Page 32 - 《摩擦学学报》2021年第4期

第 4 期 卢铜钢, 等: 洛伦兹力与温度场作用下枢轨摩擦磨损特性 475

ρ 1 ρ 2为电枢和轨道的电阻率，单位Ω·m；F 为接
在足够高的电流密度下，电接触材料可能以大于局部 式中： 、 c
2
磨损率的速率热膨胀，从而产生热弹性失稳或者热量 触压力，单位kN；H为较软材料硬度，单位N/mm ； η为
聚集，热接触点会传递摩擦热和焦耳热，直到它们磨 弹性形变修正系数，当接触压力很大时， η取值一般小

平或脱离表面. Stefani和Parker [10-11] 通过试验获得了电 于0.1； n为接触斑点个数.
枢磨损量，并研究分析了枢轨接触表面状态和电枢磨 在时间段t ~t 内，枢轨接触表面接触电阻产生的
2
1
[12]
损机理. Bansal和Streator 试验研究了6061铝合金和 热量为
铜合金在有电流情况下的磨损特性，试验发现接触表 ∫ t 2
2
Q c = i R c (t)dt (2)
面产生的焦耳热导致材料软化，加剧了摩擦副间的磨 t 1
[13]
损. 董霖等 分析了载流情况下摩擦副接触表面的磨 式中： i为脉冲电流值大，单位kA.

损特性，发现接触表面磨损量随接触压力和接触电流 1.1.2 摩擦热
[14]
增大而增大. 黄伟等 对发射试验后的轨道材料进行 通常情况下，准确有效地评估滑动摩擦产生的热
二维和三维表面轮廓测量，发现摩擦磨损是轨道损伤 量是非常复杂的，因此一般认为枢轨间摩擦力做功全
[15]
的主要表现形式. Brown等 应用中尺度摩擦测试仪 部转化为热量. 在t ~t 时间段内，摩擦产生的热量为
1
2
测量了枢轨接触界面摩擦系数，发现电流作用下摩擦 ∫ t 2
Q f = µF c vdt (3)
系数减小约50%.
t 1
为了更准确地描述电枢和轨道间磨损状态，本文 式中： µ为滑动摩擦系数(在高速滑动中，铜铝之间的
作者采用ANSYS Workbench与Maxwell有限元软件， 摩擦系数接近于0.1 )；F 为枢轨之间接触压力，单位
[17]
c
计算了包含预紧力和侧向洛伦兹力的接触压力，进一 kN； v为电枢运动速度，单位m/s.

步分析了焦耳热与压力作用下的摩擦热导致的枢轨 1.2 枢轨间磨损模型
温度场. 讨论了枢轨接触区域温度纵向扩散深度，将 在有限元ANSYS中，磨损分析是基于接触表面节
不同温度的电枢轨道分层计算，分析不同温度下材料 点的变化实现的，由于接触节点位置的变化，接触变
性质的变化对磨损状态的影响.
量发生改变，经过程序多次迭代计算，直到达到材料
1 温度场与磨损分析模型 磨损后接触状态. Archard Wear Model中计算公式为
K

w = m n (4)
1.1 枢轨间热源模型 H P v rel
在电磁轨道炮发射过程中，一方面，电枢和轨道 式中： w为磨损率，单位mm /s； 为磨损因子； 为较软
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H
K
接触表面流经极高脉冲电流，接触电阻产生显著的焦 材料布氏硬度，单位N/mm ； P为枢轨间法向接触压
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耳热；另一方面，在洛伦兹力和预紧力作用下，电枢和 力，单位N； v rel 为枢轨相对滑动速度，单位m/s； 、
m n分
轨道接触界面发生高速相对运动产生滑动摩擦热. 在 别为压强指数和速度指数.
实际传热过程中，热量按一定比例分配在电枢和轨道 在电枢滑动过程中，枢轨间磨损体积为
表面. dP×dL

dV = K (5)
1.1.1 焦耳热 H
3
由电接触理论可知，当两金属表面接触时，实际 式中： V为磨损体积，单位mm ； 为枢轨间切向滑移距
L
的接触面主要由一些接触斑点构成，且覆盖着1层氧 离，单位m.
化膜，只有氧化膜发生破裂的地方，才有可能形成金 铝电枢相对铜轨道材料硬度较软，因此磨损量主
属的直接接触，这些金属接触的斑点(即导电斑点)才 要体现在电枢上. 在0~t时间段内，枢轨间产生的磨损
能真正导电，从而构成接触电阻. 接触电阻受到接触 深度可表示为
压力、材料硬度等因素的影响，一般情况下，接触电阻 K ∫ t ∫ t V(t)
m
n
h = σ (t)v (t)dt = dt (6)
−6
的量级在10 ~10 Ω . Holm的研究表明，接触电阻 H 0 0 A(t)
[16]
−3
可表示为 式中： h为枢轨间磨损深度，单位mm； σ为接触应力，单
dP
( ) 1 位GPa，其中 ， A为电枢和轨道间接触面积，单
πH 2 σ =
ρ 1 +ρ 2
R c (t) = (1) dA
4 nηF c 位mm ；ν为枢轨相对滑动速度，单位m/s.
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