Влияние силы адгезии и коэффициента деформационного упрочнения материала на интенсивность адгезивного износа в сухом тангенциальном контакте с трением | Изв. вузов. Физика. 2019. № 8. DOI: 10.17223/00213411/62/8/84

Влияние силы адгезии и коэффициента деформационного упрочнения материала на интенсивность адгезивного износа в сухом тангенциальном контакте с трением

Рассмотрен тангенциальный контакт одиночных микрошероховатостей поверхности взаимодействующих тел, механические характеристики материала которых близки к свойствам рельсовых сталей. Методом дискретных элементов проведено исследование влияния параметров адгезионного взаимодействия как внешних, так и внутренних поверхностей материала на режим износа шероховатостей. Установлено, что с увеличением работы адгезии режим износа эволюционирует от взаимного проскальзывания шероховатостей к их стачиванию или хрупкому разрушению, при этом смена режима носит пороговый характер. Получена эмпирическая сигмоидальная зависимость положения границы раздела между режимами проскальзывания и стачивания (пороговой величины адгезионной силы) от коэффициента деформационного упрочнения материала. Показано, что логистический характер данной зависимости обусловлен конкуренцией процессов пластической деформации и адгезии контактирующих поверхностей как механизмов диссипации упругой энергии, определяющих режим износа. Обсуждается вопрос влияния масштабного фактора на «пороговые» значения механических характеристик материала, которые обеспечивают смену режима износа.

An influence of adhesion force and strain hardening coefficient on the rate of adhesive wear in a dry frictional contact.pdf Введение Изнашивание поверхностей материалов в условиях сухого трения происходит на пятнах контакта, имеющих сложный шероховатый профиль [1-4]. Динамика износа определяется широким спектром физических и химических механизмов, реализующихся на различных временных и размерных масштабах. Соответственно интенсивность износа поверхностей определяется, помимо условий нагружения, комплексом физико-механических параметров контактирующих материалов, размерами и формой шероховатостей. Перечисленные факторы определяют напряженно-деформированное состояние материала в зоне контакта и условия достижения критического состояния, при котором происходит отделение фрагментов тел, то есть собственно износ. Одним из ключевых факторов, определяющих интенсивность износа, является адгезионное взаимодействие материалов в пятнах контакта шероховатостей [1, 5-7]. Несмотря на значительное количество работ, посвященных изучению различных аспектов адгезионного износа, важнейшие установленные к настоящему времени законы износа имеют эмпирический характер [8-10]. При этом локальные процессы в областях контакта шероховатостей, определяющие характер и интенсивность износа, до сих пор являются предметом широкой дискуссии. Это обусловило большой интерес к теоретическому изучению закономерностей взаимодействия «структурных единиц» поверхности (шероховатостей) в условиях тангенциального контакта [3, 11, 12]. Акцент в этих исследованиях делается на выявлении и обобщении условий, определяющих реализацию конкретных режимов износа на наиболее фундаментальном масштабе - масштабе шероховатостей. Так, в известной работе Рабиновича [13] аналитически получен критерий отрыва микрошероховатости идеально пластичного материала, включающий как величину удельной работы адгезии, так и характерный размер шероховатости. Данный критерий определяет условия перехода от режима практически безызносного относительного проскальзывания контактирующих поверхностей (пластическое сглаживание шероховатостей [14, 15]) к режиму с образованием так называемого «третьего тела», состоящего из частиц износа [10, 13]. Результаты проводимых в последние годы численных исследований для шероховатостей наноскопического масштаба свидетельствуют, что, несмотря на адекватность аналитических оценок, зависимость интенсивности износа шероховатостей от материальных параметров может иметь существенно более сложный нелинейный характер [11, 12]. Это связано, в частности, с явлением локализации неупругой сдвиговой деформации в пятне контакта шероховатостей, которое качественно изменяет характер их взаимодействия. Целью настоящей работы является определение условий реализации различных режимов адгезивного износа шероховатостей в микро- и мезомасштабном размерном диапазоне. На этих масштабах величины механических характеристик, определяющих пластичность и прочность материала, в значительной степени зависят от особенностей внутренней структуры, поэтому прямой перенос результатов атомистического моделирования [16, 17] с нано- на более высокие масштабные уровни является проблематичным. В рамках проведенных в работе исследований анализируется влияние интегральных (макроскопических) материальных параметров. К ним относятся сила адгезии поверхностей, предел текучести материала, коэффициент деформационного упрочнения и локальный коэффициент трения, которые характеризуют процессы релаксации локальных напряжений и диссипации упругой энергии на нижележащих масштабных уровнях. Выявление условий реализации конкретных режимов износа шероховатостей в терминах этих параметров является необходимым фундаментом для формулировки макроскопических моделей и критериев износа, обладающих высокой прогностической способностью. Одним из методов компьютерного моделирования, которые широко применяются в настоящее время для теоретического изучения процессов деформирования и разрушения материалов, а также контактного взаимодействия на мезомасштабном уровне, является метод дискретных элементов [18-20]. В настоящей работе данный метод применен для изучения режимов адгезивного износа шероховатостей, взаимодействующих в условиях сухого тангенциального контакта. 1. Описание математической модели Компьютерное моделирование осуществлялось в двумерной постановке с применением метода дискретных элементов (МДЭ). Использовалась оригинальная формулировка метода, называемая методом подвижных клеточных автоматов (ПКА) [21-23]. Для описания процессов деформирования и разрушения шероховатости в рамках метода ПКА реализована механическая модель изотропных упругопластических материалов, которая базируется на следующих положениях. 1) Дискретные элементы механически взаимодействуют через плоские грани (поверхности взаимодействия) [18, 19]. Данная модель является аналогом контактной модели «flat-joint», широко применяемой в традиционных реализациях МДЭ для моделирования консолидированных сред [24]. В рамках данной модели вектор силы взаимодействия пары элементов разделяется на центральную (нормальную) и тангенциальную (сдвиговую) компоненты, которые характеризуются удельными значениями (нормальным и сдвиговым напряжениями): (1) где и - центральная и тангенциальная компоненты вектора силы взаимодействия элементов i и j ( ); Sij - площадь контакта пары i-j. Значение площади контакта недеформированной пары определяется локальной упаковкой дискретных элементов. Для случая применяемой в настоящей работе плотной упаковки элементов одинакового размера R на плоскости , где h - размер элемента в поперечном к плоскости направлении [22]. 2) При решении уравнений движения в двумерной постановке форма дискретного элемента аппроксимируется так называемым эквивалентным диском, что соответствует наиболее распространенной формулировке МДЭ [19, 25]. Данное приближение позволяет использовать упрощенную формулировку уравнений движения элементов в форме Ньютона - Эйлера и рассматривать силы центрального и тангенциального взаимодействия как формально не связанные друг с другом: (2) Здесь , и - радиус-вектор, вектор скорости и псевдовектор угловой скорости элемента i; mi - масса элемента i; Ji - момент инерции эквивалентного диска; - момент тангенциальной силы; Ni - число взаимодействующих соседей элемента i. 3) В методе ПКА дискретный элемент рассматривается как однородно деформируемый. Его напряженно-деформированное состояние характеризуется тензорами усредненных напряжений и деформаций . Компоненты этих тензоров вычисляются через силы взаимодействия элемента с соседями, а также его центральные и сдвиговые деформации в парах [21, 22]. В частности: , (3) где , = x, y, z (XYZ - лабораторная система координат); i - объем элемента i; и - проекции единичных нормального и тангенциального векторов, определенных на площадке контакта пары i-j, на ось  лабораторной системы координат. Компоненты тензора усредненных деформаций вычисляются аналогичным образом. 4) Учет деформируемости элементов при расчете межэлементного взаимодействия осуществляется в рамках многочастичной формулировки сил взаимодействия элементов. В настоящей работе материал дискретного элемента полагался изотропным упругопластическим, его упругое механическое поведение подчиняется обобщенному закону Гука. Соответствующие многочастичные выражения для центральной и тангенциальной компонент силы реакции элемента i на механическое воздействие со стороны элемента j имеют следующий вид [21, 22]: (4) где Gi и Ki - модули сдвига и всестороннего сжатия материала элемента i; - среднее напряжение в объеме элемента i; ij и ij - нормальная и сдвиговая деформации элемента i в паре i-j. В качестве критерия начала пластического течения используется критерий Мизеса: , (5) где - интенсивность напряжений в объеме элемента; y(plast) - критическое напряжение, величина которого зависит от накопленной пластической деформации plast в элементе. Модель пластического течения реализована в рамках метода ПКА с использованием адаптированного алгоритма Уилкинса [26]. Детали численной реализации приведены в работах [21, 22]. 