅值之间的关系。公式的表达式如下：（Δε２ ）ｅ ＝σ′ｆＥ （２Ｎｆ）ｂ （１）（Δε２ ）ｐ ＝ε′ｆ（２Ｎｆ）ｃ （２）（Δε２ ）ｔｏｔａｌ ＝Δε２ ＋（２Δε２ ）ｐ （３）式中： σ′ｆ为疲劳强度系数； ｂ为疲劳强度指数； ε′ｆ为疲劳延续系数； ｃ是疲劳延性指数； ２Ｎｆ为疲劳逆转次数（０􀆰 ５周期＝１逆转）； Δε为应变幅值。６６润滑与密封第４１卷ＳＭＩＴＨ等［７］基于Ｍａｎｓｏｎ⁃Ｃｏｆｆｉｎ方程和多轴疲劳理论提出了ＳＷＴ参数，并将其定义为最大正应力与应变幅值的乘积，即：ＳＷＴ＝σｍａｘ Δε２æèç öø÷ｔｏｔａｌ（４）其中，最大法向应力： σｍａｘ ＝σ′ｆ （２Ｎｆ）ｂ （５）由上面的公式可推导出：ＳＷＴ＝σｍａｘ（Δε２ ）ｔｏｔａｌ ＝（σ′ｆ ）２Ｅ （２Ｎｆ）２ｂ＋σ′ｆ ε′ｆ（２Ｎｆ）ｂ＋ｃ（６）他们认为， ＳＷＴ临界面参数最大的地方就是裂纹开始萌生的地方。为了计算接触面节点上的ＳＷＴ值，用ＭＡＴＬＡＢ编程计算接触面上４３１个节点的ＳＷＴ参数值，并绘制ＳＷＴ参数在接触界面上的分布曲线如图４所示。图４ ＳＷＴ参数值在接触面上的分布曲线Ｆｉｇ ４ Ｔｈｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅ ｏｆ ＳＷＴ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｎ ｔｈｅｃｏｎｔａｃｔ ｓｕｒｆａｃｅ由图４可知， ＳＷＴ参数沿接触界面的分布趋势与应变幅值的分布相似，从而充分证明ＳＷＴ参数与应变幅值成一定的函数关系。 ＳＷＴ参数在微动桥脚的两侧边缘处出现峰值，分别为ｘ＝ ７􀆰 ９８ ｍｍ和ｘ＝ ０处，考虑到排除微动疲劳受边缘效应的影响， ｘ ＝ ０位置处不予考虑。最大值的位置为微动桥脚右侧内边缘处，最大值为２􀆰 ４１３ １ ＭＰａ，微动裂纹从此处开始萌生。２ 微动疲劳实验验证２􀆰 １ 实验材料及实验设备采用桥式微动实验件进行微动疲劳实验研究。在多次实验的基础上发现，由于微动块不是完全刚性的，加载时的变形使得微动块与试样间的接触特点不是严格意义上的面－面接触；桥式微动模型的２个桥脚在试验时不能保证同时滑动，造成接触表面状态难以确定。所以必须对传统的微动疲劳实验件进行改进。为了保证试件和方足桥之间的面－面接触状态，方足桥设计成单个桥足结构，材料选用合金钢，结构如图５所示。实验试样用高强度铸造铝合金制成，最小截面直径为１０ ｍｍ，夹持端考虑到微动疲劳试验机夹头大小，直径设计成２５ ｍｍ。图５ 实验件的结构Ｆｉｇ ５ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｐｅｃｉｍｅｎ微动疲劳实验在ＨＹＳ⁃１００型微动疲劳试验机上进行，试验机的组成结构如图６所示。图６ ＨＹＳ⁃１００型微动疲劳试验机Ｆｉｇ ６ Ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｆａｔｉｇｕｅ ｔｅｓｔ ｍａｃｈｉｎｅ ｏｆ ＨＹＳ⁃１００ ｔｙｐｅ２􀆰 ２ 实验方案实验时，先将试件的一端固定在微动疲劳试验机的上夹头上，另一端在循环拉应力作用下产生弹性伸长和恢复，使之和微动块之间发生相对微动，微动振幅通过改变轴向应力幅值或者接触压力来控制。实验时的循环载荷均为正弦载荷，频率为２０ Ｈｚ，应力比为－１。实验时，力的加载分２部分进行。第一部分通过左右方足桥在试件上对称地施加３１􀆰 ２５ ＭＰａ的压力；第二部分根据轴向力的不同分为４组，在保证法向力大小相同的基础上，试件加载端分别施加８、１０、 １２、 １４ ｋＮ的循环载荷。每组实验除轴向力不同外其余实验条件均相同。