不同條件下高碳軸承鋼的偽布氏壓痕行為

符號(hào)說(shuō)明a

,b:橢圓接觸區(qū)域的短半軸和長(zhǎng)半軸a*,b*:橢圓粘著區(qū)域的短半軸和長(zhǎng)半軸CE:1/E

(E為彈性模量,E=230GPa)Edh(x,y):能量密度Fi:內(nèi)部靜載荷分布Fmax:頂部滾子的最大載荷Fr:徑向載荷,Fr=800Nf:振蕩頻率,f=24HzG:剪切模量,G=79GPaH(x,y):磨損深度K(e):載荷-變形系數(shù)Kn:變形系數(shù)l:有效滾子長(zhǎng)度ma:接觸橢圓的長(zhǎng)半軸系數(shù)p0:最大法向應(yīng)力q(x,y):拖動(dòng)力分布T:指數(shù),T=0.9T*:最大切向載荷ur:徑向游隙x,y:接觸區(qū)域內(nèi)的點(diǎn)Z:滾子數(shù)量,Z=25αh:能量密度磨損系數(shù)αi:施加在各滾子上的橫向力的角度δg:δ*/2δi:卸載過(guò)程中的切向位移δmax:基于接觸變形的沿徑向加載的總彈性變形δ*:振蕩過(guò)程中的最大切向位移ε:載荷分布系數(shù)φ:修正系數(shù)μ:摩擦因數(shù)ν:泊松比,ν=0.3ψ:滾子方位角∑ρi,∑ρ0:內(nèi)、外圈接觸的主曲率和函數(shù)偽布氏壓痕是一種由于外部振動(dòng)力而在非旋轉(zhuǎn)軸承中產(chǎn)生的微動(dòng)磨損。這些力在滾道與滾子之間產(chǎn)生小的位移,將潤(rùn)滑劑從滾子與滾道的間隙中擠出,使金屬與金屬發(fā)生接觸。滾子與滾道之間的滑動(dòng)導(dǎo)致滾道和滾子表面磨損,形成光滑且平坦的痕跡。未處理的磨損表面會(huì)導(dǎo)致嚴(yán)重的噪聲和疲勞,需更換軸承才能解決。當(dāng)軸承用作備用系統(tǒng)中的備件時(shí)或當(dāng)軸承存儲(chǔ)不當(dāng)和暴露于振動(dòng)環(huán)境中時(shí),偽布氏壓痕由低幅滑動(dòng)引起,并在運(yùn)輸過(guò)程中擴(kuò)展。偽布氏磨痕看似由電流通過(guò)軸承造成的痕跡,稱為波紋狀凹槽。在一些工業(yè)應(yīng)用中,軸承經(jīng)受有意或無(wú)意的振蕩可能導(dǎo)致偽布氏壓痕。各種模擬技術(shù)被用于研究微動(dòng)磨損過(guò)程,尤其是偽布氏壓痕。迄今為止,微動(dòng)磨損過(guò)程已在多項(xiàng)研究中建模。模擬偽布氏壓痕和微動(dòng)磨損的最常見方法是能量耗散法。Mindlin等將能量耗散計(jì)算為微動(dòng)的加載和卸載過(guò)程中切向載荷-位移曲線圍成的面積。在作者之前的研究中已提出了有限元(FE)分析模型來(lái)預(yù)測(cè)軸承的偽布氏壓痕。在這些模型中使用能量耗散法來(lái)模擬軸承內(nèi)外滾道的局部偽布氏壓痕磨損。這些模型表明,偽布氏壓痕磨損隨著滾子法向載荷的減小而增加。這是由于切向位移會(huì)隨著法向載荷的增大而減小。在這些模型中,摩擦因數(shù)是法向應(yīng)力的函數(shù),恒定磨損系數(shù)用于模擬偽布氏壓痕。此外,基于在恒定頻率和位移幅值下進(jìn)行的一些有限試驗(yàn),確定了磨損激活閾值能量。文獻(xiàn)表明,摩擦因數(shù)、磨損系數(shù)和閾值能量是不同參數(shù)的函數(shù)。文獻(xiàn)[28]介紹了鋼在振蕩滑動(dòng)過(guò)程中摩擦因數(shù)的變化。在該研究中進(jìn)行了一組試驗(yàn),以確定在各種法向載荷下摩擦因數(shù)的變化。注意到摩擦因數(shù)在第一個(gè)循環(huán)中急劇增大,并最終達(dá)到穩(wěn)定值。