Pochopení pro nedokonalosti materiálů

Pro lepší pochopení vlivu materiálových vad

V SKF probíhá nepřetržitý výzkum zaměřený na lepší pochopení vlivů mikrostruktury a materiálových vad na výkonnost ložisek. Tato práce se zabývá definováním vlastností a souvisejících kategorií závažnosti, které mají zásadní vliv na výkonnost ložisek.

Autoři:
Yves Mahéo, vývoj výrobků, SKF Aerospace, Châteauneuf-sur-Isère, Francie
Rémi Sarlin, inženýr vývoje produktů, SKF Aerospace, Châteauneuf-sur-Isère, Francie

Výzkum a teorie

V současné době dochází k selhání ložiska v důsledku únavového poškození v místě valivého styku zpravidla jen velmi zřídka. Dosažená provozní trvanlivost ložisek je ve skutečnosti většinou mnohem delší než výpočtová trvanlivost. Vyskytují se však případy, kdy v určitých uloženích mohou ložiska předčasně selhat. Pochopení mechanismu selhání ložiska představuje základní předpoklad nepřetržitého ­zlepšování výkonnosti ložisek, aby bylo možné splnit neustále rostoucí požadavky moderních uložení na hustotu výkonu.

Spolehlivost ložisek používaných v různých uloženích se řídí principem nejslabšího článku. To znamená, že selhání je výsledkem porušení nejslabšího článku konkrétního systému. Za podmínek nedostatečného mazání může být selhání ložiska způsobeno porušením nebo opotřebením povrchu. Jinak může poškození ­vzniknout také v podpovrchové oblasti. Důvodem je skutečnost, že smykové napětí vyvolané Hertzovým stykem dosahuje maximální hodnoty v určité hloubce pod povrchem oběžné dráhy. Stejně jako většina vysokopevnostních materiálů mají v zásadě také ložiskové ocele sníženou odolnost proti poškození ve formě materiálových vad jako jsou např. nekovové vměstky, které představují vedlejší produkt výroby ocele.

Zkoumání metalografických vzorků testovaných na únavu v místě valivého styku ukazuje, že trhliny tvaru motýlích křídel často vznikají v místě vměstků. Při pozorování vzorku naleptaném ­Nitalem ve světelném mikroskopu jsou patrné dvě trhliny, které ­vycházejí z vměstku a jsou obklopeny bíle naleptanou oblastí – viz obr. 1. Tuto oblast tvoří změněná mikrostruktura způsobená vzájemným třením boků trhlin [1, 2]. Při zatížení v místě valivého styku se může trhlina šířit a nakonec dosáhne povrchu oběžné dráhy, což se projeví odlupováním materiálu.

Obr. 1: Únavové poškození ve tvaru motýlích křídel (snímek pořízený světelným mikroskopem), které vzniklo v místě vměstku pod povrchem oběžné dráhy ložiska.

Obr. 1: Únavové poškození ve tvaru motýlích křídel (snímek pořízený světelným mikroskopem), které vzniklo v místě vměstku pod povrchem oběžné dráhy ložiska.

Materiálové vady při únavě materiálu v místě valivého styku

Valivý styk na povrchu oběžné dráhy vyvolává cyklické zatěžování, které se přenáší z ­povrchu do oblasti pod povrchem oběžné dráhy. Vzhledem k tomu, že vměstky vyvolávají zvýšení napětí, trhliny mohou vzniknout v místech vměstků i v případě, že tlak v místě styku je nižší než tzv. mez pružného sesednutí (elastic shakedown limit) – to znamená při tlaku, při němž materiál vykazuje pružné chování s výjimkou oblastí v blízkosti vměstků. Jak ukazuje obr. 2, poškození se vyvíjí ve třech stádiích, která mohou nakonec způsobit odlupování materiálu na povrchu oběžných drah ložiska.

