溫度場作用的樞軌摩擦磨損分析

摘 要：電樞與軌道間摩擦磨損直接影響著樞軌接觸狀態(tài)，進(jìn)而影響著電磁軌道發(fā)射裝置的使用壽命和發(fā)射效率。為探究溫度對電磁軌道發(fā)射裝置摩擦磨損的影響，分析了發(fā)射裝置的熱載荷來源，建立溫度作用下摩擦磨損模型并分析溫度對樞軌間磨損的影響。利用有限元法，采用脈沖成形網(wǎng)絡(luò)對發(fā)射裝置進(jìn)行供電，求出接觸電阻隨時(shí)間的變化曲線，考慮電磁場-溫度場-應(yīng)力場等建立三維有限元計(jì)算模型，對比分析考慮溫度場和不考慮溫度場兩種狀態(tài)下電樞磨損量的相關(guān)數(shù)據(jù)。結(jié)果表明， 隨著電樞運(yùn)動，樞軌接觸表面溫度逐漸升高，接觸區(qū)域材料的彈性模量和硬度降低，兩種狀態(tài)下電樞的磨損體積和磨損率變化趨勢相同，考慮溫度場時(shí)電樞最大磨損率為1.15 mm3/ms，是不考慮溫度場電樞最大磨損率的1.2倍。

關(guān)鍵詞：電磁發(fā)射； 摩擦磨損； 溫度場； 接觸電阻； 電接觸

中圖分類號： TJ768.2

文獻(xiàn)標(biāo)識碼： A

文章編號：1673-5048（2023）05-0072-07

DOI： 10.12132/ISSN.1673-5048.2023.0094

0 引" 言

電磁軌道發(fā)射是利用電磁推力將負(fù)載加速至超高速的發(fā)射方式［1-4］，具有響應(yīng)速度快，發(fā)射性能穩(wěn)定，推力可控等優(yōu)勢［5-6］。在電樞發(fā)射過程中，樞軌接觸面上累積的熱量和電樞、軌道之間的摩擦磨損會嚴(yán)重縮短軌道的使用壽命； 另外，在對軌道進(jìn)行重復(fù)利用時(shí)，軌道的磨損可能導(dǎo)致樞軌接觸狀態(tài)發(fā)生改變，進(jìn)而產(chǎn)生局部溫升、電弧放電等，影響發(fā)射器性能和壽命［7-10］。

基于此，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量的研究，馮勇［11］利用Archard計(jì)算模型對發(fā)射器樞軌接觸界面的磨損現(xiàn)象進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)發(fā)射器的磨損主要出現(xiàn)在電樞而非軌道，并通過樞軌接觸壓力分析進(jìn)一步得到電樞表面的磨損形貌； 張?zhí)煲獾龋?2］運(yùn)用相關(guān)軟件，對電樞發(fā)射過程中的多物理場進(jìn)行耦合分析，考慮最大溫度對溫度場的影響，分析了等離子體對電磁軌道發(fā)射裝置燒蝕磨損的影響； 張暉輝等［13］對過盈配合條件下的樞軌摩擦磨損進(jìn)行數(shù)值仿真，分析了電樞結(jié)構(gòu)參數(shù)及磨損情況對樞軌接觸狀態(tài)的影響； 李聰波等［14］采用有限元方法實(shí)現(xiàn)了基于Archard模型的機(jī)床導(dǎo)軌磨損深度預(yù)測； 盧銅鋼等［15］在樞軌接觸壓力分析的基礎(chǔ)上，對發(fā)射器的摩擦熱和焦耳熱進(jìn)行了仿真，并提出一種基于溫度分布的接觸區(qū)域軌道分層計(jì)算方法； 李白等［16］分析了電樞表面產(chǎn)生磨損的機(jī)理，建立考慮電磁場-溫度場-應(yīng)力場-磨損等耦合因素的三維有限元計(jì)算模型，對電樞尾翼磨損量進(jìn)行了更為準(zhǔn)確的分析； 高翔［17］在Archard模型的基礎(chǔ)上進(jìn)行分析，探究了電樞磨損體積與磨損深度的影響因素，分析了電樞結(jié)構(gòu)參數(shù)、運(yùn)動特性和樞軌接觸特性對電樞磨損狀態(tài)的影響規(guī)律； Stefani等［18］開展了電樞磨損的試驗(yàn)研究，分析了低速和高速運(yùn)動狀態(tài)下不同損傷形式對鋁合金電樞的作用效果； 關(guān)曉存等［19］依據(jù)樞軌接觸界面間的溫度分布方程，推導(dǎo)出電樞熔化磨損率的計(jì)算方法，并與文獻(xiàn)［18］的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證了算法的準(zhǔn)確性。

