摩擦学原理(第4章磨损理论)ppt课件.ppt

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1、第二篇 磨损理论n各种磨损形式有着不同的作用机理：磨粒磨损主要是犁沟和微观切削作用；粘着磨损过程与表面间分子作用力和摩擦热密切相关；接触疲劳磨损是在循环应力作用下表面疲劳裂纹萌生和扩展的结果；而氧化和腐蚀磨损则由环境介质的化学作用产生。接触面的塑性变形常常引起磨损，也就是说变形导致磨损，化学作用也常能引起磨损。此外，有很多种磨损机理必须利用机械学、热力学等学科的理论来分析。n为了设计具有足够抗磨能力的机械零件和估算其磨损寿命，还必须建立适合于工程应用的磨损计算方法。近年来通过对磨损状态和磨屑分析以及对磨损过程的深入研究，提出了一些磨损理论，它们是磨损计算的基础。磨损计算方法的建立必须考虑磨损现

2、象的特征。而这些特征与通常的强度破坏很不相同。 第四章 磨损机理 n4.1 磨损概述n4.1.1 磨损的度量n1磨损量与磨损率n衡量磨损的大小用磨损量来表示。磨损量一般用摩擦副表面被磨损的高度h、被磨损的体积V、被磨损的重量G或质量m来表示。n由于磨损是一个过程，由此通常要判断材料磨损的快慢程度，常采用移动单位距离产生的磨损量来表示，称为磨损率。如果磨损过程中的移动距离为s，垂直表面的磨损高度为h，则平均单位位移的磨损厚度为，称为平均线磨损率。对于随时间变化的磨损过程，则磨损率用磨损高度对移动距离的导数来表示，即。线磨损率是一个无单位量。磨损强度磨损强度（磨损率）单位行程的磨损量。磨损量h和摩

3、擦行程L用同一单位来表示，则磨损率Ih是个无因次量比磨损率（Specific wear rate）单位载荷（N）及摩擦行程（m）的磨损体积（mm3/Nm）相对磨损率（relative wear rate）试验材料磨损率与在相同条件下的标准材料磨损率之比。为了对比不同材料的磨损特性，除了用磨损体积表示磨损的程度外，规定了以下度量单位：耐磨性:=1/V或相对磨损量在相同工作条件下与标准材料的磨损量相比得到的比值，或写成相对耐磨性(relative wear resistance)：r=(试样)/(标样)磨损测量方法测量方法用零件或试件被磨去的绝对重量、体积或沿垂直于运动方向上绝对线性 尺寸的缩减量

4、作为磨损量都不便于比较。转换成磨损率，即每单位载荷乘以滑动距离的磨损质量、磨损体积或线 性磨损尺寸，所用单位的种类及大小视试件的形状、尺寸、磨损的类 型及所用测量方法而定磨损量测量方法：称重法测量表面轮廓尺寸的变化、压痕法、切槽法原子吸收光谱法放射同位素法测长法测量试件在试验前后法向尺寸的变化或者磨损表面与某基准面距离的变化。这种方法存在误差。直接法（称重法）：用精密分析天平称量试件在试验前后的重量变化来确定磨损量，测量精度为0.1mg（也有达0.01mg的电子天平），此法简单且精度较高，比较常用，适用于小试件且磨损过程中塑性变化不大的材料。称质量-质量磨损小试样，10-5-10-6g体积磨损

5、测量放射性同位素测量法在进行摩擦磨损试验前，试件需先经过放射性同位素使之带有放射性，测量磨粒的放射性计量或活化试件的放射性强度下降量，即可定量的换算出磨损量。表面活化 小件 活塞环-照射重量磨损 磨屑大件嵌入活化小圆柱体-测线磨损量低能量放射性同位素 Co55 、Co56 、Co57、 Fe59、Cr51磁塞法（magnetic plug）在润滑系统上装有磁塞装置捕集发动机和齿轮传动单元的磨屑，监测其“健康”状况。所得的磨屑尺寸从约100 m到34 mm。一般从润滑剂中捕集到的磨屑尺寸在1100 m。铁谱分析磨粒磨损或犁沟作用-磨屑具有螺旋状 或卷曲状棒状磨屑来自加工刀纹上掉下来丝状磨屑 灾难

6、破坏混入了较硬的磨粒、切屑异常磨损磨粒切割磨粒磨损-表面有压坑、沟槽、条痕疲劳磨损-块状、球状、磨屑、表面裂 纹、点坑、剥层（层状、粗厚磨屑）粘着磨损-划痕、回火色、锥刺、麻 点、鳞尾、鳞状磨屑正常磨损的磨屑呈片状腐蚀磨损-薄膜或微粒 反应生成物、 磨屑呈球状光谱分析（油样分析）推断磨损部位吸收光谱、发射光谱 可分析几十种元 素 只适用小磨屑1。于是实际的形成摩屑的能量为Eb=KEb，所以1) 1(nkEEebe如果令ER为磨损的能量密度，即磨损单位体积所消耗的能量，则 hsEyR磨损体积摩擦功从而得RyEshdsdh (4.10) (4.11) 式中：y为单位面积上的摩擦力；s为滑动距离；h