5) Пары элементов, моделирующие области консолидированного материала, полагаются химически связанными. Локальное разрушение моделируется разрывом химической связи в паре (что соответствует возникновению локальной трещины). Условием разрыва связи является выполнение заданного критерия разрушения. В работе в качестве критерия разрыва связи в паре элементов применяется критерий Мизеса [21, 22]: , (6) где σb - прочность химической связи в паре на растяжение. Между несвязанными элементами возможно контактное взаимодействие: сопротивление сжатию в нормальном к плоскости контакта направлении (отталкивание элементов) и сопротивление проскальзыванию в плоскости контакта (сухое трение). Детали реализации модели сухого трения приведены в [19], задаваемым параметром модели является коэффициент сухого трения . Отметим, что в рамках данной модели контактного взаимодействия не рассматривается возможность «холодного сваривания» поверхностей (cold welding), которая может быть реализована только при условии их химической чистоты и атомной гладкости. 6) Взаимодействие несвязанных элементов является адгезионным - в отсутствие механического контакта их поверхностей между элементами действует притягивающая центральная сила, которая определяется как производная адгезионного потенциала [27, 28]. В работе используется упрощенная формулировка такого потенциала в форме Дагдейла [29, 30]: сила притяжения имеет постоянное значение во всей области действия потенциала (до достижения заданного максимального расстояния между поверхностями ). При этом сила тангенциального взаимодействия химически несвязанных и неконтактирующих элементов полагается равной нулю. Соответственно пара несвязанных и неконтактирующих элементов взаимодействует с постоянной притягивающей центральной силой Fadh, если расстояние между поверхностями элементов не превышает : , (7) где S - площадь поверхности контакта элементов. Удельное значение силы 0 - материальный параметр для данной пары взаимодействующих материалов. Удельная работа адгезии (поверхностная энергия) определяется как , где 0 - напряжение адгезии. 2. Постановка задачи и результаты моделирования Рассмотрен тангенциальный контакт двух уединенных шероховатостей из упругопласти¬ческого материала, имеющих трапециевидную форму и одинаковые размеры (рис. 1, а). Высота шероховатостей составляла порядка D = 0.5 мм (500 мкм), размер дискретного элемента полагался равным d = 0.025 мм (25 мкм). Физико-механические свойства модельного материала контактирующих тел близки к свойствам рельсовой стали: плотность  = 7800 кг/м3, модуль Юнга E = 206 ГПа, коэффициент Пуассона  = 0.28, предел упругости y = 600 МПа, величина коэффициента деформационного упрочнения полагалась постоянной (линейное упрочнение) и равной Ke  1200 МПа, прочность на растяжение b = 920 МПа. Диаграмма одноосного нагружения для использованного в работе материала схематически представлена на рис. 1, б. В соответствии с указанными выше положениями теоретической модели мы полагаем, что между несвязанными фрагментами материала действует сила адгезии, описываемая моделью Дагдейла. Длина действия адгезионного потенциала полагалась равной  = 1 нм. Если не оговорено специально, величина коэффициента сухого трения контактирующих поверхностей  полагалась равной нулю. Рис. 1. Схема компьютерной модели (а) и диаграмма нагружения модельного материала шероховатостей (б) Внешние поверхности контактирующих тел перемещались относительно друг друга в горизонтальном направлении с постоянной скоростью V (рис. 1, а). Вертикальное положение этих поверхностей было фиксированным, что обеспечивает выполнение условия тангенциального контакта шероховатостей. На левой и правой боковых границах системы были заданы периодические граничные условия. Поверхности шероховатостей имели регулярный профиль с геометрическими характеристиками неровностей, определяемыми размером дискретного элемента. Исходное положение шероховатостей было задано таким образом, чтобы обеспечить величину их перекрытия равную , что соответствует «малоугловому» режиму контактного взаимодействия. Моделировался единичный акт взаимодействия шероховатостей. Анализировался характер разрушения и изнашивания шероховатостей при различных значениях напряжения адгезии 0. Результаты моделирования позволили