含任意裂纹薄膜基底系统的界面脱层与屈曲动力学模拟

2020年12月第44卷第12期Vol.J4No.12Dec.202() MATERIALS FOR MECHANICAL ENGINEERINGDOI：10.11973/jxgccl202012016基于Ls-Dyna软件2种材料模型的碳纤维复合材料层合板面内剪切有限元仿真孟宪明'，钟正S程从前2,曹铁山S赵杰2,黄亚烽-吴瑶2(1.中国汽车技术研究中心有限公司，天津300300；2.大连理工大学材料科学与工程学院，大连116024)摘要：通过准静态单轴拉伸试验和面内剪切试验获取力学性能参数，采用Ls-Dyna软件中的纤维增强复合材料渐进损伤模型和复合材料层合板连续损伤模型模拟碳纤维复合材料层合板在面内剪切载荷作用下的力学响应和破坏模式，对比了2种模型的适用性。

结果表明：在面内剪切过程中的初始线弹性阶段,2种模型都能较好地模拟出碳纤维复合材料层合板的力学特性。

随着载荷的持续增大，渐进损伤模型的载荷-位移仿真曲线依旧呈线性上升，到达载荷峰值后迅速下降，与试验曲线存在很大偏差；连续损伤模型由于引入了损伤参数，当材料出现损伤后.其载荷-位移仿真曲线呈非线性，与试验曲线吻合良好。

关键词：碳纤维复合材料；连续损伤模型；渐进损伤模型；损伤参数中图分类号：TB332文献标志码：A文章编号：1000-3738(2020)12-0085-06Finite Element Simulation of In-plane Shear of Carbon Fiber ReinforcedPlastic Laminates with Two Material Models of LS-DYNA SoftwareMENG Xianming1.ZHONG Zheng2.CHENG Congqian2,CAO Tieshan2.ZHAO Jie2,HUANG Yafeng*,WU Yao2(1.China Automotive Technology&Research Center Co.,Ltd.,Tianjin300300,China；2.School of Materials Science and Engineering,Dalian University of Technology»Dalian116024,China)Abstract:The progressive failure model of fiber reinforced plastics and the continuous damage model of composite laminate of the Ls-Dyna software were applied to simulate the mechanical response and damage modes of carbon fiber reinforced plastic laminates under in-plane shear loads,with the mechanical parameters obtained by quasi-static uniaxial tensile and in-plane shear tests.The applicability of the two models was compared.The results show that in the initial linear elastic stage during in-plane shearing,the two models could simulate the mechanical characteristics of the carbon fiber r&nforced plastic laminates.As the load continued to increase,the load­displacement simulation curve obtained by the progressive failure model still rose linearly,and dropped rapidly after reaching the load peak；the simulation curve had a large deviation from the test curve.When the material was damaged,because of the introduction of damage parameters,the load-displacement simulation curve obtained by the continuous damage model was nonlinear,which was in good agreement with the test curve.Key words:carbon fiber reinforced plastic；continuous damage model；progressive failure model；damage parameter收稿日期：2020-08-05；修订日期：2020-11-27基金项目：国家重点研发计划“新能源汽车”重点专项项目（2O16YFBO1O16O2）作者简介:孟宪明（1980—）,男，山东济南人，高级工程师•博士通信作者:赵杰教授0引言碳纤维复合材料（CFRP）作为一种比强度高、比刚度高、耐腐蚀性能较强的轻量化材料，广泛应用于汽车、航空航天、军工武器、高速动车等方面口切。

