圓柱壓縮多股簧斷裂失效分析

陳國翀，王時龍，王四寶，劉志鵬

（重慶大學機械傳動國家重點實驗室，重慶 400044）

1 引言

多股螺旋彈簧（簡稱多股簧）是多股鋼絲擰成多層同軸鋼索卷制而成的圓柱螺旋彈簧。多股簧具有減震效果好、受載變剛度、強度高等特性。近年，圓柱壓縮多股簧廣泛應(yīng)用在槍械武器發(fā)射系統(tǒng)、重型機械復位機構(gòu)、潛艇/航天發(fā)動機等國防裝備之中［1］。但是目前對多股簧疲勞破壞等失效分析工作十分有限。對多股簧進行失效分析，發(fā)現(xiàn)其失效原因，從中找出解決措施十分重要。

針對某圓柱壓縮多股螺旋彈簧進行了疲勞壽命試驗，發(fā)現(xiàn)斷裂失效時，循環(huán)次數(shù)為46000余次。截取斷裂多股簧，對其進行理化檢驗、斷口分析和有限元計算，確定了疲勞裂紋萌生的位置和原因，并提出了改進措施。

2 試驗樣品與試驗方法

試驗彈簧為由6 股鋼絲制成的圓柱壓縮多股簧，其中，1 股鋼絲為中心層鋼絲，5 股鋼絲為外層鋼絲。鋼絲材料為T9A 冷拔碳素彈簧鋼，抗拉強度為2402PMa，鋼絲交貨狀態(tài)為冷拉。多股簧螺距19mm，中徑22.5mm，鋼索捻距14.5mm，鋼絲直徑1.8mm，自由高120mm。試驗在彈簧疲勞試驗機TPJ-20 上進行，如圖2 所示。彈簧疲勞試驗機可提供行程在（0～100）mm 區(qū)間的諧波運動，裝配有計數(shù)器，用于記錄壓縮循環(huán)次數(shù)。沿彈簧軸向加載頻率為2Hz、振幅為20mm 的諧波［2-3］。多股簧的失效是由單根鋼絲斷裂失效引起的，根據(jù)工程經(jīng)驗，該載荷下的多股簧循環(huán)次數(shù)約為40000 次至100000 次。在試驗過程中，循環(huán)次數(shù)到達40000 次時，每間隔3000 次，取下多股簧觀察單股鋼絲是否完全斷裂失效。發(fā)現(xiàn)多股簧失效時，循環(huán)次數(shù)為46000 次。

圖1 失效多股螺旋彈簧Fig.1 The Broken Stranded Wire Helical Spring

圖2 試驗現(xiàn)場Fig.2 Fatigue Testing Site

3 試驗結(jié)果

3.1 化學成分分析與硬度檢測

對多股簧材料進行化學成分分析結(jié)果，如表1所示。材料成分符合YB/T 5311-2006《重要用途碳素彈簧鋼絲》中對T9A材料化學成分的要求。從鋼絲斷裂截面中心到邊緣取5點，對斷裂鋼絲這5個點進行硬度測試，結(jié)果分別544，543，546，548，540HV，彈簧硬度平均值為544.2HV，局部區(qū)域彈簧硬度未見明顯波動。彈簧硬度標準范圍441-578HV，失效多股簧硬度符合要求。

表1 多股簧材料化學成分分析Tab.1 Chemical Composition of the Stranded Wire Helical Spring

3.2 金相檢驗

從失效件裂紋處縱向剖截面，經(jīng)鑲嵌、磨樣、拋光、腐蝕（4%硝酸酒精）后制備試樣，顯微組織形貌，如圖3所示。腐蝕后鋼絲的微觀結(jié)構(gòu)為有方向性的纖維狀珠光體，是冷拔彈簧鋼的典型結(jié)構(gòu)，材料存在各向異性。

圖3 腐蝕后多股簧的微觀組織Fig.3 Etched Metallographic Structure of the Broken Stranded Wire Helicals Pring

3.3 宏觀分析

對發(fā)生故障的彈簧進行目視檢查，以檢查彈簧的總體狀況。如圖1所示，彈簧有6個活動線圈，線圈0.5處（從頂部），靠近彈簧軸外層鋼絲發(fā)生斷裂。截取斷裂鋼絲，使用體顯微鏡進行觀察，如圖1（b）所示。裂紋萌生于靠近彈簧軸一側(cè)的鋼絲表面，該部位緊鄰擠壓損傷位置。未見其他異常引起斷裂的缺陷及特征形貌。斷口平面與鋼絲軸向呈近90。

