改性聚四氟乙烯衬套结构仿真分析

Simulation Analysis of Modified Polytetrafluoroethylene Bushing Structure

摘要

为了研究改性聚四氟乙烯（PTFE）衬套在旋塞阀内装配及实际工况下的力学性能与损伤特征，通过单轴压缩实验获取改性PTFE材料的应力-应变数据，并基于有限元模拟确定其本构模型。研究表明，三阶Ogden模型可较好地拟合该材料的压缩行为。随后，依据旋塞阀工况尺寸和使用要求，对衬套进行装配与实际工况下的有限元仿真分析。结果显示，衬套在装配过程中的应力主要集中于靠近防火面的位置，当过盈量为2 mm时，密封性能最佳。在阀芯扭转过程中，衬套开口边缘及转角区域出现最大应力42.23 MPa和最大应变0.186 20。研究结果可为旋塞阀衬套设计优化与工程应用提供参考。

Abstract

To investigate the mechanical properties and damage characteristics of the modified polytetrafluoroethylene (PTFE) bushing during assembly in the plug valve and under actual operating conditions, uniaxial compression experiments were conducted to obtain the stress-strain data of the modified PTFE material, and its constitutive model was determined based on finite element simulation. The results showed that the third-order Ogden model fitted the compression behavior of this material well. Subsequently, finite element simulation analyses of the bushing under assembly and actual operating conditions were performed according to the dimensional specifications and service requirements of the plug valve operating conditions. The results indicated that the stress in the bushing was mainly concentrated near the fire-safe face during the assembly process, and the sealing performance was optimal when the interference fit was 2 mm. During the valve core rotation process, the maximum stress of 42.23 MPa and the maximum strain of 0.186 20 appeared at the edge and corner regions of the bushing opening. The research results could provide references for the design optimization and engineering application of plug valve bushings.

关键词

聚四氟乙烯 / 旋塞阀 / 衬套 / 超弹性本构模型 / 有限元仿真

Key words

PTFE / Plug valve / Bushing / Hyperelastic constitutive model / Finite element simulation

衬套旋塞阀因具有多级密封结构、密封接触面积大、零泄漏、便于在线维修及实现快速开关等优点，能够有效防止阀门泄漏；衬套旋塞阀体积小，质量轻，被越来越多地应用在精细化工装置中^[1]。衬套作为旋塞阀中的关键零部件，其优异的减摩与承载能力对提升设备整体性能具有重要意义。聚四氟乙烯(PTFE)材料因极低的摩擦系数、良好的自润滑性和优异的化学稳定性在衬套制造中广泛应用^[2]。然而，纯PTFE材料在承载能力、耐磨性等方面存在一定的局限性，难以满足高负载、高频率等苛刻工况下的使用需求。为改善其力学性能和耐磨性能，研究人员普遍采用填充改性手段，引入如玻璃纤维、碳纤维(CF)、青铜粉等填料，对PTFE进行改性，制备性能优异的改性PTFE复合材料^[3-5]。通过引入CF和聚苯酯(POB)对PTFE进行填充改性，制备改性PTFE复合材料，该类复合材料兼具PTFE的低摩擦特性与填料的高强度性能，逐渐成为工程领域衬套材料的研究热点^[6-8]。在材料改性研究的基础上，对衬套结构在实际工况下的应力分布、接触性能以及疲劳寿命进行系统分析显得尤为重要^[9]。

在非线性材料建模中，超弹性本构模型是描述聚合物和复合材料非线性大变形的重要工具。其中，Ogden模型因其在应变能函数中采用主伸长率表达形式，可有效拟合高非线性应力-应变响应，成为描述聚合物类材料的重要模型之一^[10-11]。压应力是影响衬套旋塞阀密封性能和使用寿命的重要因素，PTFE衬套材料在实际工况下会长期受衬套装配产生的预紧力以及阀门和管道中的流体压力^[12]。因此，可以通过压缩实验方法与压缩性能仿真模拟进一步确定复合材料的本构模型。传统实验方法成本高，周期长，难以在多种工况下灵活调整参数。借助有限元仿真技术可以对衬套在复杂载荷和边界条件下的力学行为进行精准模拟，有效降低设计成本，缩短开发周期^[13]。例如，GE等^[14]利用有限元方法研究改性PTFE复合材料的微观结构模型，并在微观尺度上模拟复合材料的力学行为。吕利叶^[15]利用销-板进行非金属材料PTFE/芳纶(Kevlar)和钢的摩擦磨损试验，用有限元模型拟合PTFE和Kevlar的Archard磨损本构方程，并运用回归法进行计算，验证拟合结果的正确性。