基于以上研究可以發(fā)現(xiàn)： 樞軌摩擦磨損現(xiàn)象較為復(fù)雜，材料的物理性能與發(fā)射器工作過程中的焦耳熱、摩擦熱、磨損等都密切相關(guān)，但又缺乏直接的理論基礎(chǔ)，這就使得對電樞-軌道接觸界面的摩擦磨損研究變得更加困難。

為此，為了更好地探究溫度作用對電磁軌道發(fā)射裝置磨損的影響，采用有限元分析軟件，求出不同接觸壓力下接觸電阻隨時(shí)間的變化值，進(jìn)一步分析了摩擦熱和焦耳熱雙重作用下電樞溫度場分布，最后計(jì)算考慮溫度場的電樞磨損相關(guān)參數(shù)。

1 理論分析模型

1.1 樞軌界面產(chǎn)熱

1.1.1 接觸電阻產(chǎn)熱

焦耳熱與樞軌間的接觸電阻值有關(guān)，Holm ［20］發(fā)現(xiàn)兩個(gè)表面光滑的導(dǎo)體在電接觸時(shí)，接觸面并不是全部接觸，而是通過a斑點(diǎn)來實(shí)現(xiàn)有效電接觸，實(shí)際接觸面模型如圖1所示。

本文采用基于熱通量守恒的接觸電阻計(jì)算方程對樞軌接觸界面間的接觸電阻進(jìn)行求解，該計(jì)算模型假設(shè)接觸區(qū)域具有一定厚度的接觸層，則接觸電阻率與接觸壓強(qiáng)的關(guān)系為［21］

ρconlcon=ρa(bǔ)vercHsoftPm（1）

式中： ρcon為接觸電阻率； lcon為接觸層厚度； Hsoft為電樞材料硬度； P為接觸壓強(qiáng)； c和m為接觸常數(shù)； ρa(bǔ)ver為樞軌接觸對的平均接觸電阻率。

樞軌接觸面積為Sc，則接觸電阻Rc為

Rc（t）=ρconlconSc（2）

所以單位時(shí)間內(nèi)樞軌接觸面接觸電阻產(chǎn)生的熱功率為

Qc=j2（t）Rc（t）（3）

式中： j（t）為電流密度。

1.1.2 機(jī)械摩擦產(chǎn)熱

由文獻(xiàn)［22］可知，機(jī)械摩擦力產(chǎn)生的熱功率為

Qf=uP（t）v（t）（4）

式中： P（t）=F0+Fcosθ，F(xiàn)0為電磁軌道發(fā)射器初始預(yù)緊力，θ為電樞臂尾翼傾角。

1.1.3 電樞與軌道間的熱量分配

對于摩擦熱和接觸電阻產(chǎn)生的焦耳熱，Wang等［23］研究指出，該熱量在電樞與軌道之間的分配可以用熱量分配系數(shù)描述：

kr=λrλr+λa（5）

ka=λaλr+λa（6）

式中： kr，ka分別為軌道、電樞的熱量分配系數(shù)； λr，λa分別為軌道、電樞的熱導(dǎo)率。

1.2 Archard磨損計(jì)算模型

為預(yù)測機(jī)械系統(tǒng)的磨損并確定其壽命和降低磨損，必須模擬數(shù)十萬次的工作循環(huán)。考慮到預(yù)測成本的問題，有限元仿真和后置處理器模擬是最佳的選擇。在有限元仿真軟件中，嵌入的Archard Wear Model計(jì)算公式為

ω=dVdt=KpmvnsH（7）

式中： ω為磨損率； V為磨損體積； K為磨損因子； p為樞軌接觸面間法向接觸壓力； vs為電樞速度； m為壓強(qiáng)指數(shù)； n為速度指數(shù)； H為較軟材料的布氏硬度。

