Page 41 - 摩擦学学报2025年第10期

1438 摩擦学学报（中英文） 第 45 卷

结果如图7(c)(d)所示，可以发现2类相对运动方向均对 所示，该物理模型可简化为如图8(b)所示的二维问题.
触头的表面粗糙度和形貌造成了显著影响. 从形貌来 以O点为坐标原点，A为固定端，长度为l 的AB为
1
看，图7(c)和图7(d)表面均存在明显的磨痕区域和位于 悬臂梁主要变形段，悬臂梁与水平方向夹角为 θ 1 ，B为
磨痕两侧的材料堆积区域. 图7(e)所示为上下试样磨 悬臂梁拐点，刚性段BC长度为l ，刚性段与水平方向
2
痕的黏着体积与磨损体积，可以看到，对于环道，正向 夹角为 θ 2 ，触头上部为球冠，与接触平面接触点为P，
摩擦的黏着体积为反向摩擦体积的56.9%，磨损体积 圆心为O ，半径为R，BC中点为M，球冠最高点与BC
1
仅为后者的43.2%. 而从取样范围内表面的算数平均 段距离为h ，悬臂梁的变形段厚度为h，宽度为b . 触头
1
0
高度，也即表面粗糙度S 的变化可见，相比于全新表 部分采用材料力学的小变形理论，认为BC段近似为刚
a
面(S =0.248 μm)，正向摩擦(S =0.237 μm)与反向摩擦 性，主要变形段为AB段，悬臂梁变形段AB的材料弹性
a
a
(S =0.171 μm)均有所下降，反向摩擦表面粗糙度更小. 模量为E，悬臂梁截面对y轴的惯性矩为I. 施加载荷
a
5
3
对于触头，反向试验的触头磨损体积为4.55×10 μm ， 后，A点与O点垂直距离为H ，悬臂梁变形段AB的挠度
1
5
3
黏着体积为1.20×10 μm ，正向试验的磨损体积为 为w，偏角为θ，刚性段BC与水平方向夹角为 θ ，接触
′
2
4
3
5
3
3.97×10 μm ，黏着体积为4.70×10 μm ，前者磨损体 点P所受摩擦力为f，法向力为N，对力-变形进行单向
积比后者多14.7%，黏着体积是后者的2.56倍，表明正 耦合微分方程以排除高阶量，分别列出力平衡、变形
转试验后的接触条件优于反转试验. 方程和本构方程，分析如下：
以上现象的产生是由于反向摩擦过程中更大的 悬臂梁固定端与接触端垂直距离为
法向力引起更高的温升使黏滑现象增强，同时更多的 l 2
′
′
H 1 = l 1 sinθ 1 −wcosθ 1 +R−(R−h 0 )cosθ + sinθ (1)
2
2
摩擦热影响了接触区域附近更广的范围，在理论接触 2
半径边缘的材料更易软化. 更大的载荷和更广的摩擦 节点B所受力矩为
热影响区使摩擦副间的真实接触面积随摩擦的进行 M B = (R+ K 1 ) f + K 2 N (2)
而进一步增大，导致对磨表面间的粗糙峰接触数量更
式 中 ： K 1 = l 2 sinθ −(R−h 0 )cosθ , K 2 = l 2 cosθ +(R−
′
′
′
多、黏着点数量增多、黏着磨损增强，磨痕在摩擦中 2 2 2 2
h 0 )sinθ .
′
沿宽度方向扩展，致使摩擦后环道表面粗糙度和磨损 2
AB段作为悬臂梁对应节点B的法向力为
量均显著增大 . 且由于触头的硬度高于环道，因此
[23]
在磨损过程中，黏着点的断裂更易在环道上产生并堆 F Bn = N cosθ 1 + f sinθ 1 (3)
积在触头上. 对于反向摩擦试验，更大的材料黏着堆 由材料力学小变形假设，节点B的转角可表示为
积区域在摩擦中增加了应力集中，使接触条件变差. 3M B l 1 + F Bn l 2
θ = 1 (4)
但随着磨损量的提升，汇流盘环道的表面纹理逐渐消 3EI
失，被相对平缓的磨痕区域替代，因此在持续4 h的摩 悬臂梁AB的挠度可表示为
擦试验后，反向摩擦虽磨损量和磨痕体积更大，但其 3M B l +2F Bn l 3
2
w = 1 1 (5)
表面粗糙度更小. 6EI
2.3 力学特性分析 在摩擦中假设悬臂梁的固定端与接触端垂直距
根据试验所用样品进行物理模型建模，如图8(a) 离保持不变，即 δH = 0，则有：

(a) Cantilever beam (b) y
spring strip
A
Fixed End θ 1
Brush contact O 1
l 1
H 1 R l 2
θ B N
O w h 0 M C θ 2
Slip ring track P f x
Fig. 8 Diagram of cantilever beam supported brush and conductive slip ring contact: (a) physical model of contact;
(b) simplified 2D model of contact
图 8 悬臂梁支撑电刷与导电滑环接触示意图：(a) 接触物理模型；(b) 接触二维简化模型