本研究基于ABAQUS有限元分析软件，对改性PTFE复合材料衬套在典型工况下进行建模与仿真分析。制备改性PTFE复合材料并进行压缩实验，通过4种超弹性本构模型与实际单轴压缩实验数据拟合确定衬套所选用的本构模型。基于实际工况，建立旋塞阀与改性PTFE衬套装配的有限元模型，分析不同过盈量下的应力分布与密封状态，以优化设计参数。

1 实验部分

1.1 主要原料

PTFE粉末，M-111，日本大金工业株式会社；CF粉末，聚丙烯腈(PAN)基T700，日本大金工业株式会社；POB粉末，CGZ-8，中昊晨光化工研究所有限公司。

1.2 仪器与设备

高速混合机，SHR-10A，张家港市科仁机械有限公司；四柱液压机，J21-125，青岛力控装备科技有限公司；四氟烧结炉，RF50X70，乐清市虹港炉业有限公司；原位实验机，IBTC-5KST，天津凯尔测控技术有限公司；数字图像相关技术非接触式应变测量仪，Q-400，丹麦Dantec Dynamics公司。

1.3 样品制备

基于文献[16-17]中改性PTFE材料的制备方法，采用冷压烧结的工艺制备5% POB/20% CF/75% PTFE复合材料试样。图1为试样制备工艺。

预处理：将PTFE、CF、改性CF及POB粉末在80 ℃下干燥12 h，避免水分的存在造成试样在烧结过程中出现裂纹。同时，为了防止PTFE在与填料混合时发生团聚，使用100目筛网对PTFE进行过筛分散。

混合：按照配比称取一定质量的原料，放入高速混合机中，按4 000 r/min混合3 min，重复3次。由于高速搅拌过程会提高粉末温度，PTFE在高温下更易团聚，会影响复合材料性能，故重复混合时要保证粉末自然冷却至常温。

冷压：将混合好的粉末倒入模具中，按照80 N/s的加载速率缓慢加压至35 MPa，当压制压力达到预制压力的1/3时，开始卸压，排出试样中存在的空气。然后按照相同速率加压至预制压力的2/3，再次卸压加载。当压力达到35 MPa时，保压2 min后缓慢卸载压力，将试样脱模并取出，自然放置24 h，消除内部应力。

烧结：将压制完成的试样放入四氟烧结炉，首先以87.5 ℃/h的速率加热2 h至175 ℃，再按照72 ℃/h加热2.5 h至355 ℃，保持温度不变，烧结4 h。然后对烧结试样自然冷却至室温，烧结后的毛坯要经过打磨、抛光和切制，最终制得PTFE复合材料试样。

1.4 性能测试与表征

压缩测试：改性PTFE复合材料试样的压缩实验在原位实验机上开展，参考GB/T 1041—2008，试样尺寸为Φ8 mm×6 mm。采用载荷控制，加载速率为10 N/s，峰值载荷为5 kN，重复5次，取平均值得到压缩实验数据。同时，采用非接触式应变测量仪测量试样的真实应变。

2 改性PTFE复合材料压缩性能研究

2.1 改性PTFE材料本构模型的建立

超弹性模型常用来描述改性PTFE复合材料特性^[18]。大量研究人员通过简化得到可以适用于不同应用场景、不同材料的neo-Hooke、Mooney-Rivlin、Yeoh和Ogden等超弹性本构模型。其中neo-Hooke^[19]模型最为简单，适用于描述小变形力学行为，应变能函数只依赖第一不变量(I₁)，其表达式如式(1)所示。Mooney-Rivlin模型^[20]是在neo-Hooke模型的基础上添加第二不变量(I₂)，应变能函数多项式如式(2)所示，该模型更为稳定。Yeoh模型^[21]通过第一不变量的高阶项来改进模型精度，应变能函数如式(3)所示，此模型可以更好地描述和预测复杂的变形过程。Ogden模型^[22]作为典型的基于主伸长率(\lambda)的超弹性模型，该模型的应变能函数如式(4)所示。为了确保模型的稳定性，选用精度和灵活性较高的三阶Ogden模型来描述材料的复杂非线性变形行为。

W_{\mathrm{N}}=C_{\mathrm{10}}\left(I_{\mathrm{1}}-\mathrm{3}\right)(1)

