多股螺旋彈簧疲勞壽命影響因素

張瑞,易力力,劉志鵬

(重慶大學(xué) 機(jī)械傳動(dòng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶 400044)

0 引言

與單股簧相比:在結(jié)構(gòu)上多股簧就是在單股簧的外側(cè)由其他鋼絲進(jìn)行均勻的二次螺旋纏繞而形成;在性能上多股簧由于鋼絲與鋼絲之間的作用而具有更好的強(qiáng)度以及吸振減振的效果,由于這些良好的性能優(yōu)勢(shì),在很多重要的地方都采用了多股簧。如自動(dòng)武器中,將多股簧用于MP38/40 ERMA 9mm 沖鋒槍、MG42 通用機(jī)槍、SIG Sauer P225自動(dòng)手槍、QSZ92 式9mm 手槍、火炮等武器的復(fù)進(jìn)簧;在航空航天領(lǐng)域,航空發(fā)動(dòng)機(jī),航空機(jī)槍等對(duì)彈簧的壽命要求以及性能要求更高,所以對(duì)比于單股簧,多股簧更加符合要求;隨著技術(shù)的提升,多股簧在民用領(lǐng)域的應(yīng)用也愈加廣泛,如自行車、汽車、飛機(jī)、沖擊鉆等。

由于多股簧在重要場(chǎng)所應(yīng)用的占比大,所以對(duì)于多股簧的疲勞失效以及多股簧的壽命是使用者較為關(guān)心的問題,但在此方面的相關(guān)研究相對(duì)較少。王時(shí)龍等、雷松基于實(shí)驗(yàn)對(duì)多股簧的微動(dòng)行為狀態(tài)和微動(dòng)所導(dǎo)致的損傷機(jī)理影響進(jìn)行了深入研究。丁傳俊等對(duì)多股簧工作前后的動(dòng)態(tài)、靜態(tài)測(cè)試結(jié)果比對(duì),提出了多股簧非典型損傷的分離方法并構(gòu)建了多股簧損傷單元模型。劉森林等用有限元法進(jìn)行時(shí)域和應(yīng)力譜分析,并就其動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行理論與數(shù)值仿真計(jì)算,對(duì)多股簧的疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)。劉正等采用有限元法得到多股簧疲勞應(yīng)力譜,基于Miner 損傷理論對(duì)多股簧進(jìn)行壽命預(yù)測(cè)和分析。Darban 等用有限元法結(jié)合Fatemi-Socie和Kandil-Brown-Miller 多軸疲勞準(zhǔn)則及Coffin-Manson單軸疲勞準(zhǔn)則對(duì)多股簧疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測(cè)。眾多學(xué)者更多是通過理論對(duì)理想的多股簧進(jìn)行失效分析研究和疲勞壽命預(yù)測(cè),但忽略了不同鋼絲存在的微小缺陷對(duì)多股簧的失效和疲勞壽命的影響,本文將以此為研究點(diǎn)展開研究。

如圖1 所示為多股簧的數(shù)控加工機(jī)床,多股簧在生產(chǎn)過程前、生產(chǎn)過程中以及使用過程中都會(huì)產(chǎn)生表面缺陷和內(nèi)部結(jié)構(gòu)缺陷導(dǎo)致裂紋萌生。而結(jié)合實(shí)際生產(chǎn)當(dāng)中的多股簧成品觀察,部分彈簧的鋼絲表面有著明顯的缺陷,諸如鋼絲表面線紋、磨損、凹坑等,這些缺陷對(duì)多股簧疲勞壽命有一定影響,并且根據(jù)不同的幾何參數(shù)生產(chǎn)的多股簧存在的缺陷數(shù)量也不一樣,故此本文從鋼絲表面缺陷和幾何參數(shù)兩個(gè)方面對(duì)多股簧疲勞壽命的影響進(jìn)行研究分析。實(shí)驗(yàn)以6 根鋼絲繞制的多股簧為研究對(duì)象,并且根據(jù)多股簧的功能特點(diǎn)可分為拉簧和壓簧,全文以壓簧為主體,對(duì)其進(jìn)行疲勞性能實(shí)驗(yàn),并理化檢驗(yàn),確定裂紋萌生源,找到多股簧鋼絲斷裂的具體原因。