磨損深度為考察磨損程度的關(guān)鍵參數(shù)之一，樞軌接觸面間電樞產(chǎn)生的磨損深度為

h=∫0tV（t）A（t）dt=KH∫0tp·vs（t）dAdt（8）

式中： A為樞軌間的接觸面積。

1.3 求解方法

發(fā)射裝置摩擦磨損求解方法如圖2所示。運(yùn)用軟件進(jìn)行聯(lián)合仿真，首先建立發(fā)射裝置的三維模型，定義樞軌間的接觸節(jié)點(diǎn)類型，其次結(jié)合樞軌接觸面間的形變構(gòu)建有限元模型，將溫度場數(shù)據(jù)帶入瞬態(tài)結(jié)構(gòu)場進(jìn)行求解得到樞軌接觸壓力和磨損量，最后判斷是否完成全部時(shí)間步的計(jì)算，若是則計(jì)算結(jié)束輸出結(jié)果，反之則繼續(xù)進(jìn)行計(jì)算。

2 電磁軌道發(fā)射裝置有限元分析模型

2.1 模型說明

圖3為電磁軌道發(fā)射器C型電樞的基本結(jié)構(gòu)及參數(shù)。其中，d0為尾翼厚度； dt為樞軌接觸面長度； r為電樞頭部與尾翼連接處的圓角半徑； θ為尾翼傾角； tr為過盈量； d1為頭部最小厚度； h為拋體裝載區(qū)高度。

電磁發(fā)射器的基本參數(shù)如表1所示。其中，a，b，L分別為導(dǎo)軌的截面寬度、截面長度和導(dǎo)軌的長度。

在發(fā)射過程中，發(fā)射器材料的磨損與轉(zhuǎn)移將造成網(wǎng)格單元的損失，因此磨損仿真對網(wǎng)格質(zhì)量要求較高。為了保證磨損計(jì)算的精度和收斂性，進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分，并且每一個(gè)網(wǎng)格要確保均勻、滿足長細(xì)比要求。 圖4為電磁軌道發(fā)射器幾何模型與網(wǎng)格模型。

2.2 材料性質(zhì)與溫度的關(guān)系

2.2.1 硬度與溫度的關(guān)系

材料的硬度與溫度有關(guān)。在電樞的發(fā)射過程中，樞軌接觸界面間產(chǎn)生的熱量會使電樞材料軟化，進(jìn)而影響電樞的磨損量。此次計(jì)算中電樞材料采用鋁合金，軌道材料采用銅合金，根據(jù)文獻(xiàn)［24］，鋁合金材料的硬度隨溫度變化關(guān)系如表2所示。

2.2.2 楊氏模量與溫度的關(guān)系

楊氏模量是描述固體材料抵抗形變能力的物理量。金屬材料的楊氏模量隨溫度變化的一般規(guī)律為［25］

E=E0（1－mαT）（9）

式中： E為楊氏模量； E0為常溫下的楊氏模量； α為線膨脹系數(shù)； T為溫度變化量； m為楊氏模量的溫度系數(shù)與線膨脹系數(shù)的比值，通常近似取25。

根據(jù)式（9），鋁合金楊氏模量隨溫度變化如表3所示。值得一提的是，在發(fā)射過程中由于軌道的溫度變化較小，軌道材料銅合金的硬度和楊氏模量在計(jì)算中取室溫條件下的參數(shù)。

2.3 計(jì)算條件

仿真采用有限元分析軟件搭建脈沖成形網(wǎng)絡(luò)求解激勵(lì)電流，圖5為搭建的電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)。其中，C為儲能單元； T為放電開關(guān)； RC和LC為支路雜散電阻和電感； R0和L0為負(fù)載電阻和電感； RD和LD為續(xù)流支路電阻和電感。

對電磁發(fā)射裝置的電路等效模型各元器件設(shè)置完參數(shù)以后即可進(jìn)行求解，圖6為電磁軌道發(fā)射裝置總電流隨時(shí)間的變化圖。

從圖中可以看出，回路電流在0～0.45 ms內(nèi)迅速增大，增大到650 kA左右之后電流迅速下降，直至為0； 產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因?yàn)椋?在0～0.45 ms內(nèi)，電路為脈沖電容對負(fù)載放電，電容電壓由初始電壓逐漸降低到0，發(fā)射裝置電流迅速增大到峰值，此時(shí)續(xù)流支路開始導(dǎo)通，調(diào)波電感與二極管形成回路進(jìn)行放電，發(fā)射裝置電流逐漸減小為0。