W_{\mathrm{M}}=C_{\mathrm{10}}\left(I_{\mathrm{1}}-\mathrm{3}\right)+C_{\mathrm{01}}\left(I_{\mathrm{2}}-\mathrm{3}\right)(2)

W_{\mathrm{Y}}=C_{\mathrm{10}}\left(I_{\mathrm{1}}-\mathrm{3}\right)+C_{\mathrm{20}}{\left(I_{\mathrm{1}}-\mathrm{3}\right)}^{\mathrm{2}}+C_{\mathrm{30}}{\left(I_{\mathrm{1}}-\mathrm{3}\right)}^{\mathrm{3}}(3)

W_{\mathrm{O}}=\sum _n\frac{{\mu }_n}{{\alpha }_n}\left({\lambda }_{\mathrm{1}}^{a_n}+{\lambda }_{\mathrm{2}}^{a_n}+{\lambda }_{\mathrm{3}}^{a_n}-\mathrm{3}\right)(4)

式(1)~(4)中：W_N、W_M、W_Y和W_O为应变能密度函数，Pa；I₁和I₂分别为体积第一和第二不变量；C_{\mathrm{01}}、C_{\mathrm{10}}、C_{\mathrm{20}}、C_{\mathrm{30}}、{\mu }_n和{\alpha }_n为材料属性参数，Pa；λ₁、λ₂和λ₃为主伸长比。

通过单轴压缩实验来拟合改性PTFE复合材料的超弹性模型参数。图2为4种模型的拟合曲线。从图2可以看出，neo-Hooke模型和Mooney-Rivlin模型拟合效果较差，在低应变和高应变区域均表现出较大偏差，无法准确描述材料的力学行为。Yeoh模型在应变为0~20%时，拟合结果较为准确，而中、高应变下模型曲线与实验数据存在较大偏差。Ogden模型的拟合效果较好，模型曲线与实验数据吻合度高，能够准确描述实验数据的非线性变化趋势。因此，选用此模型作为后续仿真工作的本构模型。表1为Ogden模型的改性PTFE复合材料参数。

2.2 压缩有限元模型的建立

根据压缩实验装置，在Abaqus软件中创建各部件模型，其中压缩试样和实验台的尺寸分别为Φ8 mm×6 mm和Φ20 mm×3 mm。实验台材料为铸铁，密度为7.5 g/cm³，弹性模量为160 000 MPa，泊松比为0.25，压缩试样采用2.1中拟合较好的三阶Ogden模型。

对各部件进行装配，试样底部中心点为坐标原点，同时确保实验台与试样的中心轴共线。图3为装配模型。对压缩试样和实验台进行结构化网格(Structured)划分来提高网格质量，模型采用八结点线性六面体单元(C3D8R)，网格数量分别为47 400和1 152。由于改性PTFE复合材料在压缩实验中会发生较大的非线性变形，显示动力学可以避免因复杂的非线性变形和接触问题而造成的不收敛问题，因此将分析步设置为动态显示，为了确保求解过程的高效和准确性，设置分析步时长为1。本次压缩实验仿真变形过大，试样侧面会接触到试样台，采用通用接触方法可以自动处理这些变化，保证接触的有效性。将试样台设置为刚体，与参考点RP-2绑定，并约束全部自由度，把耦合试样上表面与参考点RP-1耦合，在耦合点施加载荷，加载速度为10 N/s，随后进行计算求解。

2.3 压缩性能的分析研究

使用Abaqus的可视化模块对参考点RP-1进行历程变量位移和载荷数据输出转换，得到有限元仿真下的压缩的应力-应变曲线，并与实验结果进行对比。图4为压缩实验-仿真结果对比。从图4可以看出，在0~10%应变内实验数据曲线和仿真数据曲线几乎重合，这表明在材料受力发生较小变形时，仿真模型能够较为准确地模拟材料的力学响应，应力与应变呈近似线性增长关系。在10%~40%应变内两条曲线开始逐渐出现细微差异，但整体走势依然较为相似，均持续上升。可能是由于实际材料存在一些在仿真模型中未完全考虑到的微观结构特性、加工工艺影响或测试环境因素等，导致实际材料在变形过程中表现出更强的抵抗变形能力，使应力上升幅度略低。在40%~60%应变内两条曲线的差异有所增大，这意味着随着材料变形程度的进一步加大，材料内部的微观结构发生更复杂的变化，可能出现材料硬化等现象，实际材料抵抗变形的能力显著增强。而仿真模型可能由于简化部分复杂的物理过程，未能完全准确地模拟出这种大变形下材料的力学行为，导致仿真数据的应力增长相对较快。压缩实验曲线与仿真曲线对比从总体上进一步验证三阶Ogden超弹性本构模型对改性PTFE复合材料压缩力学行为描述较好，且模型曲线与实验数据曲线吻合度高。

