滾動接觸下裂紋充液行為研究

董龍龍 俞樹榮 李淑欣 宋 偉

1.蘭州理工大學石油化工學院，蘭州，7300502.寧波大學機械工程與力學學院，寧波，315211

0 引言

滾動接觸疲勞廣泛存在于輪軌、軸承等配合件中，嚴重威脅設(shè)備的安全運行[1-2]。表面損傷是滾動接觸疲勞破壞中最常見的失效模式[3]，主要有亞表面裂紋和表面裂紋兩大類，表面裂紋主要有微裂紋和點蝕兩種形式[4]。接觸配合件中有各種液體的存在，比如軸承的接觸部位會加入潤滑油以減緩損傷，露天工作的輪軌會暴露在雨水中，當上述液體聚集在表面發(fā)生損傷的位置時會在毛細作用下進入裂紋，液體的存在使裂紋加速擴展，直接導致結(jié)構(gòu)件失效、服役壽命顯著降低，因此，研究液體滲入裂紋后裂紋的擴展行為對于預防滾動接觸疲勞中的表面損傷是有必要的。

一直以來，液體對裂紋的影響作為潤滑研究的分支，沒有考慮液體滲入裂紋后對裂紋表面的影響。關(guān)于滾動接觸中裂紋與液體關(guān)系的研究，前期主要以實驗和力學分析為主，形成充液裂紋的基礎(chǔ)理論[5]：①圓盤-平面的接觸面和裂紋表面構(gòu)成腔體且腔體體積恒定；②液體滲入裂紋使裂口接觸壓力傳導至裂紋尖端；③液體潤滑作用使裂紋表面摩擦力減小且加速了裂紋擴展。KUDISH等[6]考慮多孔亞表面裂紋被潤滑油完全與部分充滿時的情況，通過裂紋開口計算滲入裂紋的潤滑油的體積。FLETCHER等[7-8]用格林函數(shù)研究接觸載荷下充液裂紋擴展模式的變化，發(fā)現(xiàn)潤滑會使最大接觸壓力減小，通過在液體中加入熒光物質(zhì)觀察到裂紋中液體的存在，為液體增壓效應(yīng)提供了有效證據(jù)。BOGDANSKI等[9]通過分析腔體體積最小、最大和泄漏三種情況下液體對裂紋擴展的影響，發(fā)現(xiàn)液體增壓效果與裂紋內(nèi)液體滲入量成正相關(guān)。采用有限元法、邊界元[10]等的輔助研究中，最常見的有裂紋表面施加裂口最大接觸壓力[11-12]和Abaqus腔體技術(shù)[12-14]。DALLAGO等[11]、ANCELLOTTI等[12]在裂紋表面施加最大接觸壓力，模擬腔體壓力有效的模擬液體在裂紋表面的變化，該模型忽略了接觸過程中裂紋表面接觸壓力大小及分布的變化，導致精度較低。MAKINO等[13]、ANCELLOTTI等[14]建立的ABAQUS腔體模型利用裂紋表面和圓盤形成的腔體進行計算，該模型雖然提高了計算的準確性，但無法分析液體泄漏等工況，因此更適用于短裂紋充液的情況。HE等[15-16]建立了裂紋擴展模型，發(fā)現(xiàn)裂紋表面潤滑引起的液壓壓力使裂紋的應(yīng)力強度因子激增，但模型中圓盤簡化為接觸載荷，并未考慮腔體增壓作用會使圓盤與基體接觸壓力增大從而導致結(jié)果不準確。

以往針對液體在裂紋中的腔體增壓效應(yīng)的研究中未對裂紋表面的壓力分布及變化展開系統(tǒng)性研究。為了解決該問題，本文通過耦合流體力學模型與線彈性斷裂力學，開發(fā)一種新型滾動接觸模型來闡述滾動接觸中液體/固體的相互作用，研究裂紋內(nèi)液體的變化及裂紋的擴展，為多體接觸時裂紋擴展問題的研究提供新思路。