Obr. 2

Obr. 2

K tomuto účelu byla vyvinuta nová metodika modelování, která kombinuje metodu konečných prvků s analytickým řešením poloprostoru vystaveného účinkům zatěžování povrchu. Jak ukazuje obr. 3, vrstva materiálu obklopující vadu je modelována metodou konečných prvků, zatímco podpovrchové napětí a deformace vyvolané valivým stykem jsou „přenášeny“ hraničními uzly, v nichž jsou posunutí stanovena analytickým řešením poloprostoru [3].

Dále byly posuzovány různé typy vměstků z hlediska složení nebo morfologie, jakož i podmínka soudržnosti vměstků s ­ocelovou matricí. Simulace konečných prvků rovněž zahrnuje elastoplastické chování ložiskových ocelí, které vysvětluje místní plastické deformace.

Obr. 3

Obr. 3

Obr. 4 ukazuje vypočtené faktory zvyšující napětí několika materiálových vad při únavě materiálu v místě valivého styku, a to včetně měkkých a tvrdých částic a póru. Částice jsou považovány za pružné celistvé těleso, jehož tuhost se liší od tuhosti ocelové matrice. Obr. 4 dále zobrazuje rozdělení von Misesova napětí v blízkosti každého vměstku. Vměstek, který se vyznačuje dobrou soudržností s ­ocelovou matricí, představuje faktor, který v podstatě nezvyšuje napětí. Měkký vměstek, který má dobrou soudržnost s ocelovou matricí, má vyšší faktor zvyšující napětí než tvrdý vměstek s dobrou soudržností s ocelovou matricí. Faktor zvyšující napětí vzrůstá se snižováním sou držnosti vměstku a ocelové matrice. Pór představuje extrémní případ s největším faktorem zvyšujícím napětí.

Koncentrace napětí v blízkosti vměstku může způsobit místní plastickou deformaci oceli, která vyvolá místní tahové zbytkové napětí. Tahové zbytkové napětí společně s jinými složkami místního napětí v blízkosti vměstku může způsobit vznik trhliny a její šíření, tzn. stádium A únavového poškození, které je zachyceno na obr. 2. Závažnost vlivů zvyšujících napětí, které jsou patrné na obr. 4, ukazuje škodlivý účinek vměstků různých typů. Částice nitridu titanu, které se obvykle vyznačují dobrou soudržností s matricí ložiskové oceli, mají podle zjištění méně negativní vliv než vměstky oxidu hliníku, které jsou také tvrdé, avšak vyznačují se nízkou či velmi malou soudržností s ocelovou matricí.

Obr. 4

Obr. 4

Při působení určitého tlaku v místě styku závisí vznik trhliny v místě vměstku především na místním napětí v blízkosti vměstku. Jinými slovy: na vznik trhliny má vliv typ vměstku, ale nikoli jeho velikost, protože faktor zvyšující napětí nezávisí na velikosti vměstku. Trhlina, která vznikne v místě vměstku, však nemusí vždy vyvolat odlupování materiálu. Za určitých okolností se může trhlina trvale zastavit.

Růst únavové trhliny je analyzován lomovou mechanikou. Hnací sílu růstu únavové trhliny lze vypočítat na základě velikosti trhliny a specifického typu vměstku, jakož i podpovrchového napětí vyvolaného Hertzovým stykem a superponovanými napětími, jako např. zbytkovými napětími, statickými a/nebo tangenciálními napětími, jak ukazuje obr. 3. Jestliže hnací síla překročí určitou prahovou hodnotu, trhlina se bude šířit a vyvolá lom. V opačném případě bude šíření trhliny zastaveno. Čím je hnací síla vyšší, tím rychleji se trhlina šíří.

Představme si např. kulový vměstek o poloměru R a prstencovitou trhlinu délky l – viz obr. 5. Hnací síla šíření trhliny je úměrná p0 √(R+l), kde p0 je tlak v místě styku. To znamená, že hnací síla vzrůstá s tlakem v místě styku. Při určitém tlaku p0 určuje velikost vměstku R rychlost růstu trhliny, především ve stádiu-A, v níž je l mnohem menší než R. Vliv vměstku se zmenšuje se vzdáleností šíření trhliny od vměstku.

