電連接器接觸件微動(dòng)磨損有限元仿真分析

劉 琦，郁大照，許振曉，王 琳

（1.海軍航空大學(xué)，山東煙臺(tái) 264001；2. 92279部隊(duì)，山東煙臺(tái) 264003）

航空電連接器在服役過(guò)程中受到振動(dòng)應(yīng)力、電應(yīng)力和溫度應(yīng)力作用，容易導(dǎo)致內(nèi)部的接觸件產(chǎn)生微米級(jí)的相對(duì)滑移，即微動(dòng)現(xiàn)象。接觸界面在長(zhǎng)期相對(duì)摩擦中，會(huì)造成接觸件表面磨損，這通常意味著接觸件因物質(zhì)損失而發(fā)生了永久變形，并附帶造成這種結(jié)果的能量損耗。如果接觸界面的匹配狀態(tài)發(fā)生變化，則可能對(duì)導(dǎo)通性能造成不良影響?；谶@樣的共識(shí)，研究者們對(duì)各類(lèi)電連接器的微動(dòng)磨損問(wèn)題開(kāi)展了廣泛的研究。

S.Fouvry等[1-4]通過(guò)試驗(yàn)觀(guān)察到，當(dāng)帶有貴金屬鍍層的電觸點(diǎn)在微動(dòng)作用下磨損到基底金屬后，會(huì)出現(xiàn)高且不穩(wěn)定的電阻，并進(jìn)一步研究了微動(dòng)振幅、法向力、材料性能以及鍍層厚度等因素對(duì)不同鍍層電觸點(diǎn)失效行為的影響。Wanbin Ren 等[5-9]認(rèn)為長(zhǎng)時(shí)間劇烈的振動(dòng)應(yīng)力會(huì)導(dǎo)致電觸點(diǎn)發(fā)生微動(dòng)磨損而失效，通過(guò)試驗(yàn)研究了電連接器的微動(dòng)腐蝕行為，通過(guò)建立的數(shù)學(xué)模型描述接觸電阻與振動(dòng)應(yīng)力（包括頻率和加速度）之間的關(guān)系。劉新龍等[10-13]通過(guò)試驗(yàn)分析了不同氣氛、溫度、法向載荷、位移幅值、電流等基本因素影響下的黃銅/銅接觸對(duì)接觸電阻變化的影響，建立了摩擦磨損機(jī)理與接觸電阻之間的關(guān)系。

由于電連接器接觸件的尺寸較小，在微動(dòng)試驗(yàn)研究中只能通過(guò)對(duì)表觀(guān)現(xiàn)象和物質(zhì)成分來(lái)分析推測(cè)研究對(duì)象的變化過(guò)程，所以很難在實(shí)驗(yàn)中觀(guān)察到接觸狀態(tài)的變化和測(cè)量受力的大小，這對(duì)于微動(dòng)研究具有重要的意義。利用仿真分析能夠更加容易地解決上述問(wèn)題。Bo Huang 等[14]建立了微矩形電連接器微動(dòng)模型，計(jì)算了插孔振動(dòng)過(guò)程中扭轉(zhuǎn)銷(xiāo)的位移、接觸力、接觸面積和應(yīng)力狀態(tài)等性能的周期性變化。駱燕燕等[15-17]利用ANSYS對(duì)接觸件振動(dòng)過(guò)程進(jìn)行仿真，分析了不同接觸件關(guān)參數(shù)、振頻和沖擊時(shí)的接觸性能變化規(guī)律。Tongyan Yue等[18]在微動(dòng)磨損有限元模擬中，將摩擦系數(shù)設(shè)為與循環(huán)次數(shù)有關(guān)變量，得到恒、變摩擦系數(shù)情況下的磨痕和磨損量，結(jié)果表明，當(dāng)考慮局部滑移時(shí)，變摩擦系數(shù)的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果更為接近，在總體滑動(dòng)條件下，則對(duì)磨損量影響不大。李應(yīng)[19]運(yùn)用有限元仿真計(jì)算了航空電連接器接觸件結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)插拔力、接觸電阻和溫升的影響，并開(kāi)展微動(dòng)試驗(yàn)研究微動(dòng)振幅和頻率對(duì)電阻和表面磨損的影響。