第50卷第6期2023年北京化工大学学报(自然科学版)Journal of Beijing University of Chemical Technology (Natural Science)Vol.50,No.62023引用格式:庞皓升,刘大猛,柴春鹏,等.MXenes 及其纳米复合涂层在硅/聚合物基接触面上的摩擦学行为[J].北京化工大学学报(自然科学版),2023,50(6):74-84.PANG HaoSheng,LIU DaMeng,CHAI ChunPeng,et al.Tribological behavior of MXenes and their nano⁃composite coat⁃ings on silicon /polymer contact surfaces[J].Journal of Beijing University of Chemical Technology (Natural Science),2023,50(6):74-84.MXenes 及其纳米复合涂层在硅/聚合物基接触面上的摩擦学行为庞皓升1　刘大猛2　柴春鹏3　尹　绚4*(1.中国航空研究院,北京　100012;2.清华大学机械工程系高端装备界面科学与技术全国重点实验室,北京　100084;3.北京理工大学材料学院,北京　100081;4.北京化工大学机电工程学院,北京　100029)摘　要:为了探究MXenes 及其纳米复合涂层的摩擦学行为,以硅片(单晶硅)为基底,分别制备了Ti 3C 2-MXenes 涂层㊁Ti 3C 2-MXenes /纳米金刚石复合涂层以及Ti 3C 2-MXenes /石墨烯复合涂层,测定了硅基底㊁MXenes 及其纳米复合涂层与多种材质轴承球对磨的摩擦系数,并采用光学显微镜㊁三维白光干涉扫描仪和Raman 光谱法对球斑及磨痕的表面形貌及组成进行了表征㊂结果表明:在所测试的不同材质摩擦球中,在循环次数为1200下硅基底与聚四氟乙烯(PTFE)球对磨时的摩擦系数最低,硅基底表面的磨痕边缘处有明显的沟壑,其磨损机理以磨粒磨损和黏着磨损为主,聚合物球表面的磨损机理以磨粒磨损和疲劳磨损为主;当硅基表面的Ti 3C 2-MXenes 涂层与PTFE 球对磨时,PTFE 球的自润滑作用使得在1N 载荷下MXenes 涂层的摩擦系数稳定在0.14,磨痕表面有明显的PTFE 转移层;在1N 载荷下,与PTFE 球对磨的Ti 3C 2-MXenes /纳米金刚石复合涂层的摩擦系数稳定在0.15;在0.5N 载荷下,与PTFE 球对磨的Ti 3C 2-MXenes /石墨烯复合涂层的摩擦系数稳定在0.18,与未加入石墨烯时相比,硅基表面的聚合物转移层减少㊂关键词:表面工程;MXenes;纳米涂层;固体润滑;摩擦学性能;磨损机理中图分类号:TH117;V261.93 DOI :10.13543/j.bhxbzr.2023.06.010收稿日期:2023-05-30基金项目:国家自然科学基金(51905295);清华大学高端装备界面科学与技术全国重点实验室开放基金(SKLTKF21B09);辽宁省航发材料摩擦学重点实验室开放基金(LKLAMTF202304)第一作者:男,1987年生,博士,工程师*通信联系人E⁃mail:yinxuan@引　言随着现代机械的发展,对以航空㊁航天㊁航海为代表的重大工程和机械装备的可靠性和使役极限提出了更高的要求,同时这些装备也面临着更加苛刻和特殊的服役环境,例如真空㊁重载㊁特殊气氛和介质腐蚀等㊂许多高精尖装备(如精密陶瓷轴承㊁陶瓷基板㊁特种工程塑料制品等)的关键运动副均属于易磨损㊁高消耗部件[1-2],运动部件的表面服役性能一直是机械装备安全服役的核心[3-4],机械运动部件的损伤与失效往往都从表面开始,因此如何降低部件表面磨损㊁延长其使用寿命成为航空及机械工程领域的研究热点之一㊂在高精尖装备中,硅基陶瓷材料(如单晶硅(Si)㊁氮化硅(Si 3N 4)㊁碳化硅(SiC)等)的硬度高,但在摩擦过程中容易产生碎屑,导致部件失效[5-6];特种工程塑料(如聚醚醚酮(PEEK)和聚四氟乙烯(PTFE)等)的耐高温性和耐受性好,但与硬质基底材料对磨时容易减少使用寿命[7-8]㊂因此,在摩擦过程中将陶瓷材料或特种工程材料的对磨表面隔绝开,有利于保持这些材料优异的机械性能,提高部件表面的耐磨性能㊂在过去的二十年里,研究者们发现一些二维固体材料如石墨烯㊁二硫化钼等在摩擦过程中能够阻隔摩擦副表面的直接接触,提供较好的润滑和耐磨效果[9-11]㊂随着功能性纳米材料制备技术及改性技术的发展,新型二维固体材料应运而生[12-13],例如二维过渡金属碳氮化物(MXenes)[14]㊁过渡金属二硫族化物(TMDS,如ReS2)㊁单原子层二维材料(Xenes,如硅烯㊁磷烯㊁硼烯)㊁二维有机金属-有机框架材料等㊂其中,由Gogotsi等于2011年发现的MXenes材料[14],如Ti3C2-MXenes㊁V2C-MXenes,其单一片层带可以由3层㊁5层或7层原子构成,具有层间距可调㊁电子结构丰富㊁载流子迁移率高等特性[15-16],已广泛应用于电化学储能领域㊂此外,在机械领域,研究者们发现通过层间范德华力的弱相互作用,MXenes还具有自润滑㊁耐磨等特性[17-18]㊂本课题组在前期的研究中发现,单体低维纳米材料虽然使用方便,但有时难以提供足够的功能化[19-20],而两种以上的低维纳米材料复合后的材料系统具有结构成分可调节和功能性多样化的特点,可赋予复合材料更好的可塑性㊁耐热性㊁自润滑性㊁环境可适性及耐磨性[21-22]㊂在常用的单体低维纳米材料中,石墨烯具有超薄的厚度㊁良好的减摩耐磨性能㊁较小的摩擦系数,是性质比较稳定的固体润滑材料;纳米金刚石作为优异的自润滑材料,已应用在润滑油中起到减摩及延长器件使用寿命的作用[19-20]㊂此外,本课题组通过对单体低维纳米材料的表面进行功能化修饰,发现赋予低维纳米材料表面更多种类及效应的多官能团,亦可以为其提供更佳的润滑特性或耐磨特性[23-24]㊂为了明晰陶瓷及聚合物等材料在滚动摩擦过程中的摩擦磨损机理,探究MXenes及其纳米复合涂层在硅/聚合物基表面的摩擦学行为,本文以单晶硅为下摩擦副基底材料,测定了MXenes及其纳米复合涂层与多种材质摩擦球对磨的摩擦系数,并采用光学显微镜㊁三维白光干涉扫描㊁拉曼光谱法对球斑及磨痕的表面形貌及组成进行了表征,研究结果可以为高消耗运动机构的表面优化选型提供参考㊂1　实验部分1.1　实验材料与仪器Ti3C2-MXenes,纯度99%,北京北科新材科技有限公司;无水乙醇,纯度99.5%,北京市通广精细化工公司;硅片(单晶硅),粗糙度<0.5nm,深圳市顺生电子科技有限公司;纳米金刚石,纯度99%,颗粒尺寸<10nm,上海阿拉丁生化科技股份有限公司;石墨烯,纯度99%,粒径5μm,表面积50~ 80m2/g,上海阿拉丁生化科技股份有限公司;Si3N4陶瓷球,G5级,苏州拓晓机械有限公司;ZrO2陶瓷球,G5级,苏州拓晓机械有限公司;聚丙烯(PP)轴承球,ExxonMobil TM,埃克森美孚化工公司;聚甲基丙烯酸甲酯(PMMA)轴承球,ACRYPOLY®光学级,奇美公司;聚甲醛(POM)轴承球,Delrin®500P,DuPont 公司;尼龙66(PA66)轴承球,Zytel®101NC010,Du⁃Pont公司;聚醚醚酮轴承球,VICTREX450PF,威格斯公司;聚四氟乙烯轴承球,TEFLON®,DuPont 公司㊂MS-M9000型球盘摩擦磨损试验机,兰州华汇仪器有限公司;VHX-3000型光学显微镜,基恩士(中国)有限公司;NewView TM8000型三维白光干涉扫描仪,美国ZYGO公司;Yvon HR800型拉曼光谱仪,法国Horiba Jobin Yvon公司㊂1.2　Ti3C2-MXenes涂层的制备将30mg的Ti3C2-MXenes加入烧杯中,倒入20mL无水乙醇,超声30min后,将得到的溶液缓慢滴在2cm×2cm的硅片表面㊂隔风避光静置至无水乙醇蒸发,得到Ti3C2-MXenes涂层㊂1.3　Ti3C2-MXenes/纳米金刚石复合涂层的制备将30mg的Ti3C2-MXenes和30mg的纳米金刚石均匀地撒到2cm×2cm的硅片表面,将0.4mL 无水乙醇缓慢滴在Ti3C2-MXenes和纳米金刚石的混合物表面,使用玻璃刮板刮涂混合物直到混合物在硅片表面分散均匀㊂待无水乙醇蒸发后,得到Ti3C2-MXenes/纳米金刚石复合涂层㊂1.4　Ti3C2-MXenes/石墨烯复合涂层的制备将1.5cm×1.5cm的硅片放置在烧杯底部,缓慢加入20mL无水乙醇,分别加入30mg的Ti3C2-MXenes和30mg的石墨烯㊂将烧杯密封,超声1h,静置至混合物粉末全部沉积到硅片表面㊂将硅片缓慢取出,隔风避光静置至无水乙醇蒸发,得到Ti3C2-MXenes/石墨烯复合涂层㊂1.5　测试与表征采用球盘摩擦磨损试验机测试涂层的摩擦学行为㊂取完整样品,在中间沿宽度方向以直线往复式进行摩擦磨损测试,相关测试参数如下:滚球为直径6mm的Si3N4陶瓷球及聚合物轴承球,室温,摩擦速度2Hz,行程长度4mm,载荷0.5~1N,测试时间10~45min㊂采用光学显微镜观察涂层摩擦磨损后磨斑及磨痕的表面形貌,放大倍数为300倍㊂采用三维白光干涉扫描仪观察涂层摩擦磨损后㊃57㊃第6期 庞皓升等:MXenes及其纳米复合涂层在硅/聚合物基接触面上的摩擦学行为磨斑及磨痕的三维形貌,目镜为10倍,物镜为1倍㊂采用拉曼光谱仪测试磨斑及磨痕的拉曼光谱,激发光源为Ar+,波长为514.5nm㊂2　结果与讨论2.1　