螺旋弹簧快速疲劳试验加载优化方法

本资料包含pdf文件1个，下载需要1积分

An optimized method of loading for the helical spring fast fatigue testWANG Ren-zhi ，YANG Wei-ming(1.Aviation Industry Corporation of China 8eiji Institute of Aviation Materials， 100095，China；2.Guangzhou Huade Automobile Spring Co.，Ltd.，Guangzhou 511356，China )Abstract High stress helical springs of new designed and put into production all need proceed with fast fatigue under theshorter test time.It is required that helical spring loading frequency is hish，service life is long，actual fatigue fracture ismainly normal tensile fracture mode.Torsional fatigue fracture mechanism diagram of metallic materials reveal relationshipamong materials fatigue fracture life，yield strength，applied alternative shear amplitude and fatigue fracture mode.It is il-lustrated that causing fatigue fracture mode change in diferent test condition by using principle diagram.The methods ofshortening fast test time ale as follows：to increase loading stress level；in condition of maximum normal stress constant，stress ratio is decreased；helical spring is produced by the optimized treatment of secondary shot peening etc.The generaltest procedure of fast test method is given。

Keywords helical spring；optimized method of loading for fast fatigue test；shear yield strength；alternative shear stress；secondary shot peening- 些承载能力高并在重要部位上使用的圆柱螺旋弹簧(主要是汽车悬架簧与离合器簧等，以下简称圆簧)，无论是新设计的或是已经投产加工制造的，均需进行快速疲劳试验(以下简称快速试验)，这种试验往往要求在短时间内完成。实际上，该试验就是-种模拟圆簧在服役条件下发生疲劳断裂失[3][4][5][6]版社 ，2003：168-170。

张先鸣.冷镦线材的退火工艺[J].金属制品，2012(5)：43-45。

彭宾，王绍禄，王杰，等.中厚板正火后控冷工艺的研究与应用[J].宽厚板，2010(2)：13-15。

刘朋，陈福山，宋雷明.中厚板正火工艺的研究和应用[J].山东冶金，2003(9)：58-59。

张宝伟，姚上卫，薛旭斌.07Mn2Ni2Mo焊丝在线退火工艺探讨[J].金属制品，2012(4)：16-l8。

[7] 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局.GB/T12459-2009钢制对焊无缝管件[s].北京：中国标准出版社 ，2009。

[8] 林楠.SA387Crl 1.CL2钢拼焊大型封头热处理工艺试验[J].压力容器，2007(6)：57-58。

(收稿 日期 ：2012-11-13)作者简介任运通 1974年生，陕西化建工程有限责任公司设备制造公司工程师。

这种快速试验的有效性与可用性必须满足 3个条件：(1)施加于圆簧上的最大切应力 '/max不允许因超过弹簧材料的剪切屈服强度 (即丁 > )而导致圆簧产生塑性变形；(2)在快速试验中发生的疲劳断裂与圆簧在服役中发生的断裂，二者的断裂模式和宏观断口形貌应基本-致；(3)快速试验的断裂寿命-般应控制在2×10 ～5×10 cycles，试验时间-般控制在 5 h甚至更短。只有完全满足以上 3方面的要求，才可被用来作为新设计的以及已经投产加工制造圆簧的快速试验。

上述问题的解决可采取 2种途径：-是在以往同类型圆簧使用成熟的快速试验方法的基础上，再用新设计的圆簧作-定数量的快速试验，经过分析制定出适合于新圆簧的快速试验方法，或者根据多年积累的试验经验，通过归纳与统计处理获得的经验公式用来计算快速试验应采用的力学参量与疲劳寿命。显然这是-种缺乏理论根据而单纯以试验和经验为基础的方法，也是迄今为止国内外弹簧行业通常延用的主要方法，这种方法所需试验的数量取决于试验者的经验。笔者试图提出另-种途径，即以理论分析为基础的通过 目的明确的少量试验，最后制定出满足快速试验有效性与可用性 3个条件要求的圆簧快速试验方法。