電磁軌道發(fā)射裝置在實(shí)際發(fā)射過程中一般持續(xù)時(shí)間極短，大約為2 ms左右。由圖6可知，在t=2.0 ms時(shí)，電流為50 kA，幾乎對電樞不再產(chǎn)生作用。因此假設(shè)電樞在t為0～2.0 ms的過程中受到推力作用，在t=2.0 ms時(shí)電樞發(fā)射出去。

電樞與軌道之間的接觸壓力主要由洛倫茲力和預(yù)緊力提供，接觸壓力的變化影響著接觸電阻，進(jìn)而影響樞軌接觸面的電磁特性以及溫度分布。根據(jù)建立的電磁場-結(jié)構(gòu)場耦合模型， 可以求得樞軌接觸面間垂直于軌道的預(yù)緊力、洛倫茲力和接觸壓力隨時(shí)間的變化曲線，如圖7所示。根據(jù)樞軌之間的接觸壓力曲線和式（2）即可求得模型中的接觸電阻，圖8為接觸電阻及文獻(xiàn)［26］試驗(yàn)中測得的接觸電阻隨時(shí)間變化曲線。

由圖7可知，預(yù)緊力僅僅是在發(fā)射初期保證良好的樞軌接觸，整個(gè)發(fā)射過程中樞軌之間的接觸壓力主要由洛倫茲力提供； 在電樞發(fā)射后期隨著脈沖電流的減小，垂直于軌道方向的洛倫茲力逐漸減小，最終小于電樞過盈產(chǎn)生的預(yù)緊力。結(jié)合圖6可知，樞軌之間洛倫茲力的變化滯后于脈沖電流大小的變化，這是因?yàn)樽兓拿}沖電流產(chǎn)生變化的磁場，進(jìn)而產(chǎn)生垂直于軌道的洛倫茲力。

由圖8（a）可以看出，接觸電阻的變化趨勢可分為急劇下降階段、穩(wěn)定階段、緩慢上升階段。0～0.2 ms為急劇下降階段，此時(shí)樞軌之間的接觸壓力迅速變大，電樞由靜止開始運(yùn)動； 0.2～1.0 ms為平穩(wěn)階段，接觸電阻維持在0.1 mΩ左右，此時(shí)樞軌之間的接觸壓力和接觸斑點(diǎn)的數(shù)目基本不再變化； 1.0～2.0 ms為穩(wěn)步上升階段，隨著接觸壓力的減小，樞軌之間接觸斑點(diǎn)的數(shù)目不斷減少，接觸電阻逐漸增大。將圖8（a）與（b）對比可知，試驗(yàn)測得的接觸電阻數(shù)據(jù)和本文計(jì)算的接觸電阻變化趨勢基本相同。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 樞軌接觸面溫度場分析

由上述分析可知，樞軌間的熱量由摩擦熱和焦耳熱兩部分產(chǎn)生，圖9為發(fā)射過程中電樞溫度場分布云圖； 圖10為發(fā)射裝置樞軌接觸面最高溫度隨時(shí)間變化曲線。

從圖9可以看出，在發(fā)射初期電樞接觸表面尾部溫度最高，熱量由電樞臂尾部逐漸向頭部進(jìn)行傳遞； 在t=1.3 ms時(shí)，樞軌接觸界面中電樞的平均溫度達(dá)到860 ℃，電樞臂尾翼的最高溫度為1 506 ℃，遠(yuǎn)高于電樞材料的熔點(diǎn)，因此電樞尾部最先開始熔化； 在t=2.0 ms時(shí)，整個(gè)接觸面上的溫度都已超過了電樞材料的熔點(diǎn)，在電樞的運(yùn)動過程中，樞軌接觸界面熔化的電樞粘附在軌道表

面，加重了軌道表面的粗糙程度，嚴(yán)重破壞了樞軌接觸狀態(tài)，在電磁軌道發(fā)射裝置再次發(fā)射時(shí)可能會加重材料的磨損，降低電樞二次發(fā)射性能。

從圖10可以看出， 在0～0.2 ms內(nèi)，電樞的最高溫度緩慢增加，在t=0.2 ms時(shí)，最高溫度為134" ℃，遠(yuǎn)小于電樞材料的熔化溫度； 在0.2～1.3 ms內(nèi)，電樞的最高溫度迅速上升，最高溫度為1 506" ℃，遠(yuǎn)高于鋁材料的熔點(diǎn)，電樞已經(jīng)發(fā)生了熔化； 在1.3～2.0 ms內(nèi)，電樞的