1 充液裂紋模型的建立

1.1 滾動接觸中的損傷分析

滾動接觸中接觸表面會產(chǎn)生復雜的損傷模式，從裂紋萌生位置可以分為表面裂紋和亞表面裂紋，裂紋形態(tài)如圖1所示。表面裂紋在裂紋的擴展過程中部分裂紋沿著最大切向力的方向擴展發(fā)生疲勞斷裂，有些裂紋沿最大周向應(yīng)力的方向擴展到裂紋表面，形成剝落[2-4]。亞表面裂紋在循環(huán)載荷的作用下加速擴展，部分擴展至表面形成剝落，有些裂紋貫穿試樣形成斷裂。在表面及亞表面損傷中普遍存在嚴重塑性變形及晶粒細化的白色蝕刻層，并進一步誘導裂紋的萌生與擴展[17]。表面損傷中表面裂紋是最普遍的現(xiàn)象，因此，本文選取表面萌生沿直線擴展的裂紋為主要研究對象。

(a)表面裂紋 (b)表面磨損與裂紋

(c)剝落 (d)亞表面裂紋圖1 滾動接觸損傷Fig.1 Damage in rolling contact

1.2 充液過程

液體滲入裂紋后與裂紋表面耦合產(chǎn)生復雜的變化。當裂紋擴展到一定程度時，圓盤與平面接觸表面的牽引力與裂口受力變形導致裂口張開，液體在毛細作用下充滿裂紋。圓盤運動使裂紋表面發(fā)生變形，由于液體的不可壓縮性，腔體內(nèi)液體受壓傳遞至裂紋表面維持腔體體積不變，當圓盤施加在裂紋上的壓力不足以維持腔體時，部分液體從密封口溢出并對未密封部位形成潤滑。圖2所示為充液過程的4個階段：①腔體形成，當圓盤與右側(cè)裂口接觸時裂紋表面和圓盤表面形成密閉腔體；②腔體密封，腔體形成后隨著圓盤位置的變化，腔體壓力和腔體體積發(fā)生變化，液體完全密封在腔體內(nèi)；③液體泄漏，裂口附近密封位置接觸壓力趨于零導致腔體液體泄漏，短裂紋時液體從腔體完全泄漏，長裂紋時腔體內(nèi)液體與裂紋表面形成動態(tài)二次密封；④充液過程結(jié)束，腔體完全開放、圓盤遠離裂紋尖端。由于充液結(jié)束后裂紋尖端應(yīng)力水平較低，無法使裂紋擴展，故一般選取前3個階段進行研究。

(a)腔體形成 (b)腔體密封

(c)腔體泄漏 (d)結(jié)束圖2 裂紋充液過程Fig.2 Process of crack growth

1.3 有限元模型的構(gòu)建

充液裂紋模型如圖3所示，腔體采用2D圓盤-平面滾動接觸模型，根據(jù)接觸條件對圓盤、平面進行切割可提高計算效率與模擬準確性。在滾動接觸中，圓心耦合圓環(huán)內(nèi)壁控制圓環(huán)運動狀態(tài)，參考點施加-500 N的法向載荷及-0.1 rad/s的角速度，平面四周完全約束。上下試樣均采用GCr15，材料參數(shù)見表1。裂紋的幾何形狀如圖3b所示，基于圖1中裂紋的擴展路徑及ANCELLOTTI等[14]的實驗，預制與圓盤運動方向成25°的裂紋，裂口寬度與裂紋長度為變量。接觸條件為硬接觸，圓盤、平面分別為主接觸面和從接觸面，潤滑工況、充液工況下圓盤-平面接觸面摩擦因數(shù)是0.1，干摩擦工況下摩擦因數(shù)為0.3，裂紋表面的摩擦因數(shù)保持與圓盤-平面接觸一致。模型中單元均為平面應(yīng)變，圓盤單元屬性為CPS4R單元，平面區(qū)域為CPS8R單元。為避免裂尖奇異性和提高分析的效率與精度，對裂紋尖端附近區(qū)域單元進行細化處理。裂尖采用奇異單元，裂紋尖端區(qū)域為減縮積分單元。裂尖區(qū)域采用三角形單元與四邊形單元耦合方式，保證裂尖單元周向數(shù)量相同，可提高應(yīng)力強度因子精度。