在汽车、内燃机发动机上使用的高应力圆簧，通常加载频率 高、使用寿命长(N>5 X 10 cycles)，服役中的实际疲劳断裂模式主要为正断型疲劳断裂模式(Normal tensile fracture mode-NTFM)，这里称这类圆簧为长寿命簧，笔者主要讨论的就是这～类簧的快速试验方法。关于承载切应力更高、加载频率较低的中、短寿命(10 cycles

圆柱螺旋压缩弹簧实际上主要承受脉动扭转切应力和轴向剪切应力，但因后者远小于前者，为了简化计算，在讨论圆簧的受力分析时，暂不考虑轴向剪切应力的影响。

1 圆簧快速试验方法的理论基础1.1 圆柱体扭转疲劳断裂机制由剪切屈服强度 、外施切应力振幅 、疲劳断裂寿命 Ⅳf以及疲劳断裂模式(NTF，LSF，TSF)4个特征参量构成的金属材料扭转疲劳断裂机制原理图(Torsional Fatigue Fracture Mechanism Map of Me-talic Materials-TFFMM)如图 1所示 J，将作为分析、制定圆簧快速试验中外施交变应力水平与疲劳断裂寿命的理论基矗世骥丝 ∞ 噎：外施切应力振幅图 1 金属材料扭转疲劳断裂机制原理图Fig.1 Torsional fatigue fracture mechanismdiagram of metalic materials拉-拉、拉-压、纯弯曲、旋转弯曲等各种疲劳试验，材料外表面承受的都是拉伸/压缩正应力，所以都是拉伸正应力引起的疲劳断裂，其断口均是由正应力引起的正断型疲劳断裂模式。但扭转疲劳试验得到的断裂模式不是只有 NTFM-种，随着材料屈服强度与施加切应力振幅的变化，还可能给出纵向切断型模式或横向切断型模式，这就是扭转疲劳试验与上述其他各种疲劳试验在断裂模式上的最大不同。

TFFMM图把材料的疲劳断裂寿命 (Fatiguefracture 1ife-FFL)、材 料 的 屈 服 强 度 (Yieldstrength-YS或 )、外施交变切应力振幅(Appliedalternative shear amplitude-AASA或 )以及材料的疲劳断裂模式(Fatigue fracture mode-FFM)4个物理量紧密联系在-起(图2)，TFFMM图揭示了疲劳断裂的各种变化规律。

从图2可以看出，疲劳断裂寿命 Ⅳf与3个 自变量 r ，丁 ，FFM之间的函数关系为Nf厂( r ，下。，FFM)。 (1)扭转疲劳具有 3种基本疲劳断裂模式(FFM)，如图3所示。拉伸正应力作用下的正断型疲劳断裂模式 (NTFM)，其宏观断口表面与轴线约成45。，在断裂力学称为张开型(I型，图 3a)；纵向切应力作用下的纵向切断型疲劳断裂模式(LSFM)，其宏观断口表面与轴线基本平行，断裂力学称为撕开型(Ⅲ型，图 3b)；横向切应力作用下的横向切断型疲劳断裂模式(TSFM)，其宏观断口表面与轴线垂直，第1期 王仁智，等：螺旋弹簧快速疲劳试验加载优化方法 ·25·图2 FFL与 YS、AASA和 FFM 间函数关系示意图Fig.2 Sketch of ilustrating among FFL，YS，AASA andFFM functional relationship断裂力学称为滑开型(Ⅱ型，图3c)。

a- M.b-L M；c-。 M图 3 圆柱体扭转疲劳断裂的 3种断裂模式Fig.3 Three type fracture mode of cylindertorsional fatigue fracture当外施应力振幅 恒定时，扭转疲劳断裂寿命Ⅳf撒于材料的静强度(正应力屈服强度 、切应力屈服强度丁 )水平，并随着静强度 的增高而增长(图 1和图4)。