圖1 多股簧數(shù)控加工機(jī)床Fig.1 Numerical control machine for stranded-wire helical spring

本文的研究思路如圖2 所示。

圖2 研究思路Fig.2 Research approach

1 多股簧鋼絲缺陷對(duì)疲勞壽命的影響

實(shí)際應(yīng)用中的多股簧鋼絲存在缺陷,會(huì)使多股簧疲勞壽命大大降低,為了更清晰地分析得出鋼絲缺陷對(duì)多股簧的失效和疲勞壽命的影響機(jī)理,本文采用實(shí)驗(yàn)的方法得到與實(shí)際應(yīng)用相同的疲勞失效的彈簧,以此進(jìn)行相關(guān)的機(jī)理分析。

1.1 多股簧疲勞斷裂實(shí)驗(yàn)研究

多股簧的疲勞壽命是從多股簧開始工作時(shí)刻到發(fā)生疲勞斷裂而失效的時(shí)刻,本文基于實(shí)驗(yàn)就多股簧之間疲勞壽命長短的差異分析影響多股簧疲勞壽命變短的原因。

由于多股簧疲勞壽命的終止時(shí)刻是多股簧鋼絲發(fā)生疲勞斷裂的時(shí)刻,所以將多股簧的疲勞斷裂作為多股簧疲勞壽命研究的參考標(biāo)準(zhǔn)。為了模擬真實(shí)的工作狀態(tài),實(shí)驗(yàn)將用疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行諧波載荷運(yùn)動(dòng)來對(duì)彈簧進(jìn)行壓縮和釋放,直至多股簧鋼絲發(fā)生疲勞斷裂,根據(jù)斷裂樣品進(jìn)行相關(guān)分析。

1.1.1 實(shí)驗(yàn)條件

本次實(shí)驗(yàn)的對(duì)象是6 根鋼絲繞制成形的多股簧,圈數(shù)設(shè)置為6 圈,如圖3 所示,其中為彈簧中徑,為彈簧螺距,為鋼索索距,為自由高,為鋼絲直徑,3表示鋼索直徑,2表示分布圓直徑。多股簧的幾何參數(shù)如表1 所示。多股簧的初步成形之后,需經(jīng)過熱處理工藝和強(qiáng)壓工藝。熱處理工藝:彈簧成形后油熱去應(yīng)力退火,隨爐升溫至280 ℃,保持2 h,隨爐冷卻。強(qiáng)壓工藝:穿15 mm 芯軸,壓并圈6 min。

圖3 實(shí)驗(yàn)多股簧Fig.3 Stranded-wire helical spring for fatigue testing

表1 實(shí)驗(yàn)彈簧幾何參數(shù)Tab.1 Geometric dimensions of SWHS mm

實(shí)驗(yàn)的鋼絲材料進(jìn)行金相組織檢測(cè)其結(jié)果沒有組織缺陷?；瘜W(xué)成分檢測(cè)后與冶金行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)YB/T 5311—2010 重要用途碳素彈簧鋼絲對(duì)比,其符合標(biāo)準(zhǔn)要求。硬度檢測(cè)后,硬度平均值為544.2 HV,符合國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 4340.4—2009 金屬材料要求。

實(shí)驗(yàn)設(shè)備:TPJ-20 疲勞試驗(yàn)機(jī)。根據(jù)測(cè)試工裝條件,疲勞試驗(yàn)機(jī)上能夠測(cè)試多根彈簧,如圖4 所示。其下壓板行程調(diào)控范圍在0～100 mm 之間,同時(shí)通過調(diào)節(jié)底座高度實(shí)現(xiàn)彈簧預(yù)壓,以此對(duì)實(shí)驗(yàn)彈簧設(shè)置不同的工況,即預(yù)壓量和振幅。

1.1.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

為了區(qū)分不同工作條件對(duì)實(shí)驗(yàn)彈簧的影響,實(shí)驗(yàn)設(shè)置兩種工況:不同預(yù)壓量和不同振幅。實(shí)驗(yàn)以4 根彈簧為一個(gè)工況組(見圖4),單一變量執(zhí)行,其工況安排如表2 和表3 所示。