Obr. 5

Obr. 5

Metodou konečných prvků bylo simulováno šíření 3D trhliny z póru elipsového tvaru, který představuje vměstek s nízkou ­soudržností s matricí při únavě materiálu v místě valivého styku. Simulované šíření trhliny (viz obr. 6a) bylo porovnáno s konfigurací trhlin pozorovaných při experimentech zaměřených na únavu materiálu v místě valivého styku. Mezi předpovědí a experimentem byl zjištěn kvalitativní soulad.

Šíření trhliny ve stádiu B je způsobeno především střídavým smykovým napětím vyvolaným valivým stykem, které dříve nebo později vyvolá šíření trhliny ve stádiu C. Tím dojde k větvení trhliny způsobené oblastí střídavého zatěžování tahovým-tlakovým napětím v blízkosti čela trhliny, jak ukazuje obr. 6b. Koplanární růst trhliny při zatížení smykovým napětím a větvení trhlin při zatížení tahovým napětím mohou působit proti sobě. Vznik větvení trhlin může být rovněž ovlivněn superponovanými napětími. Tahové napětí podporuje větvení trhlin a může zkrátit únavovou trvanlivost, zatímco tlakové napětí je výhodné, protože potlačuje větvení trhlin.

Obr. 6

Obr. 6

Obr. 7 ukazuje hnací sílu šíření trhliny z kulového vměstku jako funkci orientace trhliny při působení tlaku 2,5 GPa v místě styku a různých úrovní superponovaného napětí. Byly vyhodnoceny různě orientované hnací síly trhlin. Z obr. 7 vyplývá, že pokud nepůsobí superponovaná napětí, maximální hnací síla působí ve směru trhliny pod úhlem 45°. Při působení tlakového napětí 200 MPa dosáhne křivka hnací síly špičkové hodnoty pod úhlem 30°. Jestliže působí tahové napětí 200 MPa, úhel trhliny, v němž hnací síla dosáhne maximální hodnoty, vzroste na 57°. Lze tedy konstatovat, že tahové napětí může zrychlit šíření trhliny a podporuje růst trhliny v ostrém úhlu, zatímco tlakové napětí může zpomalit růst trhliny a podporuje její šíření ve směru, který se blíží vodorovnému.

Obr. 7

Obr. 7

Význam z technického hlediska

Výsledkem výzkumu mechanismu únavy materiálu je stanovení jedné prvotní příčiny předčasného selhání ložiska [2]. Předčasné selhání ložisek, pro něž jsou charakteristické bíle naleptané trhliny (WEC) a axiální trhliny, bylo úspěšně reprodukováno v laboratorních podmínkách, při nichž byl namontován vnitřní krou žek válečkového ložiska na pouzdro s uměle vyvolanou vlnitostí. Simulace konečných prvků prokázala, že úchylka tvaru úložné plochy ložiska, jako např. vlnitost, může způsobit tahová napětí v blízkosti oběžné dráhy vnitřního kroužku, která při překročení určité meze mohou zeslabit pevnost materiálu a ve spojení s Hertzovým tlakem vyvolat předčasný vznik a zrychlený růst trhlin v místě vměstku a následné předčasné selhání ložiska.

Metalografické pozorování se dále zaměřilo na sériové řezy testovaných kroužků provedené v malých krocích, které ukázaly, že bíle naleptané trhliny běžně zjištěné v ložiskách, která předčasně selhala, mohou vzniknout v místech podpovrchových vměstků, jak ukazuje obr. 8. Podobný závěr byl učiněn na základě nezávislého výzkumu [4]. Význam tohoto poznatku spočívá v objasnění původu bíle naleptaných trhlin. Lze prohlásit, že WEC je v podstatě podpovrchová trhlina, např. ve tvaru motýlích křídel, jíž mohl vyvolat koncentrátor napětí a která dosáhla pokročilého stádia. Opakované tření mezi boky trhliny při únavě materiálu v místě valivého styku vyvolává postupnou změnu mikrostruktury, která se projeví bíle naleptanými oblastmi (WEA) v blízkosti boků trhliny. Bíle naleptaná trhlina (WEC) nebo bíle naleptaná oblast (WEA) není příčinou předčasného selhání ložiska, nýbrž příznakem pokročilého poškození vyvolaného únavou materiálu v místě valivého styku.