２􀆰 ３ 实验结果及讨论如图７所示为轴向载荷８ ｋＮ （６９􀆰 １７ ＭＰａ），法向载荷３１􀆰 ２５ ＭＰａ下试件的微动疲劳断裂情况。图７ 微动试件断裂情况Ｆｉｇ ７ Ｆｒａｃｔｕｒｅ ｏｆ ｍｉｃｒｏ ｓｐｅｃｉｍｅｎ７６２０１６年第６期蔡 强等：基于临界面法的高强度铸造铝合金微动疲劳特性研究从图７可以看出，在试件和方足桥的接触部分有明显的黑色磨痕，这是微动持续作用的结果。试件裂纹位置在微动桥脚边缘内侧，断裂方向与试件轴线方向垂直。实验裂纹萌生位置与仿真结果一致，验证了ＳＷＴ法预测高强度铸造铝合金裂纹萌生位置的可靠性。３ 微动疲劳裂纹萌生寿命预测３􀆰 １ 确定疲劳参数值在用ＳＷＴ临界面法公式计算微动疲劳寿命时，需要确定疲劳强度系数σ′ｆ 、疲劳强度指数ｂ、疲劳延续系数ε′ｆ、疲劳延性指数ｃ的值。参考文献［８］，计算可得高强度铸造铝合金材料的疲劳强度系数σｆ′＝５４３ ＭＰａ，疲劳延性系数ε′ｆ ＝０􀆰 ６９９ ＭＰａ。而疲劳强度指数ｂ及疲劳延性指数ｃ参数的确定需要利用回归分析对实验数据进行拟合得出。通过对大量实验数据的整理拟合，最终得出ｂ＝－０􀆰 ０５６， ｃ＝－０􀆰 ３９。所以，只要计算出在不同轴向力载荷下ＳＷＴ参数值的大小，就可估算出高强度铸造铝合金材料的微动疲劳寿命。３􀆰 ２ 不同循环应力下接触界面的ＳＷＴ值用ＡＮＳＹＳ软件分别对夹紧力为３１􀆰 ２５ ＭＰａ，轴向力分别为８、 １０、 １２、 １４ ｋＮ的情况进行仿真模拟，得出各种情况下的应力、应变数据。根据ＳＷＴ临界面法公式编程计算得出各种情况下的ＳＷＴ参数值。不同轴向力下ＳＷＴ参数值沿接触界面的分布情况如图８所示。考虑到边缘效应对结果产生的影响，对ｘ＝０处的数据进行了修正。图８ 不同轴向力下ＳＷＴ参数值Ｆｉｇ ８ ＳＷＴ ｐａｒａｍｅｔｅｒ ｖａｌｕｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｘｉａｌ ｆｏｒｃｅｓ从图８可以看出，在法向加载力一定的条件下，无论轴向循环应力取多大， ＳＷＴ参数值沿接触界面的分布规律是相同的。随着轴向循环应力的增加，ＳＷＴ值也会相应地增加，且在接触面桥足左右两侧边缘处出现了２个峰值。在接触面右边缘内侧， ｘ＝７􀆰 ９８ ｍｍ处ＳＷＴ参数值最大。随着轴向力的增大，ＳＷＴ最大值位置不变，大小不断增大，说明法向夹紧力一定的情况下，轴向力越大越容易引发裂纹萌生。３􀆰 ３ ＳＷＴ临界面法预测微动裂纹萌生寿命从微动裂纹最易萌生处入手，取不同轴向循环力下ＳＷＴ参数最大值来进行计算。计算结果与实验值的对比如表２所示。表２ 裂纹萌生寿命理论值与实验值对比Ｔａｂｌｅ ２ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｖａｌｕｅｓ ｏｆ ｃｒａｃｋ ｉｎｉｔｉａｔｉｏｎ ｌｉｆｅ编号轴向力Ｆ／ ｋＮ加载强度ｐ／ ＭＰａ理论寿命实验值误差ε／ ％１ ８ ６９．１７ １４９ ６５５ １４９ ４１１ ０．１６２ １０ ８８．１９ １５１ ８５６ １６８ ０３０ １０．６５３ １２ １０３．７５ ５３ ８４２ ６４ ４５２ １９．７０４ １４ １２１．０４ ３５ ０４４ ３８ ７９２ １０．６９从表２可以看出，在接触压力３１􀆰 ２５ ＭＰａ的条件下，轴向力为８和１０ ｋＮ时微动疲劳寿命值相差不大，且理论寿命预测值和实验值比较吻合。当轴向力增大到１２ ｋＮ时，微动疲劳寿命急剧下降，再次增大轴向力的大小，微动疲劳寿命下降幅度减缓。从表中还可以看出，微动疲劳寿命的实验值比理论计算值普遍偏大，这是因为本文作者将裂纹萌生寿命近似作为裂纹总寿命，忽略了裂纹扩展寿命的影响。 ＳＷＴ临界面法预测的裂纹萌生寿命与实验真实寿命误差控制在２０％以内，且轴向应力较低时预测值与真实值比较接近，可以认为用ＳＷＴ法预测高强度铸造铝合金的微动疲劳寿命是可行的。