基于ARCHARD磨損模型的WR-CVT非連續(xù)接觸鋼絲繩磨損研究

張 武, 常浩文, 趙書(shū)陽(yáng), 韓飛燕

(西安科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 陜西 西安 710054)

金屬帶式無(wú)級(jí)變速器(Metal belt continuously variable transmission, MB-CVT)具備良好的燃油經(jīng)濟(jì)性和極佳的駕駛舒適性等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于電動(dòng)汽車(chē)及傳統(tǒng)汽車(chē)[1].隨著MB-CVT金屬帶研究的逐漸深入，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了一種新型的鋼絲繩式無(wú)級(jí)變速器[2](WR-CVT)，如圖1(a)所示，鋼絲繩式無(wú)級(jí)變速器利用成本更低的鋼絲繩代替鋼帶以承受金屬塊中的張力.無(wú)接頭鋼絲繩[圖1(b)]在CVT循環(huán)加減速過(guò)程中較易發(fā)生磨損斷絲，作為WR-CVT的核心構(gòu)件，無(wú)接頭鋼絲繩性能的優(yōu)劣將直接影響WR-CVT的使用壽命.

Fig.1 Wire rope assembly and closed wire rope圖1 鋼絲繩組件和無(wú)接頭鋼絲繩

鋼絲繩的失效形式主要有磨損、斷絲和散股等[3]，磨損主要出現(xiàn)在失效初期，鋼絲經(jīng)磨損累積易出現(xiàn)斷絲等破壞性失效[4]，繩絲間磨損主要以微動(dòng)磨損為主[5]，磨損深度會(huì)隨著接觸載荷和微動(dòng)循環(huán)次數(shù)的增加而增大[6].迄今，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼絲繩磨損行為做了大量研究工作，Zhang等[7-8]通過(guò)開(kāi)展大量鋼絲微動(dòng)摩擦磨損試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)磨損機(jī)理表現(xiàn)為磨粒磨損、疲勞磨損和氧化磨損，且磨損機(jī)理與接觸載荷有關(guān).后來(lái)，Cruzado等[9-10]通過(guò)摩擦磨損試驗(yàn)，探究了不同接觸載荷和交叉角度對(duì)鋼絲的微動(dòng)磨損系數(shù)及磨痕影響，研究表明磨合磨損期對(duì)鋼絲微動(dòng)磨損體積起關(guān)鍵作用.

接觸形式和摩擦磨損對(duì)鋼絲繩壽命的影響也存在較大差異，鋼絲繩在繞輪彎曲工況下，其嚴(yán)重磨損處位于與滑輪接觸的側(cè)股側(cè)絲，磨損深度隨滑輪直徑增大而減小[11].Onur等[12]研究了滑輪轉(zhuǎn)速和潤(rùn)滑對(duì)鋼絲繩彎曲疲勞壽命的影響，Erd?nmez等[13]對(duì)纏繞在滑輪上的鋼絲繩進(jìn)行了有限元分析，得到了彎曲狀鋼絲繩應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律.李倫等[14]應(yīng)用有限元法得到繩股內(nèi)各絲張力隨繩-輪接觸弧長(zhǎng)與鋼絲繩捻距比值的變化規(guī)律.吳娟等[15]比較了彎曲狀態(tài)下右交互捻鋼絲繩與右同向捻鋼絲繩應(yīng)力變化幅度差異，結(jié)果表明右交互捻鋼絲繩等效應(yīng)力變化幅度高于右同向捻鋼絲繩等效應(yīng)力.綜上所述，學(xué)者們雖然對(duì)繞輪彎曲鋼絲繩力學(xué)性能和摩擦磨損做了大量研究，但均未在有限元分析中同時(shí)考慮鋼絲繩的磨損和非連續(xù)接觸.非連續(xù)接觸較傳統(tǒng)繩輪的連續(xù)接觸磨損更嚴(yán)重[16]，因此，對(duì)同時(shí)考慮非連續(xù)接觸條件下的鋼絲繩磨損有限元模型的研究是至關(guān)重要的.

