菱形加載路徑下35CrMoA鋼的微動(dòng)疲勞行為

呂世泉，何國(guó)球，沈　月，田丹丹，劉曉山，林國(guó)斌，任敬東，胡　杰

(1 同濟(jì)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院 上海市金屬功能材料開(kāi)發(fā)應(yīng)用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201804；2 同濟(jì)大學(xué) 磁浮交通工程技術(shù)研究中心，上海 201804)

?

菱形加載路徑下35CrMoA鋼的微動(dòng)疲勞行為

呂世泉1，何國(guó)球1，沈月1，田丹丹1，劉曉山1，林國(guó)斌2，任敬東2，胡杰2

(1 同濟(jì)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院 上海市金屬功能材料開(kāi)發(fā)應(yīng)用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201804；2 同濟(jì)大學(xué) 磁浮交通工程技術(shù)研究中心，上海 201804)

采用MTS809拉扭復(fù)合疲勞試驗(yàn)機(jī)、掃描電鏡(SEM)研究了接觸應(yīng)力為150MPa時(shí)35CrMoA合金鋼在菱形加載路徑下微動(dòng)疲勞性能。結(jié)果表明：隨著等效應(yīng)力幅值的增加，材料的軟化、硬化效果更加明顯；剪應(yīng)力-剪應(yīng)變滯后回線的面積增大；裂紋萌生源區(qū)的面積減小，瞬斷區(qū)面積與總斷面面積的比例增加，瞬斷區(qū)的撕裂也越嚴(yán)重。微動(dòng)磨損使表面塑性枯竭，從而形成疲勞裂紋源。

35CrMoA；菱形加載；微動(dòng)疲勞；等效應(yīng)力幅值；斷口形貌；裂紋源

微動(dòng)指接觸表面間發(fā)生的極小幅度相對(duì)運(yùn)動(dòng)，位移幅值通常在數(shù)微米至數(shù)十微米范圍[1,2]。微動(dòng)疲勞促使疲勞裂紋萌生和加速擴(kuò)展,從而導(dǎo)致構(gòu)件過(guò)早失效破壞,它是一種伴隨微動(dòng)磨損的疲勞強(qiáng)度和疲勞壽命問(wèn)題。研究表明，微動(dòng)能使構(gòu)件的疲勞強(qiáng)度降低20%～80%甚至更多[3,4]。在航空航天、交通等領(lǐng)域微動(dòng)疲勞是構(gòu)件失效的主要原因之一[5]。為了保證設(shè)備或零部件更加安全平穩(wěn)地運(yùn)行,研究其微動(dòng)磨損特性具有非常重要的意義[6]。微動(dòng)疲勞受多種因素的影響，據(jù)Hills等[7]報(bào)道，有多達(dá)50余種因素影響微動(dòng)疲勞過(guò)程；Iyer通過(guò)系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)和計(jì)算發(fā)現(xiàn)，多個(gè)主要變量中只存在兩個(gè)獨(dú)立變量，即等效應(yīng)力幅值和接觸應(yīng)力，它們成為探索微動(dòng)疲勞損傷機(jī)理的兩個(gè)關(guān)鍵因素[8]。我國(guó)在微動(dòng)損傷研究方面雖然取得了一些進(jìn)展[9,10]，但是與國(guó)外的研究水平還存在一定的差距。

本工作主要研究不同等效應(yīng)力幅值下35CrMoA合金鋼的微動(dòng)疲勞性能。35CrMoA合金鋼在高速列車輪軸上得到了廣泛應(yīng)用，高速列車輪軸運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中不可避免地發(fā)生微動(dòng)磨損，導(dǎo)致微動(dòng)疲勞發(fā)生，危及乘客安全[11]，因此，研究等效應(yīng)力幅值對(duì)35CrMoA合金鋼微動(dòng)疲勞的影響，對(duì)提高列車運(yùn)行安全性，推動(dòng)中國(guó)高鐵的發(fā)展具有重要的參考價(jià)值。

1　實(shí)驗(yàn)材料與方法

實(shí)驗(yàn)材料為35CrMoA合金鋼，其化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)如下：C 0.32～0.39, Cr 0.80～1.10, Mo 0.15～0.25, Mn 0.4～0.7, Si 0.17～0.37, P 0.013, S 0.006, 其余為Fe。