当屈服强度( ， )不变时，扭转疲劳断裂寿命Ⅳf随外施应力幅 的降低逐渐增长(图l和图4)。

扭转疲劳断裂中的横向切断模式TSFM的断裂寿命最短。当断裂模式发生如下转变时，即由Ts-FM-LsFM以及再由LSFM-NTFM的转变，其断裂寿命逐渐增高。3种断裂模式中只有发生 NTFM断裂时的寿命最长(图3和图4)。

变化趋势-断裂寿命 ： 低 - - - -- -高材料强度 低 - - --- --- 高施加应力幅 ： 高 - - - -- -低断裂模式FFM： TsF- - LSF- - NTF图4 扭转疲劳断裂中的断裂寿命 Ⅳf随r ，r 以及FFM改变而发生的变化趋势Fig.4 The change trend of fracture lifewith7-s， a and FFM change in torsional fatigue fracture根据实验室内完成的系统疲劳基础试验研究，以及由此得出的上述有关扭转疲劳断裂变化的若干规律，建立圆簧的快速试验方法。

1.2 利用 TFFMM表述不同试验条件下引发疲劳断裂模式发生的替代变化不同试验条件下引发疲劳断裂模式发生替代变化的TFFMM图如图5所示 j。图5揭示了圆簧材料的屈服强度，外施应力振幅，疲劳断裂寿命以及疲劳断裂模式之间的关系。

断裂寿命图 5 不同试验条件下引发疲劳断裂模式发生替代变化的TFFMM图Fig.5 The TFFMM diagram of causing figue fracturemode change in diferent test condition1.2.1 7- 不变时改变 引发的疲劳断裂模式转变材料的屈服强度 .r 恒定的条件下，改变 时引发 NTFM--LSFM或 LSFM--NTFM的转变～外施切应力振幅由 提高到 丁 ，则其疲劳断裂寿命 由Ⅳfa降低至Ⅳ 。如将外施切应力振幅再由f以降低到r 则其疲劳断裂寿命又由 增高至Ⅳfa。

1.2.2 不变时改变丁 时引发的断裂模式转变当将恒定切应力振幅叮 施加于屈服强度为丁的材料上时，材料的断裂寿命为Ⅳf ，其断裂模式为LSFM。如通过热处理或表面喷丸强化工艺处理后，材料的表层屈服强度由 提高到 ：时 ，则其断裂寿命由 提高到 ，但其断裂模式依然为 LSFM。

如采取优化喷丸处理再把材料的屈服强度由tr ：提高到 ，则其断裂寿命再由 提高到Ⅳ ，这时的断裂模式则由LSFM转变为 NTFM。

1.2.3 7- 不变时提高 以及 与残余应力 的代数和最终导致Ⅳf的再次提高当材料的外施切应力振幅 丁 恒定 ，将材料的屈服强度由r 提高到 丁 时，借助于显微组织结构强化机制效应的作用，其断裂模式由LSFM转变为NTFM，断裂寿命也由 提高到 Ⅳfd。在应力强化机制效应的作用下，由于残余应力与外施最大正应力叠· 26· 金 属 制 品 第 39卷加后的代数和使实际承受的切应力幅下降至(or -)，其断裂寿命又提高到 。在显微组织结构强化机制与应力强化机制 2种强化效应的共同作用下，材料的疲劳断裂寿命则由原始的 提高到 。

2 快速试验方法中交变切应力与疲劳断裂寿命的确定2.1 作用于斜截面上的正应力与疲劳断裂寿命- 个承受脉动交变扭转切应力r与残余正应力or 作用的圆柱体，取其 轴线的方向为 0。。作用于圆柱体单元体内与轴线成OL的任意截面以 上的交变切应力 下与残余正应力 or 关系如图 6所示 - 。

YMN-IdABMdA ·COSX BNdA ·sT-seaf stress图 6 作用于圆柱体单元体上的交变切应力Jr与喷丸残余正应力 关系示意图Fig.6 Sketch of alternative shear stress r andresidual stress by shot peening relationship oncylinder element作用于圆柱体任意截面cL4上的扭转切应力 丁与双轴残余正应力 ，之和的正应力or 与切应力分别为 COS -zsin 20L， (2)r 1/20- sin 2 TCOS 2a。 (3)任意截面外法线n与 轴(圆柱体轴心)成 ，各截面上的or 与 值见表 1。