為分析磨損對(duì)鋼絲繩壽命的影響，基于Archard磨損模型結(jié)合網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)，用FORTRAN語(yǔ)言編寫(xiě)適用于WR-CVT鋼絲繩非連續(xù)接觸的Umeshmotion子程序，利用有限元分析磨損對(duì)鋼絲繩不同接觸參量的影響，并在自制的WR-CVT鋼絲繩非連續(xù)接觸磨損試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行試驗(yàn)，觀察鋼絲繩非連續(xù)接觸處微觀形貌，揭示非連續(xù)接觸條件下鋼絲繩磨損機(jī)理.

1 WR-CVT結(jié)構(gòu)及工作原理

WR-CVT的核心部件由主、從動(dòng)帶輪和鋼絲繩組件組成.如圖2(a)所示，鋼絲繩組件由300個(gè)厚度為2 mm的金屬塊和兩條無(wú)接頭鋼絲繩組成.鋼絲繩安裝在金屬塊繩槽內(nèi).WR-CVT傳動(dòng)時(shí)，鋼絲繩引導(dǎo)金屬塊的運(yùn)動(dòng)，大部分扭矩由金屬塊承擔(dān).主、從動(dòng)帶輪中心距不變，主動(dòng)帶輪錐面與鋼絲繩組件間形成摩擦力推動(dòng)鋼絲繩組件，從而將動(dòng)力傳到從動(dòng)帶輪.變速時(shí)，通過(guò)軸向移動(dòng)主、從動(dòng)帶輪，改變鋼絲繩組件的工作半徑，由于工作半徑變化是連續(xù)的，進(jìn)而達(dá)到連續(xù)變速的目的，WR-CVT樣機(jī)如圖2(b)所示.

Fig.2 WR-CVT structure圖2 WR-CVT結(jié)構(gòu)

鋼絲繩在工作狀態(tài)下有直、彎兩種幾何特征.而在彎曲段，金屬塊之間產(chǎn)生微小間隙，鋼絲繩與金屬塊間的接觸并非連續(xù).在張力作用下，鋼絲接觸面會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，進(jìn)一步加劇鋼絲繩的磨損.

2 WR-CVT非連續(xù)接觸有限元模型

2.1 WR-CVT鋼絲繩幾何模型與材料參數(shù)

本文中以6×7+IWS右交互捻鋼絲繩為研究對(duì)象，圖3所示為該鋼絲繩結(jié)構(gòu)及各絲的編號(hào).鋼絲繩參數(shù)列于表1中，基于Frenet-Serret標(biāo)架法[17]建立主動(dòng)帶輪在最小工作半徑下(35 mm)傳動(dòng)比為0.483的鋼絲繩模型.

表1 6×7+IWS鋼絲繩幾何參數(shù)Table 1 Geometric parameters of 6×7+IWS wire rope

Fig.3 Structure of 6×7+IWS wire rope圖3 6×7+IWS鋼絲繩結(jié)構(gòu)

為提高計(jì)算效率，建立圓心角為15°的鋼絲繩模型，同時(shí)將金屬塊簡(jiǎn)化為非連續(xù)繩槽，繩槽間隙0.6°，厚度為2 mm，鋼絲繩裝配圖如圖4所示，鋼絲繩材料參數(shù)設(shè)置列于表2中.