7、为磨损厚度；dh/ds为线磨损度。 由于ER是磨损单位体积所需要的能量，而Ee是摩擦一次材料单位体积所吸收的能量，需经过n次才形成磨屑，于是eRnEE考虑到接触峰点处产生变形的体积即储存能量的体积Vd比被磨掉的体积Vw大，若令 ,因而可得 dwVVeRnEE (4.12) 将式(4.10)代入式(4.12)，则得 1) 1(nknEEebR由于形成磨屑需要很多次摩擦，即n1，上式可改写为： 1nknEEebR(4.13) 式(4.13)建立了摩擦次数n和磨损所需的能量密度ER与形成磨屑的能量密度Eb之间的关系。为了计算线磨损度可将式(4-12)代入式(4-11)。这样RynEdsdh(4.14

8、) 或将式(4.13)代入式(4.14)，得beynEnkdsdh 1 (4.15) 以上各系数K、 和 都与摩擦材料的物理性质和组织结构有关，临界摩擦次数受载荷大小和材料吸收与储存能量能力的影响。此外，摩擦中能量积累能力还取决于储存体积，后者又与接触峰点的微观几何有关。Rabinowicz（1965年）从能量的观点来分析粘着磨损中磨屑的形成。他指出：磨屑的形成条件应是分离前所储存的变形能必须大于分离后新生表面的表面能。据此，Rabinowicz 分析了Achard模型中半球形磨屑在塑性变形和形成粘着结点所储存的能量，得出单位体积的储存能量e为2磨屑分离条件Epes22 (4.16) 式中：p

9、s为材料产生塑性变形时的表面压应力；E为弹性模数。如果磨屑沿接触圆半径a的平面分离，分离后单位面积的表面能为，则磨屑形成条件为2232232aEpas(4.17) 由弹性接触理论可知：对于金属材料而言， ，其中H为硬度，所以得Hps31254HEa或 2HkEa(4.18) 系数K应根据磨屑的形状来确定。事实上，在摩擦过程中表面还存在其它形式的能量，因而磨屑的尺寸在未达到式(4.18)之前就已经与表面分离。所以，式(4.18)中的a值应当作为磨屑的最大尺寸，即2HkE (4.19) n4.2.1 磨粒磨损的形式n 磨粒磨损有二体和多体磨粒磨损两种形式： 1二体磨粒磨损 一个磨粒相对一个固体表面

10、运动而产生的磨损称为二体磨粒磨损（如图4.3a所示）。当磨粒运动方向与固体表面接近平行时，磨粒与表面接触处的应力较低，固体表面产生擦伤或微小的犁沟痕迹。如果磨粒运动方向与固体表面接近垂直时，常称为冲击磨损。此时，磨粒与表面产生高应力碰撞或冲击，在表面上磨出较深的沟槽，并有大颗粒材料从表面脱落。冲击磨损量与冲击能量有关。 图4.3 (a)二体磨损 4.2 磨粒磨损n大多数的多体磨损主要是三体磨损（如图4-3b所示）。如外界磨粒移动于两摩擦表面之间，类似于研磨作用，称为三体磨粒磨损。通常多体磨损的磨粒与金属表面产生极高的接触应力，并往往超过磨粒的压溃强度。这种压应力使韧性金属的摩擦表面产生塑性变形

11、或疲劳，而脆性金属表面则发生碎裂或剥落。 图4.3 (b)三体磨损对磨粒磨损机理解释主要有下面几种观点： 1微观切削 认为由法向载荷将磨料压入摩擦表面，而滑动时的摩擦力通过磨料的犁沟作用使表面剪切、犁皱和微量切削，产生槽状磨痕。 2挤压剥落 对于塑性较大的材料来说，磨料颗粒在载荷的作用下，嵌入摩擦表面而产生压痕，从表面层上挤压出剥落物。 3疲劳破坏 由于磨料的颗粒作用，摩擦表面层在循环接触应力的作用下，表面材料因疲劳而剥落。磨粒磨损机理属于磨料的机械作用。4.2.2 磨粒磨损机理n最简单的磨粒磨损计算方法是根据微观切削机理得出的，见图4.4。 图4.4 微观切削磨粒磨损模型设磨粒为形状相同的圆

12、锥体，半角为，压入深度为h，则压入部分的投影面积A为22tanAh 如果被磨材料的受压屈服极限为s，每个磨粒承受的载荷为W，则22tanssWAh (4.20) 当圆锥体滑动距离为s时，被磨材料移去的体积为 。若定义单位位移产生的磨损体积为体积磨损率 ，则磨粒磨损的体积磨损率为dsdV2tantansdVWhds (4.21)2tanVsh由于受压屈服极限s与硬度H有关，故HWkdsdVa (4.22) 式中：ka为磨粒磨损常数，根据磨粒硬度、形状和起切削作用的磨粒数量等因素决定。应当指出，上述分析忽略了许多实际因素，例如磨粒的分布情况、材料弹性变形和滑动前方材料堆积产生的接触面积变化等等，因

