摘    要：氮化鋁由于其優(yōu)異的絕緣性和高硬度，被廣泛用于絕緣涂層，有關(guān)氮化鋁涂層的摩擦磨損研究較少，磨損去除機(jī)理尚不明確。本文基于ABAQUS有限元軟件，采用Archard磨損模型和JH-2陶瓷損傷模型搭建了氮化鋁涂層磨損模型，對(duì)氮化鋁材料的磨損機(jī)理進(jìn)行了研究。結(jié)果表明載荷與滑行距離是影響磨損的主要因素，氮化鋁材料的磨損量隨兩者的增加而增加。根據(jù)材料的應(yīng)力曲線變化將其分為完全破碎型、部分破碎型和彈性變形型，結(jié)合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與三種類型材料的應(yīng)力分析共同揭示了氮化鋁材料的磨損機(jī)理。

關(guān)鍵詞：氮化鋁;磨損機(jī)理;仿真;

0 引言

近年來，隨著變頻驅(qū)動(dòng)技術(shù)的發(fā)展，變頻調(diào)速感應(yīng)電機(jī)在機(jī)械工業(yè)領(lǐng)域的應(yīng)用更加廣泛，軸承作為電機(jī)的關(guān)鍵零部件，其可靠性直接影響電機(jī)的服役壽命，而電蝕失效是此類電機(jī)軸承的主要失效方式[1]，嚴(yán)重制約了電機(jī)的發(fā)展。目前，采用絕緣軸承是解決該類問題的最佳方法，絕緣軸承可有效阻斷軸電流，提高電機(jī)的可靠性并延長(zhǎng)其服役壽命[2]。然而，傳統(tǒng)絕緣軸承采用的氧化鋁涂層材料存在熱導(dǎo)率低和針孔結(jié)構(gòu)缺陷，會(huì)降低涂層絕緣性能。氮化鋁具有硬度高絕緣性能好等特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于電子器件絕緣層，使用氮化鋁材料替代氧化鋁可有效改善軸承散熱條件并加強(qiáng)絕緣性能。

絕緣軸承在運(yùn)輸和安裝的過程中易受到外界機(jī)械載荷的作用而使絕緣涂層產(chǎn)生裂紋損傷，在極化作用下涂層中的電荷會(huì)在缺陷處聚集，導(dǎo)致缺陷處電壓升高，易造成局部擊穿[3]；絕緣軸承在運(yùn)行過程中受到滾動(dòng)體的周期性沖擊與磨損，從而導(dǎo)致絕緣軸承的絕緣性能以及機(jī)械穩(wěn)定性下降，綜上考慮，有必要對(duì)氮化鋁涂層材料的摩擦磨損性能磨損進(jìn)行研究。

隨著計(jì)算機(jī)科學(xué)的發(fā)展，學(xué)者們開始嘗試借助仿真分析軟件對(duì)機(jī)械零部件之間的磨損行為進(jìn)行數(shù)值模擬分析。Bortoleto等[4]采用增強(qiáng)拉格朗日-歐拉（ALE）與Archard磨損模型結(jié)合的方法，分析了在銷-盤式摩擦試驗(yàn)中，銷的干摩擦滑動(dòng)磨損。Rezaei等[5]采用二維應(yīng)變有限元模型和Archard磨損模型，分析了軸承徑向滑動(dòng)的磨損。張志宏等[6]采用Archard磨損模型，分析了槍管涂層的磨損量和磨損狀態(tài)的分布。李靜等[7]基于Archard磨損模型開發(fā)了用于自潤(rùn)滑軸承磨損子程序，分析了自潤(rùn)滑軸承在運(yùn)行過程中襯套的長(zhǎng)時(shí)間磨損情況。周旭等[8]基于軸承力學(xué)分析模型和Archard磨損模型，分析了軸承的磨損特性并提出了一種用于軸承磨損壽命的分析方法。B.Subramanian等[9]采用直流反應(yīng)磁控濺射法在低碳鋼上制備了氮化鋁涂層，通過環(huán)塊法摩擦磨損實(shí)驗(yàn)分析了涂層的摩擦磨損性能。Lin等[10]采用非平衡磁控濺射法制備了CrN/AlN超晶格涂層，通過球盤式摩擦磨損實(shí)驗(yàn)測(cè)試了涂層的耐磨性能，分析了分子層周期與涂層性能的關(guān)系。

