紡織鋼領類金剛石涂層耐沖擊性能仿真研究

蘇慧明， 郭飛飛， 楊軼飛， 王珂心

(西安工程大學 機電工程學院， 陜西 西安 710048)

環錠細紗機運轉時，其鋼絲圈繞鋼領高速旋轉，產生摩擦磨損的同時，紡線的張力和摩擦力也會使鋼絲圈偏移和跳躍[1]，由此產生的瞬時沖擊效應不可忽視，因此提升鋼領的抗沖擊性能可以有效降低由于沖擊導致的鋼領失效問題，從而提升鋼領的使用壽命。運用表面處理技術是提高鋼領使用壽命的主要方法之一，包括光面鋼領、鍍鉻鋼領、化學鍍鎳磷鋼領、超聲波減磨鋼領、陶瓷鋼領以及DLC涂層鋼領[2-5]。類金剛石涂層是一種亞穩態的非晶碳膜，碳原子以sp3和sp2鍵結合。因為其具有硬度高、耐磨性好、彈性模量高以及摩擦因數低等與金剛石類似的性能，很多場合代替金剛石使用以降低生產成本；類金剛石涂層的諸多優點使其受到廣泛關注[6-7]。目前，國內外學者對于DLC涂層耐沖擊性能的研究主要分為實驗探究和數值仿真模擬2種方式，且大多集中在實驗方面，施紹淼[8]研究了不同結構類金剛石碳薄膜的動態沖擊摩擦和靜態疲勞載荷磨損性能和失效機理。王璋等[9]85通過動力學響應考察Cr-DLC涂層的沖擊磨損行為，用沖擊力峰值和能量吸收率來表征抗沖擊性的優劣。占智遠[10]設計并制備了類金剛石薄膜碳納米管陣列復合結構，以能量耗散來表征其對基體抗沖擊性能的提升。對于DLC涂層應用于紡織鋼領的數值模擬研究相對較少。陳崇亮[11]建立了連續沖擊情況下DLC涂層與基體剝離的物理模型，認為類金剛石涂層在沖擊載荷下極易產生疲勞，形成微小裂紋，進而發生涂層剝落，但其只是運用理論推理得出，并沒有進行相應的仿真模擬。KANG等[12]將有限元分析模型與納米壓痕技術相結合的方法來確定多層FG Ti/TiC/DLC涂層材料的屈服強度,但其模型建立在納米壓痕技術之上，并不能代表沖擊時的動態響應。課題組以DLC應用于紡織鋼領涂層為背景，研究DLC涂層基體和純基體在不同沖擊荷載作用下的力學響應和破壞形態。針對DLC涂層的特性，運用有限元軟件ABAQUS建立等效沖擊模型，通過對比2種鋼領基體材料受到不同沖擊載荷下的結構瞬時動力響應，考察可能存在的涂層破壞形態，為DLC涂層在鋼領領域的應用提供一定的參考；為本質上改善鋼領的服役壽命提供技術支撐，最終實現鋼領的長效運行。

1 鋼領/鋼絲圈沖擊有限元模型

1.1 鋼領/鋼絲圈結構幾何模型

隨著數值仿真模擬技術的不斷完善，仿真模擬實驗已經在很多領域得到應用。仿真模擬實驗與實際實驗相比，具有不受空間和地點限制，試錯成本低，節約時間成本，以及提取相關數據極為方便的特點。同時，仿真模擬可以看到試樣內部的力學響應以及不易發現的損傷變形，從而不斷完善設計方案，在實際實驗條件比較極端或者不容易實現時，仿真模擬的優勢會更加明顯。目前，大多數紡織機械的鋼領與鋼絲圈的相對線速度在18～40 m/s之間,有的甚至在40 m/s以上，鋼領與鋼絲圈之間的沖擊距離很短，但在如此高的線速度下，鋼領受到的沖擊依然不可小覷。