實(shí)驗(yàn)前對(duì)材料進(jìn)行熱處理，具體工藝如圖1所示。首先，將35CrMoA鋼放在預(yù)先加熱的箱式電阻爐中，在850℃下固溶處理，保溫時(shí)間為25min；然后，將試樣迅速放入淬火油中冷卻；之后，再放入箱式電阻爐中，在550℃下回火60min；最后，將試樣放入油中冷卻[12]。

圖1　35CrMoA鋼熱處理工藝示意圖Fig.1　Schematic diagram of heat treatment of 35CrMoA steel

將熱處理后的材料加工成標(biāo)準(zhǔn)尺寸的微動(dòng)疲勞試樣以及配套微動(dòng)橋。然后將試樣在MTS809型電液伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。圖2為實(shí)驗(yàn)示意圖，應(yīng)力幅值通過(guò)P1調(diào)節(jié)，接觸應(yīng)力通過(guò)P2控制。

圖2　實(shí)驗(yàn)示意圖Fig.2　Schematic diagram of experiment

在菱形加載路徑(軸向采用載荷控制模式，軸向應(yīng)力比R=-1；扭向采用扭矩控制模式，扭向應(yīng)力比R=-1)下，測(cè)試35CrMoA合金鋼的微動(dòng)疲勞性能。本實(shí)驗(yàn)接觸應(yīng)力設(shè)置為150MPa，等效應(yīng)力幅值分別取400,500,600MPa進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，每組平行試樣為3個(gè)。

2　結(jié)果與分析

2.1不同等效應(yīng)力幅值下的疲勞壽命

表1所示接觸應(yīng)力為150MPa，不同等效應(yīng)力幅值(400,500,600MPa)對(duì)應(yīng)的疲勞壽命。等效應(yīng)力幅值由400MPa增加到500MPa，疲勞壽命下降為原來(lái)的1/2左右；當(dāng)?shù)刃?yīng)力幅值由500MPa增加到600MPa時(shí)，疲勞壽命不足之前的1/4。隨著等效應(yīng)力幅值的增大，疲勞壽命的降低幅度顯著增加。

表1　菱形加載路徑下不同等效應(yīng)力幅值的35CrMoA鋼微動(dòng)疲勞實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.2等效應(yīng)變隨循環(huán)周次變化特性

圖3　不同等效應(yīng)力幅值下等效應(yīng)變隨微動(dòng)疲勞周期的演變規(guī)律Fig.3　The relationship between equivalent strain and fretting fatigue cycles under different equivalent stress amplitudes

圖3是在接觸應(yīng)力為150MPa，等效應(yīng)力幅值分別為400,500,600MPa下等效應(yīng)變隨微動(dòng)疲勞循環(huán)周次的變化規(guī)律，可以看出，當(dāng)接觸應(yīng)力為150MPa不變時(shí)，在循環(huán)前100周次內(nèi)，等效應(yīng)變不斷增大，說(shuō)明在這一階段微動(dòng)疲勞試樣開(kāi)始發(fā)生循環(huán)軟化現(xiàn)象，并且隨著等效應(yīng)力幅值的增大，微動(dòng)疲勞過(guò)程中材料發(fā)生循環(huán)軟化的程度越嚴(yán)重。循環(huán)100周次后，在不同的等效應(yīng)力幅值下，材料發(fā)生了不同的變化。當(dāng)?shù)刃?yīng)力幅值為400MPa時(shí)，等效應(yīng)變幅值基本保持在穩(wěn)定值，材料達(dá)到飽和狀態(tài)；當(dāng)?shù)刃?yīng)力幅值為500MPa和600MPa時(shí)，等效應(yīng)變幅值均減小，出現(xiàn)循環(huán)硬化現(xiàn)象，但循環(huán)硬化的幅度和趨勢(shì)有所不同。當(dāng)?shù)刃?yīng)力幅值為500MPa時(shí)，循環(huán)200周次后出現(xiàn)循環(huán)硬化現(xiàn)象，在循環(huán)5000周次后達(dá)到飽和狀態(tài)，并且循環(huán)硬化的現(xiàn)象非常明顯；當(dāng)?shù)刃?yīng)力幅值為600MPa時(shí)，循環(huán)100周次后出現(xiàn)循環(huán)硬化現(xiàn)象，500周次后即達(dá)到飽和狀態(tài)，并且循環(huán)硬化的現(xiàn)象相對(duì)不明顯。