本文采用Archard磨損模型與Johnson-Holmquist陶瓷損傷模型，基于ABAQUS構(gòu)建了有限元模型來模擬氮化鋁涂層的摩擦磨損。通過摩擦磨損實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)模型進(jìn)行修正，結(jié)合仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析了氮化鋁涂層的磨損去除機(jī)理，對(duì)以后的研究和生產(chǎn)應(yīng)用具有重要意義，對(duì)絕緣軸承技術(shù)的發(fā)展具有促進(jìn)作用。

1 有限元模型

1.1 幾何模型

為了保證有限元分析的計(jì)算效率，對(duì)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化，為了便于模型的建立，將滾動(dòng)摩擦簡(jiǎn)化為滑動(dòng)摩擦，見圖1，為了減少運(yùn)算時(shí)間，利用ABAQUS軟件僅建立了滾動(dòng)體的1/8和涂層材料基體。滾動(dòng)體材料為Gcr15軸承鋼，直徑為3 mm。氮化鋁材料尺寸20mm×20mm×2mm。按照摩擦磨損試驗(yàn)臺(tái)的實(shí)際裝配情況，基體完全固定，滾動(dòng)體只保留摩擦方向的自由度。載荷垂直于基體，滾動(dòng)體與基體兩者建立面面接觸，法向接觸設(shè)置為硬接觸，切向接觸設(shè)置為定摩擦系數(shù)。根據(jù)實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果，滾動(dòng)體與涂層基體之間的摩擦系數(shù)取平均值0.3。

圖1 氮化鋁摩擦磨損實(shí)驗(yàn)幾何模型 

1.2 ABAQUS/Standard中的Archard磨損模型

Archard磨損模型是使用最為廣泛的一種磨損模型，多用于預(yù)測(cè)每個(gè)節(jié)點(diǎn)的材料去除率[8]，其通用形式：

式中:V—磨損過程中去除材料的體積；s—滑行距離；F—法向載荷；K—無量綱磨損系數(shù)；H—磨損材料的硬度。對(duì)公式進(jìn)行推導(dǎo)和變形可得到：

式中：hi+1—進(jìn)行到（i+1）次增量步時(shí)的總磨損量；pi—第i次增量步時(shí)的接觸壓力；kD為無量綱磨損系數(shù)；hi—第i次增量步的磨損深度。在有限元仿真計(jì)算當(dāng)中，為了實(shí)現(xiàn)摩擦塊磨損行為的求解，可以通過調(diào)用UMESHMOTION子程序，利用Archard磨損模型求得摩擦塊的磨損量。

1.3 ABAQUS/Explicit中的JH-2磨損模型

Johnson-Holmquist (JH-2）模型是一種彈塑性損傷材料模型，常用于描述大應(yīng)變率和高壓下的玻璃和陶瓷等脆性材料，該模型能夠捕捉脆性材料的去除機(jī)制[11]，氮化鋁材料的JH-2模型相關(guān)常數(shù)，見表1。

表1 氮化鋁的JH-2模型參數(shù)[12]

在ABAQUS中編譯inp文件可構(gòu)建JH-2陶瓷損傷模型，見圖2，在裝配時(shí)輸入由Archard模型計(jì)算的磨損深度a。為模擬涂層材料的破損需在單元設(shè)置中勾選單元?jiǎng)h除，載荷施加方向?yàn)槟Σ亮Ψ较颍瑸闈L動(dòng)體施加在摩擦方向的線速度。采用動(dòng)力顯式分析對(duì)磨損過程進(jìn)行求解。