выявить два характерных режима изнашивания, в дальнейшем именуемых «низкоинтенсивным износом» и «высокоинтенсивным износом». Режим «низкоинтенсивного износа» [3, 11] характеризуется накоплением неупругой деформации в верхних слоях материала контактирующих шероховатостей и формированием в них повреждений без отделения фрагментов материала (по крайней мере, при единичном акте проскальзывания шероховатостей, рис. 2). Несмотря на то, что многократное проскальзывание шероховатостей может привести к их разрушению в результате постепенного накопления повреждений, в данном режиме величина эффективного коэффициента износа является достаточно малой. Рис. 2. Эволюция структуры (а) и системы межэлементных связей (б) в режиме «низкоинтенсивного износа» (проскальзывания) шероховатостей: а - градацией серого изображено распределение интенсивности пластических деформаций; б - точками отмечены положения центров масс элементов, соединяющие их отрезки указывают химически связанные пары элементов В режиме «высокоинтенсивного износа» [11, 12] уже однократное контактирование шероховатостей приводит к отделению частиц износа, разрушению шероховатостей или полному их отделению от основания (рис. 3). Очевидно, что в данном режиме взаимодействия величина коэффициента износа будет значительно выше, чем в предыдущем случае. Рис. 3. Эволюция структуры (а) и системы межэлементных связей (б) в режиме «высокоинтенсивного износа» шероховатостей. Обозначения те же, что на рис. 2 Описанное различие характера взаимодействия и износа шероховатостей обосновывает необходимость выявления параметров, определяющих качественное изменение интенсивности износа. Результаты моделирования показали, что качественное изменение характера взаимодействия шероховатостей в условиях тангенциального контакта (от практически «безызносного» проскальзывания до разрушения, приводящего к интенсивному износу) происходит при увеличении напряжения адгезии контактирующих поверхностей (величины 0) и имеет пороговый характер. Взаимодействие шероховатостей, не сопровождающееся их износом, имеет место при относительно малых величинах напряжения адгезии 0, не превышающего некоторой пороговой величины . При 0 > взаимодействие шероховатостей сопровождается их разрушением в форме «стачивания» поверхностных слоев (рис. 3), разделения шероховатостей на части или отрыва от основания [31]. Таким образом, величина напряжения адгезии может рассматриваться в качестве параметра, определяющего режим износа при тангенциальном контакте шероховатостей. Наличию порогового значения напряжения адгезии может быть дано следующее физическое объяснение. Рост напряжений и градиентов напряжений в объеме шероховатостей в процессе их контактного взаимодействия обусловливает вовлечение каналов диссипации энергии на различных масштабах: от атомного до масштаба самих шероховатостей [32]. Первый канал диссипации связан с генерацией и эволюцией дефектов кристаллической решетки, обеспечивающих интегральную макроскопическую пластичность материала. Важной характеристикой этого канала является мощность диссипации упругой энергии, характеризуемая, в частности, величиной коэффициента деформационного упрочнения материала Ke. Данный канал обеспечивает сохранение сплошности шероховатостей в процессе деформирования, и его диссипативная способность определяет возможность безызносного контактного взаимодействия. Второй канал диссипации, реализующийся на более высоком масштабном уровне в сравнении с первым, связан с локальным разрушением материала шероховатостей. Важными характеристиками этого канала являются величина прочности b и критическое (отвечающее разрушению) значение аккумулированной плотности упругой энергии материала . Данный канал вовлекается в условиях, когда возможности первого канала диссипации (пластического деформирования) оказываются исчерпанными и величина локальных напряжений достигает критического значения. Вовлечение канала диссипации, связанного с разрушением, делает принципиально возможным реализацию режима высокоинтенсивного износа. Вовлечение второго канала (в частности, возникновение повреждений на поверхности контакта, рис. 2) является необходимым, однако недостаточным условием перехода в режим интенсивного изнашивания. Ключевым для такого перехода является вовлечение третьего канала диссипации, связанного с адгезионным взаимодействием (притяжением) участков исходных и вновь образованных в результате локального разрушения поверхностей, располагающихся друг от друга на расстоянии менее . Можно выделить два аспекта определяющего влияния данного канала. Во-первых, притяжение участков поверхностей препятствует