這種增大是由于在配偶面的緊密連接點(diǎn)碎屑排向兩表面的移動(dòng)處。此外,該研究結(jié)果表明摩擦因數(shù)隨著法向載荷的減小而增大,這與其他研究人員的報(bào)告一致,并發(fā)現(xiàn)其由恒定的摩擦力和界面剪切應(yīng)力系數(shù)所產(chǎn)生的平均接觸應(yīng)力所致。由文獻(xiàn)[33]可知,鋼的摩擦因數(shù)不隨著滑動(dòng)幅值的變化而變化,而是隨著接觸面積的增大而減小。然而,鋼的摩擦因數(shù)會(huì)隨著滑動(dòng)幅值的增大而減小,特別是當(dāng)滑動(dòng)幅值低于0.5μm時(shí)。另一方面,鋼的摩擦因數(shù)會(huì)隨著滑動(dòng)幅值的增大而增大。研究人員還研究了頻率對(duì)摩擦因數(shù)的影響,其中一些研究表明,摩擦因數(shù)隨著頻率的變化而保持不變。然而,Zhang等卻發(fā)現(xiàn)了相反的結(jié)果,在20～200Hz的頻率范圍內(nèi)進(jìn)行的試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)摩擦因數(shù)隨著頻率的加快而增大。對(duì)于磨損系數(shù),有研究表明,磨損率隨著法向載荷的增大而減小。文獻(xiàn)[21]研究了Ti-6Al-4V在不同圓柱半徑(10,20,40和90mm)下的磨損行為,發(fā)現(xiàn)磨損系數(shù)隨著圓柱半徑的減小而增大。這種磨損在恒定的初始Hertz應(yīng)力和恒定的摩擦因數(shù)下發(fā)生。此外發(fā)現(xiàn)磨痕的形狀與接觸輪廓的大小有關(guān),其中較小的圓柱半徑導(dǎo)致U形磨痕,較大的圓柱半徑導(dǎo)致W形磨痕。該研究表明,當(dāng)頻率由0.1Hz增至5Hz時(shí),總磨損體積急劇減小。Yun等還研究了在10～60Hz的測(cè)試范圍內(nèi)振蕩頻率對(duì)磨損的影響,發(fā)現(xiàn)頻率確實(shí)會(huì)改變磨損系數(shù)。Zhang等進(jìn)行了微動(dòng)試驗(yàn),以研究在50～125Hz的范圍內(nèi)改變頻率對(duì)磨損的影響,發(fā)現(xiàn)磨損系數(shù)隨著頻率的加快而增大。根據(jù)文獻(xiàn)[38-39],磨損系數(shù)隨著接觸面積的變化規(guī)律與摩擦因數(shù)相似,摩擦因數(shù)隨著接觸半徑的增大而增大。結(jié)果表明,磨損率隨著滑動(dòng)幅值的增大而增大,當(dāng)滑動(dòng)幅值超過(guò)150μm時(shí),磨損率急劇增大;然而,磨損系數(shù)隨著滑動(dòng)幅值而減小或者不受滑動(dòng)幅值的影響。隨著法向應(yīng)力的增大,磨損系數(shù)急劇減小。一些研究表明,除非累積耗散能量達(dá)到一定值(閾值能量),否則不會(huì)發(fā)生磨損。研究表明,閾值能量與摩擦轉(zhuǎn)變結(jié)構(gòu)(TTS)的發(fā)展間接相關(guān)。雖然TTS是一種材料結(jié)構(gòu)特征,但法向載荷和滑動(dòng)幅值的大小會(huì)影響TTS的深度。其還表明,當(dāng)初始表面光滑而不粗糙時(shí),閾值能量較高。粗糙界面上的較高接觸應(yīng)力會(huì)導(dǎo)致TTS層更快形成,并產(chǎn)生碎屑。因此,激活磨損過(guò)程所需的能量會(huì)減少。根據(jù)Ramalho等的研究,在對(duì)半徑為5mm的未涂覆和涂覆的鋼球進(jìn)行的微動(dòng)試驗(yàn)中觀察到閾值能量為1.0～3.75J。