基于ABAQUS的AlN绝缘涂层磨损机理仿真研究

摘    要：氮化铝由于其优异的绝缘性和高硬度，被广泛用于绝缘涂层，有关氮化铝涂层的摩擦磨损研究较少，磨损去除机理尚不明确。本文基于ABAQUS有限元软件，采用Archard磨损模型和JH-2陶瓷损伤模型搭建了氮化铝涂层磨损模型，对氮化铝材料的磨损机理进行了研究。结果表明载荷与滑行距离是影响磨损的主要因素，氮化铝材料的磨损量随两者的增加而增加。根据材料的应力曲线变化将其分为完全破碎型、部分破碎型和弹性变形型，结合实验数据与三种类型材料的应力分析共同揭示了氮化铝材料的磨损机理。

关键词：氮化铝;磨损机理;仿真;

0 引言

近年来，随着变频驱动技术的发展，变频调速感应电机在机械工业领域的应用更加广泛，轴承作为电机的关键零部件，其可靠性直接影响电机的服役寿命，而电蚀失效是此类电机轴承的主要失效方式[1]，严重制约了电机的发展。目前，采用绝缘轴承是解决该类问题的最佳方法，绝缘轴承可有效阻断轴电流，提高电机的可靠性并延长其服役寿命[2]。然而，传统绝缘轴承采用的氧化铝涂层材料存在热导率低和针孔结构缺陷，会降低涂层绝缘性能。氮化铝具有硬度高绝缘性能好等特点，被广泛应用于电子器件绝缘层，使用氮化铝材料替代氧化铝可有效改善轴承散热条件并加强绝缘性能。

绝缘轴承在运输和安装的过程中易受到外界机械载荷的作用而使绝缘涂层产生裂纹损伤，在极化作用下涂层中的电荷会在缺陷处聚集，导致缺陷处电压升高，易造成局部击穿[3]；绝缘轴承在运行过程中受到滚动体的周期性冲击与磨损，从而导致绝缘轴承的绝缘性能以及机械稳定性下降，综上考虑，有必要对氮化铝涂层材料的摩擦磨损性能磨损进行研究。

随着计算机科学的发展，学者们开始尝试借助仿真分析软件对机械零部件之间的磨损行为进行数值模拟分析。Bortoleto等[4]采用增强拉格朗日-欧拉（ALE）与Archard磨损模型结合的方法，分析了在销-盘式摩擦试验中，销的干摩擦滑动磨损。Rezaei等[5]采用二维应变有限元模型和Archard磨损模型，分析了轴承径向滑动的磨损。张志宏等[6]采用Archard磨损模型，分析了枪管涂层的磨损量和磨损状态的分布。李静等[7]基于Archard磨损模型开发了用于自润滑轴承磨损子程序，分析了自润滑轴承在运行过程中衬套的长时间磨损情况。周旭等[8]基于轴承力学分析模型和Archard磨损模型，分析了轴承的磨损特性并提出了一种用于轴承磨损寿命的分析方法。B.Subramanian等[9]采用直流反应磁控溅射法在低碳钢上制备了氮化铝涂层，通过环块法摩擦磨损实验分析了涂层的摩擦磨损性能。Lin等[10]采用非平衡磁控溅射法制备了CrN/AlN超晶格涂层，通过球盘式摩擦磨损实验测试了涂层的耐磨性能，分析了分子层周期与涂层性能的关系。

本文采用Archard磨损模型与Johnson-Holmquist陶瓷损伤模型，基于ABAQUS构建了有限元模型来模拟氮化铝涂层的摩擦磨损。通过摩擦磨损实验数据对模型进行修正，结合仿真与实验结果分析了氮化铝涂层的磨损去除机理，对以后的研究和生产应用具有重要意义，对绝缘轴承技术的发展具有促进作用。

1 有限元模型

1.1 几何模型

为了保证有限元分析的计算效率，对实验进行了适当的简化，为了便于模型的建立，将滚动摩擦简化为滑动摩擦，见图1，为了减少运算时间，利用ABAQUS软件仅建立了滚动体的1/8和涂层材料基体。滚动体材料为Gcr15轴承钢，直径为3 mm。氮化铝材料尺寸20mm×20mm×2mm。按照摩擦磨损试验台的实际装配情况，基体完全固定，滚动体只保留摩擦方向的自由度。载荷垂直于基体，滚动体与基体两者建立面面接触，法向接触设置为硬接触，切向接触设置为定摩擦系数。根据实验测试结果，滚动体与涂层基体之间的摩擦系数取平均值0.3。

图1 氮化铝摩擦磨损实验几何模型 

1.2 ABAQUS/Standard中的Archard磨损模型

Archard磨损模型是使用最为广泛的一种磨损模型，多用于预测每个节点的材料去除率[8]，其通用形式：

式中:V—磨损过程中去除材料的体积；s—滑行距离；F—法向载荷；K—无量纲磨损系数；H—磨损材料的硬度。对公式进行推导和变形可得到：

式中：hi+1—进行到（i+1）次增量步时的总磨损量；pi—第i次增量步时的接触压力；kD为无量纲磨损系数；hi—第i次增量步的磨损深度。在有限元仿真计算当中，为了实现摩擦块磨损行为的求解，可以通过调用UMESHMOTION子程序，利用Archard磨损模型求得摩擦块的磨损量。