本文主要通過(guò)有限元仿真手段，以飛機(jī)上常用的J599Ⅲ系列22D 型接觸件為對(duì)象，分析其在插合狀態(tài)下的接觸狀態(tài)變化和力學(xué)表現(xiàn)，為研究接觸件損傷的行為和機(jī)理提供理論參考。

1 Archard磨損模型及接觸件受力分析

兩界面在外界載荷的作用下發(fā)生接觸時(shí)，首先，會(huì)在部分微凸體上發(fā)生接觸，形成接觸斑（a-spot）。由于接觸斑的面積遠(yuǎn)小于兩界面的名義接觸面積，微凸體受到的局部應(yīng)力又往往較大，當(dāng)超過(guò)屈服應(yīng)力時(shí)，微凸體發(fā)生塑性變形，接觸斑處形成黏著接觸。然后，在剪切力的作用下，接觸界面發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，材料被不斷的轉(zhuǎn)移和分離，從而形成了磨損過(guò)程。接觸面滑動(dòng)摩擦過(guò)程示意圖，如圖1所示。

圖1 滑動(dòng)摩擦過(guò)程中不同的微觀(guān)形式Fig.1 Different microscopic forms in the sliding friction process

在材料的彈性變形階段，pm=H3[21]，其中H表示布氏硬度，則磨損量W可表達(dá)為：

描述這一過(guò)程的常見(jiàn)接觸模型有Archard 模型、Holm 模型以及木村模型、笹田模型和Buckely 模型等，其中，應(yīng)用最廣泛的是Archard 模型。Archard 模型將摩擦與接觸力學(xué)相結(jié)合，考慮了2 個(gè)具有相似力學(xué)性能的相反微凸體在滑動(dòng)過(guò)程中相互接觸的情況[20]。某一時(shí)刻，形成接觸的2 個(gè)區(qū)域的位置完全確定，經(jīng)過(guò)滑動(dòng)后，接觸面積減小到0，但是，又有新的類(lèi)似的接觸面積在某個(gè)區(qū)域完全建立起來(lái)。在每次粗糙接觸中，化學(xué)鍵合和擴(kuò)散會(huì)導(dǎo)致局部黏接。因此，連續(xù)的相對(duì)運(yùn)動(dòng)會(huì)導(dǎo)致微凸體斷裂而從原表面分離，形成表面損傷和磨損。下面介紹Archard磨損方程。

假設(shè)接觸斑的形狀為圓形，半徑為a，在外界載荷的作用下發(fā)生塑性變形。則作用在1個(gè)接觸斑的正壓力Pn為：

式（1）中：pm是微凸體塑性變形時(shí)的屈服應(yīng)力。

界面滑動(dòng)時(shí)，轉(zhuǎn)移材料的體積取決于黏著接觸部分的典型尺寸。假設(shè)接觸斑直徑不隨材料轉(zhuǎn)移而變化，則磨損顆粒的體積Vn正比于a3?；诖朔N假設(shè)，可將磨損顆粒近似成半球體，其半徑為a，可得體積Vn為：

由于摩擦副產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)的距離為2a，則單位滑動(dòng)距離上的磨損量（磨損率）為：

如果每個(gè)接觸斑在每1次滑動(dòng)中都產(chǎn)生1個(gè)磨損顆粒，則總的磨損率為：

式（4）中：P=∑Pn為作用在觸點(diǎn)上的法向載荷。

假設(shè)摩擦副在長(zhǎng)度為L(zhǎng)的相對(duì)滑動(dòng)距離中，只有比例為k的觸點(diǎn)產(chǎn)生了互磨顆粒，則總的磨損量W可表示為：

這個(gè)方程即為Archard磨損方程。這個(gè)方程的優(yōu)點(diǎn)是可以利用宏觀(guān)物理量的線(xiàn)性關(guān)系即可求得磨損量。從上式可以看出，磨損量W與法向載荷P、滑動(dòng)距離L成正比，與表征材料的抗磨損參量H成反比。k為小于1的無(wú)量綱數(shù)，通常稱(chēng)為磨損系數(shù)，工程中有時(shí)也將k/H稱(chēng)為磨損系數(shù)。磨損系數(shù)的大小主要受到摩擦條件和材料屬性的控制，通常由實(shí)驗(yàn)得到。