(a)充液有限元模型

(b)裂紋幾何尺寸圖3 充液裂紋有限元模型Fig.3 Finite element model of liquid-filled crack

表1 GCr15 材料性能參數(shù)及摩擦因數(shù)[14，18-19]

1.4 腔體模型

充液過程中為維持腔體體積不變，需要腔體內(nèi)部壓力載荷和外部接觸載荷達到動態(tài)平衡。結(jié)合Bogdanski理論[15]與實際工況，假設(shè)液體在腔體形成階段完全進入腔體，密封階段腔體未發(fā)生泄漏，泄漏階段根據(jù)圓盤與裂紋相對位置計算液體泄漏量。當腔體中液體的變化采用控制裂紋表面壓力改變腔體體積時，腔體內(nèi)部壓力數(shù)值劇烈波動導致計算中無法收斂，因此本文提出體積控制法，即控制腔體體積、改變裂紋表面壓力計算腔體的變化。體積控制法根據(jù)腔體體積的變化調(diào)整接觸壓力，腔體體積不變。充液過程中，裂紋表面位置隨圓盤位置變化使腔體體積計算難度增加。通過裂口與裂尖構(gòu)成的多邊形計算腔體體積，將腔體分割為以參考點與裂紋表面片段構(gòu)成的三角形，分別提取上下裂紋面的節(jié)點坐標、位移數(shù)據(jù)，基于海倫公式構(gòu)建二維腔體體積公式：

(1)

(2)

式中，L為半周長；a、b、c分別為三角形的邊長；n為腔體劃分的三角形總數(shù)；Si為構(gòu)成腔體的第i個三角形面積；Si，t、Si，b分別為第i個三角形裂紋上、下表面面積；V為腔體體積。

裂紋表面壓力的分布方式會影響腔體體積變化，BOWER等[5]、KANETA等[20-21]假設(shè)裂紋內(nèi)液體的壓力等于圓盤與裂口最大接觸壓力，計算中發(fā)現(xiàn)該方法導致腔體壓力過高并將圓盤頂起，使圓盤與裂口完全分離、腔體出現(xiàn)異常變形，因此需在分析中計算腔體內(nèi)壓力。仿真實驗中發(fā)現(xiàn)裂紋表面施加均布載荷會加劇裂紋尖端的變形；施加裂口到裂尖遞減的壓力時腔體對裂紋的影響不足以加劇裂紋擴展。綜上提出在裂紋表面施加均布載荷，裂尖區(qū)域施加遞減載荷，所得到的腔體裂紋表面應(yīng)力分布如圖4所示。

圖4 腔體裂紋表面應(yīng)力分布Fig.4 Stress distribution on the cracked surface of the cavity

根據(jù)圓盤圓心位置及腔體是否密封劃分裂紋表面為泄漏區(qū)、接觸區(qū)、腔體區(qū)。根據(jù)圓盤位置與裂紋表面的綜合受力情況判斷腔體液體是否泄漏，當液體泄漏時腔體密封處接觸壓力為零，此時裂紋表面施加的壓力為

(3)

式中，x為裂紋表面的幾何水平位置；p(x)為裂紋表面x處施加的載荷；pvol為密封狀態(tài)下腔體內(nèi)最大壓力；xmouth為裂口位置；xtop為圓盤中心位置；xtip為裂紋尖端位置。

1.5 裂紋擴展分析

為方便分析計算結(jié)果，將應(yīng)力強度因子和腔體壓力、裂紋表面接觸壓力等進行量綱一化處理[22]：

(4)

(5)

式中，K為量綱一應(yīng)力強度因子；K*為真實應(yīng)力強度因子；pmax為最大接觸壓力；δ為裂紋幾何尺寸；p*為真實接觸壓力；p為量綱一壓力。

滾動接觸裂紋在承受交變載荷后擴展方向動態(tài)變化，最大切向應(yīng)力法(maximum tangential stress criterion，MTS)可以有效地判斷裂紋的擴展方向[23]：

(6)

其中，β為裂紋的擴展方向與裂紋表面之間的夾角，KⅠ、KⅡ分別為張開型(Ⅰ型)、滑移型(Ⅱ型)應(yīng)力強度因子。當β=0時，裂紋沿裂紋原始方向擴展，且βKⅡ<0。