對環錠細紗機鋼領/鋼絲圈結構進行簡化并構建有限元沖擊模型。運用SoildWorks三維建模軟件建立簡化沖擊模型,模型主要包括圓球沖擊體、基體和涂層3部分。圓球沖擊體模擬鋼絲圈與鋼領接觸的尖端部分，將其視為圓形小球，半徑3 mm；涂層材料為類金剛石(DLC)，涂層厚度300 μm；基體為厚度5 mm，直徑?30 mm的圓盤。圓球沖擊方向與基體上表面呈90°，且過基體表面圓心軸線，2物體之間設置一微小間隔，以模擬實際沖擊距離，更好地觀察沖擊過程。將其導入ABAQUS有限元分析軟件，給予基體四周固定約束(U3=U2=U1=UR1=UR2=UR3)，即分別限制基體在X,Y,Z方向的移動和轉動；沖擊體只允許z向平移(U1=U2=UR3=0)，即限制沖擊體在X,Y方向的移動和Z方向的轉動。假定涂層與基體理想結合在一起(即完全結合)，施加綁定約束(Tie)，同時為防止沖擊引起的體接觸使2體之間發生網格竄動，在沖擊體表面與涂層上表面之間設置切向無摩擦接觸(tangential behavior frictionlness)，涂層上表面和基體間采用罰函數接觸法(penalty contact method)。根據鋼領實際運行速度，對沖擊體(圓球)施加初始動能即初速度，運用動能與速度關系公式ΔEk=1/2[m(v2-v′2)]，可實現動能與速度間的轉換；ΔEk為動能的變化量，m為物體的質量，v和v′分別為沖擊運動前后的速度。圓球沖擊體初速度v選取10，20，30和40 m/s(意在確定圓球的初始動能，忽慮重力等影響因素)。在滿足計算結果精度的同時兼顧運算效率，對涂層和基體采用不同的網格密度，將基體、涂層和圓球進行網格分區。基體和涂層同時分為中心細化區域和外圍區域，中心細化區域取邊長為4 mm的正方形，劃分為網格較密的單元，外圍區域受到的球體沖擊作用較小，可視為無限域，故劃分為相對稀疏的單元；在基體上表面以及其與涂層交界處劃分較密網格，而基體下表面劃分為較稀疏網格，上密下疏，逐漸過渡。單元類型采用C3D8T，鋼領/鋼絲圈及仿真沖擊模型網格劃分如圖1所示。

圖1 鋼領/鋼絲圈及仿真沖擊模型網格劃分Figure 1 Grid of textile ring/ring traveler and simulation impact model

1.2 材料選取及力學性能

假定DLC涂層為理想彈塑性材料(elastic-perfectly plastic materia)[13]，圓球沖擊體施加剛體模型(rigid body)，其不作為考察對象且對結果的影響可以忽略，基體采用20#鋼材料常用的Johnson-Cook本構模型[14]，表1給出具體材料力學屬性。

1.3 沖擊模型驗證

通過逐步細化基體網格密度探究仿真結果的穩定性。圓球采用剛體模型，其網格密度隨基體網格密度逐步細化，對仿真結果的影響可以忽略；將基體中心細化部分邊長劃分單元個數作為變量，初始沖擊速度選取30 m/s ，取基體所受沖擊載荷力的最大值和沖擊下陷深度的最大值來探究網格密度對于仿真實驗結果的影響程度。擬合數據得到網格無關性仿真曲線圖，如圖2所示。

表1 沖擊模型材料力學屬性

圖2 網格無關性仿真曲線Figure 2 Grid-independent simulation graph

從圖2曲線可以看出2組數據均經歷一定波動后趨于穩定狀態；當中心細化區域邊長單元個數達到27后波動逐漸減小，在單元個數達到40及其以上時數據波動已控制在±0.4%以內。由此得出：當中心細化區域邊長單元個數達到40以上時，盲目提高網格數量，只會單方面提高計算機的運算負擔，但對最終結果的影響可以忽略。本有限元模型選取中心細化區域邊長單元個數為62，節點總數845 711，單元總數814 680。

使用此有限元模型計算初始沖擊能(initial impact energy)分別為0.08，0.17，0.33和0.50 mJ時基體所受到的載荷力，將其與王璋等所做的實驗結果[9]80進行比較，擬合曲線如圖3所示。2條曲線皆隨著初始沖擊能的增加而不斷升高，且仿真模擬結果與實際沖擊實驗結果非常接近，偏差在5%以內；仿真模擬值偏高是由于在實際實驗中空氣阻力或人為干擾等因素導致的能量流失 ，但整體上仿真模擬結果與實際實驗結果趨勢一致，由此驗證了此沖擊模型的正確性和仿真結果的有效性。

圖3 仿真計算與實驗結果對比Figure 3 Comparison between simulation calculation and experimental results

2 不同沖擊載荷下模型動態響應分析

2.1 基體殘余應力及沖擊坑深度分析

通過對比各沖擊速度下純基體和DLC涂層基體的表面和內部殘余應力分布及沖擊坑深度，來考察DLC涂層的抗沖擊性能以及對于鋼領基體的保護作用。2種基體的殘余應力云圖如圖4所示，基體表面沖擊坑呈環狀分布，隨著沖擊速度的提升，沖擊坑直徑不斷加大，且在沖擊坑底部和邊緣部分存在應力集中現象。純基體的沖擊坑相對較大，且殘余應力值在表面分布相對均勻；DLC涂層基體的殘余應力由沖擊坑底部向外圍逐步擴散，且沖擊坑底部為殘余拉應力，沖擊坑四周內壁為殘余壓應力。