假設(shè)接觸件受到的激勵(lì)按照正弦規(guī)律變化，則接觸面在微動(dòng)過(guò)程中響應(yīng)服從同樣的規(guī)律。設(shè)接觸面的位移滿(mǎn)足正弦振動(dòng)規(guī)律，且振幅為Am，頻率為f，則位移和加速度可以表示為：

式（7）（8）中：am為加速度幅值；t為時(shí)間。Am和am之間的關(guān)系可以表示如下：

當(dāng)接觸界面發(fā)生相對(duì)位移時(shí)，微凸體的接觸狀態(tài)也會(huì)發(fā)生改變，比如：有的發(fā)生相互擠壓導(dǎo)致接觸面積增加；有的經(jīng)過(guò)最大接觸面積后彼此遠(yuǎn)離，接觸面積逐漸減小。這是1 個(gè)隨機(jī)過(guò)程。由于接觸凸度很小，假設(shè)接觸面積的變化與相對(duì)位移呈線(xiàn)性關(guān)系，引入?yún)⒘縣c表示面積因子，它與表面形貌參數(shù)有關(guān)，則接觸面隨微動(dòng)位移而改變的面積可表示為：

接觸界面在振動(dòng)激勵(lì)作用下，受力和接觸面積都會(huì)發(fā)生改變，在起始位置經(jīng)過(guò)振幅Am后增加額外的接觸壓力可表示為：

式（11）中：Se為初始接觸面積；m為微凸體的質(zhì)量。

2 計(jì)算材料磨損系數(shù)

文獻(xiàn)[22]研究了鍍金銅合金觸點(diǎn)在頻率范圍為60～1 000 Hz 且滑移幅度在4～62 μm 范圍內(nèi)的微動(dòng)特性。由于該試驗(yàn)所采用的材料，微動(dòng)幅值以及環(huán)境溫度等條件與本研究極為相似，因此，利用該試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)材料的磨損系數(shù)進(jìn)行估計(jì)，用于下一步仿真分析。

該觸點(diǎn)由直徑為2 mm 的球頭和平板試驗(yàn)組成，均由銅合金制成，并電鍍厚度為1 μm 的Au。在室溫條件下，施加法向載荷P為5 N，頻率為200 Hz，微動(dòng)90 000 個(gè)周期，微動(dòng)幅值分別為15 μm 和62 μm。采用共聚焦激光掃描顯微鏡測(cè)量磨損后的試件，得到微動(dòng)區(qū)域截面輪廓[22]，如圖2所示。磨損坑深而寬，磨損軌跡輪廓規(guī)則而銳利，微動(dòng)區(qū)內(nèi)的鍍金層已經(jīng)磨損，基材銅合金暴露在空氣中。

圖2 鍍金銅合金微動(dòng)區(qū)截面輪廓圖Fig.2 Section profile of the fretting zone of gold-plated copper alloy

俯視微動(dòng)磨損后形成的微動(dòng)疤，外輪廓形狀為圓形，又因?yàn)榻孛孑喞?jīng)過(guò)簡(jiǎn)化后可視為半個(gè)橢圓，則整個(gè)微動(dòng)疤可簡(jiǎn)化為半個(gè)橢球形。2種微動(dòng)幅值下的微動(dòng)疤幾何參數(shù)，見(jiàn)表1。

表1 不同微動(dòng)幅值對(duì)應(yīng)的磨損形貌尺寸Tab.1 Wear morphology size of different fretting amplitudes

觸點(diǎn)在每個(gè)微動(dòng)周期滑過(guò)的相對(duì)距離為微動(dòng)幅值的4 倍，可以計(jì)算得到觸點(diǎn)經(jīng)過(guò)90 000 個(gè)周期滑過(guò)的距離L分別為1.35×106μm 和5.58×106μm。查閱《實(shí)用機(jī)械工程手冊(cè)》，得到基材的布氏硬度為HB162。