1.3 ABAQUS/Explicit中的JH-2磨损模型

Johnson-Holmquist (JH-2）模型是一种弹塑性损伤材料模型，常用于描述大应变率和高压下的玻璃和陶瓷等脆性材料，该模型能够捕捉脆性材料的去除机制[11]，氮化铝材料的JH-2模型相关常数，见表1。

表1 氮化铝的JH-2模型参数[12]

在ABAQUS中编译inp文件可构建JH-2陶瓷损伤模型，见图2，在装配时输入由Archard模型计算的磨损深度a。为模拟涂层材料的破损需在单元设置中勾选单元删除，载荷施加方向为摩擦力方向，为滚动体施加在摩擦方向的线速度。采用动力显式分析对磨损过程进行求解。

图2 磨损去除材料模型 

2 结果和讨论

2.1 磨损深度

图3为法向载荷3N且滑行距离200mm时氮化铝基板自适应面上的磨损量，Y轴为磨损深度，X轴为节点编号。可得最大磨损量发生在节点79744，磨损深度为6.90×10-9mm。最小磨损量发生在62494号节点，磨损深度为2.60×10-9mm，平均磨损深度为4.65×10-9mm。

图4为载荷6N且滑行距离200mm时氮化铝基板的磨损情况，最大磨损深度出现在65254号节点，磨损深度为1.32×10-8mm。最小磨损深度出现在72154号节点，磨损深度为4.09×10-9mm。平均磨损深度为9.22×10-9mm。

图3 载荷3N下磨损深度 

图4 载荷6N下磨损深度 

图5为载荷9N且滑行距离200 mm氮化铝基板的磨损情况，最大磨损深度出现在75604号节点，磨损深度为2.20×10-8mm，最小磨损深度出现在110104号节点，磨损深度为9.44×10-9mm，平均磨损深度为1.40×10-9mm。

图6为三种载荷下的最大磨损节点在不同滑行距离时的磨损深度图。三种载荷下，磨损深度均随滑行距离的增加而增加，当滑行距离小于25 mm时，磨损情况基本相同，随着滑行距离的增加，磨损情况逐渐发生变化，在3N的载荷下，磨损深度增加较为平稳，载荷增加到6N和9N时，磨损深度增加趋势变大。

图5 载荷9N下磨损深度 

图6 不同滑行距离下的磨损深度 

当滑行距离较小时，三种载荷下的摩擦副都处于磨损磨合期，磨损深度大致相同。载荷增大会直接增大接触面之间的摩擦力，使得表面接触位置的最大切应力增加，增加了产生裂纹的可能性。此外，摩擦力增大，所引起的拉应力也会增大，从而使裂纹扩展加剧。在相同的滑动距离下，从3N到6N产生的磨损深度增量明显大于从6N到9N产生的磨损深度增量。随着磨损深度的增加，滚动体与涂层之间的接触面积会增加，导致材料接触部分所受的应力下降。在同样的滑行距离下，载荷越大接触面积的增加越明显，接触表面之间的应力下降越显著，导致磨损深度增加的趋势下降。

2.2 磨损机理分析

采用Archard模型获得各节点磨损深度后，选择最小磨损深度与最大磨损深度输入氮化铝JH-2模型中，模拟在磨损过程中出现的两种极限情况。图7为仿真模型磨损表面，可明显看出滚动体所形成的磨痕，磨痕边缘存在应力集中区域。在此磨损过程中，模型中存在三种类型的单元，单元A是磨损过程中完全破碎的单元；单元B是未完全破碎残留大量应力的单元；单元C是始终保持在弹性阶段的单元，图中分别表现为蓝色、绿色和黄色部分区域。图8为摩擦磨损实验后的表面形貌图。其磨损后破碎形貌与仿真结果基本一致，也可将材料的破碎分为A、B、C三种类型，并且根据上述三种单元存在的区域将磨损表面划分为1、2、3区域。

图7 氮化铝材料磨痕形貌 

图8 磨损表面形貌 

轴承钢球与氮化铝涂层发生磨损，涂层受到载荷产生的法向应力和摩擦力形成的表面拉应力，由于涂层表面十分光滑，在初期的磨合阶段无明显磨损发生，涂层在滚动体的往复运动中受到交变的接触应力在表面形成裂纹，并且裂纹逐渐向四周扩散，当裂纹相互连接时，会造成局部剥落。剥落的颗粒并不会及时排除接触表面，会随着滚动体的运动继续挤压撞击涂层表面造成磨损，并在涂层留下磨粒造成的划痕。剥落的颗粒和被磨粒撞击破碎的材料被定义为单元类型A。