試驗(yàn)分別在空氣和真空中進(jìn)行。迄今為止,很少有研究涉及不同條件(法向應(yīng)力、滑動(dòng)幅值和頻率)的變化對(duì)高速鋼合金的閾值能量、磨損系數(shù)和摩擦因數(shù)的影響。磨損系數(shù)和摩擦因數(shù)隨著試驗(yàn)參數(shù)的變化而表現(xiàn)不一致;然而,據(jù)作者所知,還未研究不同試驗(yàn)參數(shù)對(duì)磨損激活閾值能量的影響。由于閾值能量是微動(dòng)磨損過(guò)程(特別是偽布氏壓痕)建模時(shí)的重要系數(shù),因此在不同條件下系統(tǒng)地確定該系數(shù)非常重要。在本研究中探討了不同參數(shù)(法向應(yīng)力、滑動(dòng)幅值和頻率)對(duì)磨損系數(shù)和摩擦因數(shù)以及磨損激活閾值能量的影響。試樣由52100高碳優(yōu)質(zhì)軸承鋼制成。然后,將結(jié)果用于改進(jìn)和驗(yàn)證作者先前工作中開發(fā)的偽布氏壓痕模型。采用隨著滑動(dòng)參數(shù)(最大法向應(yīng)力、振蕩滑動(dòng)頻率和滑動(dòng)幅值)變化的摩擦因數(shù)和磨損系數(shù)的模型與作者先前工作中開發(fā)的模型進(jìn)行了精度比較。1研究方法該方法的第1部分介紹了實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)過(guò)程,第2部分簡(jiǎn)述了作者先前工作中開發(fā)的分析模型,第3部分簡(jiǎn)要介紹了作者先前研究中建立的偽布氏壓痕試驗(yàn)臺(tái)。1.1試驗(yàn)過(guò)程采用摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)(Tribolab)(圖1a)進(jìn)行往復(fù)式磨損/微動(dòng)磨損試驗(yàn),使用輪廓儀(Talysurfi系列5)(圖1b)掃描表面并測(cè)量磨痕。Tribolab附帶的軟件會(huì)計(jì)算摩擦因數(shù),軟件提供的參數(shù)(每次循環(huán)的摩擦因數(shù)、法向載荷和滑動(dòng)幅值)用于計(jì)算試驗(yàn)期間的累積能量。使用輪廓儀測(cè)量每個(gè)試驗(yàn)的偽布氏壓痕。測(cè)定每條痕跡的體積,并與其他情況進(jìn)行比較。圖1(a)摩擦磨損試驗(yàn)機(jī)(Tribolab);(b)輪廓儀(Talysurfi系列5)試驗(yàn)用滾子(圖2a)從實(shí)際的圓柱滾子軸承上拆下,如圖2b所示。TIMKENA4138套圈被用于試驗(yàn)(圖3)。試樣由52100高碳優(yōu)質(zhì)軸承鋼(ASTMA295)制成,其化學(xué)成分見表1。試驗(yàn)裝置和滑動(dòng)方向如圖4所示。試驗(yàn)在無(wú)潤(rùn)滑條件下進(jìn)行,以模擬類似于偽布氏壓痕產(chǎn)生過(guò)程中潤(rùn)滑劑從接觸面擠出的情況。無(wú)論如何,滾道上添加潤(rùn)滑層可最大限度地減少偽布氏壓痕磨損。為了節(jié)省時(shí)間和成本,這些試驗(yàn)組采用田口法設(shè)計(jì),因?yàn)樘锟诜ㄊ褂昧硕鄠€(gè)正交數(shù)組,這將導(dǎo)致變量之間的一些交互作用,而只有少數(shù)變量起到顯著作用。這將本研究所用參數(shù)之間的變化最小化,尤其是之前顯示出矛盾結(jié)果的參數(shù),如法向載荷和頻率。此外,田口法被廣泛用于提高航空航天等低容差行業(yè)的質(zhì)量。在田口法中采用參數(shù)來(lái)設(shè)計(jì)試驗(yàn),以減少變化。試驗(yàn)設(shè)計(jì)中的這些參數(shù)集及其范圍見表2。圖2(a)1套圓柱滾子軸承;(b)試驗(yàn)用滾子圖3試驗(yàn)用套圈表1材料的化學(xué)成分