проскальзыванию шероховатостей, то есть обеспечивает эффективное упрочнение контактной поверхности. В условиях навязанной деформации это способствует вовлечению каналов диссипации, связанных с пластическим деформированием и локальным разрушением не только непосредственно на поверхности контакта шероховатостей, но и в приповерхностных слоях. Это может сопровождаться формированием полос локализованного сдвига в зоне контакта шероховатостей [11, 12]. Во-вторых, адгезия поверхностей делает возможным отделение фрагментов этих слоев (или слоев целиком) от шероховатости, их прилипание к противоположной поверхности и перенос вместе с ней, повторное прилипание к исходной шероховатости или прилипание к другим фрагментам материала и т.д. Все описанные процессы реализуются при интенсивном износе. Важной энергетической характеристикой данного канала диссипации является величина плотности упругой энергии, которую способны аккумулировать поверхностные слои материала в условиях растяжения контактирующих поверхностей: за счет силы адгезии поверхностей. Очевидно, что режим интенсивного износа является намного более энергетически затратным в сравнении с «безызносным» режимом проскальзывания, при котором контактные поверхности шероховатостей претерпевают пластические (преимущественно сдвиговые) деформации. Поэтому реализация режима интенсивного износа при тангенциальном контакте становится возможной, если адгезионное взаимодействие поверхностей обеспечивает достижение некоторого минимального (порогового) значения энергии . Поскольку необходимым условием интенсивного износа шероховатостей является возникновение в них повреждений и трещин, пороговое значение непосредственно определяется величиной . В терминах силовых характеристик существует пороговое значение отношения 0/b, такое, что при реализуется «безызносное» проскальзывание поверхностей, а при - режим интенсивного износа. Конкретное значение , разделяющее режимы «безызносного» трения и трения с интенсивным износом, является функцией как линейных размеров шероховатости L, так и механических характеристик материала, определяющих условия и интенсивность вовлечения каналов диссипации. Сказанное определило актуальность проведения параметрического изучения влияния размера и механических характеристик взаимодействующих шероховатостей на пороговое значение напряжения адгезии , при котором качественным образом меняется режим изнашивания. 2.1. Влияние масштаба шероховатости на режим износа Одним из факторов, определяющих степень влияния адгезии на режим износа, является отношение размера шероховатости L к длине действия адгезионного потенциала . Данный факт был впервые обобщен в работе Рабиновича [13], где показано, что характер износа определяется отношением работы сил адгезии к максимальной величине упругой энергии, которая может быть аккумулирована в объеме шероховатости. Отметим, что в работе [13] и недавних исследованиях [3, 12, 14] изучалось влияние величины работы адгезии, в то время как влияние протяженности действия адгезионного потенциала  явным образом не анализировалось. В связи с этим в настоящей работе проведено изучение зависимости режима разрушения шероховатостей в условиях тангенциального контакта от величины напряжения адгезии 0 при различных значениях L и . Размер шероховатости варьировался от 500 до 0.05 мкм, длина действия адгезионного потенциала - от 1 нм до 50 мкм. Во всех рассмотренных случаях выполнялось условие относительной малости длины адгезионного потенциала: L < 0.1. Результаты моделирования показали, что при всех рассмотренных значениях L и  реализуются оба описанных выше режима износа: низкоинтенсивный износ при и высокоинтенсивный износ при . Принципиальным результатом является то, что положение пограничной точки определяется не абсолютными значениями L и , а величиной их отношения L/ (рис. 4). Как видно из данного рисунка, по мере увеличения отношения L/ возрастают минимальные значения напряжения адгезии, при которых может быть реализован режим интенсивного износа. Зависимость имеет нелинейный характер с выходом на постоянное значение в масштабном интервале отношения L/, составляющем 104-105. Описанный размерный эффект имеет объяснение, базирующееся на соотношении работы упругой энергии, аккумулированной деформированной шероховатостью, и работы силы адгезии. С точностью до постоянного коэффициента это соотношение может быть записано в следующем виде: , (8) где Scont - площадь поверхности контакта шероховатостей; Vasp - объем шероховатости. Чем больше отношение , тем более энергетически благоприятными являются условия для реализации режима интенсивного износа шероховатостей. Величина