銀基復合材料電刷的摩擦磨損特性

白云路 張 強

（北京控制工程研究所，北京 100190）

文 摘 基于Archard 模型建立了電刷與導電環之間摩擦過程的磨損模型。搭建了導電環摩擦磨損試驗臺，對銀基復合材料電刷的電接觸摩擦磨損性能進行了實驗驗證。結果表明，大的接觸壓力會使表面微凸體更容易發生塑性變形而形成磨屑；載流會在電刷材料表面形成波紋狀磨痕并產生粉末狀的磨屑；磨損率在磨損初期會由于接觸面積較小和表面加工硬化的作用出現先升后降的變化規律；對磨損率模型進行修正，使該磨損率模型對銀基復合材料電刷磨損率的預測較為準確，為進一步研發銀基復合材料電刷提供了理論指導和實驗依據。

0 引言

太陽帆板驅動機構（Solar Array Drive Assembly，SADA）是航天器的關鍵組成部分，主要由步進驅動電機以及換向機構等構成。SADA 機構利用其上的導電滑環機構為航天器和太陽帆板之間提供了功率和信號傳輸的通道，因此是航天器上少數的單點故障源之一，其長時間持續穩定地工作對衛星壽命和可靠性有著重要影響[1-2]。

SADA 機構中的導電滑環是其中重要的換向機構，由電刷和導電環組成，其在滑動過程的磨損率，直接影響導電滑環的壽命以及可靠程度，因此了解掌握其磨損的規律對于延長壽命以及保證可靠性有重要的意義。

國內外研究成果表明，材料的磨損率由許多十分復雜素決定，根據磨損機理的不同，電刷磨損分為磨粒磨損、黏著磨損、疲勞磨損、剝層磨損和電蝕磨損[3]，而區分這5 類的條件因素有: 電刷材料、摩擦副表面狀態、接觸壓力、載流密度、滑動速度以及空間環境等[4-5]。因此，對于特定的材料和環境條件，掌握其摩擦磨損特性需要采取針對性的實驗。

電刷的滑動電接觸磨損主要分為兩類:由于摩擦引起的機械磨損以及由于電流對材料影響而引起的電磨損。在滑動電接觸材料中機械磨損特征與普通摩擦副中的磨損特性相類似[6]。與一般的機械磨損不同，電接觸磨損由于存在力、電、熱等多場耦合因素的影響，其摩擦磨損規律更加復雜，影響因素更多。

本文主要針對現階段在軌使用的銀基復合材料電刷的摩擦磨損規律進行研究，通過建立磨損率模型，為后續實驗提供理論依據和參考。實驗中重點研究的環境變量為接觸壓力、載流大小，根據不同工況下的實驗數據，對結果以及現象進行分析，找到相應的規律，從而為選擇更好的摩擦磨損工況以及更準確的預測摩擦副失效的時間節點提供幫助，同是可以為SADA 機構的生產工藝提供指導[7-9]。

1 電接觸磨損率模型建立

20 世紀中期，英國萊斯特大學的教授J.F.Archard 提出了摩擦學領域著名的Archard 黏著磨損理論。Archard[10]模型對磨損過程進行了假設，認為兩平滑表面在相互接觸時首先發生在較為凸起的表面微凸體上，在正向載荷與相對滑動的共同作用下，微凸體發生變形，由于局部區域應力集中的作用，當超過材料的屈服強度時，就會引起接觸表面微凸體的塑性變形，形成黏著結合點[11]。

圖1為Archard 磨損模型示意圖，假設摩擦副表面一側的材料較軟，另一側的材料較硬；假設較軟材料一側表面微凸體的半徑為a，當從材料較硬一側施加法向載荷W 時，微凸體發生塑性變形，較軟一側材料的屈服極限與所承受的法向載荷W 存在如下關系[12]:

式中，σs為彈性材料的屈服應力；n 為微凸體數目。

摩擦副在剛開始產生相對滑動時，黏著結合點會遭到破壞，材料會從一個表面轉移動到另一表面或離開表面成為磨屑，假設產生的磨屑是半徑為a 的半球體，則磨屑的體積為2πa3/3，首先定義磨損率為磨損單位距離的后總的磨損體積，同時假定每個微凸體都會在相對滑動的過程中由于黏著結合點的破壞產生一粒磨屑，因此，磨損率的計算表達式為:

式中，Q 為所有磨屑的磨損體積。

將（1）式帶入（2）式，化簡為:

在實際摩擦磨損的過程中，只有一部分微凸體會產生磨屑，為了表示微凸體產生磨屑的機率，引入磨損系數K，加入相對滑動距離對磨損的影響，Q 可以表示成:

式中，L 為摩擦副之間的切向相對滑移距離；根據接觸條件的不同，K 在10-2～10-7之間波動[13]。

彈性材料的屈服應力與其布氏硬度的關系式[14]為:σs≈H/3，因此式（4）可寫成:

式中，H 為摩擦副中較軟表面的硬度。

式（5）即為Archard 基本的理論模型，可以看出模型較為簡單，只考慮了4 個影響因素，因此模型存在著一定的缺陷，在應用時效果很差。

值得注意的是磨損系數K 是一個較為復雜的變量，其影響因素眾多，如環境溫度、摩擦副表面形貌特征、潤滑條件、摩擦類型等，因此需要設計針對性的實驗來獲得。

在本次實驗中，電刷與導電環之間的接觸面積會隨著磨損過程發生變化，因此將摩擦接觸面的面積S考慮在內，W 與S 之間的關系如下:

式中，FN為兩接觸表面之間的法向壓力。

將式（6）帶入式（5）得出:

本文根據銀基復合材料電刷在摩擦過程中的磨損數據的變化規律，將電刷接觸面積，載流大小等因素考慮在內，對上述模型進行修正，并計算了相關的系數，使模型具有更好的實用性。

2 實驗驗證

2.1 實驗臺的設計

根據前期理論建模的需要安排實驗任務，并得出銀基復合材料電刷磨損的基本特性以及規律性的結論。

實驗內容有:

（1）摩擦磨損形貌觀察，摩擦磨損類型判別；

（2）分析接觸壓力、載流大小對磨損率的影響；

（3）分析磨損行程與磨損率的關系。

根據實驗內容搭建一個綜合實驗平臺，主要組成部分如圖2所示。

圖2 載流摩擦磨損實驗臺系統組成圖Fig.2 Composition diagram of current-carrying friction and wear system

組裝實驗工裝并放入真空容器內，實驗裝置如圖3所示。

圖3 試驗裝置Fig.3 Experiment facility

2.2 裝置及流程

實驗中采用銀基復合材料電刷和銀銅合金導電環作為摩擦副，組裝成實驗裝置。

實驗中用到的裝置有:

（1）導電環跑合裝置；

（2）電刷及刷架固定裝置；

（3）Futek 反作用式力矩傳感器TFF325，最大量程為0.5 N·m；

（4）Agilent Technologes N8740A 電源；

（5）光學顯微鏡（用于測量并計算磨損體積）。

根據實驗研究內容，制定相應的實驗規劃和實驗流程，如圖4所示。實驗中采用的是塊狀電刷，設計的實驗工裝讓電刷和盤環和其在SADA 機構中真實的工作環境一致，來保證得到的數據更具實用價值。

圖4 實驗流程圖Fig.4 Flow diagram of experiment

實驗中參數的設定根據SADM-2-1F 盤式導電環在實際中的工作狀態，此次實驗中選取的工作電流為0、3、10 A，電刷壓力的選取參考SADA 機構正常工作壓力進行選取0.3、0.5、0.8 N。

2.3 試驗結果與討論

根據表1中的實驗結果，討論不同工況對磨損率的影響，分析并得到磨損率隨著工況參數變化的規律。

表1 不同工況下的磨損體積__Tab.1 Wear volume under different working conditions

2.3.1 電刷壓力對磨損率的影響

從圖5可以看出，在通入相同電流的情況下，電刷壓力越大，整體的磨損率越大。這與公式（7）得出的磨損體積與兩接觸表面的法向壓力結論一致。

圖5 電刷接觸壓力對磨損率的影響Fig.5 Effect of brush pressure on wear rate

從微觀的角度分析其原因，金屬表面的微凸體會在接觸壓力大的情況下更快的進入到塑性變形階段，在與摩擦副不斷的摩擦接觸過程中引起微凸起接觸區域應力疲勞，導致微凸體很快到達疲勞極限，從而斷裂并脫落，形成磨屑[15]。同時，在高循環應力、載流的熱效應等環境下，更容易發生黏著，當摩擦副表面發生相對滑動時，因微凸體的局部應力集中引起黏著節點發生剪切斷裂而發生脫落，脫離表面的部分或進入摩擦副成為磨屑，或遷移到另一個對偶副的表面形成凸起，隨著磨屑與表面凸起加入到磨損過程，在摩擦副表面產生溝犁作用，在滑動方向上形成不同深度的劃痕，見圖6、圖7。