13、此式(4.22)近似地适用于二体磨粒磨损。在三体磨损中，一部分磨粒的运动是沿表面滚动，它们不产生切削作用，因而式(4.22)中的ka值应适当降低。 综上所述，磨粒磨损机理属于磨料的机械作用。磨粒磨损主要与磨料的相对硬度、形状、大小、以及磨料与被磨表面的机械性能有关。因此，为了提高材料的耐磨性应尽量减少微观切削作用。 磨粒磨损的机理是磨粒的犁沟作用，即微观切削过程。因此，摩擦材料硬度以及它和磨粒的相对硬度在磨粒磨损中都起着十分重要的作用。在实验室中研究磨粒磨损通常是将试件材料在磨料纸上相互摩擦。虽然由于略去了冲击、腐蚀和温度等因素的影响，使实验室中得到的数据与实际存在差别，但它反映了磨粒磨损的基

14、本现象和规律，所得的结论仍十分有用。4.2.3 磨粒磨损的影响因素n1材料的硬度 研究表明硬度是表征材料抗磨粒磨损性能的主要参数，并得出结论：对于纯金属和各种未经热处理的钢材，耐磨性与材料硬度成正比关系。 对磨粒磨损来说，通常采用相对耐磨性R来衡量材料的抗磨损能力，相对耐磨性的定义为：fsEER (4.23) 式中：Es为试件材料的耐磨性，按式(4.5)或式(4.7)测量后计算得到；Ef为基准耐磨性，它是以硬度为 H0=2290 kgf/mm2的钢玉为磨料时的含锑铅锡合金材料的耐磨性。如图4.5所示，由于退火钢的硬度与含碳量成正比，因此，钢的磨粒磨损耐磨性与含碳量按线性关系增加，并可用下式表示

15、：HR21074.13(4.24) 图4.5 相对耐磨性与材料硬度的关系 n用热处理方法可以提高钢的硬度，也可提高钢的耐磨性。如图4.6所示，图中每条直线代表一种钢材，含碳量越高，直线的斜率越大，而交点表示该钢材未经热处理时的耐磨性。明显看出：采用热处理增加耐磨性的效果较弱，变化的斜率明显较含碳量的直线要平缓。 图4.6热处理对耐磨性的影响 热处理对钢材耐磨性的影响可以表示为：)(ppHHCEE(4.25)式中：Hp和Ep为退火状态下钢材的硬度和耐磨性；H和E为热处理后的硬度和耐磨性；C为热处理效应系数，其值随含碳量增加而增加。n虽然通过塑性变形使钢材冷作硬化能够提高钢的硬度，但却不能改善其抗

16、磨粒磨损的能力。等人通过对实验结果的分析认为：磨粒磨损的耐磨性与冷作硬化的硬度无关的原因是：因为磨粒磨损中的犁沟作用本身就是强烈的冷作硬化过程。磨损中的硬化程度要比原始硬化大得多，而金属耐磨性实际上取决于材料在最大硬化状态下的性质，所以原始的冷作硬化对磨粒磨损无影响。此外，用热处理方法提高材料硬度一部分是因冷作硬化得来的，这部分硬度的提高对改善耐磨性作用不大，因此用热处理提高耐磨性的效果不很显著。n 综上所述，提高钢材硬度可采用改善材料成分、热处理或冷作硬化等三种方法。而材料的抗磨粒磨损能力与冷作硬化方法有关，所以必须根据各种提高硬度的方法来考虑耐磨性与硬度的关系。n2相对硬度由图可见：为了防

17、止磨粒磨损，材料硬度应高于磨料硬度。通常认为H0/H0.7时只发生轻微的磨拉磨损。n磨料硬度H0与试件材料硬度H之间的相对值对磨粒磨损的影响规律如图4.7所示。从图中可以看出：当磨料硬度明显低于试件材料硬度，即H0(1.31.7)H，磨损量随磨料硬度迅速增加。如果磨料硬度远高于材料的硬度时，将产生严重磨损，之后磨损量不再随磨料硬度变化。 当金属硬度大于磨料硬度时也会被磨损，这是由于磨料压入金属的能力不仅取决于相对硬度，同时与磨粒的形状有关。所以讨论磨粒磨损性能时，除材料的硬度和材料与磨粒的相对硬度之外，还应考虑以下因素的影响。（1）磨粒尺寸 磨损量与材料的颗粒大小成正比，但颗粒大到一定值以后，

18、磨粒磨损量不再与颗粒大小有关。 另外，磨粒的的形状和尖锐程度对磨损也有明显的影响。3其他影响因素（2）载荷外载荷对各种材料的磨粒磨损有显著影响。图4.8说明线磨损率与表面压力成正比。当压力达到转折值Pc时，线磨损率随压力的增加变得平缓，这是由于磨粒磨损形式转变的结果。各种材料的转折压力值是不同的。图4.8线磨损率与表面压力的关系 （3）重复摩擦次数 图4.9给出重复摩擦次数与线磨损的关系。在磨损刚发生时，由于磨合作用使线磨损率随摩擦次数的增加而下降，同时表面粗糙度得到改善，随后磨损趋于平缓。图4.9线磨损率与重复摩擦次数的关系 （4）滑动速度如果滑动速度不大，不至于使金属发生退火回火效应时，线

19、磨损率将与滑动速度无关。n当两零件表面接触时，由于表面不平，发生的是点接触。通常摩擦表面的实际接触面积只有表观面积的0.10.01%。对于重载高速摩擦副，接触峰点的表面压力有时可达5000MPa，并产生1000C以上的瞬时温度。而由于摩擦副体积远大于接触峰点，一旦脱离接触，峰点温度便迅速下降，一般局部高温持续时间只有几个毫秒。摩擦表面处于这种状态下，润滑油膜、吸附膜或其它表面膜将发生破裂，使接触峰点产生粘着，随后在滑动中粘着结点破坏。这种粘着、破坏、再粘着的交替过程就构成粘着磨损。n 虽然有关粘着机理目前还没有比较统一的观点，但是粘着现象必须在一定的压力和温度条件下才会发生这一认识是相当一致的