отношения (8) возрастает при уменьшении размера шероховатости или увеличении , что качественно объясняет выявленный характер зависимости граничного значения напряжения адгезии от размерного фактора. Рис. 4. График зависимости положения границы между областями низко- и высокоинтенсивного износа шероховатостей от отношения размера шероховатости L к длине действия потенциала Дагдейла . Точки отвечают пороговым значениям , определенным по результатам компьютерного моделирования Отметим, что при используемом в расчетах «базовом» значении длины адгезионного потенциала 1 нм (что соответствует «предельному» случаю атомно гладких поверхностей) характерный масштаб шероховатости, на котором кривая для рассматриваемого в работе материала выходит на насыщение, составляет несколько десятков микрометров. Для шероховатостей большего размера результаты анализа режимов износа можно считать масштабно инвариантными (при условии масштабной инвариантности механических характеристик материала). Приведенные далее результаты исследования относятся к шероховатостям, размеры которых обеспечивают выполнения условия масштабной инвариантности. 2.2. Влияние механических характеристик материала на режим износа Определяющее влияние на положение границы раздела между областями «высокоинтенсивного» и «низкоинтенсивного» износа (величину ) оказывают механические характеристики материала поверхностных слоев, в первую очередь те, которые определяют мощность диссипации упругой энергии. Среди них ключевой является величина коэффициента деформационного упрочнения Ke, поскольку канал диссипации, связанный с пластическим деформированием, вовлекается во всех режимах взаимодействия шероховатостей. Сказанное обусловило проведение параметрического изучения влияния данного параметра на пороговое значение . Результаты компьютерного моделирования показывают, что зависимость носит ярко выраженный нелинейный логистический характер и с хорошей точностью описывается сигмоидальной функцией (рис. 5, а). Как видно из рис. 5, а, в области низких Ke < 0.01E величина достигает максимальных значений (0.7b-0.8b) и является практически постоянной. При возраста¬нии Ke до положение границы перехода от «низкоинтенсивного» к «высокоинтенсивному» износу начинает снижаться, т.е. «высокоинтенсивный» износ проявляется при более слабом адгезионном взаимодействии. В области относительно высоких значений коэффициента упрочнения Ke > 0.1E режим интенсивного износа реализуется уже при достаточно низких значениях напряжения адгезии поверхностей ( < 0.3b). Рис. 5. Характерный вид зависимости положения границы между областями низко- и высокоинтенсивного износа шероховатостей от величины коэффициента деформационного упрочнения Ke при величине коэффициента сухого трения  = 0 (а) и профили границы при различных значениях  (б). Точки - положения границы, полученные по результатам компьютерного моделирования, линии - аппроксимирующие сигмоиды Приведенные результаты свидетельствуют об определяющей роли канала диссипации, связанного с пластической деформацией материала, в реализации режима интенсивного адгезионного износа. Это подтверждается результатами параметрического изучения влияния величины предела текучести материала (при одной и той же величине коэффициента деформационного упрочнения) на режим износа. Установлено, что изменение величины предела текучести в широких пределах при сохранении неизменным значения мощности диссипации упругой энергии (величины Ke) практически не влияет на «критическое» значение напряжения адгезии, при котором происходит переход от «низкоинтенсивного» к «высокоинтенсивному» режиму износа. Таким образом, режим износа при прочих равных условиях определяется мощностью процессов диссипации энергии, осуществляемых механизмами пластического деформирования, а не полной величиной работы, затрачиваемой на неупругую деформацию материала. Известно, что особенности контактного взаимодействия шероховатых поверхностей материалов определяются процессами, происходящими на различных масштабных уровнях. Эффективный учет влияния нижележащих масштабов традиционно осуществляется путем введения в математическую модель контакта коэффициента сухого трения как величины, характеризующей интенсивность диссипации упругой энергии на масштабах, на несколько порядков меньших характерного масштаба рассматриваемой зоны контакта. Это обеспечивает возможность качественного рассмотрения контактирующих поверхностей шероховатостей как многоуровневых систем. Результаты параметрического изучения влияния величины коэффициента сухого трения μ на режим износа шероховатостей показали, что при сохранении неизменных значений