表2 鋼絲繩材料參數(shù)Table 2 Material parameters of wire rope

Fig.4 Geometric model of wire rope and rope groove圖4 鋼絲繩幾何模型與繩槽

2.2 WR-CVT鋼絲繩單元網(wǎng)格劃分與接觸屬性

采用中性軸算法掃掠網(wǎng)格劃分技術(shù)對(duì)鋼絲繩劃分網(wǎng)格，網(wǎng)格單元類(lèi)型使用8節(jié)點(diǎn)六面體完全積分(C3D8).因鋼絲繩在自由狀態(tài)下鋼絲與鋼絲間有一定空隙，且在加載后鋼絲繩會(huì)發(fā)生扭轉(zhuǎn)，絲間接觸情況復(fù)雜，接觸位置會(huì)隨時(shí)間變化而改變，故很難捕捉鋼絲繩模型接觸區(qū)域以進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化，全局網(wǎng)格細(xì)化則會(huì)占用大量計(jì)算機(jī)內(nèi)存與計(jì)算時(shí)間，因此需要確定合適的全局網(wǎng)格密度.經(jīng)過(guò)試驗(yàn)計(jì)算并校核，最終鋼絲繩與繩槽有限元模型如圖5所示，模型共465 971個(gè)單元，795 386個(gè)節(jié)點(diǎn).

Fig.5 Wire rope and rope groove finite element model圖5 鋼絲繩與繩槽有限元模型

數(shù)值模擬中絲間及繩槽接觸選用主從接觸算法在兩接觸體間傳遞，每根鋼絲既做主面又做從面，Abaqus能識(shí)別兩接觸體是接觸還是分離.切向行為接觸屬性由罰函數(shù)接觸算法進(jìn)行控制，法向行為選擇軟接觸以改善收斂性.定義鋼絲繩間及鋼絲繩與繩槽間摩擦系數(shù)為0.2[16].

2.3 WR-CVT鋼絲繩邊界條件

在鋼絲繩前、后兩端分別建立參考點(diǎn)(Reference point,RP) RP1和參考點(diǎn)RP2以耦合端面相應(yīng)節(jié)點(diǎn)，如圖5所示.設(shè)置繩槽為剛體，令參考點(diǎn)RP2與繩槽所有節(jié)點(diǎn)進(jìn)行耦合，并與鋼絲繩后端面節(jié)點(diǎn)耦合，約束參考點(diǎn)RP2所有自由度.將鋼絲繩前端面節(jié)點(diǎn)與RP1耦合，對(duì)RP1施以204 N[16]軸向拉伸載荷，作為加載端.

2.4 WR-CVT鋼絲繩有限元模型驗(yàn)證

本研究中采用與文獻(xiàn)[15]結(jié)果對(duì)比的方法，對(duì)彎曲段鋼絲繩有限元模型進(jìn)行驗(yàn)證，文獻(xiàn)[15]模型為6×7+IWRC彎曲鋼絲繩，通過(guò)設(shè)置相同的材料參數(shù)與邊界條件和施加相同的載荷得到軸向力與應(yīng)變關(guān)系圖，如圖6所示，研究結(jié)果能與文獻(xiàn)[15]較好吻合，同時(shí)也給出了Costello理論值.因此，所建立的有限元模型是準(zhǔn)確有效的.

Fig.6 Validation of model calculation results圖6 模型計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

WR-CVT是在MB-CVT基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)，MB-CVT正常工作溫度為80～90 ℃[18].隨溫度的升高，鋼絲繩間摩擦系數(shù)會(huì)逐漸減小[19]，摩擦系數(shù)越小，絲間應(yīng)力也隨之減小[20].為簡(jiǎn)化有限元模型，本文中并未考慮溫度對(duì)鋼絲繩的影響，摩擦系數(shù)對(duì)本文中接觸應(yīng)力等分布規(guī)律影響較小，僅會(huì)在有限元數(shù)值上較實(shí)際值偏大，但并不影響本文中最終結(jié)論.

3 WR-CVT鋼絲繩磨損模型建立

本文中基于Archard磨損方程修正式[21]，結(jié)合Abaqus ALE自適應(yīng)網(wǎng)格建立磨損模型.Archard適用于有限元的修正方程為

式中：Δh(x,t)、p(x,t) 和 Δs(x,t)分別表示節(jié)點(diǎn)x的磨損深度、接觸壓應(yīng)力以及滑移距離隨時(shí)間t的變化，kl為磨損系數(shù).為了保證計(jì)算精度并加速計(jì)算，采用循環(huán)周次跳躍技術(shù)，假設(shè)循環(huán)次數(shù)ΔN個(gè)循環(huán)內(nèi)磨損速率保持不變，仿真計(jì)算時(shí)的1個(gè)循環(huán)周次對(duì)應(yīng)試驗(yàn)分析時(shí)的ΔN個(gè)循環(huán)，故Archard修正磨損方程為