20、。 4.3 粘着磨损按照磨损的严重程度，粘着磨损可分为：1）轻微粘着磨损 当粘结点的强度低于摩擦副金属的强度时，剪切发生在结合面上。此时虽然摩擦系数增大，但是磨损却很小，材料迁移也不显著。2）一般粘着磨损 当粘结点的强度高于摩擦副中较软金属的剪切强度时，破坏将发生在离结合面不远处较软金属表层内，因而软金属粘附在硬金属表面上。 3）擦伤磨损 当粘结强度高于两金属材料强度时，剪切破坏主要发生在软金属表层内，有时也发生在硬金属表层内。迁移到硬金属上的粘着物又使软表面出现划痕，所以擦伤主要发生在软金属表面。 4）胶合磨损 如果粘结点强度比两金属的剪切强度高得多，而且粘结点面积较大时，剪切破坏发生在一个

21、或两个金属表层较深的地方。 4.3.1 粘着磨损的种类4.3.2 粘着磨损机理图4.10 简单的粘着磨损模型选取摩擦副之间的粘结点面积为以a为半径的圆，每一个粘结点的接触面积为a2。如果表面处于塑性接触状态，则粘结点承受的载荷为：saW2(4.26) 式中：s为软材料的受压屈服极限。n简单的粘着磨损可以根据图4.10所示的模型求得，它是由Archard（1953年）提出的。n设粘结点沿剪切平面被破坏。因为在峰部受压时已经变形，所以迁移的磨屑近似可认为是个半球，半径为b。当滑动位移为 2a时的磨损体积为 。因此体积磨损率可写为332bsWabaababdsdV332323233(4.27) 由于

22、并非所有的粘结点都形成半球形的磨屑，引入粘着磨损常数ks，则Archard给出的粘着磨损的公式为：ssWkdsdV3(4.28) 表4.2 几种润滑剂的ks值（四球机实验，载荷400N，滑动速度0.5mm/s） 润滑剂摩擦系数f磨损常数ks当量齿轮寿命总转数工作时间干燥氩气0.510-2102秒干燥空气0.410-3103分汽油0.310-5105时润滑剂0.1210-7107周润滑油加硬脂酸（冷却）0.0810-9109年标准发动机油0.710-101010年表4.3 几种材料的粘着磨损常数ks值销盘磨损机实验，空气中干摩擦，载荷4000N，滑动速度1.8mm/s） 摩擦副材料摩擦系数f磨损

23、常数ks软钢-软钢0.610-2硬质合金-淬火钢0.6510-5聚乙烯-淬火钢0.65 10-7nRowe在1966年对Archard公式进行修正，他考虑表面膜的影响以及切向应力和边界膜解附使接触峰点尺寸的增加，得出粘着磨损的体积磨损率为： smWfkdsdV212)1 ( (4.29) 式中：km为与材料性质有关的系数；为常数；f为摩擦系数；为与表面膜有关的系数；s为受压屈服极限。实验研究表明：磨损量与滑动距离成正比的结论基本上适合于各种磨损条件。而磨损量与载荷的正比关系只适合于一定的载荷范围。例如，钢对钢摩擦时，当载荷超过H/3时，磨损量将随载荷以指数形式增加。磨损量与材料硬度成反比的关系

24、也已被许多实验所证实，特别适合于磨粒磨损。 n1载荷与速度 实验表明：单单是载荷或者速度本身并不是直接导致粘着磨损的唯一原因，它们两者的影响是相关的。当速度与载荷的乘积（即pV值）达到一定值时，就会产生粘着磨损，如果它们的乘积很大则会发生严重的粘着磨损胶合。载荷与速度的乘积与摩擦副间传递的功率成正比，因此可以认为，材料一定的摩擦副传递的功率是有限的。工程中常常要限制摩擦副的pV值。4.3.3 影响粘着磨损的因素npV值与摩擦副传递的功率成正比，也就是与摩擦损耗的功率成正比，因为它越大，摩擦副间耗散的能量就会越多，因此摩擦过程中，这些能量产生的热使表面温度升高。但是，产生的热量在接触表面间不是均

25、匀分布的，大部分的热量产生在表面接触点附近，形成了半球形的等温面。在表层内一定深度处各接触点的等温面将汇合成共同的等温面，如图4.12所示。图4.12表层内的等温与梯度线 图4.13温度沿深度的分布 图4.13是温度沿表面深度方向的分布。摩擦热产生于最外层的变形区，因此表面温度s最高，又因热传导作用造成变形区非常大的温度梯度。变形区以内为基体温度v，变化平缓。 表层温度特性对于摩擦表面的相互作用和破坏影响很大。表面温度可使润滑膜失效，而温度梯度引起材料性质和破坏形式沿深度方向变化。2表面温度n图4.14是Rabinowicz采用放射性同位素方法测量金属迁移量后，给出的实验结果。从图中可以看出：