硅基底的摩擦学行为在1N载荷下,分别在1200㊁14400的循环次数下测试硅基与不同材料摩擦球对磨的摩擦学曲线,结果如图1所示,其中14400循环次数下的测试是基于1200循环次数测试中摩擦系数较低的4个体系的延伸性实验㊂在1200的循环次数下球斑和磨痕的光学显微镜照片如图2所示㊂由图1(a)可以看出,在不同材料的摩擦球体系中,当循环次数为1200时PTFE体系的摩擦系数最低(0.031), PTFE本身是一种自润滑材料,其拉伸强度和弹性模量较低,在这几种材料中能够最大程度地避免硅片表面产生划痕和磨损㊂由图1(b)可以看出,在循环次数为14400时PTFE体系的摩擦系数维持在0.15,随着摩擦时间的增加,接触面上的PTFE由表面脱落或转移到硅基底表面,还有部分游离在摩擦接触面[7],因此摩擦系数相较于1200的循环次数时有所增大㊂此外,由图1(b)还可以看出,在14400的循环次数下PA66的摩擦系数维持在0.17,PA66作为一种回弹性好且耐磨的工程塑料,其高模量和低接触应力保证了在长时间摩擦过程中的耐疲劳性㊂在循环次数为5000左右时PA66和PTFE体系的摩擦系数急速下降,这是因为干摩擦时PA66和PTFE的变形速度增加,聚合物球的表面凹凸部分来不及与硅基底相互咬合,致使体系的摩擦系数显著降低[7,19]㊂图3和图4分别为硅基底与PTFE轴承球对磨的球斑和磨痕的三维白光干涉形貌和拉曼光谱㊂由图3可以发现,当PTFE轴承球与硅片对磨时,轴承球表面有部分PTFE脱落及游离,同时磨痕边缘处有明显的沟壑㊂由图4可以看出,磨痕表面的成分主要是Si,没有明显的PTFE残留,说明硅基表面的磨损机理以磨粒磨损和黏着磨损为主,而聚合物球表面的磨损机理以磨粒磨损和疲劳磨损为主㊂2.2　Ti3C2-MXenes涂层的摩擦学行为为了对比陶瓷球与聚合物球对Ti3C2-MXenes 涂层摩擦学行为的影响,选取常见的两种陶瓷球(Si3N4球和ZrO2球)以及润滑性能较好的两种聚合物球(PEEK球和PTFE球)进行摩擦学性能表征㊂图1　在1N载荷下硅基底与不同材料摩擦球对磨的摩擦学曲线Fig.1　Tribological curves of the silicon base rubbed against friction balls of different materials under a1N load 图5为不同载荷下Ti3C2-MXenes涂层与不同材料摩擦球对磨的摩擦学曲线,图6为球斑和磨痕的光学显微镜照片㊂由图5(a)可以发现,在1N载荷下,在所测试的摩擦球中Ti3C2-MXenes涂层与PTFE球对磨时的摩擦系数最低(0.14),并且摩擦系数曲线较为平稳;而与陶瓷球(Si3N4球和ZrO2球)对磨时,摩擦噪声和摩擦振动较大,摩擦系数较高㊂由图5(b)可以看出,在0.5N载荷下,相较于PEEK球,Ti3C2-MXenes涂层与PTFE球对磨的摩擦系数更低㊁更稳定,1200循环次数下的摩擦系数约为0.30㊂由图6可以看出,在0.5N载荷下,硅片表面有少量的棕色和灰色转移物;当载荷增大至1N时,硅片表面的棕色和灰色转移物增多㊂在干摩擦工况下,在摩擦力的作用下PTFE球的部分接触面产生脱落,在磨擦过程中这些黏着碎屑与Ti3C2-MXenes一起被压实在硅片表面,沿着滑移方向形成规则㊁致密的转移膜[25-27]㊂通常,柔顺的分子链更易沿摩擦剪切力方向排列,分子链柔顺性越高的聚合物,其摩擦系数一般越低[28]㊂PTFE的分子链由C C单键骨架以及C H单键构成,而PEEK的分子主链上除了C C单键外,还有含双键㊃67㊃北京化工大学学报(自然科学版) 2023年图2　在1200的循环次数下硅基底与不同材料摩擦球对磨的球斑和磨痕的光学显微镜照片Fig.2　Optical microscope images of ball spots and abrasion tracks of the silicon base rubbed against frictionballs of different materials in1200cycles图3　硅基底与PTFE球对磨的球斑和磨痕的三维白光干涉形貌Fig.3　Three⁃dimensional white⁃light interferencemorphologies of ball spots and wear tracks ofthe silicon base rubbed against the PTFE ball 氧的酮键以及含单键氧的醚键,PTFE的柔顺性要高图4　硅基底与PTFE球对磨的拉曼光谱Fig.4　Raman spectra of the silicon base rubbedagainst the PTFE ball于PEEK,因此在相同条件下PTFE球对磨体系的摩擦系数更低㊂此外,PTFE的弹性模量较低㊃77㊃第6期 庞皓升等:MXenes及其纳米复合涂层在硅/聚合物基接触面上的摩擦学行为(0.5GPa),能够极大地改变粗糙表面的接触方式,加速接触更大的面积,从而使摩擦系数降低㊂图5　不同载荷下Ti 3C 2-MXenes 涂层与不同材料摩擦球对磨的摩擦学曲线Fig.5　Tribological curves of the Ti 3C 2-MXenes coatingrubbed against friction balls of different materials un⁃der different loads 图6　不同载荷下Ti 3C 2-MXenes 涂层与PEEK 和PTFE 球对磨的球斑和磨痕的光学显微镜照片Fig.6　Optical microscope images of ball spots and abrasion tracks of the Ti 3C 2-MXenes coating rubbed against the PEEKand PTFE balls under different loads图7和图8分别为不同载荷下Ti 3C 2-MXenes涂层与PTFE 球对磨后磨痕的三维白光干涉形貌和拉曼光谱㊂从图7中可以看出两种载荷下的磨痕表面都很光滑,并且磨痕深度近乎为0,表明Ti 3C 2-MXenes 涂层具有优异的耐磨性能㊂由图8可以看出,两种载荷下的磨痕表面皆有转移物生成㊂在0.5N 载荷下,磨痕表面有大量的PTFE 和Ti 3C 2-MXenes 存在,PTFE 的特征峰信号(位于200~850cm -1的5个峰以及位于1320~1750cm -1的4个峰)极大地掩盖了Ti 3C 2-MXenes 的特征峰信号(位于120~600cm -1的3个峰以及位于1344cm -1的D 峰和1570cm -1的G 峰)[19-20];比较图4和图8可以看出,受Ti 3C 2-MXenes 结构退化的影响,PTFE 的特征峰位置发生了红移;此外,在136cm -1处发现了Ti 3C 2-MXenes 的特征峰信号㊂以上结果表明在摩擦过程中PTFE 转移至硅片表面,并与硅片表面的Ti 3C 2-MXenes 在接触面上形成了致密的转移膜㊂当载荷增大至1N 时,磨痕表面仍能发现微弱的PTFE 和Ti 3C 2-MXenes 特征峰,同时能看到明显的Si 特征峰,说明转移膜被明显压实,这可以从三维白光干涉图(图7)中得到证实(硅片表面的转移膜厚度由4.17μm 减小到2.04μm),从而使得Si 特征峰的信号可以透过转移膜㊂以上结果说明摩擦诱导使得Ti 3C 2-MXenes 和PTFE 发生转移并形成致密的转移膜,从而降低摩擦系数,其磨损机理以黏着磨损为主㊂2.3　Ti 3C 2-MXenes /纳米金刚石复合涂层的摩擦学行为为了研究不同载荷下聚合物球对Ti 3C 2-MXenes /纳米金刚石复合涂层摩擦学行为的影响,选取与纳米金刚石对磨时润滑性能较好的两种聚合㊃87㊃北京化工大学学报(自然科学版) 2023年图7　不同载荷下Ti3C2-MXenes涂层与PTFE球对磨的磨痕三维白光干涉形貌Fig.7　Three⁃dimensional white⁃light interference morpholo⁃gies of wear tracks of the Ti3C2-MXenes coatingrubbed against the PTFE ball under different loads图8　Ti3C2-MXenes涂层与PTFE球对磨的磨痕拉曼光谱Fig.8　Raman spectra of wear tracks of the Ti3C2-MXenes coating rubbed against the PTFE ball物球(PEEK球和PTFE球)进行摩擦学性能表征㊂图9为不同载荷下Ti3C2-MXenes/纳米金刚石复合涂层与PEEK和PTFE球对磨的摩擦学曲线,图10为球斑和磨痕的光学显微镜照片㊂可以看出,在0.5N载荷下,经过短暂跑合后,与PTFE球对磨的Ti3C2-MXenes/纳米金刚石复合涂层的摩擦系数由0.16(循环次数300)增大至0.26(循环次数1200)(图9),并且在磨痕表面发现大块的涂层碎片以及明显的灰棕色摩擦轨迹(图10)㊂在1N载荷下,与PTFE球对磨的复合涂层的摩擦系数一直稳定在0.15(图9),并且磨痕较宽,表面存在少许棕色和黑色的摩擦产物(图10),这是由于长时间加载使PTFE发生塑性变形,导致聚合物链被压实[29-30],有利于形成致密的转移膜,因此体系的摩擦系数较低㊂在PEEK体系中可以发现类似的摩擦系数变化趋势,随着载荷由0.5N增加至1N,摩擦系数由0.44降低至0.42㊂同时,PEEK体系的摩擦噪声比PTFE 更大,这与PEEK的模量是PTFE的8倍有关[7,19],作为可用于摩擦学领域的聚合物材料,高模量的聚合物材料在摩擦过程中会增大摩擦噪声[31-32]㊂图中数字表示整个曲线的平均摩擦系数㊂图9　