3 微動(dòng)磨損有限元仿真建模

3.1 建立幾何模型

插孔簧片端部在經(jīng)過(guò)收口工藝后呈橢圓形閉合，插針形狀為圓柱形，因此，插針和插孔僅在簧片端部中間位置形成接觸。據(jù)此對(duì)插針插孔的全模型進(jìn)行分割，保留一側(cè)插孔簧片和插針圓柱參與接觸的部分，對(duì)其余部分進(jìn)行抑制，得到的簡(jiǎn)化模型，如圖3 所示。

圖3 微動(dòng)磨損有限元模型Fig.3 Finite element model of fretting wear

模型通過(guò)分割插針插孔的實(shí)體模型得到，有利于模擬真實(shí)的受力和變形，而與全模型相比又可以極大地減少計(jì)算規(guī)模。

接觸件材料為銅合金加外鍍層，但由于鍍層材料很薄，對(duì)材料的彈性模量和泊松比幾乎無(wú)影響，接觸件的規(guī)格參數(shù)和基體材料屬性分別見(jiàn)表2和表3。

表2 接觸件的規(guī)格參數(shù)Tab.2 Contact specifications

表3 接觸件基體材料屬性Tab.3 Properties of the contact material

3.2 建立接觸

以插針圓柱面為接觸面（圖4 中紅色表面），插孔端部?jī)?nèi)弧面和圓柱面為目標(biāo)面（圖4 中藍(lán)色表面），建立接觸對(duì)。接觸件材質(zhì)為銅基體鍍鎳后再鍍金，因此，磨損主要是由鍍金層之間的相互摩擦造成的。設(shè)置接觸類(lèi)型為摩擦，摩擦系數(shù)參照文獻(xiàn)[23]，設(shè)置為0.129 5。在ANSYS 中使用對(duì)稱(chēng)接觸，可以計(jì)算接觸界面兩側(cè)的磨損，使用非對(duì)稱(chēng)接觸，則僅在接觸界面的一側(cè)，這樣設(shè)置也有利于在后期處理中查看接觸壓力和摩擦應(yīng)力。這里只需計(jì)算插針的磨損量，因此，設(shè)置接觸行為為非對(duì)稱(chēng)。計(jì)算磨損問(wèn)題時(shí)推薦使用增廣拉格朗日法或罰函數(shù)法，使用純拉格朗日法往往會(huì)導(dǎo)致收斂問(wèn)題，故這里選用增廣拉格朗日法。探測(cè)方法選擇接觸面法向節(jié)點(diǎn)。由于此分析涉及動(dòng)態(tài)接觸問(wèn)題，因此，需要控制求解器在求解過(guò)程中更新接觸剛度的頻率，這里選擇更新屬性為Each Iteration，Aggressive，即在每次平衡迭代接觸時(shí)更新剛度，且允許對(duì)取值范圍進(jìn)行最積極的改進(jìn)。

圖4 摩擦接觸對(duì)的接觸面和目標(biāo)面Fig.4 Contact surface and target surface of the frictional contact pair

只有通過(guò)定義磨損模型并將其賦予接觸單元，才能激活磨損仿真。接觸單元必須定義在磨損的表面上，并將磨損材料定義與這些接觸單元相關(guān)聯(lián)。在摩擦接觸中插入APDL命令如下：

TB，WEAR，CID，，，ARCD !將Archard磨損模型賦予接觸單元

TBDATA，1，k，H，m，n!定義磨損相關(guān)參數(shù)

其中，參數(shù)k、H取值分別為9.6475×10-7和162，m取值為1，n取值為0。

3.3 建立運(yùn)動(dòng)副

根據(jù)相對(duì)運(yùn)動(dòng)原理，將接觸件之間的相對(duì)摩擦運(yùn)動(dòng)進(jìn)行簡(jiǎn)化。假設(shè)插針固定，插孔以一定振幅和頻率進(jìn)行往復(fù)運(yùn)動(dòng)。選擇插孔外側(cè)表面建立通用運(yùn)動(dòng)副，并以此表面為基準(zhǔn)建立參考坐標(biāo)系。連接類(lèi)型選擇Body-Ground，類(lèi)型為通用，固定除Z軸方向平動(dòng)之外的所有自由度，如圖5所示。