表2 不同振幅的工況Tab.2 Amplitude conditions

圖4 試驗(yàn)機(jī)和測(cè)試工裝Fig.4 Spring fatigue test machine and test fixture

表3 不同預(yù)壓量的工況Tab.3 Precompression conditions

根據(jù)表2、表3 工況安排,調(diào)節(jié)下壓板行程和高度,實(shí)現(xiàn)不同振幅和不同預(yù)壓量的控制。具體執(zhí)行辦法如下:

1)不同振幅執(zhí)行辦法。彈簧受壓一定距離(振幅),然后釋放,多次循環(huán)直至鋼絲斷裂。

2)不同預(yù)壓量執(zhí)行辦法。彈簧正式受壓前,使彈簧受壓一定距離(預(yù)壓量),以此為初始狀態(tài)進(jìn)行循環(huán)壓載,直至鋼絲斷裂。

1.1.3 多股簧的失效標(biāo)準(zhǔn)

多股簧一般由3～14 根鋼絲纏繞而成,通過實(shí)驗(yàn)對(duì)比可知,單根鋼絲的斷裂會(huì)加速鄰近鋼絲的斷裂,如圖5 所示為單股鋼絲斷裂對(duì)鄰近鋼絲所產(chǎn)生的影響,即圖5(a)中第1 股鋼絲發(fā)生斷裂,隨著彈簧繼續(xù)承受壓載,相鄰的第2 股鋼絲斷裂(見圖5(b)),當(dāng)對(duì)該根彈簧繼續(xù)實(shí)驗(yàn),鄰近鋼絲相繼斷裂如圖5(c)所示。因此多股簧的失效以單根鋼絲的斷裂作為標(biāo)準(zhǔn)。

圖5 單根鋼絲的斷裂影響Fig.5 Fracture effect of single wire

1.1.4 多股簧失效的檢測(cè)方法

多股簧在使用過程中,當(dāng)其中一根鋼絲斷裂時(shí),彈簧力學(xué)特性會(huì)發(fā)生變化,因此在實(shí)驗(yàn)過程中,通過力學(xué)傳感器和連續(xù)觀察的方法來檢測(cè)多股簧鋼絲是否發(fā)生斷裂而失效。如果中心鋼絲斷裂,則可以通過壓力傳感器測(cè)得動(dòng)態(tài)響應(yīng)來判斷鋼絲是否斷裂;如果外層鋼絲發(fā)生斷裂,在動(dòng)態(tài)響應(yīng)觀察的前提下,則進(jìn)行連續(xù)觀察來確認(rèn)鋼絲是否發(fā)生斷裂。

1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果機(jī)理分析

1.2.1 多股簧鋼絲斷裂位置分析

圖6(a)、圖6(b)為不同振幅下斷裂彈簧,圖6(c)、圖6(d)為不同預(yù)壓量下斷裂彈簧,不同振幅和不同預(yù)壓量下的斷裂彈簧都出現(xiàn)了如圖6 所示的斷裂情況,無法得出相關(guān)結(jié)論,故根據(jù)斷裂彈簧進(jìn)行斷裂位置分析。

圖6 多股簧鋼絲疲勞斷裂位置Fig.6 Location of fatigue fracture of SWHS steel wire

通過實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比可知:圖6(a)和圖6(c)都處于端部半圈位置斷裂,不同之處在于圖6(c)的斷裂位置是帶有摩擦損傷的;圖6(b)和圖6(d)的鋼絲斷裂發(fā)生在彈簧相對(duì)靠近中間的部位。排除鋼絲帶有摩擦損傷的影響,實(shí)驗(yàn)中的多股簧疲勞斷裂失效形式基本上與圖6(a)相近,為了方便分析比較,將圖6(a)和圖6(c)斷裂位置定義為端部疲勞斷裂位置,圖6(b)和圖6(d)定義為中部疲勞斷裂位置。