Madge等[21]指出當(dāng)循環(huán)次數(shù)ΔN的取值過(guò)大時(shí)，結(jié)果不穩(wěn)定會(huì)造成無(wú)法收斂，因此考慮到鋼絲繩復(fù)雜接觸的難收斂性，取ΔN=1000.文獻(xiàn)[22]表明磨損系數(shù)在磨損過(guò)程中并非定值，磨損率隨循環(huán)次數(shù)增加先減小再趨于定值.仿真中很難實(shí)現(xiàn)這點(diǎn)，故參考鋼絲微動(dòng)磨損試驗(yàn)[23]所獲得的磨損系數(shù)取中間值，即kl=2.7×10-7.

如圖7(a)所示，仿真通過(guò)對(duì)ALE自適應(yīng)網(wǎng)格進(jìn)行控制以表征磨損.用FORTRAN語(yǔ)言編寫(xiě)適用于WR-CVT鋼絲繩非連續(xù)接觸磨損的Umeshmotion子程序.具體流程如圖7(b)所示，Archard磨損模型計(jì)算各節(jié)點(diǎn)磨損深度，并將磨損深度作用于該節(jié)點(diǎn)移動(dòng)，節(jié)點(diǎn)的移動(dòng)會(huì)造成網(wǎng)格畸變，這時(shí)就需要ALE自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行重新劃分，直到達(dá)到預(yù)設(shè)磨損周期.本文中計(jì)算仿真了0～7 000磨損循環(huán)周次.

Fig.7 ALE adaptive mesh technology and wear simulation process圖7 ALE自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)及磨損仿真流程

4 仿真結(jié)果分析

圖8所示為磨損前、后鋼絲繩整體等效應(yīng)力和繩槽邊緣截面應(yīng)力云圖.如圖8所示，磨損前與7 000次循環(huán)磨損后鋼絲繩應(yīng)力分布一致，兩端面鋼絲繩應(yīng)力值較中間段小，從鋼絲繩截面應(yīng)力可知，應(yīng)力集中在中心股、中心絲和與繩槽接觸的側(cè)股側(cè)絲，中心股芯絲由于沒(méi)有螺旋結(jié)構(gòu)，相較于其他鋼絲應(yīng)力較大.在軸向力作用下，鋼絲繩與繩槽底端接觸方式為點(diǎn)接觸，進(jìn)而接觸部位易產(chǎn)生應(yīng)力集中.

Fig.8 Equivalent force of steel wire rope圖8 鋼絲繩等效應(yīng)力

圖9(a～f)所示分別為側(cè)股側(cè)絲OSOW5-3、中心股側(cè)絲CSOW3和側(cè)股芯絲OSCW4磨損前后接觸壓應(yīng)力云圖及軸向展開(kāi)圖，磨損前OSOW5-3、CSOW3和OSCW4的最大接觸壓應(yīng)力分別為146.8、223.3和117.6 MPa，磨損后分別為65.67、103.2和97.57 MPa.軸向展開(kāi)圖可以看出磨損后的各絲接觸區(qū)域更廣.更大的接觸范圍使得接觸壓力可以分?jǐn)偟礁嗟奈恢?，進(jìn)而接觸壓應(yīng)力集中部位的數(shù)值減小.

Fig.9 Contact compressive stress and axial expansion diagram before and after wire rope wearing圖9 鋼絲繩磨損前后接觸壓應(yīng)力云圖及軸向展開(kāi)圖

圖10所示為磨損前繩槽與鋼絲繩接觸壓應(yīng)力云圖，繩槽間隙邊緣處，由于鋼絲繩與繩槽接觸面積小，此處更易產(chǎn)生應(yīng)力集中，本文中重點(diǎn)研究與此處接觸的側(cè)股側(cè)絲OSOW6-6.