圖4 基體殘余應力分布云圖Figure 4 Cloud map of matrix residual stress distribution

取沖擊速度為30 m/s時2種基體殘余應力場截面分布云圖，如圖5所示。2種基體內部的殘余應力場分布有較大差異。純基體受圓球沖擊后殘余應力主要分為2部分：基體表面受沖擊形成的沖擊坑隆起部分和沖擊坑下方區域。沖擊坑隆起部分的殘余應力既有拉應力也有壓應力，最大值分別為379.2 MPa和-361.7 MPa；沖擊坑下方內部區域分布著一部分殘余壓應力，最大值為-164.1 MPa，距離沖擊坑底部1.69 mm。沖擊坑底部區域的應力梯度變化較為緩和，但在沖擊坑隆起部分區域，應力值變化突然增大，基體材料受沖擊發生塑性變形使其在沖擊的下方區域出現一定的殘余壓應力。由于基體表面的形貌變化，一部分基體材料受沖擊變形堆積于沖擊坑邊緣處，同時圓球向下(z方向)沖擊時，也伴隨著其向沖擊坑四周(x-y方向)的擠壓作用，基體材料受到拉力和擠壓的共同作用，當沖擊結束離開后，堆積較多材料處就形成了較高的殘余應力。

涂覆DLC涂層后，殘余拉應力主要集中在沖擊坑底部，呈橢圓狀向四周輻射，其最大值為761.1 MPa，最大壓應力出現在基體上表面沖擊坑周圍區域，最大值為-402 MPa。基體上表面沖擊坑周圍區域的應力梯度變化較大，但整體的應力分布相對平緩。 基體沖擊坑周圍區域同樣受材料堆積影響而形成殘余壓應力， 而在沖擊坑中心，基體同時受到涂層擠壓、材料堆積和涂層與其之間的結合力影響，導致其產生較高的殘余應力。

在不同沖擊載荷下,涂覆DLC涂層的基體沖擊坑深度明顯降低，且從圖6基體沖擊坑深度截面云圖可以看出，沖擊坑邊緣的基體材料隆起、材料堆積和應力集中現象也明顯改善。隨著沖擊動能的增加，2種基體的沖擊坑深度均不斷增加，但DLC涂層基體的沖擊坑深度總體小于純基體，且隨著初始動能的上升，差值趨于下降，這反映了DLC涂層對于沖擊坑深度的減緩效果，且隨著沖擊動能升高，減緩效果在降低。由此可知在鋼領表面涂覆DLC涂層可有效地改善表面形貌變化和基體沖擊坑外圍的應力集中現象，提升鋼領的抗沖擊性能；當沖擊動能不斷升高，涂層對于基體的保護作用在降低，當沖擊坑底部的應力值超過涂層與基體的粘結強度后，會引起涂層與基體分離形成裂紋，同時在沖擊坑隆起部分因拉伸應力作用產生環形裂紋，出現涂層剝落現象，這對于涂層與基體間的粘結強度來說是很大的考驗。

圖6 基體沖擊坑深度截面云圖及時程曲線Figure 6 Matrix impact crater depth section cloud map and time curve

2.2 應變與載荷力分析

通過對比各沖擊速度下2種基體的截面應變云圖以及時程曲線，分析基體內部應變值與其所受載荷力的關系，進而探究DLC涂層的抗沖擊性能機理。由圖7時程曲線可以看出2種基體的最終應變值均為負數值，說明了沖擊造成的主要是壓應變，且2種基體皆產生不同程度的塑性變形。由圖7基體截面應變云圖可以看出純基體和DLC涂層基體的應變分布基本相同，壓應變主要在沖擊坑底部，拉應變集中于沖擊坑邊緣隆起部分；2種基體拉應變最大值分別為0.142 90和0.008 06，壓應變最大值分別為0.387 4和0.055 6。DLC涂層基體的應變值遠小于純基體，且在沖擊過后恢復一定應變值，而純基體恢復的量很小，這反映了DLC涂層不僅分擔了一部分的應變，還使基體受到的應變進一步降低。