縱觀材料在各個(gè)應(yīng)變幅下的循環(huán)變形行為可以發(fā)現(xiàn)，材料應(yīng)力水平的變化始終與材料的回火馬氏體和鐵素體組織有關(guān)[13]。材料在循環(huán)變形過(guò)程中表現(xiàn)出來(lái)的應(yīng)力水平變化源于回火馬氏體的微觀循環(huán)軟化以及鐵素體的微觀循環(huán)硬化，并且始終貫穿于材料的整個(gè)循環(huán)變形過(guò)程中。在變形初期，回火馬氏體板條內(nèi)部位錯(cuò)密度很高，位錯(cuò)的滑移會(huì)造成大量位錯(cuò)的相消湮滅，致使位錯(cuò)密度下降較快，微觀循環(huán)軟化效果明顯；而鐵素體內(nèi)初始位錯(cuò)密度很低，在變形初期，位錯(cuò)密度逐步升高，但速度較慢，微觀循環(huán)硬化效果不甚明顯[14]。因此在變形初期，回火馬氏體的快速明顯的循環(huán)軟化和鐵素體的不甚明顯的微觀循環(huán)硬化共同作用，使材料在變形初期表現(xiàn)為宏觀上快速明顯的循環(huán)軟化。隨著變形的進(jìn)行，回火馬氏體的微觀循環(huán)軟化程度逐步降低，即位錯(cuò)相消湮滅的速率下降；同時(shí)鐵素體內(nèi)位錯(cuò)密度逐漸升高，由原來(lái)的纏結(jié)逐步發(fā)展到聚集成束，最后形成不太明顯的胞狀位錯(cuò)結(jié)構(gòu)，微觀循環(huán)硬化效果增強(qiáng)。此時(shí)，材料宏觀上表現(xiàn)為應(yīng)力水平變化不明顯，因此微觀循環(huán)軟化和微觀循環(huán)硬化始終貫穿于材料的低周疲勞變形過(guò)程中。材料在不同階段，何種因素占優(yōu)勢(shì)，就表現(xiàn)為該優(yōu)勢(shì)下的宏觀變形行為[15,16]。

2.3扭向剪應(yīng)力-剪應(yīng)變滯后回線

圖4為接觸應(yīng)力150MPa，循環(huán)周次相同時(shí)，不同等效應(yīng)力幅值下的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變滯后回線。從圖4可以明顯地看出，隨著循環(huán)周次的增加，剪應(yīng)力-剪應(yīng)變滯后回線面積逐漸減小，并且循環(huán)前10周次，其滯后回線面積較大。這是由于在這一階段施加在材料上的剪切載荷，使得試樣與摩擦副之間摩擦較為劇烈，微動(dòng)過(guò)程中材料內(nèi)部組織消耗的內(nèi)耗功和微動(dòng)摩擦功都較大，即消耗的不可逆功較大，這樣剪應(yīng)力-剪應(yīng)變滯后回線就較大。當(dāng)循環(huán)進(jìn)行到100周次后，滯后回線面積變化較??；當(dāng)循環(huán)進(jìn)行到500周次后，滯后回線面積已經(jīng)相對(duì)窄小，并且保持穩(wěn)定。此時(shí)由于接觸表面間相對(duì)滑移較小，微動(dòng)磨損產(chǎn)生的摩擦功也較小，使得微動(dòng)疲勞過(guò)程中消耗的不可逆功較少。

圖4　不同等效應(yīng)力幅值下的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變滯后回線　(a)5周次；(b)10周次；(c)100周次；(d)500周次Fig.4　The shear stress-strain cycle hysteresis loops under different equivalent stress amplitudes(a)5 cycles；(b)10 cycles；(c)100 cycles；(d)500 cycles

此外，從圖4還可以看出，隨著等效應(yīng)力幅值的增大，剪應(yīng)力-剪應(yīng)變滯后回線的面積增大。這是因?yàn)榈刃?yīng)力幅值的增大，在宏觀上表現(xiàn)為微動(dòng)接觸面之間摩擦力更大，導(dǎo)致微動(dòng)磨損產(chǎn)生的摩擦功也較大，因而滯后回線的面積增大。