Fig.10 Contact pressure stress of wire rope圖10 鋼絲繩接觸壓應(yīng)力

圖11所示分別為磨損前與磨損后OSOW6-6的接觸壓應(yīng)力云圖，磨損前，繩槽與OSOW6-6的接觸面僅發(fā)生滑移，應(yīng)力峰值出現(xiàn)在與繩槽邊緣接觸處，在磨損的作用下，如圖11(b)左視圖所示，OSOW6-6接觸邊緣的部分材料被移除，材料的移除緩解了接觸邊緣的應(yīng)力集中水平，同時(shí)接觸壓應(yīng)力最大值的位置發(fā)生了變化.最大接觸壓應(yīng)力數(shù)值由磨損前的2 276 MPa變?yōu)槟p后的223.4 MPa.

Fig.11 OSOW6-6 contact pressure stress圖11 OSOW6-6接觸壓應(yīng)力

沿圖11所示路徑1提取接觸部位7個(gè)節(jié)點(diǎn)做進(jìn)一步研究，如圖12所示，接觸壓應(yīng)力峰值出現(xiàn)在2號(hào)節(jié)點(diǎn)處，即OSOW6-6與繩槽邊緣接觸處，未磨損時(shí)的接觸壓應(yīng)力為2 276 MPa，磨損后降至145 MPa，下降幅度為93.6%.磨損顯著降低了接觸壓應(yīng)力峰值，與此同時(shí)，從5號(hào)節(jié)點(diǎn)開(kāi)始，產(chǎn)生新的接觸壓應(yīng)力值，說(shuō)明磨損區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)大，云圖也能看出磨損范圍擴(kuò)大.

Fig.12 Change in contact pressure stress of OSOW6-6 before and after wearing圖12 磨損前與磨損后OSOW6-6的接觸壓應(yīng)力變化

OSOW6-6不同循環(huán)次數(shù)下的接觸壓應(yīng)力如圖13所示，鋼絲擁有獨(dú)特的螺旋結(jié)構(gòu)，在受到一定拉伸載荷后會(huì)出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)和伸長(zhǎng)，在扭轉(zhuǎn)和變形的雙重作用下，OSOW6-6與非連續(xù)繩槽接觸產(chǎn)生磨損.隨磨損的進(jìn)行，磨損循環(huán)次數(shù)為1 000時(shí)出現(xiàn)點(diǎn)狀應(yīng)力集中區(qū)，磨損循環(huán)次數(shù)為3 000時(shí)出現(xiàn)線狀應(yīng)力集中區(qū)，表明鋼絲與繩槽接觸區(qū)域逐漸由點(diǎn)接觸變?yōu)榫€接觸.在磨損循環(huán)次數(shù)達(dá)到5 000次時(shí)，應(yīng)力集中區(qū)沿著鋼絲軸向移動(dòng)，鋼絲磨損面逐漸崎嶇，同時(shí)鋼絲發(fā)生了微小扭轉(zhuǎn)，進(jìn)而出現(xiàn)了新的應(yīng)力集中點(diǎn)，最終在磨損循環(huán)次數(shù)為7 000次時(shí)，接觸應(yīng)力最小，接觸形式變?yōu)槊娼佑|，磨損區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)大.

Fig.13 OSOW6-6 contact pressure stress cloud at different cycles: (a) 1 000; (b) 3 000; (c) 5 000; (d) 7 000圖13 不同循環(huán)次數(shù)下OSOW6-6接觸壓應(yīng)力云圖：(a) 1 000；(b) 3 000；(c) 5 000；(d) 7 000