４ 结论（１）用ＡＮＳＹＳ软件对高强度铸造铝合金材料进行了微动疲劳仿真模拟，得出接触面上的应力、应变幅分布规律。采用基于应变的临界面法计算ＳＷＴ参数值，发现接触面上ＳＷＴ值的分布规律和应变幅值分布规律相似。与实验结果对比发现， ＳＷＴ值最大的地方为裂纹最易萌生的地方，证明了ＳＷＴ临界面法适用于预测高强度铸造铝合金的裂纹萌生位置。（２）设计了研究微动疲劳裂纹萌生位置及寿命的实验方案，并将方足桥设计成单个桥足，使其结构在很大程度上解决了面－面接触状态难以确定的问题。用实验值拟合得出了预测高强度铸造铝合金寿命的参数。（下转第７２页）８６润滑与密封第４１卷表面氧化轻微，表明其在３００～５００ ℃范围内具有一定的抗氧化能力。（２）浸铝硅石墨硬度高于未浸渍石墨使其在磨损过程中的承载能力提高，石墨脱落易于形成一定厚度的含石墨摩擦层，耐磨能力提高。（３）浸铝硅石墨材料在１００ Ｎ载荷下的磨损量与５０ Ｎ载荷下的相当。参考文献【１】朱斌，朱路，林建华，等．机械密封用碳石墨环现状与展望［Ｊ］．流体机械，２０１２， ４０（３）：４０－４３．ＺＨＵ Ｂ，ＺＨＵ Ｌ，ＬＩＮ Ｊ Ｈ，ｅｔ ａｌ．Ｃｕｒｒｅｎｔ ｓｉｔｕａｔｉｏｎ ａｎｄ ｐｒｏｓｐｅｃｔ ｏｆｃａｒｂｏｎ ｇｒａｐｈｉｔｅ ｒｉｎｇ ｆｏｒ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｓｅａｌ［Ｊ］．Ｆｌｕｉｄ Ｍａｃｈｉｎｉｃｓ，２０１２，４０（３）：４０－４３．【２】冯勇祥．国外浸金属碳－石墨材料的发展概况［Ｊ］．新型碳材料，１９８９，１５（１）：４－１３．ＦＥＮＧ Ｙ Ｘ．Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ ｏｆ ｏｖｅｒｓｅａ ｍｅｔａｌ／ ｃａｒｂｏｎ ｇｒａｐｈｉｔｅ ｍａ⁃ｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］．Ｎｅｗ Ｃａｒｂｏｎ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，１９８９，１５（１）：４－１３．【３】邓祖柱．浸渍金属碳石墨的性能和应用［Ｊ］．固体润滑，１９８９，９（４）：２３９－２４２．ＤＥＮＧ Ｚ Ｚ． Ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ａｎｄ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ ｏｆ ｍｅｔａｌ ｉｍｐｒｅｇｎａｔｅｄｃａｒｂｏｎ⁃ｇｒａｐｈｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］．Ｓｏｌｉｄ Ｌｕｂｒｉｃａｔｉｏｎ，１９８９，９（４）：２３９－２４２．【４】胡亚非，王雷，胡建文．中速磨煤机用浸锑石墨密封环材料的制备与性能［Ｊ］．机械工程材料，２００６，３０（６）：５５－５７．ＨＵ Ｙ Ｆ，ＷＡＮＧ Ｌ，ＨＵ Ｊ Ｗ．Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｅ ａｎｄ ｃｈａｒａｃｔｅｒｓ ｏｆ ａｎｔｉ⁃ｍｏｎｙ⁃ｉｍｍｅｒｓｅｄ ｇｒａｐｈｉｔｅ ｓｅａｌ ｒｉｎｇ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｕｓｅｄ ｉｎ ｍｅｄｉｕｍｓｐｅｅｄ ｃｏａｌ ｍｉｌｌｓ ［ Ｊ］． Ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｆｏｒ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００６，３０（６）：５５－５７．【５】何敏，王启立，孙智，等．浸锑石墨摩擦磨损特性研究［Ｊ］．润滑与密封，２００６， ３１（９）：３１－３５．ＨＥ Ｍ，ＷＡＮＧ Ｑ Ｌ，ＳＵＮ Ｚ，ｅｔ ａｌ．Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｆｒｉｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｗｅａｒｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｇｒａｐｈｉｔｅ／ ａｎｔｉｍｏｎｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ［Ｊ］．Ｌｕｂｒｉｃａｔｉｏｎ Ｅｎｇｉ⁃ｎｅｅｒｉｎｇ，２００６，３１（９）：３１－３５．【６】胡亚非，王启立，隋敏，等．碳素石墨磨损性能与润滑成膜特性研究［Ｊ］．中国矿业大学学报，２００８，３７（２）：２１６－２１９．ＨＵ Ｙ Ｆ，ＷＡＮＧ Ｑ Ｌ，ＳＵＩ Ｍ，ｅｔ ａｌ．Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｗｅａｒ ａｎｄ ｆｏｒｍ⁃ｉｎｇ ｌｕｂｒｉｃａｎｔ ｆｉｌｍ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｇｒａｐｈｉｔｅ ／ ｒｏｓｉｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｈｉｎａ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｍｉｎｉｎｇ ＆ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００８，３７（２）：２１６－２１９．【７】袁观明，李轩科，董志军，等．氮化硼掺杂石墨材料的抗氧化性能研究［Ｊ］．材料导报，２０１１，２５（１１）：９６－９９．ＹＵＡＮ Ｇ Ｍ，ＬＩ Ｘ Ｋ，ＤＯＮＧ Ｚ Ｊ，ｅｔ ａｌ．Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ａｎｔｉ－ｏｘｉｄａｔｉｏｎｐｒｏｐｅｒｔｙ ｏｆ ＢＮ ｄｏｐｅｄ⁃ｇｒａｐｈｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］．Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｒｅｖｉｅｗ，２０１１，２５（１１）：９６－９９．【８】 ＬＵＯ Ｘ Ｗ，ＪＥＡＮ⁃ＣＨＡＲＬＥＳ Ｒ，ＹＵ Ｓ．Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｏｎｇｒａｐｈｉｔｅ ｏｘｉｄａｔｉｏｎ ｂｅｈａｖｉｏｒ［Ｊ］．Ｎｕｃｌｅａｒ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ａｎｄ Ｄｅ⁃ｓｉｇｎ，２００４，２２７（３）：２７３－２８０．（上接第６８页）（３）用所得参数和仿真计算得出的ＳＷＴ参数值预测了不同轴向力下的微动疲劳寿命。结果表明：在法向夹紧力不变时，改变轴向力的大小对微动裂纹萌生寿命有很大的影响。微动疲劳寿命会随着轴向力的增大而减小，且在轴向力达到一定值时出现了微动疲劳寿命急剧下降的情况。说明构件在受微动载荷作用时，轴向力与寿命的关系存在一个临界值，超过这个临界值，构件寿命会急剧下降，所以为尽量减少构件受微动疲劳的影响，要尽可能控制轴向力的大小在临界值之内。