圖5 通用Body-Ground運(yùn)動(dòng)副Fig.5 General Body-Ground joint

3.4 劃分網(wǎng)格

為了平衡模型在求解精度和求解規(guī)模之間的矛盾，將此模型分割為分屬2 個(gè)零件的11 個(gè)部分，對(duì)重點(diǎn)求解區(qū)域，如接觸部位進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，其他部分進(jìn)行一般全局劃分。在全局設(shè)置中，設(shè)置相關(guān)性值為100，尺寸函數(shù)為自適應(yīng)，相關(guān)中心為精細(xì)，過(guò)渡類(lèi)型為快速。對(duì)接觸部位進(jìn)行進(jìn)一步細(xì)化以提高求解精度，選中插孔端部和插針上層后插入體尺寸控制，設(shè)置單元尺寸為0.01 mm。網(wǎng)格劃分完成后，如圖6 所示，模型共有單元112 259個(gè)，節(jié)點(diǎn)424 165個(gè)。

圖6 模型網(wǎng)格Fig.6 Model grid

3.5 施加載荷和邊界條件

將分析設(shè)置為2個(gè)時(shí)間步。第1個(gè)時(shí)間步用于施加收口力使簧片產(chǎn)生變形，結(jié)束時(shí)間為0.001 s。在插針模型的下表面施加固定約束，在簧片端部的上表面施加力，大小為1.4 N，方向沿Y軸向下。

第2 個(gè)時(shí)間步用于產(chǎn)生微動(dòng)位移，使接觸部位產(chǎn)生磨損，結(jié)束時(shí)間為1 s。在運(yùn)動(dòng)副上施加沿Z向的位移，位移按正弦規(guī)律變化，頻率1 Hz ，幅值為10 μm，代入式（7），得到位移A=0.01sin2πt。

在進(jìn)行磨損計(jì)算時(shí)要使用非常小的時(shí)間增量，這里設(shè)置第2 個(gè)時(shí)間步的求解子步數(shù)為初始100 步，最小100步，最大500步。為獲得更好的求解精度，選擇直接求解器。由于涉及剛體位移，需要在求解設(shè)置中打開(kāi)大變形開(kāi)關(guān)。

4 仿真結(jié)果與討論

4.1 模型有效性驗(yàn)證

為了檢驗(yàn)?zāi)Ｐ偷奈?dòng)運(yùn)動(dòng)是否符合預(yù)期，在插孔簧片邊緣上選擇1點(diǎn)，應(yīng)用探針工具考察其X方向變形情況，如圖7 所示。插孔的運(yùn)動(dòng)輸出趨勢(shì)呈正弦規(guī)律，與加載在插孔端面運(yùn)動(dòng)副上的激勵(lì)保持一致。變形量在1×10-3s 時(shí)為0.87 μm，這是由于在第1 個(gè)時(shí)間步中加載收口力引起的，因此,在第2個(gè)時(shí)間步的微動(dòng)運(yùn)動(dòng)中，此位置成為微動(dòng)運(yùn)動(dòng)的平衡位置。變形量的最大值和最小值分別為10.84 μm 和-9.10 μm，減去平衡位置變形量后，數(shù)值分別為9.97 μm 和-9.97 μm，略小于運(yùn)動(dòng)副輸入的載荷振幅，減小的量是由摩擦阻力和材料變形導(dǎo)致的。

圖7 插孔邊緣上1點(diǎn)在X 方向上的變形情況Fig.7 Deformation of a point on the edge of the jack in the X direction