为深入了解改性PTFE复合材料在受压过程中的应力与变形行为，采用有限元模拟获得不同压缩时间下材料的应力分布云图与位移变化云图。图5为改性PTFE复合材料的Mises应力云图。应力为0时显示为蓝色，应力最大时显示为红色。从图5可以看出，当t为1.0 s时，压缩表面的应力沿中心点向外逐渐增大，从低到高分成4个应力区域，这符合压缩实际情况。在压缩过程中，试样的最大应力为111.3 MPa，集中分布在试样边缘区域，在试样受压时，这些区域容易最先发生损坏或失效。当t为0.5 s时，材料表面应力分布均匀，与t为1.0 s时的应力分布有明显差异，说明随着时间的推进，逐渐发生局部应力集中现象。

图6为改性PTFE复合材料的位移云图。位移为0时显示为蓝色区域，位移最大时显示为红色区域。从图6可以看出，当t为0.5 s时，材料位移主要集中在压缩表面区域附近，试样从上到下，变形逐渐减小。随着压缩时间的增长，材料变形加剧，尤其集中在试样边缘区域，最大位移为4.27 mm。这是由于不同加载速率下PTFE分子链的运动情况不同，压缩使分子链发生滑移，导致材料边界区域发生较大塑性变形，进而提升应力，以上仿真结果符合实际应力-应变的变化趋势。

3 旋塞阀内改性PTFE衬套结构仿真分析

3.1 衬套旋塞阀有限元模型的建立

PTFE衬套密封材料在阀门、管道等设备中所受的压应力通常在10~30 MPa^[23]。根据GB/T 1041—2008的压缩实验标准确定PTFE复合材料压缩强度为15~25 MPa，满足实际工况的使用要求。按照工况尺寸使用要求，使用SolidWorks软件对6寸小尺寸的衬套旋塞阀进行建模。图7为部件模型及装配。输出各部件模型的Step文件，然后导入Abaqus中来创建有限元模型。按照相应的配合条件(衬套与阀体之间过盈配合，衬套与阀芯之间零间隙配合)对各部件进行装配。赋予阀体、衬套和阀芯材料属性，衬套选用改性PTFE复合材料；阀体材料为铸铁；阀芯材料为不锈钢材料。表2为阀体和阀芯材料属性参数。衬套旋塞阀在实际工作过程中的非线性变形和接触问题非常复杂，相比静力学分析步，使用动态显示分析步更为合适，经过多次测试，分析步时长和时间增量分别为1和1×10^-6时，计算成本较低且数据准确度高。

对各个部件进行网格划分，阀体和阀芯模型都采用C3D10M二次四面体单元，网格数量分别为91 575和54 121。衬套模型采用C3D8R线性六面体单元，网格数量为8 904，使用缩减积分，从原来的八积分点缩减为仅使用一个积分点，这样能够减少单元的计算量，提高计算效率。同时，设置沙漏控制来避免缩减积分引起的积分不稳定现象，增强结果的准确性和稳定性。将衬套旋塞阀的接触设置为通用接触，同时在网格接触属性中使用罚函数摩擦公式定义切向行为。摩擦磨损测试参照ASTM G99—04销盘式摩擦实验标准，其中改性PTFE复合材料的摩擦参数参考摩擦实验数据^[24-25]，取摩擦系数为0.107，使用硬接触定义法向行为。在衬套旋塞阀的装配和实际工作过程中，由于材料属性的差异，阀体和阀芯在应力作用下受到的损伤变形非常小，可以忽略不计，因此将阀体和阀芯都绑定为刚体，只对衬套进行有限元分析。装配过程分为两步，首先对衬套进行装配，然后再进行阀芯的装配。为了避免因位移加速度变化差异较大引起的网格破坏变形，采用幅值曲线来模拟准静态分析，提高分析结果的稳定性和准确性，同时根据实际工况下的参数要求，设置阀芯的扭矩为1 500 N·m。图8为幅值曲线。