不同载荷下Ti3C2-MXenes/纳米金刚石复合涂层与PEEK和PTFE球对磨的摩擦学曲线Fig.9　Tribological curves of the Ti3C2-MXenes/nano⁃dia⁃mond composite coating rubbed against the PEEKand PTFE balls under different loads选取摩擦学性能测试结果较好的PTFE对磨体系作为磨斑及磨痕表面形貌结构的表征样品㊂图11和图12分别为不同载荷下Ti3C2-MXenes/纳米金刚石复合涂层与PTFE球对磨后磨痕的三维白光干涉形貌和拉曼光谱㊂由图11可以看出,在0.5N和1N的载荷下,复合涂层与PTFE球对磨后的磨痕深度很浅,近乎无磨损㊂从图12中可以发现,在低载荷(0.5N)下,磨痕表面以硅元素为主,此外还有少量PTFE㊁纳米金刚石和Ti3C2-MXenes的磨损退化产物㊂在高载荷(1N)下,复合涂层的表面生成了大量PTFE㊁纳米金刚石和Ti3C2-MXenes的摩擦诱导产物,覆盖在硅片表面,对硅片起到保护作用,从而降低磨损㊂以上结果说明二维纳米金刚石㊁Ti3C2-MXenes和PTFE皆参与了耐磨转移膜的形成,也证实摩擦过程中它们发生了摩擦诱导转移,硅基表面㊃97㊃第6期 庞皓升等:MXenes及其纳米复合涂层在硅/聚合物基接触面上的摩擦学行为图10　不同载荷下Ti3C2-MXenes/纳米金刚石复合涂层与PEEK和PTFE球对磨的球斑和磨痕的光学显微镜照片Fig.10　Optical microscope images of ball spots and abrasion tracks of the Ti3C2-MXenes/nano⁃diamond composite coating rubbed against the PEEK and PTFE balls under different loads图11　不同载荷下Ti3C2-MXenes/纳米金刚石复合涂层与PTFE球对磨的磨痕三维白光干涉形貌Fig.11　Three⁃dimensional white⁃light interference morphol⁃ogies of wear tracks of the Ti3C2-MXenes/nano⁃di⁃amond composite coating rubbed against the PTFEball under different loads的磨损机理以磨粒磨损和黏着磨损为主㊂2.4　Ti3C2-MXenes/石墨烯复合涂层的摩擦学行为为了研究不同载荷下聚合物球对Ti3C2-MXenes/石墨烯复合涂层摩擦学行为的影响,选取与石墨烯对磨时润滑性能较好的两种聚合物球(PMMA球和PTFE球)进行摩擦学性能表征㊂图13为不同载荷下Ti3C2-MXenes/石墨烯复合涂图12　Ti3C2-MXenes/纳米金刚石复合涂层与PTFE球对磨的磨痕拉曼光谱Fig.12　Raman spectra of wear tracks of the Ti3C2-MXenes/nano⁃diamond composite coating rubbedagainst the PTFE ball层与PMMA和PTFE球对磨的摩擦学曲线,图14为球斑和磨痕的光学显微镜照片㊂由图13可以看出,在两种载荷下Ti3C2-MXenes/石墨烯复合涂层与PTFE球对磨时摩擦系数较为稳定并且低于0.2,相较于1N载荷,在0.5N载荷下复合涂层的摩擦系数更低(0.18)㊂由图14可以看出,在0.5N载荷下磨痕表面的转移物很少,当载荷增大到1N时,磨痕表面覆盖了更多的棕色和灰色转移物和复合涂层碎片㊂此外,与PMMA球相比,Ti3C2-MXenes/石墨㊃08㊃北京化工大学学报(自然科学版) 2023年图13　不同载荷下Ti3C2-MXenes/石墨烯复合涂层与PMMA和PTFE球对磨的摩擦学曲线Fig.13　Tribological curves of the Ti3C2-MXenes/graphene composite coating rubbed against the PMMA andPTFE balls under differentloads图14　不同载荷下Ti3C2-MXenes/石墨烯复合涂层与PMMA和PTFE球对磨的球斑和磨痕的光学显微镜照片Fig.14　Optical microscope images of ball spots and abrasion tracks of the Ti3C2-MXenes/graphene compositecoating rubbed against the PMMA and PTFE ballsunder different loads 烯复合涂层与PTFE球对磨时摩擦学测试曲线噪声降低,稳定性增强,在摩擦过程中低模量的PTFE可以在降低复合材料摩擦力的同时降低摩擦噪声[31-32]㊂在摩擦过程中,纳米复合涂层体系可以减弱单一二维材料的摩擦并提高摩擦稳定性[33-35]㊂ 图15和图16分别为不同载荷下Ti3C2-MXenes/石墨烯复合涂层与PTFE球对磨后磨痕的三维白光干涉形貌和拉曼光谱㊂由图15可知,在0.5N载荷下,硅片表面的磨损极少㊂由图16可以看出,在0.5N载荷下磨痕表面存在明显的硅特征峰,此外,还能看到分别位于1342cm-1和1595cm-1的D峰和G峰[19-20],这些峰与Ti3C2-MXenes和石墨烯的D峰和G峰的位置一致,硅片表面的D峰与G峰的强度比(I D/I G)为1.49,远高于Ti3C2-MXenes图15　不同载荷下Ti3C2-MXenes/石墨烯复合涂层与PTFE球对磨的磨痕三维白光干涉形貌Fig.15　Three⁃dimensional white⁃light interference morphol⁃ogies of wear tracks of the Ti3C2-MXenes/graphenecomposite coating rubbed against the PTFE ball un⁃der different loads和石墨烯(I D/I G分别为0.91和0.12)㊂此外, 627cm-1处的碳结构峰来自Ti3C2-MXenes,与未经摩擦的Ti3C2-MXenes(629cm-1)相比,特征峰位置发生了轻微位移,这是由于PTFE是一种多孔网络结构,也是一种有缺陷的结构,在Raman信号测试范围内,这些缺陷会影响Ti3C2-MXenes特征峰的信号出现[36]㊂当载荷增加到1N时,Ti3C2-MXenes/石墨烯复合涂层的表面仍存在极小的磨损,Raman光谱中磨痕上的D峰和G峰消失,磨痕表面的转移物以PTFE㊁退化的纳米材料(即Ti3C2-MXenes和石墨烯)为主㊂在低载荷下,纳米片层的㊃18㊃第6期 庞皓升等:MXenes及其纳米复合涂层在硅/聚合物基接触面上的摩擦学行为存在有利于发挥纳米复合涂层的耐磨特性,以削弱硅片表面的磨损,同时说明硅基表面的磨损机理以黏着磨损为主㊂图16　Ti 3C 2-MXenes /石墨烯复合涂层与PTFE 球对磨的磨痕拉曼光谱Fig.16　Raman spectra of wear tracks of the Ti 3C 2-MXenes /graphene composite coating rubbed against the PTFEball3　结论(1)在所测试的不同材质摩擦球中,在循环次数为1200下硅基底与PTFE 球对磨时的摩擦系数最低,硅基表面的磨损机理以磨粒磨损和黏着磨损为主,聚合物球表面的磨损机理以磨粒磨损和疲劳磨损为主㊂(2)摩擦诱导使得Ti 3C 2-MXenes 涂层和PTFE球表面发生转移形成致密的转移膜,从而降低摩擦系数,在1N 负载下摩擦系数仅为0.14,但硅片表面仍有少量磨损㊂(3)在Ti 3C 2-MXenes 涂层中加入纳米金刚石后,纳米金刚石㊁Ti 3C 2-MXenes 和PTFE 发生摩擦诱导转移,与未加入纳米金刚石时相比,硅基底表面的磨损减弱㊂(4)当石墨烯与Ti 3C 2-MXenes 涂层复合后,磨痕表面存在的纳米片层能够削弱硅片表面的磨损,其磨损机理以黏着磨损为主㊂参考文献:[1]　杨扬,何立东,张雨霏.轮盘搭接干摩擦接触结构转子减振特性研究[J].北京化工大学学报(自然科学版),2021,48(4):79-85.YANG Y,HE L D,ZHANG Y F.Damping characteris⁃tics of a dry⁃friction contact rotor with an overlapped wheel [J ].Journal of Beijing University of Chemical Technology (Natural Science),2021,48(4):79-85.(in Chinese)[2]　刘洪冰,姚鹏,李振国,等.基于再制造技术的风电机组偏航制动盘修复[J ].可再生能源,2022,40(7):921-925.LIU H B,YAO P,LI Z G,et al.Repairing for yaw discsof wind turbines based on a remanufacturing technology [J ].Renewable Energy Resources,2022,40(7):921-925.(in 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风力发电机组叶片裂纹的分析与预控措施摘要：风能几乎不产生环境污染。