других механических характеристик увеличение μ приводит к снижению «порогового» напряжения адгезии (рис. 5, б). При этом сигмоидальный характер зависимости остается неизменным. Указанный характер влияния величины коэффициента трения имеет следующее объяснение. Увеличение сухого трения на пятнах контакта шероховатостей приводит к росту силы сопротивления относительному сдвигу контактирующих поверхностей и, следовательно, к росту сдвиговых напряжений. Это способствует началу пластического деформирования материала при меньших значениях относительного перемещения в контакте, увеличению мощности диссипации упругой энергии за счет пластического деформирования материала и быстрому исчерпанию диссипативной способности данного канала. В результате этого смена режима износа с «низкоинтенсивного» на «высокоинтенсивный» происходит при меньших значениях коэффициента деформационного упрочнения, а граница раздела между режимами смещается влево по оси абсцисс (рис. 5, б). 3. Обсуждение результатов Как было показано выше, пороговое значение напряжения адгезии поверхностей (и работы силы адгезии ), разделяющее режимы «низкоинтенсивного» и «высокоинтенсивного» износа шероховатостей в условиях тангенциального контакта, является сигмоидальной функцией коэффициента деформационного упрочнения материала. Логистическая форма зависимости между параметрами является характерной для систем, поведение которых определяется конкуренцией двух факторов. В данном случае положение границы перехода между режимами износа определяется конкуренцией процессов диссипации упругой энергии в ходе пластического деформирования материала и диссипации за счет работы сил адгезии. Для материалов, характеризующихся физико-механическим откликом, близким к хрупкому, и соответственно относительно большими значениями коэффициента деформационного упрочнения, режим «высокоинтенсивного» износа наступает уже при достаточно малых значениях силы/работы адгезии. Это связано с тем, что при низкой интенсивности диссипации упругой энергии за счет пластической деформации происходит быстрое достижение критической величины упругой энергии материала и вовлечение канала диссипации, связанного с формированием несплошностей. Это делает возможным отделение фрагментов материала уже при небольших (в сравнении с величиной прочности) значениях напряжения адгезии. При увеличении коэффициента сухого трения, который является фактором, провоцирующим рост сдвиговых напряжений на пятнах контакта, режим «высокоинтенсивного» износа может наступать даже в предельном случае нулевого напряжения адгезии (см. кривые для μ = 0.1 и 0.2 на рис. 5, б). Для пластичных материалов, характеризующихся низкими значениями коэффициента деформационного упрочнения, взаимодействие шероховатостей сопровождается интенсивным пластическим деформированием в зоне контакта и соответственно диссипацией большей части механической энергии, поступающей в зону контакта при нагружении. В таких условиях для перехода в режим «высокоинтенсивного» износа критически важным является привлечение дополнительного фактора, обеспечивающего рост запасенной механической энергии в шероховатости. Таким фактором является адгезионное взаимодействие поверхностей. При Ke/E

Ключевые слова

адгезивный контакт, разрушение, режимы износа, моделирование, дискретные элементы, adhesive contact, fracture, wear regimes, computer modeling, discrete elements

Авторы

ФИООрганизацияДополнительноE-mail
Димаки Андрей ВикторовичИнститут физики прочности и материаловедения СО РАНд.ф.-м.н., ст. науч. сотр.dav@ispms.tsc.ru
Дудкин Иван ВладимировичИнститут физики прочности и материаловедения СО РАНмл. науч. сотр.pokrovitelchar@mail.ru
Попов Валентин ЛеонидовичБерлинский технический университет; Национальный исследовательский Томский государственный университетд.ф.-м.н., профессор Берлинского технического университета, гл. науч. сотр. НИ ТГУv.popov@tu-berlin.de
Шилько Евгений ВикторовичИнститут физики прочности и материаловедения СО РАН; Национальный исследовательский Томский государственный университетд.ф.-м.н., гл. науч. сотр. НИ ТГУ, зав. лабораторией ИФПМ СО РАНshilko@ispms.tsc.ru
Всего: 4

Ссылки

Vakis A.I., Yastrebov V.A., Scheibert J., et al. // Tribol. Int. - 2018. - V. 125. - P. 169-199.
Li Q. and Popov V.L. // Phys. Mesomech. - 2018. - V. 21. - P. 94-98.
Aghababaei R., Warner D.H., and Molinari J.-F. // Proc. Natl. Acad. Sci. U.S.A. - 2017. - V. 114. - P. 7935-7940.
Schirmeisen A. // Nat. Nanotechnol. - 2013. - V. 8. - P. 81-82.
Ciavarella M. and Papangelo A. // Phys. Mesomech. - 2018. - V. 21. - P. 59-66.
Maugis D. // J. Adhes. Sci. Technol. - 1996. - V. 10. - P. 161-175.