圖14(a)所示為不同循環(huán)次數(shù)下OSOW6-6沿路徑1方向的接觸壓應(yīng)力變化圖，2號(hào)節(jié)點(diǎn)能夠明顯看出隨循環(huán)次數(shù)的增加，接觸壓應(yīng)力逐漸降低.5號(hào)節(jié)點(diǎn)處，磨損循環(huán)次數(shù)為3 000時(shí)，新的應(yīng)力峰值產(chǎn)生，而隨后在磨損作用下逐步降低，相同的情況也出現(xiàn)在6號(hào)節(jié)點(diǎn)處，循環(huán)次數(shù)為5 000時(shí)形成新的峰值，隨后在循環(huán)次數(shù)為7 000時(shí)降低.可以得出，隨著磨損的作用，鋼絲接觸的區(qū)域不斷擴(kuò)大，新的應(yīng)力集中將產(chǎn)生，同時(shí)該處接觸壓應(yīng)力隨著循環(huán)次數(shù)會(huì)進(jìn)一步釋放.

Fig.14 Contact pressure, slip amplitude and wear depth of OSOW6-6 at different number of cycles圖14 不同循環(huán)次數(shù)下OSOW6-6的接觸壓應(yīng)力、滑移幅值以及磨損深度

不同循環(huán)次數(shù)下側(cè)股側(cè)絲OSOW6-6滑移幅值變化如圖14(b)所示，從圖中可以看出最大滑移幅值出現(xiàn)在2號(hào)節(jié)點(diǎn)處，為0.135 mm.不同循環(huán)次數(shù)下的滑移幅值變化規(guī)律基本一致，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，滑移幅值逐漸增加，節(jié)點(diǎn)2處1 000～3 000、3 000～5 000和5 000～7 000循環(huán)下滑移幅值增長(zhǎng)率依次為2.1%、1.9%和0.7%，增長(zhǎng)幅度在下降，這是因?yàn)檠h(huán)載荷的作用，各鋼絲間的擠壓逐漸減小，加上鋼絲繩與繩槽間存在摩擦系數(shù)，對(duì)滑移量的增加具有一定抑制作用[24]，最終導(dǎo)致滑移幅值的增長(zhǎng)緩慢.

OSOW6-6在不同循環(huán)次數(shù)下的磨損深度如圖14(c)所示，不同循環(huán)次數(shù)下，最大磨損深度出現(xiàn)在節(jié)點(diǎn)2，磨損深度在循環(huán)次數(shù)為7 000時(shí)達(dá)到最大，約為0.053 2 mm.隨著循環(huán)次數(shù)的增加，磨損深度不斷增大，節(jié)點(diǎn)2處1 000～3 000、3 000～5 000和5 000～7 000循環(huán)下磨損深度增長(zhǎng)率依次為64.6%、38.4%和21.9%，磨損深度的增長(zhǎng)幅度在下降.依據(jù)Archard磨損方程，磨損深度隨著接觸壓應(yīng)力和滑移幅值的增加而增加，滑移幅值增長(zhǎng)幅度的減小是造成磨損深度增長(zhǎng)緩慢的原因.

5 鋼絲繩非連續(xù)接觸磨損機(jī)理分析

為進(jìn)一步分析極易導(dǎo)致鋼絲磨損的繩槽邊緣處鋼絲的磨損機(jī)理，進(jìn)而驗(yàn)證有限元仿真的正確性，使用如圖15所示的WR-CVT鋼絲繩非連續(xù)接觸磨損試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行非連續(xù)接觸鋼絲繩磨損試驗(yàn)，其由電機(jī)、負(fù)載加載器、帶輪、張緊裝置及其他附屬裝置組成.電機(jī)驅(qū)動(dòng)主動(dòng)帶輪，試驗(yàn)所用的6×7+IWS無(wú)接頭鋼絲繩帶動(dòng)從動(dòng)帶輪，從動(dòng)帶輪與負(fù)載加載器同軸.通過(guò)刻有槽的主動(dòng)帶輪和從動(dòng)帶輪模擬WR-CVT彎曲段的非連續(xù)工況.主、從動(dòng)帶輪的半徑分別為70和145 mm，傳動(dòng)比為0.483.為方便后續(xù)工作，區(qū)分鋼絲與繩槽接觸部分，將無(wú)接頭鋼絲繩與帶輪非接觸部分進(jìn)行染色處理.利用JP-008超聲波清洗機(jī)對(duì)試驗(yàn)后的鋼絲繩試樣進(jìn)行清洗，借助Gemini360掃描電鏡(SEM)，對(duì)試驗(yàn)后與帶輪接觸的側(cè)股側(cè)絲鋼絲繩磨痕形貌進(jìn)行觀測(cè).