圖6 磨損試驗前后電刷表面的形貌 200×Fig.6 Morphology of brush surface before and after wear test

圖7 磨損試驗前后導電環表面的形貌 200×Fig.7 Morphology of conducting ring before and after wear test

2.3.2 載流對磨損率的影響

從圖8可以看出，磨損率隨載流的增大而增大。初步從微觀角度對現象進行分析，主要是由于載流摩擦條件下表面由于電流的熱效應溫度升高，造成表面材料的軟化，摩擦副表面的微凸峰更容易發生焊合和黏著，并在相對滑動過程中斷裂和脫落，從而導致磨損率的增加。

圖8 載流對磨損率的影響Fig.8 Influence of the current on the wear rate

從圖9可以看出，在無電流時，磨屑成較大的片狀，而載流磨損中會較小顆粒的粉末狀的磨屑，并且容易粘連，因此經常聚集成團，分析產生該現象的原因，是由于銀基復合材料電刷的硬度較低（HB60），在摩擦熱及電流引起的焦耳熱的作用下，表面微凸體尖端熱量較為集中，導致材料在接觸過程中發生軟化及變形，在接觸壓力作用下軟化的材料表面微凸體會黏附在另一接觸面上，在兩表面分離時，由于微凸體較軟，更容易發生塑性變形并斷裂，因此斷裂后的微凸體殘留在另一接觸面，在經過反復滑動，小的殘留微凸體會發生疲勞剝落與斷裂，從而形成粉末狀磨屑，而軟化的磨屑更易粘連在一起，形成團狀的細小磨屑。同時，電刷在彈片加載情況下，接觸點的不斷跳動會增加電流的消耗，從而釋放大量的焦耳熱加速材料的軟化[16]。

圖9 有無載流對磨屑的影響 200×Fig.9 Shape of abrasive grains between current-carrying efficiency

從圖10可以看出，在無電流狀態下，磨損表面為線條狀規則的磨痕，而載流狀態下，導電環的表面會形成波紋狀不規則的磨痕。分析該種現象的原因，可能是由于載流下，摩擦副的軟化造成兩表面之間更容易產生焊合和黏著現象，當發生焊合后，一方的表面將會產生凸起，從而加劇磨損的過程，并且在該區域會加劇焊合的形成，因此焊合區域會越來越大，而波紋狀的磨痕正是焊合區域的最初的形態如圖11所示。

圖10 有無電流對導電環表面的影響 200×Fig.10 Surface topography of conducting ring between current-carrying efficiency

圖11 導電環表面的焊合區域 200×Fig.11 Welding region on the surface of conducting-ring

綜上所述，溝犁磨損、疲勞磨損、表面焊合以及黏著磨損是銀基復合材料電刷與銀基盤環材料在真空載流滑動摩擦過程中的主要磨損機制。

2.3.3 磨損率變化規律

通過測量電刷的磨損深度進而計算出磨損率，繪制出磨損率隨磨損距離的變化曲線，如圖12為通入3 A 電流、接觸壓力為0.8 N 工況下電刷與導電環實驗全程的磨損率變化曲線。

圖12 磨損率隨磨損距離的變化曲線Fig.12 Wear rate varies with wear distance

從圖12中可以看出在試驗的初期，磨損率呈現出上升的趨勢，等到在5 km（12 000 圈）后，磨損率迅速下降。有兩種理論可以解釋該現象。

（1）在磨損剛開始時，兩接觸面中，電刷為拋光后的表面，導電環為精車后的表面，此時兩者的表面微凸體都較為平坦，再加上電刷的壓力較小，此階段很難發生塑性變形，進而不會形成穩定的接觸面。等到一定的圈數后，光滑表面的微凸體由于應力疲勞發生脫落，一方面會形成初始的磨屑，另一方面會將新的表面暴露在摩擦副之間，而新的表面是未經過拋光的表面，因此兩者的摩擦系數逐漸變大，導致磨損系數K 增大，使摩擦副的磨損率上升，等到一定的圈數后，摩擦副之間才會形成了初始的摩擦表面。

（2）在金屬精加工和拋光的過程中，會導致表面的加工硬化，從而使摩擦副表面比里層的金屬硬度要高，隨著磨損的進行，硬度低的金屬暴露在摩擦副之間，摩擦副中較軟的銀基復合材料電刷的硬度H 會降低，會造成磨損率的增大，等到加工硬化層被磨去后，H 會趨于穩定，此時，磨損率將由其他因素決定，并進入到相對穩定的階段。