3.2 改性PTFE衬套装配过程中的仿真分析

为了保证衬套旋塞阀的密封性能，通常会使衬套与防火面(密封面)之间存在一定的过盈量，过盈量的不同会对衬套旋塞阀的密封性能和使用寿命造成影响^[26]。合理的过盈量可以使衬套与阀体之间的接触产生密封力，防止泄漏，从而保证密封性能的良好；而过大的过盈量可能导致装配困难和衬套损坏，过小可能会导致密封不良，引起泄漏^[27]。

图9为不同过盈量装配下衬套的Mises应力云图。从图9可以看出，过盈0 mm时，应力分布不均匀且应力非常小，主要集中在衬套的上、下边界，这是由于衬套下压产生的动能引起的。增大衬套的过盈量，过盈1 mm时，应力主要分布在防火面附近区域，分布较为均匀。其中，上侧应力较大，峰值应力为24.31 MPa，因为在阀芯装配过程中会挤压衬套，防火面上侧棱边的存在会加剧应力集中。继续增大过盈量至2 mm，防火面处应力再次提升，峰值应力为30.93 MPa，衬套上、下密封棱区域的应力也明显增大，密封性能得到提升。过盈3 mm时，衬套底部应力破坏严重，最大应力为156.40 MPa，防火面应力分布不均匀，从上到下逐渐降低，这是由于过盈量过高，衬套底部装配至防火面下侧时，衬套底部沿通孔方向发生突起，与通孔棱存在一定过盈量，继续下压使衬套受到挤压，从而造成应力大幅度提升，破坏衬套。

图10为不同过盈量装配下衬套的LE应变云图。从图10可以看出，与衬套的应力分布趋势相似，衬套的应变主要集中在防火面区域，衬套过盈0、1、2、3 mm条件下，衬套的峰值应变分别为3.273×10^-3、9.550×10^-2、1.201×10^-1和5.196×10^-1。在0~2 mm过盈范围内，随着过盈量的增大，防火面和密封棱区域的应变逐渐增大，密封性能逐渐增强。过盈3 mm时，衬套变形严重，说明过盈量过高会造成衬套的严重损坏，从而降低衬套旋塞阀的密封性能和使用寿命。综上所述，过盈2 mm条件下衬套旋塞阀性能最佳。

3.3 改性PTFE衬套实际工况下的仿真分析

衬套旋塞阀完成装配后，需要沿通孔边对衬套进行切孔，这样可以极大地减少因装配所造成的衬套损伤问题，保证衬套密封性能的良好^[28]。图11为阀芯扭转下衬套的应力与应变云图，峰值应力应变在红色区域之中。从图11可以看出，实际工况下衬套所受应力主要集中在衬套开口的边缘和转角区域，其中上下开口边缘处应力较大，而侧向应力较小。这是由于装配和切孔过程中这两部分的几何结构特点(棱边尖角)导致的应力集中。衬套右侧的开口上下边缘处应力集中较左侧严重，峰值应力为42.23 MPa。这是因为阀芯扭转时扭矩的加载方向为逆时针，衬套右侧区域会受到更大的阀芯棱的切向力，从而导致局部应力的增大。由于应力集中的存在会加剧衬套的局部形变，使衬套的应变分布情况与应力分布较为相似，伴随着使用时间的推移，衬套中上述危险位置的局部塑性变形会不断累积，造成应变增大，其中最大应变为0.186 20。

4 结论

本文利用Abaqus有限元分析软件，对改性PTFE复合材料进行超弹性本构模型的拟合及其压缩性能仿真分析，并进一步开展改性PTFE复合材料衬套在装配和实际工况下的力学行为研究。结果表明：与neo-Hooke、Mooney-Rivlin和Yeoh模型相比，三阶Ogden超弹性本构模型在拟合改性PTFE复合材料的应力-应变关系方面表现更优。通过压缩过程的仿真验证，仿真结果与实验数据具有较高的一致性，验证模型的适用性。衬套在装配过程中，其应力主要集中在靠近防火面的位置，尤其以防火面上侧区域的应力峰值最为显著。随着过盈量的增加，衬套的最大应力和应变逐渐增大。过大的过盈量可能导致衬套发生显著变形甚至结构破坏。研究表明，当过盈量为2 mm时，衬套与旋塞阀的密封性能最佳，兼顾强度与密封性。在阀芯扭转过程中，衬套的开口边缘及转角区域产生较大的应力与应变，特别是上下开口处，最大应力和应变分别达42.23 MPa和0.186 20。由于阀芯棱边产生的切向力作用，衬套右侧相比左侧更易发生应力集中，形成潜在危险区域。随着阀门工作时间的延长，这些局部区域会发生应力累积与塑性变形，导致应变持续增大，最终可能引发材料失效。

参考文献

[1] 赵琦. 衬套旋塞阀在精细化工中的应用[J]. 自动化与仪器仪表, 2017(11): 217-219.