模擬充液過程主要通過裂紋表面施加壓力來實現(xiàn)，計算流程如圖5所示，在該過程中通過ABAQUS子程序Urdfil讀取計算過程中裂紋接觸表面位移，通過式(2)、式(3)計算腔體的體積，將體積的計算信息傳入Dload子程序并在裂紋上下表面施加法向載荷。

圖5 腔體計算流程圖Fig.5 Flow chart of cavity calculation

2 結(jié)果討論

2.1 液體對裂紋擴展的影響

裂紋長度、裂口寬度、裂紋傾角分別為0.7 mm、0.05 mm、25°時，干摩擦、潤滑工況應(yīng)力強度因子分布如圖6所示。兩種工況下圓盤-平面摩擦因數(shù)不同，裂尖摩擦因數(shù)一致。干燥、潤滑工況下KⅠ、KⅡ(分別標記為KD，Ⅰ、KD，Ⅱ、KW，Ⅰ、KW，Ⅱ)變化趨勢一致，因此采用潤滑工況與充液工況對比分析。潤滑工況下KW，Ⅰ

圖6 干燥與潤滑工況下的裂尖應(yīng)力強度因子Fig.6 Stress intensity factor for crack tip under dry and lubricated conditions

圖7所示為潤滑、充液工況下裂紋的應(yīng)力強度因子變化以及充液時腔體體積與腔體內(nèi)部壓力的變化。由圖7a可知，潤滑工況與充液工況裂紋表面最大接觸壓力在腔體密封、泄漏、結(jié)束三個階段變化趨勢相似，表明這三個階段裂紋表面接觸狀態(tài)相同，在密封階段兩者不同。潤滑情況下裂紋表面在密封、泄漏階段均有接觸，而充液工況下密封階段與泄漏階段前期裂紋表面未發(fā)生接觸，充液工況下腔體壓力在腔體泄漏后大于潤滑工況下腔體壓力。

(a)充液/干燥工況下裂紋表面最大接觸壓力 (b)充液時腔體壓力與腔體體積變化關(guān)系

(c)充液/潤滑工況下應(yīng)力強度因子 (d)充液/潤滑工況下裂紋擴展角度圖7 液體對裂紋的影響Fig.7 The influence of fluids on crack propagation

充液工況下第一階段(腔體形成階段)，在腔體形成初期，圓盤未運行至裂口區(qū)域，液體開始滲入裂紋，圓盤與裂口未接觸，因此無法對裂紋擴展產(chǎn)生影響。腔體閉合前期左側(cè)裂口在接觸壓力作用下發(fā)生變形，使腔體結(jié)構(gòu)增大，腔體內(nèi)滲入液體量大于裂紋未變形時體積，導致密封后腔體壓力增大。充液工況Ⅰ型、Ⅱ型應(yīng)力強度因子(KF，Ⅰ、KF，Ⅱ)均小于零且與潤滑工況變化趨勢一致，裂紋未發(fā)生擴展。

在第二階段(腔體密封)，液體密封入腔體，腔體形成，腔體體積恒定，腔體內(nèi)液體壓力隨著圓盤運動迅速增大至最大值。液體施加法向載荷于裂紋表面，裂尖附近裂紋表面在其作用下張開，裂尖附近承受的法向載荷遠大于切向載荷，KF，Ⅰ與腔體壓力變化趨勢一致。KF，Ⅰ隨圓盤運動迅速增加至最大值，KF，Ⅱ與潤滑工況一致。KF，Ⅰ>KW，Ⅰ>KW，Ⅱ=KF，Ⅱ，充液裂紋擴展模式為Ⅰ型擴展，潤滑工況為Ⅱ型擴展，在液體增壓效應(yīng)的作用下充液裂紋擴展模式發(fā)生改變。同時，潤滑工況下裂紋沿平行于表面方向擴展，充液工況下裂紋開始沿與裂紋面成-30°的方向擴展，即裂紋開始向平面內(nèi)側(cè)擴展。