26、当表面温度达到临界值（约为80C）时，磨损量和摩擦系数都将急剧增加。 图4.14温度对胶合磨损的影响影响温度特性的主要因素是表面压力p和滑动速度V，其中速度的影响更大，因此限制pV值是减少粘着磨损和防止胶合发生的有效方法。根据实验和计算分析得出的表面温度场与速度和压力的关系见表4.4。 表4.4 表面温度场与速度和压力的关系VV温度场接触状态塑性接触弹性接触压力p滑动速度V压力p滑动速度V表面温度spn温度梯度VpnV基体温度vpVpV脆性材料的抗粘着磨损的能力比塑性材料高。塑性材料形成的粘着结点的破坏以塑性流动为主，它发生在离表面一定的深度处，磨屑较大，有时长达3mm，深达0.2mm。而脆性

27、材料粘结点的破坏主要是剥落，损伤深度较浅，同时磨屑容易脱落，不会堆积在表面上。根据强度理论：脆性材料的破坏由正应力引起，而塑性材料的破坏决定于剪应力。而表面接触中的最大正应力作用在表面，最大剪切应力却出现在离表面一定深度处，所以材料的塑性越高，粘着磨损越严重。 3摩擦副材料n相同金属或者互溶性大的材料组成的摩擦副粘着效应较强，容易发生粘着磨损。异性金属或者互溶性小的材料组成的摩擦副抗粘着磨损的能力较高。而金属和非金属材料组成的摩擦副的抗粘着磨损能力高于异性金属组成的摩擦副。从材料的组织结构而论，多相金属比单相金属的抗粘着磨损能力高。n通过表面处理方法在金属表面上生成硫化物、磷化物或氯化物等的薄

28、膜将减少粘着效应，同时表面膜也限制了破坏深度，从而提高了抗粘着磨损能力。n材料许用pV值越大，其抗粘着磨损的能力就越好。表4.5 部分常用材料许用 pV 值 单位：MPa.m/s材料许用pV值 pV锡锑轴承合金ZChSnSb10-6 ZChSnSb9-4平稳载荷20冲击载荷15铅锑轴承合金ZChPbSb16-16-210ZChPbSb15-5-35锡青铜ZCuSn10P115ZCuSn5Pb5Zn515铝青铜ZCuPb3030铅青铜ZCuA110Fe312黄铜ZCuZn16Si410ZCuZn40Mn210耐磨铸铁HT3000.34.5酚醛树脂0.18尼龙0.09(5m/s)0.11 (0.0

29、5m/s)；0.09 (0.5m/s)聚碳酸酯0.01(5m/s)0.03 (0.05m/s)；0.01 (0.5m/s)醛缩醇0.1聚酰亚胺4 (0.05m/s)聚四氟乙烯 （PTFE）c时，可以略去c值，则式4.34的计算结果与式4.31的指数型准则相近似。 4胶合因子准则 疲劳微裂纹一般是在固有缺陷的地方最先出现。这些缺陷可能是机械加工时的毛病（如切削痕、碰伤痕等）或材料在冶炼过程中造成的缺陷（如气孔、夹杂物等）。裂纹还可以在金属相和晶界之间形成。通常在齿轮副、滚动轴承、凸轮副等零件比较容易出现表面疲劳磨损。表面疲劳磨损可分为非扩展性的和扩展性的两种类型。摩擦表面粗糙峰周围应力场变化所引

30、起的微观疲劳现象属于非扩展性磨损。例如在磨合阶段的磨损属非扩展性磨损。若作用在两接触面上的交变接触压应力较大，而材料选择和润滑不合理时，将会产生扩展性的表面疲劳磨损导致零部件迅速失效。4.4 疲劳磨损 1表层萌生与表面萌生疲劳磨损 表层萌生的疲劳磨损主要发生在一般质量的钢材以滚动为主的摩擦副。在循环接触应力作用下，这种磨损的疲劳裂纹发源在材料表层内部的应力集中源，例如非金属夹杂物或空穴。通常裂纹萌生点局限在某一狭窄区域，典型深度为0.3mm左右。与表层内最大剪应力的位置相符合。图4.17 裂纹核的变形4.4.1 表面疲劳磨损的种类n裂纹到底是否能够成为核心，可以用能量和强度准则来确定。对能量标

31、准来说，裂纹成核有一个临界裂纹尺寸d*，大部分机械材料中的裂纹都满足这个临界尺寸。大于临界尺寸，且变形能大于能量准则的裂纹将会扩展。而小于临界尺寸的裂纹，在超过强度准则后可以成核，见图4.18。因为多相金属中裂纹很多，因此裂纹成核易于产生，只需要100到1000个周期。在单相金属中，裂纹成核很难在表层内产生，因此，在这些金属中，剥层磨损可能不是主要的磨损机理，磨粒引起的表面犁沟磨损可能是主要的磨损原因。图4.18 裂纹成核能量与强度准则 表面萌生的疲劳磨损主要发生在高质量钢材以滑动为主的摩擦副。裂纹发源在摩擦表面上的应力集中源，例如切削痕、碰伤痕、腐蚀或其它磨损的痕迹等。此时，裂纹由表面出发以