4.2 接觸狀態(tài)分析

在第1 個(gè)時(shí)間步中，插孔簧片在外力作用下彎曲變形，完成收口模擬，同時(shí)插針和插孔建立了接觸關(guān)系。利用后處理中的接觸工具查看微動(dòng)過(guò)程中的接觸狀態(tài)：縱坐標(biāo)為2 時(shí)，對(duì)應(yīng)接觸的滑動(dòng)狀態(tài)，如圖8（b）中橙色區(qū)域所示；縱坐標(biāo)為3 時(shí)，對(duì)應(yīng)接觸的黏著狀態(tài)，如圖8（a）（c）中紅色區(qū)域所示。處于滑動(dòng)或黏著狀態(tài)的接觸區(qū)域形狀類(lèi)似半個(gè)橢圓，其面積就是插針和插孔接觸時(shí)，起導(dǎo)電作用的名義接觸面積。通過(guò)提取表面支反力和平均壓力并相除，得到單側(cè)接觸面積保持在0.033 mm2左右，整個(gè)接觸件的名義接觸面積可認(rèn)為是此數(shù)值的2倍。

圖8 接觸狀態(tài)時(shí)間歷程圖Fig.8 Time history of contact status

4.3 變形和應(yīng)力分析

對(duì)于接觸件的微動(dòng)問(wèn)題，研究其表面和次表面應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)和變形具有十分重要的意義。圖8中（a）（c）對(duì)應(yīng)的接觸黏著狀態(tài)，均發(fā)生在位移1 ∕4 周期和3 ∕4周期之后，此時(shí)插孔簧片剛剛走過(guò)最大位移處開(kāi)始向相反方向運(yùn)動(dòng)。黏著狀態(tài)與接觸面改變變形量方向的發(fā)生時(shí)間是相契合的，如圖9所示，這表現(xiàn)出了明顯的遲滯效應(yīng)，即接觸面的變形（應(yīng)變）在力的作用下增加或減小，但當(dāng)力的方向改變或歸0時(shí)，變形不會(huì)立刻改變方向或歸0，而是在慣性的作用下繼續(xù)保持原運(yùn)動(dòng)方向一段時(shí)間。

圖9 接觸面變形響應(yīng)Fig.9 Deformation response of the contact surface

接觸件在完成1 個(gè)微動(dòng)周期時(shí)的等效應(yīng)力圖,如圖10 所示。圖中插孔上的應(yīng)力值并不能反映真實(shí)的受力情況，因?yàn)檎鎸?shí)的情況是插孔簧片收口后的位置才是應(yīng)力為0 的位置，因這里施加了額外的收口力而使插孔收口，該圖可以反映真實(shí)的應(yīng)力分布情況以及插針上的應(yīng)力。插孔上有2 處受力較大的區(qū)域，分別是簧片懸臂的根部和插針插孔接觸部位，簧片懸臂的根部在反復(fù)變形中可能會(huì)導(dǎo)致疲勞斷裂問(wèn)題的出現(xiàn)，使插針插孔接觸部位產(chǎn)生微動(dòng)磨損。

圖10 接觸件在完成一個(gè)微動(dòng)周期時(shí)的等效應(yīng)力圖Fig.10 Equivalent stress diagram of the contact when completing a fretting period

插針表面在第1 ∕4、1 ∕2、3 ∕4 和1周期的等效應(yīng)力圖，如圖11所示。該圖反映了插孔在插針表面做周期性滑動(dòng)時(shí)的受力規(guī)律。圖中a）d）為插孔沿X軸正向運(yùn)動(dòng)的最大位移位置和平衡位置的表面應(yīng)力圖，應(yīng)力區(qū)域分別呈熱氣球形和橢圓形，輪廓較為圓潤(rùn)，這是因?yàn)橄騒軸正向運(yùn)動(dòng)時(shí)，插孔簧片前端倒圓面與插孔發(fā)生接觸，接觸區(qū)域存在平滑過(guò)渡。圖中b）c）為插孔沿X軸負(fù)向運(yùn)動(dòng)的平衡位置和最大位移位置的應(yīng)力圖，表面應(yīng)力區(qū)域形似章魚(yú)頭，插孔簧片端部倒圓面與插針表面接觸面積極小，簧片中間懸臂與插針表面有了更多接觸。利用探針工具提取插針表面的反作用力，單側(cè)力的大小一直保持在0.805 N 左右，由于不同的運(yùn)動(dòng)階段使接觸面積也有所不同，故可以看到雖然最大應(yīng)力在接觸表面的中心處，但表面的應(yīng)力分布卻十分不均勻。從Archard 磨損模型的角度分析，受力相同，則在相同位移下的磨損量相同，但應(yīng)力較大的區(qū)域，相應(yīng)的磨損量也會(huì)更大。