wt%圖4試驗(yàn)裝置和滑塊方向表2田口值集這些參數(shù)包括法向應(yīng)力、振蕩滑動(dòng)幅值和振蕩滑動(dòng)頻率。在本研究的試驗(yàn)設(shè)計(jì)中選擇L25正交陣列。線性滑動(dòng)的試驗(yàn)組見表3。每組試驗(yàn)分別在5個(gè)試樣上進(jìn)行10000,20000,30000,40000和50000次循環(huán)。注意,由于試驗(yàn)機(jī)的限制,法向應(yīng)力變化很小,而振蕩滑動(dòng)幅值和頻率變化對(duì)于試驗(yàn)來(lái)說(shuō)可能很大。對(duì)125個(gè)試樣進(jìn)行了試驗(yàn)(每組重復(fù)5次)。在進(jìn)行試驗(yàn)前,測(cè)量了套圈表面的初始粗糙度。該測(cè)量值在-400～400nm之間變化,如圖5所示。表3往復(fù)式磨損試驗(yàn)參數(shù)圖5套圈表面的初始粗糙度1.2分析模型本文使用了作者先前研究中建立的分析模型來(lái)模擬軸承中的偽布氏壓痕磨損深度。模型的詳細(xì)信息如文獻(xiàn)[16]所述,但為了方便起見,對(duì)其進(jìn)行了簡(jiǎn)要總結(jié)。在該模型中,能量耗散用于計(jì)算磨損體積和深度。該理論最初由Mindlin等提出,建立了方程來(lái)計(jì)算由切向載荷和相對(duì)位移的變化產(chǎn)生的能量(圖6)。Fouvry等建立了使用能量耗散計(jì)算磨損體積和深度的方程。模型過(guò)程顯示在圖7所示的反饋回路中。當(dāng)滾道表面的新輪廓受到法向載荷和外部振動(dòng)時(shí),開始該過(guò)程。這會(huì)造成滾子與滾道之間的相對(duì)位移,從而導(dǎo)致磨損。在常參數(shù)模型中,摩擦因數(shù)是法向載荷的函數(shù),磨損系數(shù)是恒定值,盡管偽布氏壓痕的產(chǎn)生條件(法向載荷、滑動(dòng)幅值和頻率)發(fā)生了變化。在本研究中將加入基于產(chǎn)生條件變化的摩擦因數(shù)和磨損系數(shù)的計(jì)算模型。該模型用MATLAB編寫,并適用于圓柱滾子軸承。該軸承的參數(shù)見表4。對(duì)圖7所示的主要機(jī)械過(guò)程進(jìn)行了更詳細(xì)的描述。圖6載荷-位移循環(huán)圖7預(yù)測(cè)偽布氏壓痕的分析模型反饋圖表4軸承參數(shù)1.2.1加載模型從新輪廓開始。滾子軸承上的載荷分布從計(jì)算頂部滾子的近似初始最大載荷Fmax開始迭代計(jì)算。(1)線接觸的Kn(變形系數(shù))為(2)載荷分布系數(shù)ε為(3)根據(jù)文獻(xiàn)[53]表4.1中的ε值選擇徑向載荷系數(shù)Jr(ε)的值。Fmax,new的近似新值計(jì)算為(4)用新的Fmax,new代替Fmax,initial來(lái)求解(2)—(7)式,直至這些值之間的誤差小于1%。然后,根據(jù)滾子位置確定滾子上的內(nèi)部靜載荷分布為(5)1.2.2外部振動(dòng)滾子上位移的橫向方向如圖8所示。橫向位移的角度為αi=90-ψi,(6)式中:ψi為滾子方位角。圖8在軸承上施加橫向和軸向位移1.2.3磨損過(guò)程磨損深度計(jì)算為(7)(8)式中:Fi為滾子法向載荷。拖動(dòng)力分布q(x,y)適用于橢圓接觸,其計(jì)算為(9)1.3偽布氏壓痕試驗(yàn)臺(tái)這里使用了作者先前工作中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較/驗(yàn)證。