裂纹的产生是由于氮化铝的共价键断裂所导致。氮化铝的晶胞中一共存在两种共价键，Al、N原子半满轨道形成的B1键，见图9。在图中表示为Al-N(i)(i=1,2,3),Al的空轨道和N的全满轨道形成的B2键，图中表示为Al-N0。B2键相比于B1键，键长更长，键能更小，更易断裂[13]。在磨损过程中，与滚动体接触的氮化铝晶粒受到往复的交变接触应力会导致B2键先发生断裂，随后B1键再断裂，当围绕某一氮化铝晶粒周围的共价键全部断裂时，此氮化铝晶粒脱落。脱落的晶粒参与磨损会挤压碰撞涂层表面，也会使材料共价键的断裂，从而造成涂层的破碎。

图9 氮化铝晶体结构 

由图10可知，单元A在0.009～0.022s时，应力在3MPa到18MPa之间，在0.023s时应力开始攀升。在0.026s时应力到达399Mpa，单元A发生塑性变形，并且应力在增长过程中逐渐超过氮化铝材料的屈服极限，材料开始破碎。在0.027s时，应力高达2960MPa，材料破碎，应力激增。时间超过0.027s时应力消失，说明材料完全破碎导致单元被删除。

交变接触应力导致涂层表面形成裂纹，裂纹会逐渐向四周扩散，裂纹在扩散过程中会相互联通，导致材料脱落，脱落后的区域材料不再连续均匀，将导致应力集中产生，从而成为下次裂纹产生的起始点。在裂纹扩散中，存在裂纹的区域材料受力面积逐渐减小，导致受到应力逐渐增大，当应力超过材料的屈服极限，材料会破损并剥落。

图1 0 单元A应力曲线 

前期裂纹的产生是由于交变接触应力导致共价键断裂，随后在拉应力和剪切应力的作用下逐渐扩展加深，拉应力和剪切应力不仅使共价键的断裂还导致了断裂键四周的晶胞发生塑性形变和滑移从而造成晶体缺陷[14]，使涂层处于热力学不稳定状态从而存在大量残余应力。残留应力的单元即为B类单元。

由图11可知，单元B在0.026s时，应力为116MPa，在0.029s时，应力为272MPa，应力在0.029～0.030s时急剧升高，在0.030s时，达到最大值988MPa。在0.033s时，应力下降至496MPa之后应力一直维持在490MPa上下，这说明单元B存在490MPa的残余应力，这是由于在磨损过程中应力所造成的晶体缺陷导致。

图1 1 单元B应力曲线 

由图12可知，单元C在0.012～0.025s时，应力在5MPa上下，在0.026～0.031s时，应力上升，最大应力为332MPa。在0.032～0.036s时应力逐渐下降并逐渐恢复加载之前的应力大小，在整个过程中应力并未超过材料屈服极限，单元未发生破坏。

图1 2 单元C应力曲线 

三种单元描述了摩擦磨损的整个过程，在磨损的初期无明显磨损产生，涂层在交变接触应力的影响下形成裂纹，裂纹扩散贯通造成材料局部剥落，剥落的颗粒产生磨粒磨损，磨粒挤压撞击涂层材料，使涂层破损，在涂层表面造成划痕。此外，剥落区域的材料不再均匀连续，这将导致应力集中产生，从而成为下次裂纹产生的起始点。在裂纹扩散途中，存在裂纹的部分受力面积减小，材料受到拉应力和切向应力会增大，应力超过材料的屈服极限，材料破损并脱落。拉应力和剪切应力不仅使共价键断裂，还导致断裂键周围的晶胞发生塑性形变和滑移造成晶体缺陷，使涂层处于热力学不稳定的状态，产生大量的残余应力。

3 结论

本文结合有限元软件和实验分析了氮化铝涂层的磨损机制，得到相关结论如下：

在本实验条件下，氮化铝涂层的磨损深度随着载荷的增加而增加，但3N到6N的磨损增加量明显大于6N到9N的磨损增加量。随着磨损深度的增加，滚动体与涂层之间的接触面积会增加，使材料所受的接触应力下降。在同样的滑行距离下，载荷越大磨损深度越深，接触面积的增加越明显，接触表面之间的应力下降越显著，导致磨损深度增加的幅度下降。

结合摩擦磨损实验和有限元分析研究了氮化铝涂层材料的磨损去除机理。当磨损发生时，涂层受到交变接触应力，逐渐形成裂纹，裂纹扩散造成材料局部剥落。剥落的颗粒挤压撞击涂层材料，使涂层破损。在裂纹扩散过程中，存在裂纹的材料受力面积减小，材料受到拉应力和切向应力会增大，当应力超过材料的屈服极限，材料断裂剥落。拉应力和剪切力不仅使材料断裂，还导致断裂区域周围的晶胞发生塑性形变和滑移会引起晶体缺陷，会导致涂层残留大量应力，在热力学上处于不稳定的状态。

文章来源：机电产品开发与创新. 2023,36(04)