3.4 微觀分析

使用掃描電子顯微鏡（TESCAN VEGA 3 LMH SEM）對截取鋼絲斷口進行觀察。如圖4（a）所示，斷口可以明顯分為疲勞裂紋源區(qū)、疲勞裂紋擴展區(qū)和疲勞裂紋瞬斷區(qū)三個區(qū)域。在斷口處發(fā)現(xiàn)了以海灘痕形式出現(xiàn)的疲勞斷裂的典型特征，如圖4（b）實線箭頭所標示?？梢杂^察到，斷口截面不是規(guī)則的圓，斷口邊緣存在磨損與擠壓的痕跡，如圖4（a）方框所標示，這是多股簧制外層鋼絲間相互接觸產(chǎn)生的擠壓損傷導致的。如圖4（b）中標示，疲勞源區(qū)存在疲勞臺階這一疲勞斷裂的典型特征，斷口存多源疲勞的現(xiàn)象。

圖4 斷口SEM整體形貌Fig.4 The Overall Microstructure of the Fracture

疲勞裂紋源A萌生于外層鋼絲間接觸損傷邊緣，由于受到往復應(yīng)力作用周次較多，疲勞源區(qū)較為平整光滑，如圖5（a）所示。裂紋擴展區(qū)微觀形貌，沒有觀察到明顯的疲勞弧線，垂直于裂紋擴展方向存在較多細小二次裂紋，可能與多股簧特性與鋼絲材料中的纖維組織有關(guān)，如圖5（b）所示。多股簧在承受一定載荷后，各股鋼絲擰緊，相互摩擦，這使得單股鋼絲的受力狀態(tài)更為復雜；鋼絲材料中的纖維組織使得材料存在各向異性；這兩者的存在促進了二次裂紋的形成。瞬斷區(qū)微觀形貌，可觀察到解理臺階與河流形貌，此時單位面積承受的工作應(yīng)力大幅度提高，由于材料存在各向異性，裂紋沿著鋼絲拉拔方向快速斷裂，如圖5（c）所示。

圖5 斷口微觀形貌Fig.5 The Microstructure of the Fracture

3.5 表面完整性分析

多股簧外層鋼絲在疲勞過程中主要承受單向彎曲載荷，鋼絲表面承受應(yīng)力最大，是材料最薄弱的環(huán)節(jié)。加工傷痕，異物損傷等表面完整性破壞往往造成應(yīng)力集中，從而引發(fā)疲勞裂紋并加速裂紋擴展，因此對表面完整性進行分析十分必要［4-6］。平行于鋼絲軸向的斷口附近表面存在兩處表面損傷，且整體表面呈現(xiàn)深淺不一的拉拔條紋，如圖6（a）所示。在試驗過程中，多股簧不可避免工作軸產(chǎn)生接觸，多股簧與工作軸接觸摩擦導致了近軸側(cè)外層鋼絲表面存在摩擦損傷，如圖6（b）所示。多股簧采用有芯卷制造工藝，繞索擰簧同步進行；在制造過程中，鋼索受彈力作用緊緊纏繞在芯棒上，這導致了擠壓損傷，如圖6（b）所示。疲勞裂紋源C萌生于拉拔條紋上，如圖6（c）所示。

圖6 行于鋼絲軸向的表面微觀形貌Fig.6 The Microstructure of the Surface Parallel to the Axial Direction of the Wire

4 有限元應(yīng)力計算

多股螺旋彈簧的實體模型由NX創(chuàng)建，它是通過二次螺旋曲線掃描生成的［7］。內(nèi)線的中心線是初級螺旋，而外線的中心線是次級螺旋。為了方便計算，等比縮小了多股簧模型長度，與載荷大小。利用該模型，在ABAQUS CAE V6.13商業(yè)有限元軟件中建立了有限元模型。它由固定板，軸，多股簧和加載板組成。在ABAQUS/Explicit元素庫中指定為C3D8R的八節(jié)點襯砌磚單元應(yīng)用于網(wǎng)格生成，應(yīng)用了將近560，000個元素來獲得多股簧的合適結(jié)果，網(wǎng)格模型圖，如圖7所示。導線之間的摩擦是根據(jù)庫侖定律建模的，摩擦系數(shù)為μ=0.1。彈簧的邊界條件定義為固定的圓柱軸和右板，同時通過移動左板來壓縮彈簧。左面板受到諧波位移邊界條件的影響，諧波負載的幅度為10mm和初始位移為0，得到的應(yīng)力云圖，如圖8所示。