对风力机的核心要求是更高的发电效率和更少的维护成本。

风力机中最常见的结构损坏类型是叶片损坏。

风力机叶片的损坏不仅会缩短风力机的寿命和发电效率，还会增加监测误差、安全风险和维护成本。

此外，叶片成本一般占风机总成本的15%～20%。

修复叶片损坏所需的时间最长，成本最昂贵。

因此，叶片的早期运维对于风电机组的故障避免、维护规划和运行可持续性具有重要意义。

关键词：控制技术；风力发电；叶片1风力机叶片的裂纹损伤风力发电机定浆叶片采用叶尖和叶片主体分离设计,碳管是叶尖和叶片主体的连接轴。

某大型风电叶片的碳管出现裂纹或发生断裂,严重影响了风力发电机得正常运行。

叶片的损伤一般包含如下几类：（1）连接蒙皮和主梁法兰的胶黏剂层的损伤；（2）前缘或后缘开裂；（3）夹芯层和主梁腹板面损伤；（4）蒙皮和主梁层合板内部损伤；（5）层合板纤维断裂和层压破坏；（6）蒙皮屈曲；（7）胶衣开裂和脱落。

根据统计，叶片的典型损伤易发区域如下：（1）叶根；（2）最大弦长位置。

研究人员一般采用断裂力学方法表征损伤的萌生和增长。

损伤的扩展取决于裂纹尖端的应变能释放率。

计算分层扩展的最常用方法称为虚拟裂纹闭合技术（VCCT）。

闭合所有裂纹所需的功用于计算应变能释放率。

有限元分析是模拟裂纹扩展的最常用方法。

早期叶片损伤主要归因于制造缺陷。

对叶片影响最大的缺陷类型主要包括褶皱、孔隙和分层。

这些缺陷在类型、尺寸和位置上具有随机性，并且能够大大降低了叶片的力学性能。

例如，由于面外褶皱，主梁和叶根的静态抗压强度和刚度降低。

面内褶皱会导致静态拉伸强度降低。

除上述因素外，黏合缺陷会导致叶片后缘更容易受到损坏。

除制造缺陷，降水和碎片同样是导致叶片损伤的重要原因。

雨水、冰雹、烟雾和含沙风容易导致前缘侵蚀。

不均匀的积冰会导致旋转不平衡，进而导致发局部损伤甚至失效。

此外，水如果通过预先存在的裂缝、表面缺陷或螺栓接头进入叶片，可能会导致叶片树脂和芯材性能显著下降，并且导致叶片重量增加和力学性能退化。

基于ABAQUS 扩展有限元的裂纹模拟化工过程机械622080706010 李建1 引言1.1 ABAQUS 断裂力学问题模拟方法在abaqus中求解断裂问题有两种方法（途径）：一种是基于经典断裂力学的模型；一种是基于损伤力学的模型。

断裂力学模型就是基于线弹性断裂力学及其基础上发展的弹塑性断裂力学等。

如果不考虑裂纹的扩展，abaqus可采用seam型裂纹来分析(也可以不建seam，如notch型裂纹)，这就是基于断裂力学的方法。

这种方法可以计算裂纹的应力强度因子，J积分及T-应力等。

损伤力学模型是指基于损伤力学发展而来的方法，单元在达到失效的条件后，刚度不断折减，并可能达到完全失效，最后形成断裂带。

这两个模型是为解决不同的问题而提出来的，当然他们所处理的问题也有交叉的地方。

1.2 ABAQUS 裂纹扩展数值模拟方法考虑模拟裂纹扩展，目前abaqus有两种技术：一种是基于debond的技术（包括VCCT）；一种是基于cohesive技术。

debond即节点松绑，或者称为节点释放，当满足一定得释放条件后（COD 等，目前abaqus提供了5种断裂准则），节点释放即裂纹扩展，采用这种方法时也可以计算出围线积分。

cohesive有人把它译为粘聚区模型，或带屈曲模型，多用于模拟film、裂纹扩展及复合材料层间开裂等。

cohesive模型属于损伤力学模型，最先由Barenblatt 引入，使用拉伸-张开法则（traction-separation law）来模拟原子晶格的减聚力。