1.2.2 端部疲勞斷裂位置宏觀與微觀形貌分析

8 種不同工況下斷裂的彈簧鋼絲用砂輪切下進(jìn)行掃描電鏡觀察。不同振幅下鋼絲斷口宏觀形貌如圖7 所示。圖7 中,相比于疲勞源區(qū)和疲勞擴(kuò)展區(qū),瞬斷區(qū)的斷裂特征明顯,其表現(xiàn)為脆性斷裂的基本特征,即整體表現(xiàn)凹凸不平,但局部平整,呈現(xiàn)粗顆粒狀。根據(jù)瞬斷區(qū)的位置,可以大致確定疲勞源的位置和斷裂方向。在不同振幅下,多股簧中斷裂鋼絲的裂紋萌生源均位于鋼絲表面,根據(jù)斷裂的方向可知此處承受較大的應(yīng)力,因此是裂紋萌生的危險(xiǎn)區(qū)域。

圖7 不同振幅下鋼絲斷口宏觀形貌Fig.7 Macroscopic features under different amplitudes

以相同的方法確定不同預(yù)壓下鋼絲斷裂特征區(qū)域,如圖8 所示。由圖8 可看出:隨著載荷的增大,瞬斷區(qū)呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì);由疲勞擴(kuò)展區(qū)到瞬斷區(qū)的過渡區(qū)域,表面逐漸轉(zhuǎn)為粗糙,并且在接近瞬斷區(qū)位置表面很不平整,表明鋼絲在終斷之前,承受較大的應(yīng)力水平。

圖8 不同預(yù)壓量下鋼絲斷口宏觀形貌Fig.8 Macroscopic features under different precompression

以預(yù)壓量為10 mm 的樣品進(jìn)行詳細(xì)分析,如圖9 所示。圖9(c)所示為鋼絲斷口的宏觀特征;如圖9(d)所示的瞬斷區(qū),其表現(xiàn)特征明顯。根據(jù)瞬斷區(qū)的特征大致判斷出裂紋萌生源區(qū)和擴(kuò)展區(qū),其大致的斷裂方向判斷如圖9(c) 中的箭頭所示。圖9(a)顯示了鋼絲側(cè)面紋理圖,圖中可以看到鋼絲表面存在大小不一的線紋,其線紋深淺不一而且數(shù)量多,這些線紋處易產(chǎn)生應(yīng)力集中,從而導(dǎo)致裂紋的萌生。從圖9(c)中可以看到,鋼絲表面的線紋隨鋼絲的彎曲而出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)過的狀態(tài),即鋼絲發(fā)生扭轉(zhuǎn),從而加劇裂紋的萌生。圖9(b)為裂紋萌生源的局部放大圖。

圖9 裂紋萌生源及瞬斷區(qū)Fig.9 Crack initiation source and final fracture region

圖10 所示為二次裂紋和組織晶向示意圖。從圖9(c)和圖10 中可以看出,在疲勞擴(kuò)展區(qū)還存在有其他的裂紋,即二次微裂紋擴(kuò)展形成的長裂紋,二次微裂紋的形成可能是在捻制鋼索和繞制彈簧過程中由鋼絲承受彎曲和擠壓變形導(dǎo)致的。如圖9(c)所示的長裂紋在斷面的投影與斷裂方向不垂直,說明鋼絲在斷裂過程中承受彎曲、拉壓、扭轉(zhuǎn)的復(fù)合應(yīng)力狀態(tài)。而線紋的存在使這種復(fù)合應(yīng)力狀態(tài)的影響加劇,加速裂紋的萌生并導(dǎo)致內(nèi)部二次微裂紋的擴(kuò)展。這些微裂紋大部分起源于鋼絲內(nèi)部,鋼絲斷面中心位置的微裂紋逐漸沿?cái)嗝鏅M向擴(kuò)展形成長裂紋。

如圖10 中存在的斷面臺(tái)階面呈現(xiàn)纖維狀。因?yàn)殇摻z母材均是通過拉拔工藝等制成,其組織為晶向沿鋼絲軸線的纖維狀索氏體,又由于鋼絲承受彎曲、扭轉(zhuǎn)載荷,微裂紋沿晶向撕裂擴(kuò)展為長裂紋,故此長裂紋與徑向基本垂直。從晶向示意圖中也能看到,上面也同樣存在一些孔洞。材料內(nèi)部的二次微裂紋和孔洞降低了鋼絲材料組織的連續(xù)性,從而影響材料的力學(xué)性能,導(dǎo)致了裂紋擴(kuò)展的加速。