表 1 各截面上的 与r 计算值Table 1 The calculating value of and 0ndiferent sections：45。，135∝面上的正应力分别为 。

1/20- -锻 l35。1/20- 丁；or0o和90∝面上的切应力分别为 。。 和 r - 。表 I的数据表I，f，明：只有 0。和90∝面才发生切断型疲劳断裂，其可能性撒于弹簧表层材料的屈服强度 丁 与加载的交变切应力振幅丁 ； 45。，135∝面上的正应力绝对值 j 1/20- 4- l显然总是小于材料本身的屈服强度 or ，远不会使弹簧产生永久塑性变形，这自然满足了前面提出的第1个条件的要求。图5揭示的变化规律表明，疲劳断裂寿命 Ⅳf随外施交变应力水平的增高而降低，所以提高加载应力水平是缩短快速试验时间的-个可利用的重要因素。

2.2 疲劳应力比与疲劳断裂寿命下面主要讨论正断型疲劳断裂模式的应力比RTrain/丁-(或 / ～)与疲劳断裂寿命之间的关系。

疲劳试验中施加应力参量有 2个 自变量： 和or 由此衍生出以下各种关系：(1)应力比值： i /o" ； (4)(2)平均应力： 1/2( Or i )； (5)(3)交变应力幅：Ao" -or i ； (6)(4)交变应力振幅：or I/2AtrI/2( -or ，)。 (7)此外，还有-个可改变的参量是加载频率/，与应力参量-样可在较宽的范围内影响疲劳断裂寿命。

同-种材料在各种应力 比 下的 -，、，(应力-疲劳断裂寿命)曲线示意图如图7所示。由该组s-Ⅳ曲线可知，当 不变时，疲劳断裂寿命随着 值的减少而逐渐下降，换言之，当(7'max J叵定不变时，试验选择的 值越小(即应力幅 Ao"值越大)，疲劳断裂寿命越短，获得快速试验结果耗费的时间也就越短，由此可见，这是缩短快速试验时间可利用的另-种手段，因此，选择较高的外施最大交变应力与较低的R值，是缩短快速试验时间另-种可利用的方法lb图7 不同应力比R下外施 值与断裂寿命 Ⅳf的5-Ⅳ曲线示意图Fig.7 S-N curve sketch of applied value andfracture life M at diferent stress ratio R第1期 王仁智，等：螺旋弹簧快速疲劳试验加载优化方法 ·27·2.3 圆簧的表面完整性与疲劳断裂寿命现代的弹簧制造业，对高端强力弹簧无不通过采用喷丸强化处理来改善弹簧的表面完整性，以达到提高其疲劳断裂抗力的目的，因此，所进行的快速试验已不是对裸簧而是对经喷丸强化处理后的弹簧进行快速试验。喷丸强化工艺是通过应力强化机制”和显微组织结构强化机制”二者共同作用来达到提高圆簧疲劳断裂抗力的目的 J。屈服强度 、施加应力振幅r 、疲劳断裂寿命Ⅳ以及疲劳断裂模式(NTFM，LSFM和 TSFM)4个参量表述的圆簧的扭转疲劳断裂机制如图8所示。

图8 圆簧扭转疲劳断裂机制示意图Fig.8 Sketch of torsional fatigue fracturemechanism for helical spring假设现有3种屈服强度不同的圆簧材料：丁r ，分别代表未喷丸处理、经-次喷丸处理以及经优化的二次喷丸处理弹簧外表层材料的屈服强度。首先，对未喷丸屈服强度为r。 的圆簧施加交变切应力，其应力振幅为r (A点)，圆簧疲劳断裂模式虽然符合正断型模式 NTFM要求，但疲劳断裂寿命过长。继续提高应力振幅到 (B点)，虽然缩短了疲劳断裂寿命，但得到的却是纵向切断型模式LSFM的断裂，不符合所规定的正断型模式 NTFM的要求，所以，对圆簧采用-次喷丸处理，外表层在喷丸循环塑性变形过程中因产生显微组织结构的改性，由此导致表层材料剪切屈服强度 由 增高至r 。在应力幅 丁 的作用下疲劳断裂发生于 c点，其断裂模式仍不符合要求。对圆簧采用更优化的二次喷丸处理，表层材料的屈服强度则增高到r 在应力幅不变的情况下断裂移至D点，其断裂模式为NTFM。与A点的断裂相比，D点的疲劳断裂模式不仅符合要求，而且疲劳断裂寿命也相应有所缩短。