这样就避免了裂纹尖端的奇异性。

Cohesive 模型与有限元方法结合首先被用于混凝土计算和模拟，后来也被引入金属及复合材料。

Cohesive界面单元要服从cohesive 分离法则，法则范围可包括粘塑性、粘弹性、破裂、纤维断裂、动力学失效及循环载荷失效等行为。

此外，从abaqus6.9版本开始还引入了扩展有限元法（XFEM），它既可以模拟静态裂纹，计算应力强度因子和J积分等参量，也可以模拟裂纹的开裂过程。

文章编号:1000_0887(2006)09_1129_06n 应用数学和力学编委会,ISSN 1000_0887非线性边界滑移挤压膜流动X 周 平, 吴承伟, 马国军(工业装备和结构分析国家重点实验室;大连理工大学工程力学系,大连116024)(吕和祥推荐)摘要: 用一种包含初始滑移长度和临界剪切率的非线性边界滑移模型研究了两个球体间的挤压流体膜问题# 研究发现初始滑移长度对低剪切率下的滑移行为起主要作用,而临界剪切率决定了高剪切率下的边界滑移程度# 球体表面挤压流体膜的边界滑移量是与半径坐标相关的高度非线性函数# 在挤压膜的中心点和远离中心点处由于低剪切率滑移量等于初始滑移长度,然而在高剪切率区域滑移长度迅速增加# 球体挤压膜的流体动压力随着初始滑移长度的增加和临界剪切率的减小而减小,并且临界剪切率对流体动力的影响要比初始滑移长度大的多,当临界剪切率很小的情况下,流体动压随着最小膜厚的减小几乎不再增加# 所用模型给出的理论预报和实验非常吻合#关 键 词: 边界滑移; 非线性; 挤压膜; 流体流动中图分类号: O357.1 文献标识码: A引 言数百年来,在经典流体力学的所有教科书中,几乎都有一个假设:在固体和液体的交界面上没有滑移,即固体和液体在交界面上没有相对运动[1,2],这就是所谓的无滑移边界条件,已被广泛用于各种宏观实验和流变测量# 然而,这一流体力学经典假设在薄膜润滑、高剪切流体、微流体力学等领域受到质疑,尤其在最近十来年时间里# 早期实验[3]证明了水在不湿润固体表面存在滑移,最近许多实验观察[4~11]证实边界滑移存在于各种各样的液固界面# 除了实验观察外,分子动力学(MD)的计算机模拟也证实了在低作用力的液固界面存在滑移[12,13]# 受约束的流体系统的流体动压力取决于边界条件# 已有研究发现随着流体粘度和剪切率增加边界滑移量会增加[7~10]# 1879年Maxwell [14]提出气体流动在固体表面的滑移法则,即滑移速度与界面剪切率呈线性关系:v s =b ÛC # 其中v s 是滑移速度,b 是气体分子的平均自由程,ÛC 是气体在流_固界面的真实剪切率# 也可以这么理解,b 是所谓的滑移长度,即无边界滑移时虚构的固体表面与实际界面的距离# 这是后来Lamb [1]提出的描述方法,并由White [15]再次定义# 现在这一模型被称为滑移长度模型(SLM)# 在滑移长度模型中,假设滑移速度v s 与局1129 应用数学和力学,第27卷第9期 2006年9月15日出版 Applied Mathematics and Mechanics Vol.27,No.9,Sep.15,2006 X收稿日期: 2005_06_25;修订日期: 2006_06_02基金项目: 国家自然科学基金资助项目(10332010,10272028,10421002);高等学校博士点专项基金资助项目(2003141013)作者简介: 周平(1980)),男,浙江人,博士(E _mail:joep1205@);吴承伟(1957)),男,教授,博士(联系人.E_mail:cwwu@)#部剪切率ÛC成正比,比例系数是b#但是实验观察发现滑移长度模型不能准确描述滑移速度,尤其在用原子力显微镜AFM(atomic force microscope)[6~8]和表面力仪SFA(surface force appara-tus)[9,10]测量高剪切率流体时#研究发现滑移长度模型只能用来解释小滑移长度实验[8],滑移长度并非常数,随着剪切率的增加而迅速增加,因而测得了很大的滑移量[9~11]#另一种滑移模型是表面极限剪应力模型[16~19]#这种模型假设在剪切应力/应变率小于临界值时没有边界滑移,但是当达到临界值时出现边界滑移#极限剪应力模型经常被用于高剪切率下的薄膜润滑问题#在高剪切率时这种模型和实验很吻合,但是在低剪切率下认为没有滑移#Thompson和Troian[13]用MD方法来模拟简单流体在固体表面的边界滑移#他们发现在低剪切率下滑移长度为一常数,但在高剪切率下并且逼近临界值时滑移长度迅速增加#流体的剪切率可以无限逼近临界值但不会达到临界值#实际上这种模型可以近似的认为是滑移长度模型和表面极限应力模型的组合#最近,Priezjev和Troian[20]用MD方法模拟平行板剪切下的高分子薄膜来考察滑移长度和分子参数及剪切率的关系,发现不论是简单流体还是复杂流体滑移长度与剪切率有相同的关系[13],即有相同的滑移法则#1球形挤压膜表面的非线性边界滑移Troian等[13],[20]通过MD方法模拟滑移速度和剪切率的关系来描述非线性滑移条件v s=b0ÛC/1-|ÛC/ÛC c|,(1)其中b0是初始滑移长度,ÛC是剪切率(|ÛC|[ÛC c),ÛC c是临界剪切率或极限剪切率#流_固界面的剪切率可以无限接近临界剪切率,但不能达到临界值#与线性滑移关系相比得到以下非线性滑移长度b=b0/1-|ÛC/ÛC c|,(2)当ÛC c y]时b y b0,方程(1)变为滑移长度模型,即线性滑移#当b0非常小时,非线性滑移模型变为临界剪切应力模型[16,17]#原子力显微镜(AF M)[6~8]和表面力仪(SFA)[9,10]是最近几年发展起来的用来间接测量边界滑移的方法#这两种测量方法采用同样的原理:首先测量球接近平面时的流体动压力,然后用常数滑移长度假设推算出滑移长度,Vinogradova[21]给出了一种计算两个球体接近时流体动压力F的简单解析解:F=(6P R2G v/h0)f*#其中R是球体靠近平面时的等效半径(当两个球体靠近时,1/R=1/R1+1/R2,R1和R2分别是球体1和2的半径),G是流体粘度,v是球体接近的速度,h0是球体间的最小间距,f*是小于1并与表面疏水特性相关的常滑移长度b的函数#然而,试验[9,10]发现滑移长度并不是常量,会随着剪切率的增加迅速增加#对于非线性滑移条件,由于滑移长度和剪切率间的复杂本构关系,没有解析解#下面让我们来研究如图1所示的挤压薄膜流动,由液体薄膜的流体动力学方程[1,2],[21],我们得到5v z 5z+1r55r(rv r)=0,(3)-5p5r+G 52v r5z2=0,(4)5p5z=0,(5) 1130周平吴承伟马国军其中p 为流体压力,v z 和v r 分别是流体在z 和r 方向的速度# 如果两个固体表面有着相同的滑移性质,对方程(3)~方程(5)积分和整理后可以得到-HB 3-H 26-V 0N 2B 2+B 20HB +H 26B 20=0,(6) 5P 5N =2H B 20B 2-1,(7)其中N =r /R;H 0=h 0/R ;B =b /R ;B 0=b 0/R;H =H 0+N 2/2;V 0=v 0/(ÛC c R );P =p /(ÛC c G )#图1 球以速度v 向一光滑平面 图2 流体薄膜在不同初始滑移长度和作挤压运动示意图临界剪切率下的滑移长度分布由方程(6)和方程(7)的数值解可以得到流体压力分布和滑移长度,然后可以得到流体动压力# 图2给出了挤压薄膜流体上的滑移长度分布# 显然滑移长度是坐标位置的很强的非线性函数# 由于非常小的表面剪切率,在/接触0中心和远离中心处滑移长度等于初始滑移长度b 0,不过在高剪切率区滑移长度增大许多#(a)不同的极限剪切率 (b)不同的初始滑移长度图3 流体动压力和最小流体薄膜厚度的关系图3给出了对于不同的初始滑移长度和临界剪切率下流体动压力和最小膜厚的关系# 流体动压力随着初始滑移长度的增加和临界剪切应变率的减小而减小# 初始滑移长度对流体动压力的影响要小于临界剪切率对流体动压力的影响# 从图中可以看到当临界剪切率很小时流体动压力随最小膜厚的减小而增加的非常缓慢#图4是理论预报和用SFA 实验测量[9]的结果比较# 可以看到非线性滑移模型和实验结果1131非线性边界滑移挤压膜流动图4 流体动压力的理论预测值(曲线)和 图5 流体动压力的理论预测值和用SFA 技术测得的实验值[9]用AFM 技术测得的实验(方形符号)的比较值[7]的比较(流体是十四烷,界面滑移参数为:b 0=0.2nm , (为了比较常数滑移长度模型(SLM)的预测结果ÛC c =143/s # 实验参数:R =2cm ,G =4.2MPa #s , 也示于图中# 球体表面(氧化硅,R =10.4L m ,v =63nm/s # 插图中与用常数滑移模型(S LM)预 v =21.6L m/s )和平面(云母)都镀上了一层厚测结果作了比较)度为15.1nm 的金膜# 流体是粘度G =38.9MPa #s 的水解蔗糖)在很大的剪切率范围内都吻合良好# 不过在膜厚很小时(h 0<5nm ),测量值要比预报值稍小一些,在这个范围的测量误差要比膜厚较大时复杂得多# 当薄膜厚度小于5nm 时,在理论分析中用到的连续介质假设可能已不成立# 所以我们在这一区域没有给出理论预报值# 我们试图用SLM 理论在h 0较大和较小区域来拟合曲线f *,但和实验值偏差都很大# 图4的理论预报在大剪切率时与用极限剪切应力模型极为接近[22]# 用非线性滑移模型的预报结果与用AF M 技术测的实验数据[7]同样很好的吻合(见图5)#2 讨 论本文用一般的非线性滑移关系来研究球面间受挤压流体的边界滑移#当初始滑移长度图6 不同初始滑移长度时无量纲剪切应力和归一化的表观剪切率关系曲线(表观剪切率和真实剪切率分别为v /h 和(v -v s )/h )b 0非常小时,如果剪切率远小于临界值边界滑移可以忽略不计# 在这种情况下只需要考虑高剪切率下的边界滑移,此时非线性滑移模型可以近似的用极限剪切应力模型[16~19],[22]来描述# 在低剪切率时,边界滑移服从滑移长度模型,如果b 0非常小,那么就变成了无滑移边界# 随着剪切率的增加,界面滑移表现出很强的非线性行为#对于进行流变测量的平行板剪切实验系统,应用非线性边界滑移模型可以得到剪切应力和剪切率间的关系如图6所示,这是一个典型的/非牛顿流流变0特征# 问题是怎样来解释类似于这样的流变曲线,是由流体的流变属性还是边界滑移所致?从理论分析来看在理想平行的滑动间隙中,流体膜的剪切应力是一常数[18]# 但对于非1132周 平 吴 承 伟 马 国 军理想平行间隙,剪切应力沿厚度方向是一线性函数# 后者可能是实际实验观察中更一般的情况# 如果是这样,流体的/非牛顿0行为或许可以用流固界面的非线性边界滑移来解释# 因此在定义剪切率和表观剪切率的非线性关系时要格外引起注意,非牛顿流行为和非线性滑移都可能是其中的原因#3 结 论本文用Thompson 和Troian [13]提出的非线性边界滑移模型来研究球面挤压流体薄膜的流动# 我们发现初始滑移长度控制低剪切率下的滑移行为,而临界剪切率控制高剪切率下的边界滑移# 在球面挤压膜中,流体薄膜的边界滑移量是半径坐标的强非线性函数# 因为在/接触0中心处和远离中心处的剪切率较低,滑移长度等于初始滑移长度# 不过在高剪切率区,滑移长度会增加许多# 流体动压力随着初始滑移长度的增加和临界剪切率的减小而减小# 初始滑移长度对流体动压力的影响要小于临界剪切率对流体动压力的影响# 当临界剪切率很小时,流体动压力随最小膜厚的减小增加得非常缓慢# 理论预报和实验测得的球面挤压流体薄膜的流体动压力非常吻合#[参 考 文 献][1]Lamb H.Hydr odynam ics [M].New York:Dove,1932.[2]Faber T.Fluid Dy nam ics for Physicists [M].Cambridge:Cambridge University Press,1995.[3]Schnell E.Slippage of water over nonwettable surfaces[J].J Appl 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,2002,88(10):106102.[11] Hervet H,Leger L.Flow with slip at the wall:from simple to complex liquids[J].L C R Phy siqu e ,2003,4(2):241)249.[12] Sun M,Edner C.Molecular dynamics study of flow at a fluid _wa ll interface [J].Phy s Rev Lett ,1992,69(24):3491)3494.[13] Thompson P A,Troian S M.A general bounda ry condition for liquid flow at solid surfaces[J].Na-tur e ,1997,389(6649):360)362.[14] Maxwell J C.On stresses in rarified gases arising from inequalities of temperature[J].Philos T ra nsRoy Soc London ,1879,170(3):231)256.[15] White F M.Viscou s Fluid Flow [M].New York:McG raw _Hill Book Company,1974.1133非线性边界滑移挤压膜流动1134周平吴承伟马国军[16]Ba ir S,Winer W O.Shea r strength m easurements of lubricants at high pressure[J].ASME J Lu bT ech,1979,101(3):251)256.[17]Ba ir S,Winer W O.The shear stress rheology of liquid lubricants at pressure of2to200Mpa[J].ASME J T r ibology,1990,112(2):246)252.[18]WU Cheng_wei,ZHONG Wan_xie,Q ian L X,et al.Parametric variational princ iple for viscoplastic lu-brication model[J].ASME J Tr ibolo gy,1992,113(4):731)735.[19]Stahl J,Jacobson B O.A lubricant model considering wall_slip in EHL line contacts[J].ASME J Tr i-bology,2003,125(3):523)532.[20]P riezjev N V,Troian S M.Molecula r origin and dynamic behavior of slip in sheared polymer films[J].Phy s Rev Lett,2004,92(1):018302.[21]Vinogradova O I.Drainage of a thin liquid film confined between hydrophobic surfaces[J].La ng-m uir,1995,11(6):2213)2220.[22]WU Cheng_Wei,MA Guo_jun.On the bounda ry slip of fluid flow[J].Science in China,Ser ies G,2005,48(2):178)187.Squee ze Film Flow With Nonline ar Boundary SlipZHOU Ping,WU Cheng_wei,MA Guo_jun(State Key Labor at or y of Str uctur al Analy sis for Indu str ial Equipm ent,Deptar tm ent of Engineer in g M echa nics,Da lian Univer sity of T echn ology,Da lia n116024,P.R.China)Abs tract:A nonlinea r boundary slip model consisting of an initia l slip length and a c ritical shea r rate was used to study the nonlinear bounda ry slip of squeeze fluid film confined between two approac hing spheres.It is found that the initial slip length controls the slip behavior at small shea r rate,but the critical shear rate controls the boundary slip at high shear rate.The boundary slip at the squeeze fluid film of spherica l surfaces is a strongly nonlinear function of the radius coordinate.At the center or fa r from the c enter of the squeeze film,the slip length equals the initial slip length due to the small shea r rate.However,in the high shear rate regime the slip length inc reases very much.The hydrodynamic force of the spherical squeeze film decreases with inc reasing the initial slip length and decreasing the critical shear rate.The effect of initial slip length on the hydrodynam ic force seems less than that of the critical shear rate.When the critical shea r rate is very sm all the hydrodynamic forc e increases very slowly with a decrease in the minimum film thickness.The theoretical predictions agree well with the experiment measurem ents.Key wo rds:boundary slip;nonlinear;squeeze film;fluid flow。