Shrnutí

Výzkum mechanismu únavy má zásadní význam pro pokrok v oblasti ložiskové techniky v souvislosti s požadavky, které kladou náročné aplikace. Tato práce ukazuje, že lepší porozumění materiálovým vadám a jejich vlivu na výkonnost ložisek umožňuje vysvětlit některé problémy a vyvinout potenciální řešení, které sníží počet případů předčasného selhání ložisek. Dále lze stanovit hodnoty tolerance pro materiálové vady.

Obr. 8

Obr. 8

Hodnoty tolerance pro materiálové vady lze stanovit podle generalizovaného Kitagawova diagramu, který (jak ukazuje obr. 9) představuje závislost mezního únavového zatížení vyjádřeného maximálním tlakem v místě styku a velikosti vady. Pokud jsou vady zanedbatelné, křivka se blíží vlastnímu meznímu únavovému zatížení materiálu matrice. V případě velkých vad lze stanovit mezní únavové zatížení na základě prahové podmínky pro začátek růstu únavové trhliny, tzn. asymptotu s konstantním sklonem –m, jehož hodnota závisí na typu vady.

Obr. 9

Obr. 9

Původní Kitagawův diagram [6] byl navržen pro vady podobné trhlině, kde m = 0,5. Generalizovaný Kitagawův diagram lze použít pro různé materiály a různé druhy vad, např. ke stanovení meze tolerance pro materiálové vady (chybějící materiál) na povrchu kuliček z nitridu křemíku pro hybridní ložiska [6]. Pro tento typ vady je m = 0,46.

Na základě popisu vzniku a šíření únavové trhliny z podpovrchových vměstků byl vyvinut model pro předpověď pevnosti při vysokocyklové únavě (VHCF) a mezního únavového zatížení ložiskových ocelí [7]. Bylo prokázáno [8], že předpovězená mezní únavová zatížení a zkušební data VHCF dobře korelují s hodnotou mezního únavového zatížení uvedenou v ISO 281:2007 pro trvanlivost ložisek.
       

Obchodní kontakty

evolution@skf.com

Literatura
[1] W. Solano-Alverez, H.K.D.H. Bhadeshia, White-etching matter in bearing steel. Part II: Distinguishing cause and effect in bearing steel failure, Metall. Mater. Trans. A 45A (2014) 4916-4931.
[2] J. Lai, K. Stadler, Investigation on the mechanisms of white etching crack (WEC) formation in rolling contact fatigue and identification of a root cause for bearing premature failure, Wear 364-365 (2016) 244-256.
[3] J.L. Johnson, Contact Mechanics, Cambridge University Press, 1985, Cambridge, UK.
[4] M. Evans, White structure flaking failure in bearings under rolling contact fatigue, PhD Thesis, University of Southampton, UK, 2013.
[5] H. Kitagawa, S. Takahashi, Applicability of fracture mechanics to small cracks or cracks in the early stage. In: Proceedings of the second international conference on mechanical behaviour of materials. ASM, 1976, pp. 627-631.
[6] J. Lai, Y. Kadin, C. Vieillard, Characterization and modelling of the degradation of silicon nitride balls with surface missing-material defects under lubricated rolling contact conditions, Wear 398-399 (2018) 146-157.
[7] J. Lai, T. Lund, K. Ryden, A. Gabelli, I. Strandell, The fatigue limit of bearing steels – Part I: A pragmatic approach to predict very high cycle fatigue strength, Int. J. Fatigue 38 (2012) 155-168.
[8] A. Gabelli, J. Lai, T. Lund, K. Rydén, I. Strandell, G.E. Morales-Espejel, The fatigue limit of bearing steels – Part II: Characterization for life rating standards, Int. J. Fatigue 38 (2012) 169-180.

Související obsah