最高溫度趨于穩(wěn)定且在鋁電樞的熔點(diǎn)之上，這說明電樞一直存在熔化狀態(tài)； 軌道溫度變化情況與電樞不同： 軌道的最高溫度在0～0.8 ms內(nèi)緩慢上升，最高溫度為258" ℃，最高溫度的峰值時(shí)刻為0.8 ms，在0.8～2.0 ms內(nèi)，軌道的最高溫度呈緩慢下降狀態(tài)，這是因?yàn)樵诎l(fā)射后期電樞的速度增大，激勵(lì)電流和樞軌接觸壓力減小，造成樞軌接觸面間傳遞給軌道的熱量減小。

3.2 電樞磨損結(jié)果分析

將電樞-軌道接觸面的力、載荷網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)的形式導(dǎo)入瞬態(tài)結(jié)構(gòu)場，進(jìn)行磨損計(jì)算。圖11為考慮溫度場和不考慮溫度場兩種情況下電樞磨損體積隨時(shí)間的變化曲線； 圖12為t=2.0 ms時(shí)考慮溫度場和不考慮溫度場兩種情況下電樞磨損體積網(wǎng)格狀態(tài)圖； 圖13為電樞磨損率隨時(shí)間的變化曲線。其中，曲線A和曲線B分別為不考慮溫度場和考慮溫度場兩種情況下仿真的相關(guān)結(jié)果； 曲線P為考慮溫度場與不考慮溫度場相關(guān)結(jié)果的比值。

由圖11可知，求解電樞的磨損體積時(shí)，無論是否考慮溫度場的作用，電樞的磨損體積都隨著時(shí)間緩慢增大； 在0～0.2 ms內(nèi)，隨著激勵(lì)電流的緩慢增大，樞軌間的接觸壓強(qiáng)緩慢增大，但由于電樞處于啟動階段，電樞的運(yùn)動速度較低、接觸面的溫度不高，因此電樞的磨損體積較小，這一階段電樞的磨損量主要受樞軌間預(yù)緊力的影響，僅發(fā)生輕微磨損； 在0.2～1.4 ms內(nèi)，激勵(lì)電流一直處于高電流狀態(tài)，樞軌間的接觸壓強(qiáng)達(dá)到較大狀態(tài)，電樞速度快速上升，溫度較高，電樞的磨損體積迅速增大； 在1.4～2.0 ms內(nèi)，樞軌間的溫度逐漸穩(wěn)定，電樞速度變化趨于平緩，電樞的磨損體積緩慢增大趨于穩(wěn)定狀態(tài)，最終不考慮溫度場電樞的最大磨損體積為0.73 mm3，考慮溫度場電樞的最大磨損體積為1.31 mm3，是不考慮溫度場的電樞磨損體積的1.8倍。觀察曲線P可以看出，其數(shù)值大小均大于1，這說明溫度升高會加重電樞的磨損，這主要是因?yàn)闇囟壬邥档碗姌泻蛙壍啦牧系挠捕群蜅钍夏Ａ繑?shù)值，由式（7）可知，磨損率會增大，所以電樞的磨損體積會變大。

由圖12可知，考慮溫度情況下電樞磨損較為嚴(yán)重的區(qū)域?yàn)殡姌斜鄣奈惨?，與圖9對比可知，電樞臂尾翼部分的溫度較高，這就使得尾翼部分的硬度和楊氏模量數(shù)值較低，電樞在此處極易發(fā)生磨損； 而不考慮溫度情況下電樞磨損較為嚴(yán)重的區(qū)域發(fā)生在電樞臂的中部區(qū)域，這是因?yàn)樵谶^盈條件下電樞臂中部區(qū)域的接觸壓力較大，磨損現(xiàn)象在此處表現(xiàn)得尤為明顯。

結(jié)合圖13電樞磨損率隨時(shí)間的變化曲線可以看出： 電樞磨損率ω隨時(shí)間先急劇增大達(dá)到峰值，再急劇減小，不考慮溫度場的電樞最大磨損率為0.96 mm3/ms，考慮溫度場的電樞的最大磨損率為1.15 mm3/ms，是不考慮溫度場的1.2倍。