32、与滑动方向成2040夹角向表层内部扩展。到一定深度后，分叉形成脱落凹坑，其断口比较粗糙。这种磨损的裂纹形成时间很长，但扩展速度十分迅速。 由于表层萌生疲劳破坏坑的边缘可以构成表面萌生裂纹的发源点，所以通常这两种疲劳磨损是同时存在的。表层萌生疲劳磨损通常是滚动轴承的主要失效形式。 n实验表明：无论是退火钢或调质钢，纯滚动或滚动兼滑动的摩擦副的点蚀疲劳裂纹都起源于表面，再顺滚动方向向表层内扩展，并形成扇形的疲劳坑。鳞剥疲劳裂纹始于表层内，随后裂纹与表面平行向两端扩展，最后在两端断裂，形成沿整个试件宽度上的浅坑。 图4.19点蚀与鳞剥按照磨屑和疲劳坑的形状，通常将表面疲劳磨损分为鳞剥和点蚀两种。前者

33、磨屑是片状，凹坑浅而面积大；后者磨屑多为扇形颗粒，凹坑为许多小而深的麻点。 2鳞剥与点蚀磨损 疲劳磨损初始裂纹常发生在材料的亚表层，因此分析摩擦副内部的接触应力是分析疲劳磨损常用的方法。Fujita等人提出以应力和硬度的比值作为疲劳发生的准则，认为裂纹萌生在 或 最大值处。根据测定的沿深度方向的硬度值和计算的应力值，他们提出：对于发生点蚀的软材料而言，作用在表面的 值最大，因而可以用它作为发生点蚀的决定应力。而较硬材料的最大应力和硬度比值是作用在表层内的 值，所以用它来判断鳞剥的发生。H3/H3/H/H/Martin和Cameron（1966年）对疲劳磨损的分析表明：磨屑有椭圆形和扇形两类。椭

34、圆形磨屑是片状的，数量很少，而扇形磨屑的裂纹从表面上一点开始辐射状向表层内扩展，与表面夹3040角。图4.20为沿深度方向的微硬度分布。可以看出：表层内存在硬度峰，其位置与最大剪应力深度相吻合。 图4.20 微硬度分布与裂纹扩展3裂纹的产生与扩展n接触疲劳磨损机理可以归纳如下：在疲劳磨损的初期阶段只形成微裂纹，无论有无润滑油存在，循环应力起着主要作用。裂纹萌生在表面或表层，但很快扩展到表面，此后，润滑油的粘度对于裂纹扩展有重要影响。n润滑剂的化学作用是近年来研究接触疲劳磨损所关注的问题。研究表明，改变润滑剂的粘度数值可使接触疲劳寿命相差2倍，而润滑剂的化学成分不同可以影响接触疲劳寿命相差10倍

35、。 n金属剥层磨损理论建立在弹塑性力学分析和实验基础之上，其基本论点是：当摩擦副相互滑动时，软表面的粗糙峰容易变形，同时在循环载荷作用下软粗糙峰首先断裂，从而形成较光滑的表面。这样，接触状态不再是粗糙峰对粗糙峰，而是硬表面的粗糙峰在相对光滑的软表面上滑动。硬表面粗糙峰在软表面上滑动时，软表面上各点经受一次循环载荷，在表层产生剪切塑性变形并不断积累，这就在金属表层内出现周期的位错。由于映象力（Image force）的作用，距离表面深度约为几十微米的表层位错消失。这样靠近表面的位错密度小于内部的位错密度，即最大的剪切变形发生在一定深度以内。在摩擦过程中，剪切变形不断积累，使表面下一定深度处出现位

36、错堆积，进而导致形成裂纹或空穴。当裂纹在一定深度形成后，根据应力场分析，平行表面的正应力阻止裂纹向深度方向扩展，所以裂纹在一定深度沿平行于表面的方向延伸。当裂纹扩展到临界长度后，在裂纹与表面之间的材料将以片状磨屑的形式剥落下来。4.4.2 疲劳磨损机理（剥层理论）n根据剥层磨损理论可以得出简单的磨损计算公式。硬表面对软表面滑动时的总磨损量可以用下式表示：WskQ0(4.35) 片状磨屑厚度h可以根据低位错密度区的厚度来确定，即jGbh)1 (4 (4.36) 式中：k0为磨损系数；W为载荷；s为滑动距离。 式中：G为剪切弹性模量；为材料的波桑比；j为表面摩擦应力；b称为Burger矢量。磨损体

37、积V与滑动距离s和临界滑动距离s0有关。临界滑动距离是指与空穴和裂纹形成时间和裂纹扩展到临界尺寸的速度有关的滑动距离。磨损体积V为：AhssV0n片状磨屑的面积A与载荷和材料屈服极限有关，即 。将A和h代入上式，则得 sWAjssWsGbV)1 (40(4.37) 若令jfsGbK)1 (40最后得sfWKsVdsdV(4.38) 由此可知：剥层理论得出的式(4-38) 表明：磨损量与载荷、滑动距离成正比，而不直接与材料的硬度相关，这点不同于粘着磨损的计算公式。 接触疲劳磨损的过程十分复杂，影响因素相当多 ,总的说来，影响表面疲劳的因素可以归纳为以下四个方面，即1）在干摩擦或润滑条件下的宏观应