圖10 二次裂紋和組織晶向示意圖Fig.10 Secondary crack and microstructure crystal orientation

在實(shí)驗(yàn)的彈簧中,存在由于磨損導(dǎo)致在端部疲勞斷裂位置發(fā)生斷裂的樣品(見圖11),由圖11 可知,鋼絲斷裂的位置存在嚴(yán)重磨損,由于磨損使鋼絲在該位置變得更細(xì),對(duì)比于整體此處為薄弱處,并且有著大量線紋,因此該根鋼絲的裂紋萌生源相較于正常疲勞斷裂的鋼絲差異巨大。該根彈簧的工況為預(yù)壓量10 mm,且疲勞壽命為2.9 ×10次,而正常鋼絲的疲勞壽命平均值為3.6 ×10次,二者相差將近20%,因此鋼絲的摩擦損傷對(duì)疲勞壽命的影響較大。這種摩擦損傷是在壓縮循環(huán)中多股簧與固定導(dǎo)桿接觸摩擦導(dǎo)致的。

圖11 預(yù)壓量10 mm 下磨損疲勞斷裂的鋼絲(放大倍數(shù)50)Fig.11 Fatigue fracture due to wear (50 ×)

1.2.3 中部疲勞斷裂位置宏觀與微觀形貌分析

在疲勞實(shí)驗(yàn)中,有少許的彈簧中部疲勞斷裂位置的鋼絲發(fā)生斷裂,如圖12(a)所示。為了尋找其斷裂的原因,對(duì)其進(jìn)一步宏觀形貌分析。

圖12 彈簧外圈斷裂鋼絲及其裂紋萌生宏觀形貌Fig.12 Fractured steel wire and its macroscopic feature

對(duì)比于圖12(a)中的和兩處裂紋,處的裂紋正處于裂紋擴(kuò)展階段,并未發(fā)生真正的斷裂,更容易觀察出裂紋萌生的源頭以及裂紋擴(kuò)展的方向,即對(duì)B 處的裂紋進(jìn)行詳細(xì)的宏觀形貌分析,如圖12(b)和圖12(c)所示。從圖12(c)中可以看到,該處裂紋開始的位置有雜質(zhì)夾雜,并且沿裂紋擴(kuò)展的方向上有一道明顯的傷痕,改變裂紋的擴(kuò)展方向,而圖12(c)中可以看到一處裂紋正處于萌生階段,放大即為圖12(b)。此處的鋼絲表面有著明顯的表面缺陷—凹坑,使得該區(qū)域產(chǎn)生應(yīng)力集中,從而首先產(chǎn)生微裂紋。因此,鋼絲表面的缺陷會(huì)促進(jìn)裂紋的萌生,進(jìn)而降低多股簧的疲勞壽命。

1.2.4 不同斷裂位置宏觀與微觀對(duì)比結(jié)果

通過端部疲勞斷裂位置和中部疲勞斷裂位置的對(duì)比可知,中部疲勞斷裂位置的裂紋萌生主要由傷痕,雜質(zhì)物等表面缺陷誘導(dǎo)裂紋萌生發(fā)生斷裂,而端部疲勞斷裂位置發(fā)生的斷裂除了表面缺陷外還與該部位承受較大彎曲、拉壓、扭轉(zhuǎn)復(fù)合應(yīng)力有關(guān),使得該部位裂紋擴(kuò)展加劇,故此大部分實(shí)驗(yàn)彈簧的斷裂發(fā)生于該部位。

2 多股簧幾何參數(shù)對(duì)疲勞壽命的影響

除了彈簧鋼絲的表面狀態(tài)和內(nèi)部組織結(jié)構(gòu)對(duì)彈簧疲勞壽命的影響外,彈簧本身的幾何參數(shù)也會(huì)對(duì)彈簧疲勞壽命產(chǎn)生影響。彈簧幾何參數(shù)包括了彈簧中徑、彈簧螺距、索距、鋼絲直徑。為了針對(duì)更多規(guī)格的彈簧,本文將以彈簧旋繞比、彈簧螺旋角、鋼索的鋼絲捻角為研究變量因素,對(duì)多股簧的剛度和疲勞壽命影響進(jìn)行分析。