第三階段(腔體泄漏階段)，腔體內(nèi)部分液體泄漏使腔體體積減小，當圓盤接觸前沿接近裂尖區(qū)域時腔體體積達到最小值，此時腔體內(nèi)部液體完全泄漏；KF，Ⅰ、KF，Ⅱ減小至潤滑工況水平。KF，Ⅰ在液體部分擠出后減小，KF，Ⅱ隨裂紋增大持續(xù)增大至最大值。圓盤運動至裂尖區(qū)域水平位置，施加在裂尖的法向載荷使裂紋完全閉合，切向載荷使KF，Ⅱ增大至最大值。此階段KF，Ⅱ>KW，Ⅱ>KF，Ⅰ=KW，Ⅰ，充液工況與潤滑工況裂紋擴展模式均為Ⅱ型擴展，對比充液工況密封階段發(fā)現(xiàn)，裂紋擴展模式從Ⅰ型轉(zhuǎn)變?yōu)棰蛐?，裂紋擴展方向與密封階段一致。

第四階段充液過程結(jié)束后，腔體體積勻速上升至未變形階段，腔體內(nèi)部壓力在腔體閉合后迅速減小，當圓盤越過裂尖水平位置后腔體內(nèi)部液體泄漏時腔體壓力減至零，裂紋未發(fā)生擴展。

對比潤滑工況，在腔體形成-密封-泄漏-腔體開放過程中液體增壓效果明顯，裂紋擴展發(fā)生在密封與泄漏階段。KF，Ⅰ應(yīng)力強度因子顯著增大，充液工況下由于液體增壓作用裂紋擴展模式由潤滑工況的Ⅱ型轉(zhuǎn)變Ⅰ型擴展，且充液工況下密封、泄漏階段裂紋擴展模式從Ⅰ型變?yōu)棰蛐?，裂紋的擴展方向從沿裂紋面變?yōu)橄蚱矫鎯?nèi)部擴展。充液工況時，裂尖在復雜的交變載荷作用下，裂紋擴展方向隨著裂紋的擴展而改變，向平面內(nèi)部擴展使其發(fā)生斷裂，而沿裂紋表面法向擴展，產(chǎn)生剝落、點蝕等現(xiàn)象[25]。

2.2 裂紋幾何形狀對裂紋擴展的影響

充液過程中，裂紋長度、裂口寬度、擴展角度等幾何因素影響裂紋擴展[26]。BOGDANSKI等[27]發(fā)現(xiàn)，液體增壓效果與液體的滲入量關(guān)系密切，假設(shè)液體完全滲入裂紋時裂紋的長度、裂口寬度、裂紋表面的變形共同影響裂紋的體積變化。裂紋表面在腔體壓力和滾動接觸產(chǎn)生應(yīng)力的共同作用下發(fā)生微小變形，裂紋的幾何尺寸對滲入量的影響遠大于裂紋表面的微小變形，因此研究改變裂紋長度與裂口寬度對裂紋擴展的影響極為重要。設(shè)計改變裂紋長度、裂口寬度共18組實驗來研究裂紋長度以及裂口寬度對充液裂紋的擴展的影響，其中，裂口寬度0.05 mm，裂紋長度0.1～1.8 mm(間隔0.1 mm)共12組；裂紋長度0.3 mm，裂口寬度0.01～0.06 mm(間隔0.01 mm)共6組。

2.2.1裂口寬度對裂紋的影響

(a)腔體體積和壓力與裂紋寬度的關(guān)系

(b)充液/潤滑工況應(yīng)力強度因子與裂口寬度的關(guān)系圖8 不同裂紋寬度下液體對裂紋的影響Fig.8 Effect of fluids on cracks at different crack widths

圖8所示為不同裂口寬度下充液、潤滑工況最大應(yīng)力強度因子、腔體體積、腔體壓力的變化趨勢。由圖8可知，最大腔體壓力隨著裂紋寬長比b/a的增大而迅速增大，b/a=0.007時達到最大值后稍有降低，之后隨著b/a的增大呈線性增大，最大腔體體積隨裂口寬度增大而線性遞增。KF，Ⅱ、KW，Ⅰ、KW，Ⅱ受裂口寬度增大的影響小，KF，Ⅰ與腔體壓力變化趨勢一致。潤滑工況下，KW，Ⅰ>KW，Ⅱ，表明液體增壓效應(yīng)顯著。隨著裂口寬度的增大，應(yīng)力集中減緩，當b/a<0.003時裂紋以Ⅱ型擴展為主，b/a>0.003時以Ⅰ型擴展為主，與潤滑工況擴展模式一致。