参考文献【１】苗会，张翼，龙哲，等．接触面应力强度对微动裂纹萌生特性的影响［Ｊ］．润滑与密封，２０１４，３９（１２）：１１０－１１３．ＭＩＡＯ Ｈ，ＺＨＡＮＧ Ｙ，ＬＯＮＧ Ｚ，ｅｔ ａｌ．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｉｎｔｅｒｆａｃｅ ｓｔｒｅｓｓｉｎｔｅｎｓｉｔｙ ｏｎ ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｃｒａｃｋ ｉｎｉｔｉａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ［Ｊ］．Ｌｕｂｒｉｃａ⁃ｔｉｏｎ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１４，３９（１２）：１１０－１１３．【２】 ＳＺＯＬＷＩＮＳＫＩ Ｍ Ｐ，ＦＡＲＲＩＳ Ｔ Ｎ．Ｏｂｓｅｒｖａｔｉｏｎ，ａｎａｌｙｓｉｓ ａｎｄ ｐｒｅ⁃ｄｉｃｔｉｏｎ ｏｆ ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｆａｔｉｇｕｅ ｉｎ ２０２４⁃Ｔ３５１ ａｌｕｍｉｎｕｍ ａｌｌｏｙ ［Ｊ］．Ｗｅａｒ，１９９８，２２１：２４－３６．【３】周仲荣，Ｌｅｏ Ｖｉｎｃｅｎｔ．微动磨损［Ｍ］．北京：科学出版社，２００２．【４】周文．微动疲劳裂纹萌生特性及寿命预测［Ｄ］．杭州：浙江工业大学机械工程学院，２００７．【５】周文，孙伟明．临界面法预测微动裂纹萌生特性和微动疲劳寿命［Ｊ］．润滑与密封，２０１０，３５（６）：１０８－１１１．ＺＨＯＵ Ｗ，ＳＵＮ Ｗ Ｍ．Ｐｒｅｄｉｃｔｉｎｇ ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｆａｔｉｇｕｅ ｃｒａｃｋ ｉｎｉｔｉａｔｉｏｎｂｅｈａｖｉｏｒ ａｎｄ ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｆａｔｉｇｕｅ ｌｉｆｅｔｉｍｅｓ ｕｓｉｎｇ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｐｌａｎｅ ａｐ⁃ｐｒｏａｃｈ［Ｊ］．Ｌｕｂｒｉｃａｔｉｏｎ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１０，３５（６）：１０８－１１１．【６】 ＬＹＫＩＮＳ Ｃ Ｄ，ＭＡＬＬ Ｓ，ＪＡＩＮ Ｖ Ｋ．Ａｎ ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ ｏｆ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓｆｏｒ ｐｒｅｄｉｃｔｉｎｇ ｆｒｅｔｔｉｎｇ ｆａｔｉｇｕｅ ｃｒａｃｋ ｉｎｉｔｉａｔｉｏｎ［Ｊ］．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｆａｔｉｇｕｅ，２０００，２２：７０３－７１６．【７】 ＳＭＩＴＨ Ｋ Ｎ，ＷＡＴＳＯＮ Ｐ，ＴＯＰＰＥＲ Ｔ Ｈ．Ａ ｓｔｒｅｓｓ ｓｔｒａｉｎ ｆｕｎｃｔｉｏｎｆｏｒ ｔｈｅ ｆａｔｉｇｕｅ ｏｆ ｍｅｔａｌｓ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，１９７０，５（ ４）：７６７－７７８．【８】徐鹏，姚卫星．估计金属材料应变疲劳性能参数的新方法［Ｊ］．江苏航空，２０１１（Ｓ１）：１９－２２．２７润滑与密封第４１卷