2.1 疲勞壽命預(yù)測(cè)的可靠性

針對(duì)多股簧疲勞壽命方面,王時(shí)龍等通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了通過疲勞預(yù)測(cè)模型計(jì)算多股簧疲勞壽命的方法是有效的。由于多股簧疲勞實(shí)驗(yàn)周期非常長,而且成本比較高,本文通過預(yù)測(cè)模型來進(jìn)行多股簧的疲勞壽命計(jì)算。聯(lián)系多股簧疲勞壽命與相關(guān)變量參數(shù)的橋梁是多股簧的力學(xué)性能,故此通過有限元法獲取多股簧的力學(xué)性能。劉志鵬等通過實(shí)驗(yàn)對(duì)比得出Smith-Watson-Topper(SWT)模型的預(yù)測(cè)值的準(zhǔn)確性與穩(wěn)定性相對(duì)較高。因此對(duì)不同幾何參數(shù)下由SWT 模型得到的多股簧疲勞壽命預(yù)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比分析,尋找相應(yīng)的影響結(jié)果。

此處實(shí)驗(yàn)的研究對(duì)象為3 股鋼絲組成的無中心股多股簧,在有限元分析中,3 股鋼絲能夠劃分更細(xì)的網(wǎng)格,模擬鋼絲間的接觸,與6 股的相比,從整體上減少了部分網(wǎng)格,從而可以減少計(jì)算時(shí)間。

2.2 多股簧旋繞比C 對(duì)疲勞壽命的影響

以多股簧旋繞比為研究變量,其余參數(shù)相同如表4 所示。表4 中:為多股簧中徑和鋼索直徑的比值,可表示為=(2+);為彈簧中心線的螺旋升角,=arctan((π));為外層鋼絲相對(duì)于中心鋼絲的螺旋升角,即鋼絲捻角,=arctan((2π))。以此得到如圖13 所示的不同振幅條件下,多股簧在達(dá)到最大幅值對(duì)應(yīng)的最大恢復(fù)力與對(duì)應(yīng)振幅條件下多股簧疲勞壽命預(yù)測(cè)值的關(guān)系曲線。由圖13 可知,在相同的受力情況下,隨著旋繞比的增加,多股簧的疲勞壽命整體下降,即相同的受力,旋繞比越大、彈簧受壓程度越大,疲勞壽命越短。在實(shí)際的工程應(yīng)用中,一般彈簧需要滿足相應(yīng)的力學(xué)要求和疲勞壽命長的要求。在考慮大彈力問題時(shí),需要選擇旋繞比小的多股簧,但該選擇會(huì)使壽命降低。與此同時(shí)多股簧旋繞比又受工作空間的限制,因此在進(jìn)行多股簧參數(shù)設(shè)計(jì)時(shí),需要選擇一個(gè)合適的旋繞比,以滿足多股簧剛度要求和疲勞壽命長的要求。

圖13 不同旋繞比下多股簧最大恢復(fù)力與疲勞壽命的關(guān)系Fig.13 Relationship between maximum restoring force and fatigue life of SWHSs with different winding ratios

表4 不同旋繞比C 的多股簧幾何參數(shù)Tab.4 Geometric parameters of SWHSs with different C

2.3 多股簧螺旋角α 對(duì)疲勞壽命的影響

以多股簧的螺旋角為研究變量,其余參數(shù)相同(見表5),得到與圖13 相同類型的多股簧最大恢復(fù)力與預(yù)測(cè)壽命曲線,如圖14 所示。由圖14 可知:相同受力情況下,隨多股簧螺旋角的增大,其疲勞壽命逐漸增加;隨受力增加,不同螺旋角的多股簧疲勞壽命差異逐漸變小。由此可見,在實(shí)際的工程應(yīng)用中,考慮彈力需求和壽命需求時(shí),需要選擇相對(duì)較大螺旋角的多股簧。