以上所述，借助于 TFFMM图来说明在优化喷丸获得的高的下 数值情况下，采用快速试验方法选择适宜的加载应力与疲劳断裂寿命的-般程序。

2.4 快速试验件断口与服役弹簧疲劳断口的宏观形 貌- 些如汽车悬架簧、内燃机气门簧、油泵调压簧以及强力离合器簧等，服役过程中发生的疲劳断裂失效，绝大多数的宏观断口为正断型模式的断裂形貌。对于这类圆簧经选定的快速试验给出的断口形貌，也是正断型断裂模式，即与实际工况中断裂时效的断口形貌彼此-致，这是判定所制定的快速试验方法是否有效的重要根据之-。

3种由纯 NTFM，LSFM，TSFM断裂断口以及由混合断口表面与弹簧外表面相交后在弹簧表面上形成的轨迹形貌示意图如图9所示。作为与快速试验方法获得断裂断口形貌的比较参考之用。

匾 匿 C)纯Ⅲ型 d)ⅢI混合型田 匝 e)纯 Ⅱ型 f)ⅡⅢ混合型图9 3种疲劳断裂模式及其混合模式断口裂纹沿外表面的走向形貌Fig.9 Fracture cracks direction morphology of threetype fatigue fracture mode and its mixed mode2.5 快速试验方法中力学参量数值的选择原则根据设计制定的作用于圆簧的最大(丁 )与最小( )切应力，选择快速试验方法中的交变应力的高低。

(1)快速试验所选择的最大切应力值应等于或稍高于设计给定的q'max数值；(2)快速试验的应力比尺应尽量选择小于设计给定的R值。

这是依据前几节中的分析结果得出的 2条原则。符合以上原则的选择，可使快速试验在更短的时间内完成。

3 快速试验方法的-般试验程序3.1 绘制圆簧试验件的局部 TFFMM图(1)在扭转试验机上实测圆簧原材料的剪切屈服强度 (通常测定 r )。

(2)在扭转试验机上实测经过优化喷丸处理的圆簧原材料的剪切屈服强度丁 (即通常测定 ∽)。

· 28· 金 属 制 品 第 39卷或检测喷丸表层-定深度(如 0～0.025 mm)上的显微硬度(HV)，通过力学性能手册查表换算出喷丸表层材料的丁 。

(3)在 TFFMM图的纵坐标上标出由弹簧材料实测得到的丁 点(图 10)。通过纵坐标上 。 点作-条通过 A点的平行于横坐标的直线，假定 A点是NTFM-LSFM 2种模式相互转变的临界点。A点左侧为NTFM模式区间，右侧为 LSFM模式区间(根据图9显示的宏观断口形貌来鉴别试验样品的疲劳断裂模式)。

瞩砸图1O 用弹簧件实测数据绘制的 TFFMM图Fig.10 TFFMM diagram drawn withspring measured data3.2 寻找TFFMM图上临界点A的位置寻找图l0上A点的具体做法如下。

(2)选择等于或稍高于设计给定的弹簧最大切应力 'max作为试验所采用的最大切应力 Tmax值(-个设计良好的弹簧，其最大切应力与压并圈时的切应力之间的差值较小)，然后再选择试验所采用的旧能小的切应力 r(3)在固定 下 的条件下，如同在测定弯曲疲劳极限时所采用的上下移动的升降法相似，本方法是在图 l0上 A点左右的范围内通过改变 R值(就是改变丁 )来获得数个弹簧试验件的断口，根据圆簧断口的宏观形貌寻找出 A点的位置，由此得出对应于 A点的丁 和 Ⅳf数值。