圖2 磨損去除材料模型 

2 結(jié)果和討論

2.1 磨損深度

圖3為法向載荷3N且滑行距離200mm時(shí)氮化鋁基板自適應(yīng)面上的磨損量，Y軸為磨損深度，X軸為節(jié)點(diǎn)編號(hào)。可得最大磨損量發(fā)生在節(jié)點(diǎn)79744，磨損深度為6.90×10-9mm。最小磨損量發(fā)生在62494號(hào)節(jié)點(diǎn)，磨損深度為2.60×10-9mm，平均磨損深度為4.65×10-9mm。

圖4為載荷6N且滑行距離200mm時(shí)氮化鋁基板的磨損情況，最大磨損深度出現(xiàn)在65254號(hào)節(jié)點(diǎn)，磨損深度為1.32×10-8mm。最小磨損深度出現(xiàn)在72154號(hào)節(jié)點(diǎn)，磨損深度為4.09×10-9mm。平均磨損深度為9.22×10-9mm。

圖3 載荷3N下磨損深度 

圖4 載荷6N下磨損深度 

圖5為載荷9N且滑行距離200 mm氮化鋁基板的磨損情況，最大磨損深度出現(xiàn)在75604號(hào)節(jié)點(diǎn)，磨損深度為2.20×10-8mm，最小磨損深度出現(xiàn)在110104號(hào)節(jié)點(diǎn)，磨損深度為9.44×10-9mm，平均磨損深度為1.40×10-9mm。

圖6為三種載荷下的最大磨損節(jié)點(diǎn)在不同滑行距離時(shí)的磨損深度圖。三種載荷下，磨損深度均隨滑行距離的增加而增加，當(dāng)滑行距離小于25 mm時(shí)，磨損情況基本相同，隨著滑行距離的增加，磨損情況逐漸發(fā)生變化，在3N的載荷下，磨損深度增加較為平穩(wěn)，載荷增加到6N和9N時(shí)，磨損深度增加趨勢(shì)變大。

圖5 載荷9N下磨損深度 

圖6 不同滑行距離下的磨損深度 

當(dāng)滑行距離較小時(shí)，三種載荷下的摩擦副都處于磨損磨合期，磨損深度大致相同。載荷增大會(huì)直接增大接觸面之間的摩擦力，使得表面接觸位置的最大切應(yīng)力增加，增加了產(chǎn)生裂紋的可能性。此外，摩擦力增大，所引起的拉應(yīng)力也會(huì)增大，從而使裂紋擴(kuò)展加劇。在相同的滑動(dòng)距離下，從3N到6N產(chǎn)生的磨損深度增量明顯大于從6N到9N產(chǎn)生的磨損深度增量。隨著磨損深度的增加，滾動(dòng)體與涂層之間的接觸面積會(huì)增加，導(dǎo)致材料接觸部分所受的應(yīng)力下降。在同樣的滑行距離下，載荷越大接觸面積的增加越明顯，接觸表面之間的應(yīng)力下降越顯著，導(dǎo)致磨損深度增加的趨勢(shì)下降。

2.2 磨損機(jī)理分析

采用Archard模型獲得各節(jié)點(diǎn)磨損深度后，選擇最小磨損深度與最大磨損深度輸入氮化鋁JH-2模型中，模擬在磨損過程中出現(xiàn)的兩種極限情況。圖7為仿真模型磨損表面，可明顯看出滾動(dòng)體所形成的磨痕，磨痕邊緣存在應(yīng)力集中區(qū)域。在此磨損過程中，模型中存在三種類型的單元，單元A是磨損過程中完全破碎的單元；單元B是未完全破碎殘留大量應(yīng)力的單元；單元C是始終保持在彈性階段的單元，圖中分別表現(xiàn)為藍(lán)色、綠色和黃色部分區(qū)域。圖8為摩擦磨損實(shí)驗(yàn)后的表面形貌圖。其磨損后破碎形貌與仿真結(jié)果基本一致，也可將材料的破碎分為A、B、C三種類型，并且根據(jù)上述三種單元存在的區(qū)域?qū)⒛p表面劃分為1、2、3區(qū)域。