38、力场；2）摩擦副材料的机械性质和强度；3）材料内部缺陷的几何形状和分布密度；4）润滑剂或介质与摩擦副材料的作用。4.4.3 影响疲劳磨损的因素 实验表明：短期的高峰载荷周期性地附加在基本载荷上，不仅不降低反而提高了接触疲劳寿命。只有当高峰载荷作用时间接近于循环周期时间一半时，高峰载荷才开始降低接触疲劳寿命。 图4.21高峰载荷对接触疲劳的影响 首先载荷大小决定了摩擦副的宏观应力场，直接影响疲劳裂纹的萌生和扩展，通常认为是决定疲劳磨损寿命的基本因素。此外，载荷性质也有着巨大的影响。 1载荷与速度n实验结果表明：附加拉伸弯曲应力显著地缩短接触疲劳寿命，而压缩弯曲应力的影响取决于它的数值大小。较小的

39、附加压缩应力能够增加疲劳寿命，而大的压缩应力将降低疲劳寿命存在一个临界压缩弯曲应力值，此时疲劳寿命最大。图4.22 复合应力下的疲劳寿命n接触表面的摩擦力对于疲劳磨损有着重要影响。图4.23表明，少量的滑动将显著地降低接触疲劳磨损寿命。通常纯滚动的切向摩擦力只有法向载荷的12%，而存在滑动时，切向摩擦力可增加到法向载荷的10%。摩擦力促进接触疲劳过程的原因是：摩擦力作用使最大剪应力位置趋于表面，增加了裂纹萌生的可能性。此外，摩擦力所引起的拉应力促使裂纹扩展加速。 图4.23滑滚比对疲劳寿命的影响n应力循环速度也影响接触疲劳。由于摩擦表面在每次接触中都要产生热量，应力循环速度越大，表面积聚热量和

40、温度就越高，使金属软化而降低机械性能，因此加速表面疲劳磨损。 n研究表明，对于钢对钢的材料在干摩擦时相对滑动，其滑动速度与载荷对磨损的影响可归纳如下：（1）滑动速度对磨损的影响与材料的性质有关，当材料较软时，滑动速度低或高，其磨损量均较大，中等速度时磨损量较小。当材料较硬时，磨损量将随速度的增大而增加。（2）通常磨损量随载荷的增大而成比例增加；当材料较硬时，低速时磨损量随载荷的增大而增加的趋势不明显，高速时磨损量明显增加。（3）当速度与载荷变化时，存在着由一种磨损形式过渡到另一种磨损形式的临界点。在低速和低载时一般容易产生氧化磨损，在中速和中等载荷时可能同时存在氧化-粘着磨损，在大载荷时将出现

41、粘着磨损或热磨损。 材料及其加工方法对磨损的影响与材料本身的机械、物理和化学性能有关，也与这些性能在摩擦和磨损过程的变化有关。 摩擦和磨损时与之有关的金属性能包括：n金属与氧的化学亲和力程度和金属化合物与氧的氧化能力；n在常温和高温时金属的抗粘着能力；n金属的机械性能（如屈服强度、硬度、冲击韧性、塑性、疲劳强度等）；n金属的耐热性；n金属与润滑剂相互作用的能力。n对于粘着磨损，其摩擦副材质的选配必须注意，粘着作用是产生粘着磨损的主要原因。当摩擦副是由容易产生粘着的材料组成时，则磨损增大；两种易形成合金的金属配对也容易磨损。2材料性能n在钢材中的非金属夹杂物破坏了基体的连续性，严重降低接触疲劳寿

42、命。特别是脆性夹杂物，在循环应力作用下与基体材料脱离形成空穴，构成应力集中源，从而导致疲劳裂纹的早期出现。n渗碳钢或其它表面硬化钢的硬化层厚度影响抗疲劳磨损能力。硬化层太薄时，疲劳裂纹将出现在硬化层与基体的连接处，容易形成表层剥落。选择硬化层厚度应使疲劳裂纹产生在硬化层内。此外，合理地提高硬化钢基体的硬度可以改善表面抗疲劳磨损性能。n通常增加材料硬度可以提高抗疲劳磨损能力，但硬度过高，材料脆性增加，反而降低接触疲劳寿命。 n实验表明：增加润滑油的粘度将提高抗接触疲劳能力。油品供油温度C粘度m2/s接触疲劳应力MPa传递功率kW3号锭子油2011610-64504.9机械油2075710-660

43、08.86号汽缸油828410-64304.55730310-64905.04575710-65507.4表4.6 润滑油的粘度对齿轮接触疲劳磨损的影响3润滑剂的物理与化学作用疲劳裂纹油压机理图4.24 疲劳裂纹的油压机理随后Culp和Stover（1976年）的实验报告指出：采用在相同温度下具有相等粘度的合成油和天然油分别进行接触疲劳实验，得出合成油的接触疲劳寿命较高。原因是合成油的粘压系数值较大，因而油膜厚度较大。这说明油膜厚度对阻止裂纹形成具有一定的影响。 n。如图4.24所示，在摩擦过程中，摩擦力促使表面金属流动，因而疲劳裂纹往往有方向性，即与摩擦力方向一致。如图示，主动轮裂纹中的润滑