基于近场动力学方法的玻璃板冲击破坏数值模拟研究
李松波;王志良;申林方;华涛;李泽
【期刊名称】《振动与冲击》
【年(卷),期】2024(43)8
【摘要】基于近场动力学方法,考虑刚体冲击作用下材料损伤发生断裂破坏影响,建立了刚球冲击玻璃板的三维数值计算模型,并结合Kalthoff-Winkler试验,验证了计算模型的有效性。

最后,探究了刚球初始冲击速度、刚球直径和玻璃板厚度等因素,对玻璃板的冲击破坏结构形态演化以及裂纹扩展机制的影响。

研究结果表明,当初始冲击速度较小时,玻璃板裂纹表现为辐射状,随着冲击速度的增加,环向裂纹出现并逐渐形成复杂的裂纹网络。

同时,玻璃板的裂纹长度和裂纹占比均随初始冲击速度的增加而增大,且近似呈线性关系。

随着刚球直径的增加,其与玻璃板的接触范围扩大,致使玻璃板的损伤程度加剧,且更易形成结构复杂的裂纹网络。

此外,增加玻璃板的厚度会延长冲击持续时间,使得玻璃板承受更大的冲击能,从而导致板厚较小时局部结构损伤严重,但整体影响范围较小;而板厚较大时结构损伤的影响范围扩大,局部损伤则有所减弱。