圖7 多股簧網(wǎng)格模型圖Fig.7 The Mesh Model of Stranded Wire Helical Spring

圖8 多股簧整體與危險位置截面應(yīng)力分布云圖Fig.8 Stress Nephogram of Dangerous Locations and the Whole Spring

圖8顯示了在20mm位移幅度下多股簧Mises應(yīng)力云圖與最大應(yīng)力處的多股簧截面應(yīng)力分布輪廓，最大應(yīng)力點大約在第0.5圈處（從頂部開始）。其中，5號鋼絲靠近軸，3號鋼絲遠離軸。中心鋼絲主要承受扭轉(zhuǎn)載荷，靠近軸側(cè)的應(yīng)力大于其對應(yīng)側(cè)。外層鋼絲主要受到彎矩，外層鋼絲與中心鋼絲之間接觸區(qū)域應(yīng)力較大，外層鋼絲遠離中心鋼絲圓周位置應(yīng)力較大。此外外層鋼絲間相互接觸區(qū)域存在一定強度的應(yīng)力，如圖7中A區(qū)所示。

圖9顯示了單根外層鋼絲與中心鋼絲的應(yīng)力分布云圖。中心鋼絲的最大應(yīng)力為938MPa，外層鋼絲的最大應(yīng)力為1056MPa。中心鋼絲的最大應(yīng)力小于外層鋼絲的最大應(yīng)力。中心鋼絲與外層鋼絲的最大應(yīng)力位置約在第0.5圈處（從頂部開始）。根據(jù)有限元計算結(jié)果，最大應(yīng)力點在外層鋼絲近彈簧軸一側(cè)，這說明了外層鋼絲應(yīng)先于中心鋼絲斷裂，符合實際斷裂情況。

圖9 單根鋼絲應(yīng)力分布云圖Fig.9 Stress Nephogram of the Single Wire

5 多股簧失效原因討論

疲勞裂紋擴展區(qū)較寬，可以觀察到較多的細小二次裂紋，在一定程度上吸收了斷裂能量，減緩了裂紋萌生［8］。這在疲勞裂紋擴展區(qū)沒有觀測到明顯的疲勞條帶，這是因為多股簧材料屬于高強度鋼，其靜拉伸強度高，硬度高，塑性變形小。這也是疲勞瞬斷區(qū)沒有觀察到明顯的韌窩的原因。根據(jù)有限元計算結(jié)果，應(yīng)力危險點在外層鋼絲近彈簧軸表面，故中心鋼絲與外層鋼絲的接觸損傷對外層鋼絲斷裂失效影響小。

從斷口截面上看，疲勞裂紋源出現(xiàn)在靠近彈簧軸一側(cè)的鋼絲表面，外層鋼絲間接觸損傷位置邊緣。從平行于鋼絲軸向的表面上看，外層鋼絲與工作軸接觸產(chǎn)生的表面損傷位置沒有引發(fā)疲勞裂紋萌生，可能是因為其損傷程度小且不位于鋼絲承受應(yīng)力最大的區(qū)域。鋼絲側(cè)表面呈現(xiàn)深淺不一的拉拔條紋，在疲勞過程中，可視為“潛在的裂紋源”，它使彈簧表面對缺陷的敏感度增加［8］。受拉拔條紋影響，外層鋼絲間接觸損傷位置邊緣產(chǎn)生應(yīng)力集中，引發(fā)疲勞裂紋萌生。

文獻［9］給出了壓縮多股簧捻距最優(yōu)的設(shè)計公式，此時各股鋼絲相切。在實際設(shè)計中，往往通過減小鋼索捻距的方式來增加多股簧剛度，但過小的捻距會導致嚴重的絲間接觸變形和接觸損傷。因此，在剛度允許的范圍內(nèi)適當?shù)脑黾愉撍鞯哪砭?，可以減小鋼絲間接觸損傷，提高多股簧疲勞壽命。

6 結(jié)論

（1）通過有限元計算與斷口位置分析，多股簧在交變應(yīng)力的作用下，靠近支撐圈外層鋼絲近彈簧軸側(cè)為承受應(yīng)力最大處，最先發(fā)生斷裂失效。（2）該多股簧的斷裂模式屬于疲勞斷裂。鋼絲表面的拉拔條紋與外層鋼絲間的接觸損傷表面缺陷共同引起的應(yīng)力集中導致了疲勞裂紋萌生。（3）設(shè)計時，在剛度允許的范圍內(nèi)適當?shù)脑黾愉撍鞯哪砭?，可以減小鋼絲間接觸損傷，提高多股簧疲勞壽命。