采用一種新型偽布氏壓痕試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行這些試驗(yàn)。作者先前工作中描述了試驗(yàn)臺(tái)的不同部分,但為了方便起見,這里給出了簡(jiǎn)述。試驗(yàn)臺(tái)的3個(gè)主要部分如圖9所示:固定軸承的軸承座和施加徑向載荷的加載系統(tǒng),提供所需振動(dòng)和旋轉(zhuǎn)位移的振動(dòng)臺(tái),監(jiān)測(cè)和記錄試驗(yàn)輸出的監(jiān)測(cè)系統(tǒng)(加速度計(jì)、測(cè)力傳感器、編碼器和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng))。通過(guò)快速推拉安裝到振動(dòng)臺(tái)上的軸承座進(jìn)行橫向振動(dòng)試驗(yàn),如圖10所示。圖9偽布氏壓痕試驗(yàn)臺(tái)的示意圖圖10(a)橫向振動(dòng)裝置示意圖;(b)實(shí)際橫向振動(dòng)裝置試驗(yàn)從軸的加載和將軸承裝入軸承座開始(圖10)。所附螺釘起著加載系統(tǒng)的作用,向軸承施加所需的徑向靜載荷。試驗(yàn)參數(shù)見表5。試驗(yàn)進(jìn)行了一次。試驗(yàn)次數(shù)有限的原因是產(chǎn)生偽布氏壓痕所需的試驗(yàn)時(shí)間過(guò)長(zhǎng)(192h)以及難以確定偽布氏壓痕產(chǎn)生的條件。因此,需要進(jìn)一步的工作來(lái)保證試驗(yàn)的統(tǒng)計(jì)顯著性。使用TaylorHobson的Talysurfi系列5表面輪廓儀測(cè)量磨痕。表5橫向振動(dòng)試驗(yàn)的參數(shù)2結(jié)果和討論在下面的第1節(jié)中介紹了不同條件下摩擦因數(shù)和磨損系數(shù)的測(cè)量,第2節(jié)介紹了不同條件對(duì)磨損激活閾值能量的影響,第3節(jié)比較了采用恒定和變化的摩擦因數(shù)和磨損系數(shù)模型得到的結(jié)果。2.1摩擦因數(shù)和磨損系數(shù)的測(cè)定磨痕采用Tribolab在不同條件下對(duì)圓盤上的滾子進(jìn)行振蕩滑動(dòng)而產(chǎn)生。然后使用Talysurfi系列5輪廓儀對(duì)痕跡進(jìn)行掃描。圓盤上的磨痕以及痕跡的掃描如圖11所示。采用田口法對(duì)結(jié)果(摩擦因數(shù)、累積能量和磨損體積)進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析。在分析中,基于田口法采用系數(shù)的平均值。注意,用于所有摩擦因數(shù)和磨損系數(shù)數(shù)值的擬合類型為冪函數(shù)擬合。圖11(a)圓盤上產(chǎn)生的磨痕;(b)其中一個(gè)試驗(yàn)的磨損輪廓和磨損體積其中一個(gè)試驗(yàn)期間的摩擦因數(shù)如圖12所示,可知摩擦因數(shù)在很短時(shí)間達(dá)到穩(wěn)定值。該值在其余試驗(yàn)中不變。摩擦因數(shù)隨最大法向應(yīng)力、振蕩滑動(dòng)頻率和滑動(dòng)幅值的變化趨勢(shì)如圖13所示。摩擦因數(shù)隨著法向應(yīng)力的增大而減小,這可能是由于粘結(jié)增大了法向應(yīng)力并導(dǎo)致接觸區(qū)域溫度升高所致。該結(jié)果與之前的研究結(jié)果一致。