2.4斷口與微動(dòng)損傷區(qū)形貌

2.4.1宏觀斷口形貌

微動(dòng)疲勞性能主要取決于裂紋的萌生和擴(kuò)展，所以微動(dòng)疲勞機(jī)理研究主要是圍繞微動(dòng)疲勞裂紋的萌生和早期擴(kuò)展展開(kāi)[17]。圖5是在接觸應(yīng)力為150MPa，等效應(yīng)力幅值分別為400,500,600MPa下的微動(dòng)疲勞試樣宏觀斷口形貌，可以看出，當(dāng)?shù)刃?yīng)力幅值較小時(shí)，由于其微動(dòng)疲勞壽命較長(zhǎng)，疲勞裂紋擴(kuò)展特征清晰可見(jiàn)，該區(qū)域斷口平滑，說(shuō)明疲勞裂紋在微動(dòng)疲勞初期擴(kuò)展較慢；當(dāng)?shù)刃?yīng)力幅值較大時(shí)，由于疲勞壽命較短，疲勞裂紋擴(kuò)展區(qū)已不明顯，但在斷口處仍可見(jiàn)磨損和氧化嚴(yán)重的裂紋源形成于微動(dòng)摩擦磨損區(qū)。隨著等效應(yīng)力幅值的增大，裂紋萌生源區(qū)的面積減小，瞬斷區(qū)面積與總斷面面積的比例增加，瞬斷區(qū)的撕裂也越嚴(yán)重。

圖5　不同等效應(yīng)力幅值下的微動(dòng)疲勞試樣宏觀斷口形貌　(a)P=400MPa；(b)P=500MPa；(c)P=600MPaFig.5　The fretting fatigue fracture morphology under different equivalent stress amplitudes(a)P=400MPa；(b)P=500MPa；(c)P=600MPa

2.4.2微動(dòng)損傷區(qū)形貌

圖6是在等效應(yīng)力幅值為400MPa時(shí)的微動(dòng)斑裂紋，該裂紋位于滑移區(qū)和黏著區(qū)邊界，應(yīng)力集中嚴(yán)重，疲勞裂紋最容易在此處萌生。在循環(huán)應(yīng)力和表面摩擦力的共同作用下導(dǎo)致表面開(kāi)裂形成表面微裂紋，微動(dòng)磨損和疲勞逐漸成為微動(dòng)損傷的主要機(jī)制。

圖6　微動(dòng)斑裂紋Fig.6　Crack in fretting spot

圖7是在等效應(yīng)力幅值為400MPa時(shí)，微動(dòng)磨損過(guò)程中形成的磨屑。由圖7可見(jiàn)，在微動(dòng)區(qū)域內(nèi)有片狀磨屑存在，片狀磨屑的形成與摩擦力(表面切應(yīng)力)密切相關(guān)。表面切應(yīng)力使材料表面發(fā)生塑性變形，導(dǎo)致表面塑性枯竭，脆性增加，同時(shí)由于材料塑性變形而產(chǎn)生位錯(cuò)，在距表面一定距離位錯(cuò)累積，當(dāng)這些位錯(cuò)與某些障礙(如夾雜、相界等)相遇時(shí)就會(huì)形成空穴。在連續(xù)的剪切作用下，形成的空穴就會(huì)成為裂紋萌生的核心，裂紋一旦萌生并與附近的裂紋相連，就會(huì)形成平行于表面的裂紋。隨著微動(dòng)損傷程度的加深，這些裂紋會(huì)在表面某一深度不斷擴(kuò)大，當(dāng)裂紋達(dá)到某臨界長(zhǎng)度(深度)時(shí)，將沿著某些薄弱點(diǎn)向表面剪切，使材料脫離基體，形成片狀磨屑。脫離基體的片狀磨屑在隨后的微動(dòng)作用中被反復(fù)碾壓破碎并氧化，不久這些片狀脫層被輾壓氧化成粒狀氧化磨屑。

磨屑對(duì)微動(dòng)磨損狀態(tài)具有重要影響。在微動(dòng)摩擦磨損初期，微動(dòng)副形成的磨屑較少，磨屑可以看作是磨砂，刮傷試樣表面，加劇摩擦磨損，阻礙微動(dòng)的相對(duì)位移，使摩擦因數(shù)增加。而在微動(dòng)摩擦磨損的中后期，摩擦副中形成的磨屑已足夠多，這時(shí)在法向正壓力的作用下就會(huì)形成一層磨屑床，分隔微動(dòng)副，起到緩沖墊的作用。同時(shí)磨屑通過(guò)自身的形變而消除部分微動(dòng)摩擦損傷，相應(yīng)地降低磨損和減輕表面疲勞，使微動(dòng)摩擦因數(shù)降低。Pape等[1]在研究中發(fā)現(xiàn)微動(dòng)摩擦因數(shù)從較高的初期逐步降低到較低的穩(wěn)定階段，正是磨屑起到隔離摩擦副作用的結(jié)果。摩擦副界面有磨屑發(fā)生作用，是微動(dòng)磨損和普通滑動(dòng)磨損的主要區(qū)別之一。