隨著摩擦副接觸面積的增加，接觸表面的性質趨于穩定，此時磨損系數K 接近恒定，接觸面較軟的電刷表面硬度值H 也趨于穩定，由Archard 磨損率公式可知，接觸面積的增加會導致磨損率的降低。

為了進一步探究接觸面積對磨損率的影響，先假設接觸面積為長方形，如圖13虛線邊框所示，同時可以繪制出磨損單位深度接觸面積變化率隨磨損深度的變化曲線（圖14），可以看出，在實驗的初始階段，接觸面積的變化比磨損了0.1 mm 時的變化率大10倍以上。在磨損深度達到0.1 mm 后，接觸面積的變化率下降到變化比較穩定的階段，但是隨著磨損深度的加深，接觸面積還在不斷的增大。通過計算可得，在磨損深度為0.1 mm 時，磨損體積為1.728 mm3，與圖12的實驗原始數據進行對比可知，對應的磨損路程約為5 km。

圖13 磨損一段時候后電刷與盤環接觸示意圖Fig.13 Contact diagram of brush and slip ring after a period of wearing

理論上可以看出在5 km 以前磨損率應該下降的很快，而實際過程中確實先升后降，因此可以得出在此階段中K、H 對磨損率的綜合影響比面積大。在5 km后，K、H 對磨損率的影響開始減弱，而此時接觸面積的變化接近線性遞增的階段。由于磨損體積Q與接觸面積S 成反比，因此分析的結果與實驗結果較為吻合。

圖14 接觸面積、接觸面積變化率隨磨損深度的變化曲線Fig.14 Curve of contact area and change rate of contact area with wearing depth

2.3.4 磨損率模型修正

針對以上的實驗數據的分析，取磨損行程為10萬圈（45 km）建立的磨損率模型進行修正，并加入載流、接觸面積對模型的影響。

通過圖8可以看出，載流與磨損率之間的關系不是簡單的線性關系，因此引入載流系數KI和載流指數α；同時引入接觸面積因子λ、β 用于表示接觸面積S 與磨損路程的比值系數。

因此式（7）變為:

雖然在實驗初期會出現磨損率增大的階段，但由于此階段持續時間較短，產生的磨屑總量較小，因此可以忽略實驗初期對于最后磨損體積的影響。大部分磨屑產生在穩定磨損階段，此過程中磨損率沒有大的波動，磨損系數K 較為穩定，接觸面積在近似線性的區域。實驗中，認為平均的磨損深度ΔH 為0.62 mm，截取圖14中0.1～0.5 mm 的曲線并進行線性擬合，可以得到系數β≈12、λ≈3.3。

當沒有通入電流時，KI=1、α=0，此時式（8）變為:

材料的硬度為HB52～64，磨損體積為在42 km（10 萬圈）取得的數據，因此可以計算出3 組實驗數據得到的平均磨損系數K ≈5.16 × 10-5。

當通入電流時，將表1中的數據帶入（8）式，計算出4 組數據中的α 的平均值為1.04，KI的平均值為0.44。因此最終修正后的模型為:

用剩余的兩組實驗結果作為對比，結果見表2。可以看出在0.5N-3A 條件下的預測數據與實際值較為準確，而在0.3N-10A 條件下的預測數據比實際值偏小。分析原因，一方面可能是由于實驗工況數比較少，造成數據欠擬合，因而誤差較大；另一方面可能是由于在載流很大時會造成摩擦副之間產生電弧等現象使磨損環境更加惡劣。

表2 磨損體積實際值與預測值的對比Tab.2 Contrast between actual and predicted of wear volume

3 結論

（1）電刷的壓力過大會導致摩擦副微凸體過早的由于塑性變性、應力疲勞和黏著而產生磨屑，磨屑會在接觸表面由于溝犁作用形成磨痕。

（2）載流在真空中電刷與導電環滑動摩擦過程的磨損機理主要為溝犁磨損、疲勞磨損、表面焊合以及黏著磨損，產生波紋狀的磨痕。

（3）實驗過程中，電刷與導電環磨損初始階段磨損率出現先升后降，為了降低此階段產生磨屑影響機構的穩定性和壽命，需要預先磨合電刷與盤環，分析實驗數據后推薦預先磨合的圈數在8 000 圈左右，即正反4 000 圈。

（4）通過實驗數據，修正后的磨損率模型從預測結果可以看出，模型在載流較小時結果與實際數據較為接近，而在載流很大時，預測值離實際值較遠，原因可能是在模型設計中考慮的載流因素不夠全面，因此需要更多的實驗分組才能進一步完善模型。