圖13b還顯示振蕩滑動(dòng)頻率的變化不會(huì)影響摩擦因數(shù),而圖13c顯示滑動(dòng)幅值的增大會(huì)增大摩擦因數(shù)。這種影響可能有不同的原因:1)高溫導(dǎo)致溶解度增加;2)更長(zhǎng)的滑動(dòng)距離導(dǎo)致更高的耐磨性;3)摩擦力方向(正和負(fù))導(dǎo)致慣性力波動(dòng)。圖中的誤差棒表示標(biāo)準(zhǔn)誤差。圖12試驗(yàn)中摩擦因數(shù)與時(shí)間的關(guān)系利用MATLAB中的擬合工具對(duì)分析模型中的摩擦因數(shù)進(jìn)行建模?；趫D13中的冪函數(shù)擬合和誤差棒,這在統(tǒng)計(jì)上是合理的。由于頻率曲線的冪接近于零(-0.002),在該過(guò)程中,頻率因子可被視為近似恒定。頻率摩擦因數(shù)曲線的趨勢(shì)線幾乎水平。圖13中的誤差棒也表示標(biāo)準(zhǔn)誤差在5%以內(nèi)。如上所述,沒有異常值被排除,因?yàn)槊拷M重復(fù)5次,有足夠的數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。通過(guò)使用應(yīng)力-摩擦因數(shù)的曲線(圖13a)以及滑動(dòng)幅值-摩擦因數(shù)的曲線(圖13c)確定了摩擦因數(shù)為μ=4.167-0.01301p0+3.676δ*+0.00001116p02-0.003

(10)圖13摩擦因數(shù)與最大法向應(yīng)力、振蕩滑動(dòng)頻率及滑動(dòng)幅值的關(guān)系磨損系數(shù)與最大法向應(yīng)力、振蕩滑動(dòng)頻率及滑動(dòng)幅值的關(guān)系如圖14所示。由圖可知,增大法向應(yīng)力會(huì)減小磨損系數(shù),而增大滑動(dòng)幅值會(huì)增大磨損系數(shù)。這是因?yàn)樵龃笞畲蠓ㄏ驊?yīng)力會(huì)導(dǎo)致不發(fā)生磨損的接觸中心的粘著區(qū)域增大。此外,滑動(dòng)幅值的增大導(dǎo)致碎屑排出率的增加。這些結(jié)果與以前的研究結(jié)果一致。然而,隨著頻率的加快,磨損系數(shù)略有增大,這可能是由于頻率加快導(dǎo)致接觸區(qū)域溫度升高。盡管與法向應(yīng)力和滑動(dòng)幅值相比,頻率對(duì)磨損系數(shù)的影響較小,但磨損系數(shù)表現(xiàn)出顯著的增大,從1Hz時(shí)的小于1×105

μm3/J增大到10Hz時(shí)的約2×105

μm3/J。此外,圖14中的誤差棒顯示出標(biāo)準(zhǔn)誤差在15%以內(nèi)。為了在分析模型中實(shí)現(xiàn)這些曲線,采用應(yīng)力-磨損系數(shù)的曲線(圖14a)、振蕩滑動(dòng)頻率-磨損系數(shù)的曲線(圖14b)以及滑動(dòng)幅值-磨損系數(shù)的曲線(圖14c)確定了磨損系數(shù)α為(11)因?yàn)閷?duì)125個(gè)試樣進(jìn)行了試驗(yàn)(每組重復(fù)5次),所以試驗(yàn)的統(tǒng)計(jì)顯著性可得到保證。這有助于最大限度地減小參數(shù)之間的變化和試驗(yàn)誤差。此外,由試驗(yàn)得出的摩擦因數(shù)和磨損系數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)誤差分別為5%和15%,如圖13和圖14所示?；谶@些,可得到田口法的結(jié)論。2.2磨損激活閾值能量的測(cè)定研究了改變法向應(yīng)力、振蕩頻率和滑動(dòng)幅值對(duì)磨損激活閾值能量的影響。