圖14 不同螺旋角下多股簧最大恢復(fù)力與疲勞壽命的關(guān)系Fig.14 Relationship between maximum restoring force and fatigue life of SWHSs with different helix angles

表5 不同彈簧螺旋角α 的多股簧幾何參數(shù)Tab.5 Geometric parameters of SWHSs with different α

2.4 多股簧鋼絲捻角β 對(duì)疲勞壽命的影響

以鋼絲捻角為研究變量,其余參數(shù)相同(見表6),得到多股簧最大恢復(fù)力與疲勞壽命預(yù)測(cè)值曲線如圖15 所示。由圖15 可知:隨鋼絲捻角的變化,不同鋼絲捻角的多股簧對(duì)應(yīng)曲線差異不明顯,即鋼絲捻角的變化對(duì)多股簧的影響細(xì)微;最大恢復(fù)力越大,其振幅越大,相應(yīng)的疲勞壽命越短。而在實(shí)際工程應(yīng)用中,多股簧鋼絲捻角與成品的合格率相關(guān):太大,鋼索容易散開;太小,鋼絲會(huì)打結(jié)。因此,鋼絲捻角的調(diào)整主要針對(duì)彈簧成形需求。

表6 不同鋼絲捻角β 的多股簧幾何參數(shù)Tab.6 Geometric parameters of SWHSs with different β

圖15 不同鋼絲捻角下多股簧最大恢復(fù)力與疲勞壽命的關(guān)系Fig.15 Relationship between maximum restoring force and fatigue life of SWHSs with different strand lay angles

2.5 影響多股簧疲勞壽命因素權(quán)重比較

對(duì)比圖13、圖14 和圖15,整體觀察3 個(gè)不同影響因素對(duì)應(yīng)的多股簧疲勞壽命都隨受力的增大而變小。對(duì)圖13、圖14 和圖15 中相同數(shù)量級(jí)的疲勞壽命與多股簧最大恢復(fù)力的關(guān)系分別進(jìn)行線性擬合(見圖16),得到相同數(shù)量級(jí)疲勞壽命的變化率如表7、表8 和表9 所示。

圖16 疲勞壽命與多股簧最大恢復(fù)力的關(guān)系線性擬合Fig.16 Linear fitting curve of fatigue life and maximum restoring force

表7 不同旋繞比下多股簧疲勞壽命變化率kCTab.7 kC of fatigue life of SWHSs with different C

表8 不同螺旋角下多股簧疲勞壽命變化率kαTab.8 kα of fatigue life of SWHSs with different α

表9 不同鋼絲捻角下多股簧疲勞壽命變化率kβTab.9 kβ of fatigue life of SWHSs with different β

3 結(jié)論

本文通過對(duì)實(shí)驗(yàn)中失效彈簧的斷裂現(xiàn)象進(jìn)行直接觀察分析其斷裂機(jī)理,找到直接影響彈簧鋼絲斷裂,減少彈簧疲勞壽命的直接影響因素。基于對(duì)失效彈簧的參數(shù)整理分類分析,找到間接影響多股簧疲勞壽命的影響因素。得到主要結(jié)論如下:

1)通過斷口宏觀形貌分析,鋼絲表面的缺陷是導(dǎo)致裂紋萌生的主要原因,其包括了鋼絲表面深淺不一的線紋、磨損、凹坑、傷痕、夾雜物等,且鋼絲材料內(nèi)部的微孔洞和微裂紋加速裂紋的擴(kuò)展,降低了多股簧的疲勞壽命。

2)通過對(duì)不同斷裂位置的彈簧的斷口宏觀形貌對(duì)比,端部斷裂位置承受的較大復(fù)合應(yīng)力,極易加速裂紋的擴(kuò)展,降低多股簧的疲勞壽命。

3)在多股簧相關(guān)的幾何參數(shù)中,以最大振幅下的恢復(fù)力為變量,多股簧螺旋角對(duì)多股簧疲勞壽命的影響最大,多股簧旋繞比次之,多股簧鋼絲捻角最小。在實(shí)際的工程應(yīng)用中,需選擇相對(duì)較大螺旋角的多股簧,條件允許之下可以適當(dāng)調(diào)整旋繞比,以滿足力學(xué)要求和壽命要求。