44、油在对滚中被挤出，而从动轮上的裂纹口在通过接触区时受到油膜压力作用促使裂纹扩展。由于油的压缩性和金属的弹性，油压传递到裂纹尖端将产生压力降。而粘度越大的润滑油所产生的压力降越大，即裂纹尖端的油压越低，故裂纹扩展缓慢。n摩擦表面的粗糙度与疲劳寿命密切相关。 资料表明，滚动轴承的粗糙度为Ra=0.2的接触疲劳寿命比Ra=0.4的高23倍；Ra=0.1的比Ra=0.2的高 1倍；Ra=0.05的比Ra=0.1的高0.4倍；粗糙度低于Ra=0.05对寿命影响甚微。在部分膜弹流润滑状态下，由油膜厚度和表面粗糙度所确定的膜厚比是影响表面疲劳的重要参数。4表面粗糙度1滚动疲劳磨损机理产生于表面的疲劳磨损（s

45、urface fatigue wear）有两种形式，其中之一是与滚动有关的滚动疲劳（rolling contact fatigue）。这是一种所谓对脆性材料在滚滑条件下观察到的磨损。4.4.4 接触疲劳分析与计算图4.25 残余应变分布 循环应力所产生的疲劳磨损，在深度z=0.6a（平面与球接触时）及z=0.78a（圆柱体相互接触时）的深度处，有点蚀或剥落的点状磨损产生。nCrook（1957年）发现：圆盘在滚动过程中，表层内存在塑性剪切层。由于塑性流动局限在很薄的一层金属，所以形成弹性的表面层相对于弹性的内核沿滚动方向转动。 Hamilton（1963年）进一步实验证明：塑性剪切随着应力循环

46、不断积累，直至出现疲劳裂纹。Johnson从弹塑性理论出发分析了上述现象，并根据不产生连续塑性剪切的条件提出接触疲劳的塑性剪切准则： sHp4(4.39) 式中：pH为最大 Hertz应力；s为剪切屈服极限。根据 Tabor的经验公式，s=6HV，HV为维氏硬度值。当接触表面Hertz最大应力超过式(4.39)以后，表层内的正交剪应力引起与表面平行方向的塑性剪切变形。当滚动中伴随滑动时，如果摩擦力为法向载荷的10，则式（4.39）中4s应降低为3.6s。2滑动疲劳图4.26 Hertz裂纹的裂纹扩展（空气中的钠钙玻璃）低速下的滑动磨损会产生较大片状磨粒，厚度1m，长度10到100m。例如，对钢

47、铁材料中，滑动方向总是向同一方向滑动时，裂纹起因是拉应力，裂纹容易发生在Hertz接触区的边界处，并沿着与表面成约70角的方向扩张。图4.26给出了在拖动条件下，Hertz裂纹的产生与发展过程。n金刚石的滑动磨损曲线不通过时间轴的原点，经过一定时间后才开始磨损（参照图4.27），可认为这是因为微凸体疲劳所产生的磨损。图4.27 金刚石滑动磨损试验nBayer等人将最大剪应力和摩擦次数的关系写成如下形式：定值N9max)(4.40) 式中：max为接触的最大剪应力；N为摩擦次数。当maxs时，表面不产生磨损，于是有1，可写成： max=Rs式中： s为材料的剪切屈服极限。因为当max=Rs时，表

48、面的磨损为定值，可以利用这一方程确定磨损常数。为此，取N=2103，确定式中的R。式(4.40)变成：(max)9N=(R z) 9 (2103 ) (4.41) 试验所得结果为R =0.20或R0.54。试验是采用52100钢、1018钢及烧结金属等材料，在干摩擦及用四种不同润滑油润滑的条件下进行。nReznikovskii 及Kragelskii认为，高分子材料由于配对面微凸体受循环应力作用，产生疲劳磨损。Reznikovskii将磨损率Wr与载荷L的关系式表示为： 32bkLWr(4.42) 式中：k为比例常数；b为与疲劳有关的常数，它由下式决定：N=(0/)b (4.43) 式中：为疲

49、劳试验的应力，材料在此应力下经N次后疲劳破坏；0为材料的拉伸强度。n接触疲劳现象具有很强的随机性质，在相同条件下同一批试件的疲劳寿命之间相差很大。为了保证数据的可靠性，相同条件下的实验批量通常应大于10，并须按照统计学方法处理数据。n接触疲劳寿命符合Weibull分布规律，即ALSloglog1loglog(4.44) 式中：S为不损坏概率；L为实际寿命，通常以应力循环次数N表示；A为常数； 称为Weibull斜率，对于钢材，=1.11.5，纯净钢取高值。3接触疲劳寿命计算n采用专用的Weibull坐标纸，即纵坐标为双对数和横坐标为单对数，式(4.44)应为一条斜直线，如图4.28所示 图4.

50、28Weibull分布图n当取得一批实验数据以后，通过统计学计算可以绘制Weibull分布图，从而求得接触疲劳寿命分布斜率、特征寿命L10和L50的数值。L10和L50分别是损坏百分比为10%和50%的寿命值。严格地说，只有在L7到L60之间的接触疲劳寿命才符合Weibull分布直线。图4.29不同载荷下的分布n斜率 表示同一批实验数据的分散程度。如图4.29，当载荷增加时，分布斜率 增大，因而寿命的变化范围缩小，即分散程度减小。n如果接触疲劳寿命L10或L50用应力循环次数N表示，通常认为应力循环次数与载荷的三次方成反比。根据这一近似关系可以求得-N曲线，如图4.30所示，这里， 为接触应力