磨損率反映了電磁軌道發(fā)射裝置在發(fā)射過程中電樞體積消耗快慢問題，而磨損深度著重反映了在樞軌接觸面壓力、溫度分布不均勻的情況下電樞表面由于磨損向內(nèi)側(cè)凹陷的嚴(yán)重程度。圖14為電樞最大磨損深度隨時(shí)間的變化曲線。

由該圖可知，考慮溫度場的電樞最大磨損深度隨時(shí)間的變化趨勢： 在0～0.4 ms內(nèi)，電樞表面的最大磨損深度上升速度較為緩慢，主要原因是發(fā)射初期電

樞滑動速度較慢、樞軌間的接觸壓力和溫度較小，導(dǎo)致樞軌間材料的硬度較大，不易磨損； 在0.4～2.0 ms內(nèi)，電樞最大磨損深度急劇上升，最大磨損深度達(dá)到26.2×10-3 mm； 與考慮溫度場不同的是，不考慮溫度場的電樞最大磨損深度從發(fā)射初期到發(fā)射結(jié)束一直處于緩慢增長的狀態(tài)，最終最大磨損深度為0.98×10-3 mm，僅為考慮溫度場的1/27，由此可以看出溫度對電樞最大磨損深度的影響很大。

4 結(jié)" 論

電磁軌道發(fā)射裝置在發(fā)射過程中，電樞在軌道內(nèi)高速滑動，在樞軌接觸界面焦耳熱和摩擦熱的作用下，電樞和軌道的溫度急劇升高，加重了電樞的磨損，嚴(yán)重影響了樞軌接觸性能。

本文通過分析電磁軌道發(fā)射裝置的熱載荷來源，建立了電磁軌道發(fā)射裝置摩擦磨損計(jì)算模型，對比分析了考慮溫度場與不考慮溫度場兩種情況下電樞磨損參數(shù)的影響。研究結(jié)果歸納如下：

（1） 樞軌間接觸電阻的變化趨勢分為急劇下降、穩(wěn)定、緩慢上升三個(gè)階段，接觸電阻的變化與激勵(lì)電流、樞軌接觸壓力的變化呈負(fù)相關(guān)；

（2） 電樞磨損率ω隨時(shí)間先急劇增大達(dá)到峰值，再急劇減小，不考慮溫度場的電樞最大磨損率為0.96 mm3/ms，考慮溫度場的電樞最大磨損率為1.15 mm3/ms，是不考慮溫度場的1.2倍；

（3） 考慮溫度場的電樞最大磨損深度先緩慢增加再急劇增大，最大磨損深度達(dá)到26.2×10-3 mm，不考慮溫度場的電樞最大磨損深度從發(fā)射初期到發(fā)射結(jié)束一直處于緩慢增長狀態(tài)，最終最大磨損深度為0.98×10-3 mm，僅為考慮溫度場的1/27，溫度對電樞最大磨損深度的影響很大。

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Frictional Wear Analysis of Armature Rails by

Temperature Field Effect

Guo Anxin， Wang Xuezhi*， Du Xiangyu， Lu Xiaoquan

（Air and Missile Defense College， Air Force Engineering University， Xi’an 710051， China）

Abstract： Frictional wear between the armature and the rails directly affects the armature-rails contact condition， thereby affecting the service life and launch efficiency of the electromagnetic rail launcher. In order to explore the influence of temperature on the frictional wear of electromagnetic rail launcher， the source of heat load on the launcher is analyzed， a frictional wear model under the effect of temperature is established and the effect of temperature on the wear between armature and rail is analyzed. Using the finite element method， the pulse forming network is used to power the launcher， the contact resistance variation curve with time is found out， the 3D finite element calculation model is established considering the electromagnetic field-temperature field-stress field， etc.， and the data related to the armature wear amount in the two states considering the temperature field and not considering the temperature field are compared and analyzed. The results show that with the armature movement， the temperature of the contact surface of the armature-rails gradually increases， the elastic modulus and hardness of the material in the contact area decrease， and the change trends of the wear volume and wear rate of the armature in the two states are the same. The maximum wear rate of the armature when considering the temperature field is 1.15 mm3/ms ， which is 1.2 times of the maximum wear rate of the armature without considering the temperature field.

Key words： electromagnetic launch; frictional wear; temperature field; contact resistance; electrical contact