圖7 氮化鋁材料磨痕形貌 

圖8 磨損表面形貌 

軸承鋼球與氮化鋁涂層發(fā)生磨損，涂層受到載荷產(chǎn)生的法向應(yīng)力和摩擦力形成的表面拉應(yīng)力，由于涂層表面十分光滑，在初期的磨合階段無明顯磨損發(fā)生，涂層在滾動(dòng)體的往復(fù)運(yùn)動(dòng)中受到交變的接觸應(yīng)力在表面形成裂紋，并且裂紋逐漸向四周擴(kuò)散，當(dāng)裂紋相互連接時(shí)，會(huì)造成局部剝落。剝落的顆粒并不會(huì)及時(shí)排除接觸表面，會(huì)隨著滾動(dòng)體的運(yùn)動(dòng)繼續(xù)擠壓撞擊涂層表面造成磨損，并在涂層留下磨粒造成的劃痕。剝落的顆粒和被磨粒撞擊破碎的材料被定義為單元類型A。

裂紋的產(chǎn)生是由于氮化鋁的共價(jià)鍵斷裂所導(dǎo)致。氮化鋁的晶胞中一共存在兩種共價(jià)鍵，Al、N原子半滿軌道形成的B1鍵，見圖9。在圖中表示為Al-N(i)(i=1,2,3),Al的空軌道和N的全滿軌道形成的B2鍵，圖中表示為Al-N0。B2鍵相比于B1鍵，鍵長(zhǎng)更長(zhǎng)，鍵能更小，更易斷裂[13]。在磨損過程中，與滾動(dòng)體接觸的氮化鋁晶粒受到往復(fù)的交變接觸應(yīng)力會(huì)導(dǎo)致B2鍵先發(fā)生斷裂，隨后B1鍵再斷裂，當(dāng)圍繞某一氮化鋁晶粒周圍的共價(jià)鍵全部斷裂時(shí)，此氮化鋁晶粒脫落。脫落的晶粒參與磨損會(huì)擠壓碰撞涂層表面，也會(huì)使材料共價(jià)鍵的斷裂，從而造成涂層的破碎。

圖9 氮化鋁晶體結(jié)構(gòu) 

由圖10可知，單元A在0.009～0.022s時(shí)，應(yīng)力在3MPa到18MPa之間，在0.023s時(shí)應(yīng)力開始攀升。在0.026s時(shí)應(yīng)力到達(dá)399Mpa，單元A發(fā)生塑性變形，并且應(yīng)力在增長(zhǎng)過程中逐漸超過氮化鋁材料的屈服極限，材料開始破碎。在0.027s時(shí)，應(yīng)力高達(dá)2960MPa，材料破碎，應(yīng)力激增。時(shí)間超過0.027s時(shí)應(yīng)力消失，說明材料完全破碎導(dǎo)致單元被刪除。

交變接觸應(yīng)力導(dǎo)致涂層表面形成裂紋，裂紋會(huì)逐漸向四周擴(kuò)散，裂紋在擴(kuò)散過程中會(huì)相互聯(lián)通，導(dǎo)致材料脫落，脫落后的區(qū)域材料不再連續(xù)均勻，將導(dǎo)致應(yīng)力集中產(chǎn)生，從而成為下次裂紋產(chǎn)生的起始點(diǎn)。在裂紋擴(kuò)散中，存在裂紋的區(qū)域材料受力面積逐漸減小，導(dǎo)致受到應(yīng)力逐漸增大，當(dāng)應(yīng)力超過材料的屈服極限，材料會(huì)破損并剝落。

圖1 0 單元A應(yīng)力曲線 

前期裂紋的產(chǎn)生是由于交變接觸應(yīng)力導(dǎo)致共價(jià)鍵斷裂，隨后在拉應(yīng)力和剪切應(yīng)力的作用下逐漸擴(kuò)展加深，拉應(yīng)力和剪切應(yīng)力不僅使共價(jià)鍵的斷裂還導(dǎo)致了斷裂鍵四周的晶胞發(fā)生塑性形變和滑移從而造成晶體缺陷[14]，使涂層處于熱力學(xué)不穩(wěn)定狀態(tài)從而存在大量殘余應(yīng)力。殘留應(yīng)力的單元即為B類單元。