圖7 基體截面應變云圖及時程曲線Figure 7 Strain cloud map and time curve of matrix section

由圖8載荷力時程曲線圖分析可知2種試樣的載荷力時程曲線都經歷了先升高再降低為0的過程。DLC涂層基體在4種沖擊速度下的載荷力最大值均大于純基體，這與其沖擊坑底部的應力值較大相符合。DLC涂層延長了沖擊接觸時間，使應變發生相對緩和，涂層的彈性模量大于基體，這使得涂覆涂層的基體不易變形，而載荷力受接觸面積和自身動能影響，當動能相同時，DLC涂層的變形較小，意味著圓球與涂層的接觸面積較小，其瞬時載荷力也就相應變大；這也同時解釋了基體沖擊坑底部高應力集中現象，因此選用鋼領涂層材料時，在其他材料參數一定的情況下，應盡量提高涂層的彈性模量。

圖8 載荷力時程曲線Figure 8 Load force time history curve

2.3 圓球動能及基體總能對比

取圓球的動能變化和2種基體所受總熱力學能數據匯總得到圖9和圖10?；w總熱力學能包括可恢復彈性應變能、非彈性過程的能量耗散(主要指塑性應變)、黏彈性或者蠕變過程的能量耗散和偽應變能。仿真沖擊過程時間間隔較短，其中不涉及固液之間的轉換和應力的長時間加載條件， 故此處不考慮黏彈性或者蠕變過程的能量耗散和偽應變能，只探究圓球的全過程動能變化和基體所受總熱力學能的全時程變化情況。該處理方式可以很好地反映整個沖擊過程中圓盤和基體之間的能量轉化及DLC涂層在沖擊過程中對基體材料起到的保護作用。從圓球的全過程動能曲線圖中可以看出有DLC涂層的基體和純基體在受到圓球各初始動能(初速度)沖擊時，都表現出動能先下降至0后又上升的趨勢，這符合實際實驗中圓球沖擊基體然后再反彈的現象，同時DLC涂層基體在受到圓球同等初速度沖擊后所回升的動能值要普遍大于純基體。圓球將動能傳遞給涂層表面，再通過涂層傳導給基體，將動能轉化為材料的熱力學能儲存在材料內部，而后其中一部分熱力學能重新轉化為圓球的動能；純基體在沖擊過程中發生較多塑性變形，吸收的能量較大，導致圓球沖擊后動能也相對較低。而隨著沖擊動能的增加，2種試樣的總熱力學能差值在逐漸縮小，故沖擊動能的增加會使DLC涂層對基體的保護作用減弱，王璋等[9]83所做的涂層動力學響應實驗印證了此觀點。涂層和基體內部儲存的熱力學能會越積越多，當達到裂紋萌生或擴展到臨界熱力學能時，就會引起涂層裂紋的產生或者不斷擴展，最終導致涂層失效。

圖9 圓球動能曲線Figure 9 Sphere kinetic energy curve

圖10 總熱力學能曲線Figure 10 Matrix total internal energy curve

3 結論

課題組利用ABAQUS有限元分析軟件建立一種針對環錠細紗機紡織鋼領系統簡化沖擊模型，對DLC涂層基體和純基體進行仿真沖擊模擬實驗，通過改變沖擊體初速度的方式來滿足不同沖擊載荷的要求，用對比基體殘余應力應變、沖擊坑深度、最大載荷力以及系統能量變化的方式，來分析DLC涂層的抗沖擊性能，同時考察DLC涂層在實際工況下經受沖擊后其表面內部可能存在的一些應力集中區域和涂層破壞形式，得到以下結論：

1) DLC涂層可以有效降低沖擊坑的直徑和深度，并改善鋼領的表面形貌和殘余應力集中現象，在沖擊坑底部和邊緣隆起部分有較多殘余應力集中，會引起涂層生成裂紋，導致涂層剝落失效，應盡量選用較高粘結強度的DLC涂層；

2) DLC涂層可以顯著降低基體應變值，并延長沖擊接觸時間，較高的彈性模量使基體應變降低，從而提升涂層的抗沖擊性能，在選用DLC涂層材料時，在其他材料參數一定的情況下，應盡量提高涂層的彈性模量；

3) 從系統能量的角度考察了DLC涂層的抗沖擊性能，涂覆DLC涂層后，基體產生更少的塑性變形，能量耗散也相對變小，有更多的能量轉化為基體的熱力學能和圓球的動能，基體總熱力學能和圓球動能在沖擊結束后的回復量顯著升高；

4) 選用DLC涂層材料時，較高的涂層彈性模量以及較大的膜基粘結強度對于鋼領整體抗沖擊性能的提升至關重要。