2.2.2裂紋長度對裂紋的影響

由圖9可知，隨著裂紋長度的增大，最大腔體體積線性遞增；由于裂紋長度的增大，裂紋表面變形產(chǎn)生的應(yīng)力轉(zhuǎn)移至裂紋其他位置，使維持腔體體積恒定的壓力減小，因此最大腔體壓力先增大后減小，裂紋長寬比a/b=7時腔體壓力達到最大值。潤滑工況KW，Ⅰ不依賴裂紋長度變化，KW，Ⅱ>KW，Ⅰ，裂紋擴展模式為Ⅱ型。隨裂紋長度的增加，KW，Ⅱ、KF，Ⅱ先增大后減小；小裂紋時KF，Ⅰ與KW，Ⅰ一致，裂紋增長后KF，Ⅰ迅速增大，最后趨于穩(wěn)定。a/b>3時KF，Ⅱ>KW，Ⅱ，充液時裂紋表面在腔體壓力作用下閉合區(qū)域小于潤滑工況下閉合區(qū)域，表明裂尖區(qū)域裂紋表面摩擦力減小使KF，Ⅱ增大，裂紋中的液體的潤滑作用明顯。

(a)腔體壓力/體積與裂紋長度的關(guān)系

(b)不同裂紋長度下充液/潤滑工況應(yīng)力強度因子圖9 不同裂紋長度下液體對裂紋的影響Fig.9 Effect of fluids on cracks at different crack lengths

小裂紋時，裂紋長度、腔體體積相對較小，裂紋表面施加的壓力無法引起裂紋表面的變形，裂紋中液體對裂紋擴展影響較小，且應(yīng)力強度因子極小，裂紋未發(fā)生擴展。隨著裂紋長度的增大，充液工況下裂紋長寬比a/b<7時，KF，Ⅰ7時KF，Ⅰ>KF，Ⅱ，裂紋擴展模式從Ⅱ型擴展轉(zhuǎn)變?yōu)棰裥?，這是由于裂尖附近應(yīng)力集中現(xiàn)象隨著裂紋長度的增大而加劇，裂尖區(qū)域承受的法向載荷遠大于切向載荷。

2.3 腔體動態(tài)自密封-泄漏過程

隨著裂紋長度增大，泄漏階段部分液體從腔體泄漏后迅速形成由裂紋表面構(gòu)成的新腔體，腔體重復密封—擠出—再密封—再擠出的過程，直至裂紋內(nèi)部無法形成新的腔體，在整個過程中腔體體積、腔體內(nèi)最大接觸壓力逐漸減小至最小值。因為逐步分析腔體動態(tài)自密封過程中的腔體壓力會增加計算難度，所以自密封計算中腔體內(nèi)壓力取泄漏前的最大腔體壓力。