Fig.15 WR-CVT wire rope discontinuous contact wear test bench圖15 WR-CVT鋼絲繩非連續(xù)接觸磨損試驗(yàn)臺(tái)

截取不同位置鋼絲繩進(jìn)行觀察，得到如圖16所示鋼絲繩微觀形貌的SEM照片，其中圖16(a～b)所示為整段鋼絲繩磨損形貌，圖16(c～e)所示為局部鋼絲磨損形貌.圖16(a～b)可清楚看到鋼絲表面出現(xiàn)較明顯的扁平狀磨痕，表明鋼絲繩表面與繩槽接觸磨損出現(xiàn)面接觸，同時(shí)在一定程度上驗(yàn)證了磨損后有限元結(jié)果的正確性.由圖16(c)可知，接觸面沿滑移方向存在明顯犁溝及擦傷，犁溝的寬度與長(zhǎng)度均不等.如圖16(d)所示，接觸表面存在顆粒脫落造成的凹坑和大量條痕.磨屑作為第三體，對(duì)基體產(chǎn)生犁溝作用.由圖16(e1)可知，磨損嚴(yán)重處接觸面凹凸不平，剪切破壞使接觸面材料發(fā)生擠壓變形，形成高低不平的形貌，呈現(xiàn)塑性變形、剝層現(xiàn)象和微裂紋.如圖16(e2)所示，接觸面出現(xiàn)強(qiáng)烈的塑形變形、少量的犁溝、材料剝落形成的剝落坑和微小磨屑.因此，WR-CVT非連續(xù)接觸下鋼絲繩的磨損機(jī)制以磨粒磨損、黏著磨損和疲勞磨損為主.

Fig.16 SEM micrographs of WR-CVT wire rope discontinuous contact wear profile: (a～b) full length wire rope; (c～e) partial wire圖16 WR-CVT鋼絲繩非連續(xù)接觸微觀形貌的SEM照片：(a～b)整段鋼絲繩；(c～e)局部鋼絲

6 結(jié)論

本研究中基于ARCHARD磨損理論，建立了WRCVT鋼絲繩非連續(xù)接觸有限元模型，所建立的有限元模型考慮了磨損，更貼近鋼絲繩的實(shí)際運(yùn)行工況.研究了磨損對(duì)鋼絲繩接觸參量的影響，又利用自制的試驗(yàn)臺(tái)，揭示了非連續(xù)接觸鋼絲繩的磨損機(jī)理.得到以下結(jié)論：

a.磨損后鋼絲繩各絲間接觸區(qū)域增大，接觸壓應(yīng)力有不同程度的減小.最大磨損深度出現(xiàn)在鋼絲與繩槽邊緣非連續(xù)接觸處.

b.隨著磨損循環(huán)次數(shù)的增加，鋼絲表面材料被移除，繩槽邊緣接觸處的鋼絲接觸壓應(yīng)力顯著減小，應(yīng)力集中點(diǎn)沿鋼絲軸向運(yùn)動(dòng)，滑移幅值和磨損深度在不斷增大，而增長(zhǎng)幅度在下降.

c.鋼絲繩非連續(xù)接觸的磨痕沿鋼絲軸向呈現(xiàn)橢圓狀，接觸面存在顆粒脫落造成的凹坑，大量犁溝和擦傷，磨損嚴(yán)重處呈現(xiàn)嚴(yán)重塑性變形、剝層現(xiàn)象和微裂紋、材料剝落形成的剝落坑和微小磨屑，磨損機(jī)理為磨粒磨損、黏著磨損和疲勞磨損.