圖11 插針表面在第1 ∕4、1 ∕2、3 ∕4 和1周期的等效應(yīng)力圖Fig.11 Equivalent stress diagram of pin surface in the 1/4,1/2,3/4 and 1 cycle

插針在完成1 個(gè)微動(dòng)周期時(shí)的截面等效應(yīng)力圖，如圖12 所示。在接觸區(qū)域的中心位置有明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，在接觸區(qū)下面幾微米處的次表面位置，應(yīng)力值由最大值73.33 MPa 迅速降低至一半左右。隨著微動(dòng)循環(huán)次數(shù)的增加，加之應(yīng)力集中的影響，更容易產(chǎn)生微動(dòng)疲勞，使得在插針的表面或離表面非常近的內(nèi)部有微裂紋成核，嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致插針表面材料脫落形成凹坑，這也與以往的試驗(yàn)觀(guān)察結(jié)果相一致。

圖12 插針截面等效應(yīng)力圖Fig.12 Equivalent stress diagram of pin section

在插針近表面建立直線(xiàn)路徑，并利用探針工具查看路徑上正應(yīng)力和切應(yīng)力值，得到圖13。圖中正應(yīng)力和切應(yīng)力值的變化趨勢(shì)與圓柱/平面接觸二維模型接觸表面的應(yīng)力理論解具有相同的分布規(guī)律，說(shuō)明了數(shù)值仿真的合理性。因?yàn)閷?shí)際接觸件的接觸情況比理想的二維模型更加復(fù)雜，在接觸件仿真分析中的正應(yīng)力集中現(xiàn)象十分明顯，所以，在正應(yīng)力曲線(xiàn)中段存在明顯的應(yīng)力尖峰。在圖13 b）中，理論解中切應(yīng)力曲線(xiàn)中段的凹陷是由于黏著接觸引起的，在圖13 c）中，在接觸件仿真中切應(yīng)力曲線(xiàn)的中段同樣存在一小段凹陷，說(shuō)明插針和插孔在摩擦過(guò)程中存在輕微的黏著接觸現(xiàn)象。

圖13 插針近表面路徑的正應(yīng)力和切應(yīng)力Fig.13 Normal stress and tangential stress near the surface of the pin

4.4 磨損量分析

圖14 插針經(jīng)過(guò)1個(gè)微動(dòng)周期的磨損量Fig.14 Pin wear after a fretting period

5 結(jié)束語(yǔ)

本文基于Archard模型分析了接觸件在微動(dòng)磨損過(guò)程中的力學(xué)行為，得到了接觸狀態(tài)、變形、應(yīng)力分布以及磨損量的變化規(guī)律。有限元仿真的參數(shù)和邊界條件基于相關(guān)試驗(yàn)數(shù)據(jù)和工況，所得結(jié)果具有一定的有效性和合理性，為研究接觸件損傷的行為和機(jī)理提供了理論參考。仿真結(jié)果表明：接觸件的接觸狀態(tài)在第1/4和3/4周期之后會(huì)由滑動(dòng)接觸轉(zhuǎn)變?yōu)轲ぶ佑|，且狀態(tài)的變化具有遲滯效應(yīng)；在接觸區(qū)域表面和近表面的中心位置有明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，此處的微動(dòng)磨損量會(huì)相應(yīng)增大；雖然插孔作用在插針上的應(yīng)力隨微動(dòng)的進(jìn)行不斷變化，但合力值始終保持在0.805 N 左右，所以微動(dòng)磨損量隨著微動(dòng)距離的增加而線(xiàn)性變化。在接觸件微動(dòng)磨損過(guò)程中，接觸界面不僅受到機(jī)械作用，還會(huì)受到電流、外來(lái)顆粒和腐蝕氣氛等的影響，因此，考慮多因素耦合作用下的微動(dòng)磨損行為應(yīng)是下一步的研究重點(diǎn)之一。