圖8為不同應(yīng)力下的微動(dòng)滑移區(qū)顯微形貌?？梢钥闯觯瑘D8(a)中滑移區(qū)表面有大量微裂紋生成，而圖8(b)中磨粒較多，表面崎嶇不平，表明在循環(huán)應(yīng)力和表面摩擦力的共同作用下導(dǎo)致微動(dòng)斑塑性變形層表面塑性枯竭，微裂紋正在形成。由于等效應(yīng)力幅值的增大，使得其壽命縮短，微動(dòng)摩擦損傷還沒(méi)有達(dá)到最大時(shí)就已斷裂失效，所以由圖8(a)可見(jiàn)損傷嚴(yán)重，而圖8(b)中損傷較輕。

圖9所示為微動(dòng)斑的表面塑性衰竭形貌。由于機(jī)械作用使近表層材料發(fā)生冷作硬化，產(chǎn)生嚴(yán)重塑性變形，導(dǎo)致表面塑性枯竭，脆性增加，在循環(huán)應(yīng)力和表面摩擦力的共同作用下，表面材料開(kāi)裂，形成垂直于微動(dòng)方向的表面微裂紋；隨著這個(gè)過(guò)程的不斷進(jìn)行，微裂紋不斷產(chǎn)生，形成大面積的微動(dòng)裂紋區(qū)，產(chǎn)生多個(gè)疲勞裂紋源。

圖7　微動(dòng)區(qū)磨損中形成的磨屑　(a)滑移區(qū)；(b)黏著區(qū)Fig.7　Fragments in fretting wearing region　(a)slip region;(b)adhesive region

圖8　不同應(yīng)力下的微動(dòng)滑移區(qū)SEM顯微形貌　(a)P=400MPa;(b)P=600MPaFig.8　The SEM morphology of slip region under different equivalent stress amplitudes(a)P=400MPa;(b)P=600MPa

圖9　微動(dòng)斑的表面塑性衰竭形貌Fig.9　Plastic failure morphology in fretting spot

圖10所示為微動(dòng)疲勞裂紋源區(qū)的微裂紋，可以看出，菱形加載路徑下的微裂紋是曲折的，這與試樣的受力狀態(tài)有關(guān)。在多軸疲勞載荷作用下，試樣受到軸向循環(huán)拉伸應(yīng)力和扭轉(zhuǎn)循環(huán)剪切應(yīng)力的復(fù)合作用，使得微裂紋的擴(kuò)展方向并不垂直于疲勞試樣的軸向，而是沿與軸線成一定角度的方向上擴(kuò)展。裂紋擴(kuò)展方向的角度大小與軸向循環(huán)拉伸應(yīng)力和切向循環(huán)剪切應(yīng)力比值有關(guān)。

圖10　裂紋源區(qū)的微裂紋Fig.10　Microcrack in crack initiation region

圖11所示為微動(dòng)磨損過(guò)程中形成的微裂紋。尺寸較小的疲勞微裂紋，萌生后可能在微動(dòng)磨損的過(guò)程中被擦除而消失，如圖11(a)所示；同時(shí)也可能在疲勞載荷的作用下繼續(xù)擴(kuò)展，如圖11(b)所示。由此可知微動(dòng)磨損對(duì)疲勞微裂紋的影響作用包括兩方面：一方面，微動(dòng)磨損破壞材料表層的完整性，產(chǎn)生局部應(yīng)力集

圖11　微裂紋發(fā)展　(a)裂紋消失；(b)裂紋擴(kuò)展Fig.11　The development of cracks　(a)crack disappearance;(b)crack propagation

中，使表層材料塑性衰竭，加速微裂紋的萌生；另一方面，早期微裂紋也可能被微動(dòng)磨損擦除而消失，推遲微裂紋的擴(kuò)展。在微動(dòng)磨損過(guò)程中這兩方面的作用同時(shí)存在，對(duì)于尺寸較大的微裂紋，由于不容易被磨損擦除，在循環(huán)應(yīng)力作用下存在的幾率較大，繼續(xù)擴(kuò)展的幾率也就較大。