(a)充液工況下腔體壓力、體積及最大接觸壓力變化

(b)充液/潤滑工況下應(yīng)力強度因子變化

(c)充液/潤滑工況下裂紋擴展角度圖10 腔體自密封效應(yīng)Fig.10 Cavity self-sealing effect

由圖10可知，充液工況時腔體形成階段KF，Ⅰ、KF，Ⅱ未發(fā)生明顯變化。腔體密封階段，KF，Ⅰ迅速增至最大值，遠大于整個充液過程中的KF，Ⅱ，在泄漏階段腔體內(nèi)部液體發(fā)生泄漏后KF，Ⅰ迅速回落。在密封階段，腔體壓力隨裂紋內(nèi)部液體壓力的增大而增大，當裂紋內(nèi)部分液體泄漏后，裂紋表面形成二次密封，且密封位置隨著圓盤的移動而移動，腔體內(nèi)液體隨之泄漏。當圓盤接觸前沿運動至裂尖附近時裂紋表面無法形成新腔體，腔體中液體對裂紋擴展的影響消失，腔體壓力迅速變?yōu)榱?，裂尖區(qū)域裂紋表面閉合，其余位置未發(fā)生接觸，此時裂口被擠出的液體再次滲入裂紋與裂紋中殘存的液體一起對裂紋表面形成新的潤滑薄膜層[24]來抑制裂紋的擴展[11-12]。長裂紋密封階段裂紋內(nèi)液體增壓效果顯著，裂紋為Ⅰ型擴展，液體發(fā)生泄漏后裂紋以Ⅱ型擴展為主。對比圖7c可知，長裂紋時在腔體動態(tài)自密封過程中，雖然裂紋表面多次密封腔使裂尖附近裂紋表面長期承受高壓，但在腔體泄漏后KF，Ⅰ持續(xù)減小而KF，Ⅱ增至最大值，此時圓盤在裂尖區(qū)域產(chǎn)生的法向載荷大于切向載荷，因此動態(tài)再密封未改變裂紋的擴展模式。對比圖7d發(fā)現(xiàn)長裂紋時潤滑、充液兩種工況裂紋的擴展方向一致，在密封與泄漏階段均向平面內(nèi)部擴展。

2.4 不同潤滑介質(zhì)的物性對裂紋擴展的影響

不同潤滑介質(zhì)的黏性與剛度等物性參數(shù)會對接觸界面間二體的接觸狀態(tài)產(chǎn)生影響，在充液裂紋裂尖區(qū)域裂紋接觸表面壓力一般超過500 MPa，而常規(guī)情況下潤滑介質(zhì)所產(chǎn)生的黏性產(chǎn)生的黏滯力為1 MPa[28]。潤滑介質(zhì)所產(chǎn)生潤滑介質(zhì)的黏性、剛度所產(chǎn)生的應(yīng)力遠小于實驗工況下裂尖區(qū)域的應(yīng)力，因此可以將潤滑中所產(chǎn)生的黏滯力等效進接觸表面的摩擦因數(shù)中進行分析。由圖11可得，隨著裂紋表面摩擦因數(shù)的改變，KⅠ基本無變化，表明黏度對KⅠ的影響極小(因多條曲線黏合，僅繪制KⅠ，μ=0.1)。在腔體泄漏階段與結(jié)束階段KⅡ會隨著摩擦因數(shù)的增大而增大。在常規(guī)潤滑接觸中，摩擦因數(shù)約為0～0.1[28]，因此改變腔體內(nèi)介質(zhì)對裂紋擴展的影響有限。

3 結(jié)論

(1)當裂紋內(nèi)部液體壓力小于裂口與圓盤處的接觸壓力時，液體壓力隨著圓盤位置的變化而變化；當裂紋內(nèi)液體首次發(fā)生泄漏時裂紋內(nèi)部液體壓力達到最大值。

(2)潤滑工況下裂紋擴展模式為Ⅱ型擴展，擴展模式不依賴裂紋幾何尺寸。充液工況下，裂紋內(nèi)部液體經(jīng)歷了腔體形成、腔體密封以及液體泄漏三個階段，KF，Ⅰ、KF，Ⅱ分別在腔體形成階段、密封階段達到最大值，裂紋在腔體密封階段以Ⅰ型擴展為主，在泄漏階段以Ⅱ型擴展為主，且裂紋向平面內(nèi)部擴展。不同潤滑介質(zhì)的物性參數(shù)在實驗工況下對裂紋擴展的影響較小，可以將其等效進接觸面的摩擦因數(shù)。

(3)充液工況下，隨著裂紋寬度增大，裂紋寬長比b/a>0.003時，裂紋擴展模式從Ⅱ型轉(zhuǎn)變?yōu)棰裥?，腔體內(nèi)部壓力隨裂口寬度的增大而增大。隨著裂紋長度增大，當裂紋長寬比a/b<7時裂紋以Ⅱ型擴展為主；a/b>7時裂紋以Ⅰ型擴展為主；隨著裂紋的增長，裂紋表面閉合形成二次密封，裂尖區(qū)域在自密封階段維持較大壓力，但二次密封現(xiàn)象未改變裂紋擴展模式及擴展方向，與潤滑工況下一致，均為以Ⅱ型擴展為主。