3.3 判定快速试验可采用的优化 下 和R的数值如获得的分界点 A所对应的疲劳断裂寿命处于较宽的范围(例如 10 cycles

完成上述步骤的试验，便可最终获得满足试验过程要求的、疲劳断裂断口与服役弹簧失效件断口宏观形貌吻合的快速试验方法。

4 快速试验方法在用于改进原始在线抽检”方法中实际应用的实例原始在线抽检”是指弹簧在线生产过程中正在贯彻执行的疲劳抽检方法，以下简称原始抽检”。

4.1 原始抽检”所采用的弹簧加工工艺与疲劳试验条件4.1.1 悬架簧参数悬架簧参数如下：线径 d13 mm；外径 D：158 mE；有效圈数n4.5；总圈数 n 5.5；自由高度 Ho370 mm；旋绕比Cl1.15。

4.1.2 原始疲劳试验参数(1)最大与最小切应力： l 045 MPa； r ：623 MPa；(2)应力比R7"minJ"J ：0.6；(3)加载频率l厂2.5 Hz。

FM的疲劳断裂寿命应达到Nf I>4 x 10 cycles(在上述加载频率下，达到规定寿命的试验时间约44 h)。

4.1.3 悬架簧制造工艺悬架簧制造工艺：冷卷-回火-喷丸-立定(常温压并)。应用快速试验方法，在获得比原始抽检”方法更短的疲劳断裂寿命的同时，弹簧的断裂模式必须是正断型的宏观断口形貌。试验过程中，只允许适当地微调喷丸强化工艺参数，而对其他制造工艺不应再作任何更改和变动。

4.2 改进原始抽检”的试验步骤通过改变r， 以及加载频率厂，以达到缩短原始抽检”方法试验时间的目的(即达到多年经验得出的N ≥2 x 10 cycles的优化寿命)。应力-疲劳断裂寿命的虚拟曲线示意图如图1 1所示，以改变丁，R为例说明试验步骤。

图 11 S-N虚拟曲线示意图Fig.1 l S-N virtual curve diagram(1)根据原始抽检”方法规定的最大切应力第1期 王仁智，等：螺旋弹簧快速疲劳试验加载优化方法 ·29·r 1 045 MPa与应力比R 0.6绘制-条虚拟的s-Ⅳ曲线。该曲线上的a点对应纵坐标、横坐标上的值分别为7I 1 045 MPa与N4×10 cycles(疲劳断裂寿命)。根据原始抽检”法规定的疲劳试验条件，加载频率.厂2.5 Hz150 cycles/rain，完成-次抽检试验的周期约为44.5 h，即约2 d。

(2)仍采用原始抽检”方法规定的 1 045MPa，但应力比值由R 0.6下调到R 0.1，亦即切应力幅 hl-值由原始的 △ 418 MPa增高到△f 940.5 MPa。新的-条 s-Ⅳ虚拟曲线上的 b点所对应的纵、横坐标值分别为：丁 1 045 MPa和Ⅳ2。由于△ 值的增高，b点与 a点之间的寿命关系必定有N2

(3)应力比值再由R、0.6逐渐下调，并且每下调-次其疲劳断裂寿命缩短-次，直至下降到R 0.36时，亦即切应力幅 AT值由原始的 △ 418 MPa增高 △ 668.8 MPa，新的5-Ⅳ虚拟曲线上 C点所对应的横坐标值达到优化的N3 2×10 cycles寿命时，试验便可停止。如果上述试验(R 0.36)获得的弹簧断口宏观形貌也敲是正断型模式NTFM的形貌，则全部试验便可终止。通过以上试验步骤获得改进的原始插检”疲劳试验的优化加载参量：T 1 045 MPa； i 376.2MPa； 0.36。在该优化疲劳加载的试验条件下，疲劳断裂寿命缩短为 N3 2×10 cycles，即时间为22 h，是改进前原始抽检”方法试验时间的-半。