3　結(jié)論

(1)35CrMoA鋼在菱形路徑加載下，循環(huán)初期都會(huì)發(fā)生循環(huán)軟化，且等效應(yīng)力幅值越大，軟化越嚴(yán)重；循環(huán)后期，等效應(yīng)力幅值較小的試樣達(dá)到飽和狀態(tài)，等效應(yīng)力幅值較大的試樣產(chǎn)生循環(huán)硬化現(xiàn)象。

(2)35CrMoA鋼在菱形路徑加載下，隨著等效應(yīng)力幅值的增大，剪應(yīng)力-剪應(yīng)變滯后回線的面積增大；隨著循環(huán)周次的增加，剪應(yīng)力-剪應(yīng)變滯后回線面積逐漸減小，最后趨于穩(wěn)定。

(3)當(dāng)?shù)刃?yīng)力幅值較小時(shí)，疲勞裂紋擴(kuò)展特征清晰可見(jiàn)，斷口區(qū)域平滑。隨著等效應(yīng)力幅值的增大，裂紋萌生源區(qū)的面積減小，瞬斷區(qū)面積與總斷面面積的比例增加，瞬斷區(qū)的撕裂也越嚴(yán)重。

(4)機(jī)械作用使近表層材料發(fā)生冷作硬化，導(dǎo)致表面塑性枯竭，在循環(huán)應(yīng)力和表面摩擦力的共同作用下，表面材料開(kāi)裂，產(chǎn)生疲勞裂紋源；裂紋擴(kuò)展方向的角度大小與軸向循環(huán)拉伸應(yīng)力和切向循環(huán)剪切應(yīng)力比值有關(guān)。

[1]PAPE J A, NEU R W. A comparative study of the fretting fatigue behavior of 4340 steel and PH 13-8 Mo stainless steel[J]. International Journal of Fatigue, 2007, 29(12):2219-2229.

[2]MADGE J J, LEEN S B, SHIPWAY P H. A combined wear and crack nucleation-propagation methodology for fretting fatigue prediction[J]. International Journal of Fatigue, 2008, 30(9):1509-1528.

[3]周仲榮. 關(guān)于微動(dòng)磨損與微動(dòng)疲勞的研究[J]. 中國(guó)機(jī)械工程, 2000, 11(10):1146-1150.

ZHOU Zhong-rong. Research on fretting wear and fretting fatigue[J]. China Mechanical Engineering, 2000, 11(10):1146-1150.

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

SHEN Ming-xue,PENG Jin-fang,ZHENG Jian-feng,et al.Study and development of fretting fatigue[J].Journal of Materials Engineering, 2010,(12):86-91.

[5]FERJAOUI A, YUE T, WAHAB M A, et al. Prediction of fretting fatigue crack initiation in double lap bolted joint using continuum damage mechanics[J]. International Journal of Fatigue, 2015,73:66-76.

[6]GINER E, SABSABI M, RODENAS J J, et al. Direction of crack propagation in a complete contact fretting-fatigue problem[J]. International Journal of Fatigue, 2014, 58(1):172-180.

[7]HILLS D A, NOWELL D. The development of a fretting fatigue experiment with well-defined characteristics[J]. Nasa Sti/recon Technical Report A, 1992, 93:69-84.

[8]IYER K. Peak contact pressure, cyclic stress amplitudes, contact semi-width and slip amplitude:relative effects on fretting fatigue life[J]. International Journal of Fatigue, 2001, 23(3):193-206.

[9]宋川，劉建華，彭金方，等.接觸應(yīng)力對(duì)車軸鋼旋轉(zhuǎn)彎曲微動(dòng)疲勞壽命的影響[J]. 材料工程，2014, (2): 34-38.

SONG Chuan, LIU Jian-hua, PENG Jin-fang, et al. Effect of contact stress on rotating bending fretting fatigue life of railway axle steel[J]. Journal of Materials Engineering, 2014, (2):34-38.

[10]WU G Q, LIU X L, LI H H, et al. Effect of contact pressure on fretting fatigue behavior of Ti-1023[J]. Wear, 2015,326-327:20-27.

[11]XUE F, WANG Z X, ZHAO W S, et al. Fretting fatigue crack analysis of the turbine blade from nuclear power plant[J]. Engineering Failure Analysis, 2014, 44(5):299-305.