由圖11可知，單元B在0.026s時(shí)，應(yīng)力為116MPa，在0.029s時(shí)，應(yīng)力為272MPa，應(yīng)力在0.029～0.030s時(shí)急劇升高，在0.030s時(shí)，達(dá)到最大值988MPa。在0.033s時(shí)，應(yīng)力下降至496MPa之后應(yīng)力一直維持在490MPa上下，這說明單元B存在490MPa的殘余應(yīng)力，這是由于在磨損過程中應(yīng)力所造成的晶體缺陷導(dǎo)致。

圖1 1 單元B應(yīng)力曲線 

由圖12可知，單元C在0.012～0.025s時(shí)，應(yīng)力在5MPa上下，在0.026～0.031s時(shí)，應(yīng)力上升，最大應(yīng)力為332MPa。在0.032～0.036s時(shí)應(yīng)力逐漸下降并逐漸恢復(fù)加載之前的應(yīng)力大小，在整個(gè)過程中應(yīng)力并未超過材料屈服極限，單元未發(fā)生破壞。

圖1 2 單元C應(yīng)力曲線 

三種單元描述了摩擦磨損的整個(gè)過程，在磨損的初期無明顯磨損產(chǎn)生，涂層在交變接觸應(yīng)力的影響下形成裂紋，裂紋擴(kuò)散貫通造成材料局部剝落，剝落的顆粒產(chǎn)生磨粒磨損，磨粒擠壓撞擊涂層材料，使涂層破損，在涂層表面造成劃痕。此外，剝落區(qū)域的材料不再均勻連續(xù)，這將導(dǎo)致應(yīng)力集中產(chǎn)生，從而成為下次裂紋產(chǎn)生的起始點(diǎn)。在裂紋擴(kuò)散途中，存在裂紋的部分受力面積減小，材料受到拉應(yīng)力和切向應(yīng)力會(huì)增大，應(yīng)力超過材料的屈服極限，材料破損并脫落。拉應(yīng)力和剪切應(yīng)力不僅使共價(jià)鍵斷裂，還導(dǎo)致斷裂鍵周圍的晶胞發(fā)生塑性形變和滑移造成晶體缺陷，使涂層處于熱力學(xué)不穩(wěn)定的狀態(tài)，產(chǎn)生大量的殘余應(yīng)力。

3 結(jié)論

本文結(jié)合有限元軟件和實(shí)驗(yàn)分析了氮化鋁涂層的磨損機(jī)制，得到相關(guān)結(jié)論如下：

在本實(shí)驗(yàn)條件下，氮化鋁涂層的磨損深度隨著載荷的增加而增加，但3N到6N的磨損增加量明顯大于6N到9N的磨損增加量。隨著磨損深度的增加，滾動(dòng)體與涂層之間的接觸面積會(huì)增加，使材料所受的接觸應(yīng)力下降。在同樣的滑行距離下，載荷越大磨損深度越深，接觸面積的增加越明顯，接觸表面之間的應(yīng)力下降越顯著，導(dǎo)致磨損深度增加的幅度下降。

結(jié)合摩擦磨損實(shí)驗(yàn)和有限元分析研究了氮化鋁涂層材料的磨損去除機(jī)理。當(dāng)磨損發(fā)生時(shí)，涂層受到交變接觸應(yīng)力，逐漸形成裂紋，裂紋擴(kuò)散造成材料局部剝落。剝落的顆粒擠壓撞擊涂層材料，使涂層破損。在裂紋擴(kuò)散過程中，存在裂紋的材料受力面積減小，材料受到拉應(yīng)力和切向應(yīng)力會(huì)增大，當(dāng)應(yīng)力超過材料的屈服極限，材料斷裂剝落。拉應(yīng)力和剪切力不僅使材料斷裂，還導(dǎo)致斷裂區(qū)域周圍的晶胞發(fā)生塑性形變和滑移會(huì)引起晶體缺陷，會(huì)導(dǎo)致涂層殘留大量應(yīng)力，在熱力學(xué)上處于不穩(wěn)定的狀態(tài)。

文章來源：機(jī)電產(chǎn)品開發(fā)與創(chuàng)新. 2023,36(04)