【总页数】9页(P294-302)
【作者】李松波;王志良;申林方;华涛;李泽
【作者单位】昆明理工大学建筑工程学院
【正文语种】中文
【中图分类】TU524
【相关文献】
1.冰球冲击试验的近场动力学方法数值模拟
2.基于键基近场动力学理论的单裂纹圆孔板冲击破坏研究
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技术展示：示例问题Technology Showcase: Example Problems1、Brake Squeal Analysis：制动器噪声分析解决刹车噪声问题。

重点介绍了三种分析方法：线性非预应力模态、部分非线性预应力模态和全非线性预应力模态。

该问题演示了滑动摩擦接触，并使用复特征解算器预测不稳定模态。

2、Nonlinear Analysis of a 2-D Hyperelastic Seal Using Rezoning：二维超弹性密封的重分区非线性分析用单元分裂法对二维超弹性密封组件进行了重新划分和重新划分的非线性分析。

该问题显示了如何使用多个垂直重新分区步骤来确保分析的收敛和完成。

3、Fluid-Pressure-Penetration Analysis of a Sealing System：密封系统的流体压力渗透分析分析了流体压力渗透对密封系统的影响。

使用密封主要是为了防止流体（液体、固体或气体）在两个或多个区域之间的转移。

4、Ring-Gear Forging Simulation with Rezoning：基于重分区的齿圈锻造模拟证明了在金属成形过程的二维模拟中重新分区的有效性和有用性。

重新分区有助于非线性有限元模拟的收敛性，在这种情况下，单元变形过大。

5、Delamination of a Stiffened Composite Panel Under a Compressive Load：复合材料加筋板在压缩载荷下的分层使用实体壳单元技术对分层复合结构进行建模。

该问题通过接触单元的脱粘能力来模拟界面脱层。

6、Thermal Stress Analysis of a Cooled Turbine Blade：涡轮冷却叶片的热应力分析说明如何容易地设置和执行冷却涡轮叶片的热应力分析。

该问题利用表面效应能力模拟固体区域的对流载荷，并利用一维流体流动能力获得对流载荷的高精度热解。

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ANSYS Mechanical——集功能完整性、技术先进性与易学易用性于一体的高端通用机械分析程序集功能完整性、技术先进性与易学易用性于一体的高端通用机械分析程序镍钛形状记忆合金材料模拟索膜找形分析橡胶护套分析线面接触弹簧模拟白车身的模态分析发动机叶盘循环对称模态分析利用模态综合法进行飞机整机模态分析悬架刚柔混合动力分析双体船波浪冲击分析多转子临界转速计算Campbell 图储油罐固液耦合地震响应分析（象腿现象）弹射座椅瞬态冲击响应■ 非线性分析● 几何非线性● 材料非线性● 接触非线性● 单元非线性■ 动力学分析● 模态分析- 自然模态- 预应力模态- 阻尼复模态- 循环模态- 模态综合法● 瞬态分析- 非线性全瞬态- 线性模态叠加法● 谐响应分析● 响应谱分析- 单点谱- 多点谱● 随机振动● 转子动力学- 临界转速- 不平衡响应- 稳定性- 2d 或平面单元的陀螺效应；● 多刚体、多柔体动力学■叠层复合材料■屈曲分析航天蒙皮板承受极限压力载荷考虑时效特征的复合材料板屈曲分析4层复合材料层间失效模拟加筋板复合材料屈曲分析VLCC极限承载能力分析薄膜的褶皱分析油桶的后屈曲分析●非线性叠层壳单元●高阶叠层实体单元●单元特征- 初应力- 层间剪应力- 温度相关的材料属性- 应力梯度跟踪- 中面偏置● Tsai-Wu失效准则●图形化- 图形化定义材料截面- 3D方式察看板壳结果- 逐层查看纤维排布- 逐层查看分析结果●线性屈曲分析●非线性屈曲分析●后屈曲分析●循环对称屈曲分析集功能完整性、技术先进性与易学易用性于一体的高端通用机械分析程序■ 断裂力学分析● 应力强度因子计算● J 积分计算● 能量释放率计算■ 大题化小● P 单元技术● 子结构分析技术● 子模型分析技术船体模型大题化小■ 热分析● 稳态、瞬态● 传导、对流、辐射● 相变（热焓）● 流体单元● 非线性- 材料特性与温度相关- 表面热交换系数与温度相关- 面面接触传热- 单元生死BGA电子封装瞬态热分析裂纹扩展区域预测初始缺陷引起的裂纹扩展坝体浇筑过程的热分 雷达发射机冷板热分析摩擦生热相互辐射热流量橡胶密炼室温度场分布发动机热冲击■耦合分析●热-结构耦合分析●热-电分析●静流体-结构完全耦合●声场分析，声-结构耦合分析- 近/远场模拟- 模态、谐响应、瞬态分析●压电分析- 电激励、机械激励- 模态、谐响应、瞬态分析■设计优化●优化算法- 子空间迭代法- 一阶法●多种辅助工具- 随机搜索法- 等步长搜索法- 乘子计算法- 最优梯度法- 设计灵敏度分析●拓扑优化●变分优化技术发声器周围声压分布电解铝设备温度场分析采用直接耦合法一次计算到焊接过程中的温度、应力分布压电材料MEMS谐振器通过施加电压改变谐振频率ANSYS与CFX双向瞬态流-固-热直接耦合分析结构尺寸对应力影响的响应图开孔的位置作为优化参数响应参数蜘蛛网图拓扑优化200个优化参数采用变分优化技术后，计算时间由两周缩减到两个小时集功能完整性、技术先进性与易学易用性于一体的高端通用机械分析程序■ 概率设计系统(PDS)● 十种概率输入参数● 考虑参数的相关性● 两种概率计算方法- 蒙特卡罗法直接抽样Latin Hyper cube 抽样- 响应面法中心合成Box-Behnken 设计● 支持分布式并行计算● 可视化概率设计结果- 输出响应参数的离散程度Statistics Histogram Sample Diagram- 输出参数的失效概率Cumulative Function Probabilities- 离散性灵敏度Sensitivities Scatter DiagramResponse Surface结果离散图灵敏度的直方图与饼图■ 二次开发特征● ANSYS 参数化设计语言(APDL)● 用户可编程特性（UPF ） ● 用户界面设计语言(UIDL)● 专用界面开发工具（TCL/TK ）● 外部命令● 面向对象编程语言(SDK)广州日立自动扶梯专用分析系统■ 求解器● 迭代求解器- 分布式预条件共轭梯度(DPCG)- 分布式雅可比共轭梯度 (DJCG)- 非完全共轭梯度(ICCG)● 直接求解器- 稀疏矩阵- 波前求解器● 特征值- 分块 Lanczos 法- 子空间法- 凝聚法- QR 阻尼法(阻尼特征值)- 非对称法- LANPCG- 超节点法（SNODE ）● VT 求解加速技术- 减少迭代的次数- 对于初次求解可以加快2至5倍- 对于参数的改变（如尺寸、材料、载荷等）可以加快3至10倍采用VT 求解加速技术后，求解时间加快了2.9倍PCG 求解器速度随CPU 数量增加，求解速度基本线性加快悬架动力分析(2.5千万DOF)■ 并行求解器● 分布式并行求解器- 自动将大型问题拆分为多个子域，分发给分布式结构并行机群的不同CPU （或节点）求解- 支持不限CPU 数量的共享式并行机或机群- 求解效率与CPU个数呈线性提高气动载荷作用下飞机整机强度分析集功能完整性、技术先进性与易学易用性于一体的高端通用机械分析程序● 代数多重网格求解器- 支持多达8个CPU 的共享式并行机- CPU 每增加一倍，求解速度提高80%-对病态矩阵的处理性能优越将模型分为多个区域，分配给不同的机器计算随着有限元算法理论、计算机硬件和软件技术的进步和实际工业需求的提高，现代CAE 技术的应用已逐步由以线性模拟为主向以非线性模拟为主快速发展。