[12]楊洋，何國(guó)球，盧棋，等.輪軸鋼35CrMoA單軸微動(dòng)疲勞失效機(jī)理[J]. 金屬功能材料, 2015,22(1):21-26.

YANG Yang, HE Guo-qiu, LU Qi,et al. Uniaxial fretting fatigue properties of 35CrMoA[J]. Metallic Functional Materials, 2015,22(1):21-26.

[13]曾慶祥, 何國(guó)求, 陳成澍. 一種高強(qiáng)度鋼的低周疲勞特性及其微觀機(jī)理的研究[J]. 西南交通大學(xué)學(xué)報(bào), 1999, 34(2):190-195.

ZENG Qing-xiang, HE Guo-qiu, CHEN Cheng-shu. A study on the low-cycle fatigue characteristics and micro-mechanisms of a high-strength steel[J]. Journal of Southwest Jiaotong University,1999, 34(2):190-195.

[14]MCCARTHY O J, MCGARRY J P, LEEN S B. Microstructure-sensitive prediction and experimental validation of fretting fatigue[J]. Wear, 2013, 305(1-2):100-114.

[15]劉道新，何家文．微動(dòng)疲勞影響因素及鈦合金微動(dòng)疲勞行為[J].航空學(xué)報(bào)，2001，22(5)：454-457.

LIU Dao-xin, HE Jia-wen. Review of factors that influence fretting fatigue (FF) and investigation on FF behavior of Ti-alloy[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2001，22(5)：454-457.

[16]劉兵，何國(guó)球，蔣小松，等．輪軸鋼LZ50的單軸微動(dòng)疲勞失效機(jī)理[J]．同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2010，38(5)：720-724.

LIU Bing, HE Guo-qiu, JIANG Xiao-song, et al. Failure mechanism of single shaft fretting fatigue of LZ50[J]. Journal of Tongji University(Natural Science Edition), 2010，38(5)：720-724.

[17]莊厚川，宋起峰，董善舉，等.汽車零部件微動(dòng)損傷問(wèn)題的研究[J].汽車工藝與材料，2015，(2)：53-56.

ZHUANG Hou-chuan,SONG Qi-feng,DONG Shan-ju,et al.Study on fretting damage of automobile parts[J].Automobile Technology & Material,2015,(2):53-56.

Fretting Fatigue Behavior of 35CrMoA Steel Under Diamond Loading Condition

LYU Shi-quan1,HE Guo-qiu1,SHEN Yue1,TIAN Dan-dan1,LIU Xiao-shan1,LIN Guo-bin2,REN Jing-dong2,HU Jie2

(1 Shanghai Key Laboratory for R&D and Application of Metallic Functional Materials,School of Materials Science and Engineering,Tongji University,Shanghai 201804,China；2 Magnetic Suspension Traffic Engineering Technology Research Center,Tongji University,Shanghai 201804,China)

The stress controlled fretting fatigue behavior of 35CrMoA steel under the diamond loading condition was investigated at the contact stress of 150MPa by MTS809 axial/torsional test system and SEM. The results indicate that, with the increase of equivalent stress amplitude, the extent of softening and hardening becomes pronounced; the area of shear stress-strain hysteresis loop increases; the area of crack initiation decreases, the proportion of final fracture in fracture surface region increases, the degree of tearing becomes more serious. The plasticity is exhausted and easy to form crack initiation as a result of fretting wear.

35CrMoA；diamond loading；fretting fatigue；equivalent stress amplitude；fracture morphology；crack initiation

廣東石油化工學(xué)院人才引進(jìn)項(xiàng)目(650119)；廣東省茂名市科技計(jì)劃項(xiàng)目(915325)；浙江省臺(tái)州市科技計(jì)劃項(xiàng)目(14GY02);浙江省科技廳公益性技術(shù)應(yīng)用研究計(jì)劃資助項(xiàng)目(2014C37085)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51404157)

2014-12-19；

2015-03-31

王古平(1976-)，男，高級(jí)實(shí)驗(yàn)師，碩士，從事高溫結(jié)構(gòu)材料微觀組織結(jié)構(gòu)的研究，聯(lián)系地址：浙江省臺(tái)州市椒江區(qū)市府大道1139號(hào)臺(tái)州學(xué)院物理與電子工程學(xué)院(318000)，E-mail:gpwang526@126.com

10.11868/j.issn.1001-4381.2016.01.015

TG142.1

A

1001-4381(2016)01-0096-07