Rabinovich Y.I., Adler J.J., Ata A., et al. // J. Colloid Interface Sci. - 2000. - V. 232. - P. 10-16.
Burwell J.T. and Strand C.D. // J. Appl. Phys. - 1952. - V. 23. - P. 18-28.
Archard J.F. // J. Appl. Phys. - 1953. - V. 24. - P. 981-988.
Rabinowicz E. // Friction and Wear of Materialsю - 2nd edition. - N.Y.: Wiley, 2013. - P. 125-166.
Von Lautz J., Pastewka L., Gumbsch P., and Moseler M. // Tribol. Lett. - 2016. - V. 63. - Art. 26.
Brink T. and Molinari J.-F. // Phys. Rev. Mat. - 2019. - V. 3. - Art. 053064.
Rabinowicz E. // Wear. - 1958. - V. 2. - P. 4-8.
Aghababaei R., Warner D.H., and Molinari J.-F. // Nat. Commun. - 2016. - V. 7. - Art. 11816.
Zhong J., Shakiba R., and Adams J.B. // J. Phys. D: Appl. Phys. - 2013. - V. 46. - Art. 055307.
Zolnikov K.P., Kryzhevich D.S., Korchuganov A.V. // Lett. Mater. - 2019. - V. 9. - P. 197- 201.
Psakhie S.G., Zolnikov K.P., Kryzhevich D.S., and Korchuganov A.V. // Sci. Rep. - 2019. - V. 9. - Art. 3867.
Jing L. and Stephansson O. Fundamentals of Discrete Element Method for Rock Engineering: Theory and Applications. - Amsterdam: Elsevier, 2007. - 562 p.
Potyondy D.O. and Cundall P.A. // Int. J. Rock. Mech. Min. Sci. - 2004. - V. 41. - P. 1329-1364.
Savchenko N.L., Filippov A.V., Tarasov S.Yu., et al. // Friction. - 2018. - V. 6. - P. 323-340.
Psakhie S., Shilko E., Smolin A., et al. // Frattura Integr. Strutt. - 2013. - V. 24. - P. 59-91.
Shilko E.V., Psakhie S.G., Schmauder S., et al. // Comp. Mater. Sci. - 2015. - V. 102. - P. 267- 285.
Psakhie S.G., Dimaki A.V., Shilko E.V., and Astafurov S.V. // Int. J. Num. Meth. Eng. - 2016. - V. 106. - P. 623-643.
Wu S. and Xu X. // Rock. Mech. Rock Eng. - 2016. - V. 29. - P. 1813-1830.
Bicanic N. // Encyclopaedia of Computational Mechanics. - 2nd. edition / eds. by E. Stein, R. de Borst, and T.R.J. Hughes. - Glasgow: John Wiley & Sons, 2017. - P. 1-38.
Wilkins M.L. Computer Simulation of Dynamic Phenomena. - Berlin: Springer Verlag, 1999. - 246 p.
Borodich F.M. // Adv. Appl. Mech. - 2014. - V. 47. - P. 225-366.
Inoue M. // Advanced Adhesives in Electornics. Materials, Properties and Applications / eds. by M.O. Alam and C. Bailey. - Cambridge: Woodhead Publishing, 2011. - P. 157-198.
Dugdale D.S. // J. Mech. Phys. Solids. - 1960. - V. 8. - P. 100-104.
Maugis D.J. // J. Colloid Interface Sci. - 1992. - V. 150. - P. 243-269.
Dudkin I.V., Shilko E.V., and Dimaki A.V. // AIP Conf. Proc. - 2018. - V. 2051. - Art. 020069.
Глезер А.М. // Известия РАН. Сер. физич. - 2007. - Т. 71. - № 12. - С. 1764-1772.
Dimaki A., Shilko E., Psakhie S., and Popov V. // Facta Univ. Mech. Eng. - 2018. - V. 16. - P. 41-50.
 Влияние силы адгезии и коэффициента деформационного упрочнения материала на интенсивность адгезивного износа в сухом тангенциальном контакте с трением | Изв. вузов. Физика. 2019. № 8. DOI: 10.17223/00213411/62/8/84

Влияние силы адгезии и коэффициента деформационного упрочнения материала на интенсивность адгезивного износа в сухом тангенциальном контакте с трением | Изв. вузов. Физика. 2019. № 8. DOI: 10.17223/00213411/62/8/84