不同試驗(yàn)情況下的總磨損體積與累積能量耗散的關(guān)系如圖15所示。采用田口法計(jì)算由試驗(yàn)得到的閾值能量的平均值,得出磨損激活閾值能量約為1J。該結(jié)果與之前的研究結(jié)果一致,可知改變法向應(yīng)力、振蕩滑動(dòng)頻率和滑動(dòng)幅值等外部條件不會(huì)影響磨損激活閾值能量。在533.1～671.6MPa的法向應(yīng)力范圍內(nèi),滑動(dòng)幅值為0.2～0.4mm,振蕩滑動(dòng)頻率為1～10Hz的振蕩滑動(dòng)試驗(yàn)組如圖15所示。研究發(fā)現(xiàn),這些參數(shù)的變化并不影響磨損激活閾值能量。這是因?yàn)殚撝的芰勘灰暈橐环N材料性能,這與之前的研究一致。此外,誤差棒表明磨損激活閾值能量在試驗(yàn)期間發(fā)生微小變化。圖中的誤差棒表示標(biāo)準(zhǔn)誤差。圖14磨損系數(shù)與最大法向應(yīng)力、振蕩滑動(dòng)頻率及滑動(dòng)幅值的關(guān)系圖15鋼合金的總磨損體積與試驗(yàn)組的累積能量耗散2.3分析模型結(jié)果比較這些試驗(yàn)的主要目的是利用隨著參數(shù)(最大法向應(yīng)力、振蕩滑動(dòng)頻率和滑動(dòng)幅值)變化的摩擦因數(shù)和磨損系數(shù)來(lái)改進(jìn)作者先前工作中開發(fā)的分析模型的結(jié)果。為此,模型中使用了(10)和(11)式。使用恒定和變化的摩擦因數(shù)和磨損系數(shù)模型得到的最大磨損深度與由試驗(yàn)臺(tái)得到的試驗(yàn)結(jié)果之間的比較如圖16所示。結(jié)果表明,試驗(yàn)?zāi)p深度(在法向載荷分別為150和110N且振幅為2g下約為3～6μm)和計(jì)算磨損深度(在法向載荷分別為150和110N且振幅為2g下由常參數(shù)模型得到為3.5μm,由變參數(shù)模型得到為2.9μm)隨著法向應(yīng)力的減小而增大。這是因?yàn)樵谙嗤邢蛄ο虑邢蛭灰齐S著法向載荷的增大而減小。此外,磨損深度隨著振幅的減小而減小。在2g和1g振幅以及150N法向載荷下,試驗(yàn)?zāi)p深度分別由約3μm減至1μm。在2g和1g振幅以及150N法向載荷下,由常參數(shù)模型得到的計(jì)算磨損深度由3.5μm減至1.5μm,由變參數(shù)模型得到的計(jì)算磨損深度減至約0.7μm。這是因?yàn)榍邢蛄﹄S著振幅的減小而減小。由結(jié)果還可知,與之前的結(jié)果相比,使用不同的摩擦因數(shù)和磨損系數(shù)后,由模型得到的結(jié)果精度顯著提高。與由常參數(shù)模型得到的結(jié)果相比,通過(guò)使用隨著參數(shù)(最大法向應(yīng)力、振蕩滑動(dòng)頻率和滑動(dòng)幅值)變化的摩擦因數(shù)和磨損系數(shù),模型結(jié)果的精度提高了10%～50%。所述的這些改進(jìn)相當(dāng)可靠,因?yàn)槠渚_到±15%以內(nèi)。圖16中的誤差棒代表標(biāo)準(zhǔn)誤差,表明由變參數(shù)模型得到的磨損深度誤差范圍約為15%。該誤差根據(jù)第2.1節(jié)圖中的分散度計(jì)算得出。由于磨損深度根據(jù)受摩擦因數(shù)和磨損系數(shù)值顯著影響的方程計(jì)算,因此摩擦因數(shù)和磨損系數(shù)值的任何微小變化都會(huì)影響磨損深度值。傳遞誤差(±15%)可保證試驗(yàn)的統(tǒng)計(jì)顯著性。該傳遞誤差根據(jù)圖13和圖14中的標(biāo)準(zhǔn)誤差(摩擦因數(shù)為5%,磨損系數(shù)為15%)計(jì)算