[2] 陈艺珲, 姬广伟, 卯晓君, 等. 聚四氟乙烯对丁腈橡胶胶料耐磨性能的影响[J]. 橡胶工业, 2025, 72(6): 403-409.

[3] KHEDKAR J, NEGULESCU I, MELETIS E I. Sliding wear behavior of PTFE composites[J]. Wear, 2002, 252(5/6): 361-369.

[4] WANG R L, XU G B, HE Y C. Structure and properties of polytetrafluoroethylene (PTFE) fibers[J]. e-Polymers, 2017, 17(3): 215-220.

[5] XU Y K, HUANG C, JIN X Y. A comparative study of characteristics of polytetrafluoroethylene fibers manufactured by various processes[J]. Journal of Applied Polymer Science, 2016, 133(26): 43553.

[6] 李红波, 杨睿, 苏正涛. 不同硬质增强填料对PTFE性能的影响[J]. 中国塑料, 2023, 37(8): 13-19.

[7] 王晓杰. 辐照超分子定构改性聚四氟乙烯摩擦磨损机理研究[D]. 北京: 北京化工大学, 2025.

[8] 王苗, 路涛, 谭少博, 等. 聚四氟乙烯的表面改性研究进展[J]. 化学与生物工程, 2024, 41(6): 1-6.

[9] 赵训茶, 王文文, 刘洁, 等. 热处理改性对PTFE/PEEK多孔保持架材料摩擦学性能的影响研究[J]. 塑料科技, 2025, 53(4): 21-26.

[10] LOHR M J, SUGERMAN G P, KAKALETSIS S, et al. An introduction to the Ogden model in biomechanics: Benefits, implementation tools and limitations[J]. Philosophical Transactions Series A, Mathematical, Physical, and Engineering Sciences, 2022, 380(2234): 20210365.

[11] OGDEN R W, SACCOMANDI G, SGURA I. Fitting hyperelastic models to experimental data[J]. Computational Mechanics, 2004, 34(6): 484-502.

[12] 倪红军, 金宇阳, 王建萍, 等. 衬氟阀门衬套压塑工艺参数优化模拟[J]. 塑料科技, 2019, 47(6): 90-93.

[13] 梁直, 么伟伟. 基于计算机辅助技术的玻纤增强PA66止回阀阀体尺寸精度控制[J]. 塑料科技, 2021, 49(9): 81-86.

[14] GE C, DONG Y X, MAIMAITITUERSUN W, et al. Microscale simulation on mechanical properties of Al/PTFE composite based on real microstructures[J]. Materials, 2016, 9(7): 590.

[15] 吕利叶. 自润滑关节轴承织物衬垫滑动磨损数值仿真与试验验证[D]. 秦皇岛: 燕山大学, 2016.

[16] SI J J, MA R, WU Y, et al. Microstructure and magnetic properties of novel powder cores composed of iron-based amorphous alloy and PTFE[J]. Journal of Materials Science, 2022, 57(17): 8154-8166.

[17] VAN ROOYEN L J, BISSETT H, KHOATHANE M C, et al. Preparation of PTFE/graphene nanocomposites by compression moulding and free sintering: A guideline[J]. Journal of Applied Polymer Science, 2016, 133(17): 43369.

[18] 徐俊豪, 张营营, 赵玉帅, 等. PTFE建筑膜材双轴拉伸超弹性本构模型研究[J]. 工程力学, 2025, 42(9): 220-232.

[19] 王翔峰, 郝强, 吴宏悦, 等. 基于橡胶本构模型管路隔振器性能仿真研究[J]. 舰船科学技术, 2024, 46(17): 91-95.

[20] MOONEY M. A theory of large elastic deformation[J]. Journal of Applied Physics, 1940, 11(9): 582-592.

[21] 蔡仁烨, 李璐, 刘佳, 等. 基于本构模型的超弹性材料有限元仿真[J]. 科技创新与应用, 2024, 14(13): 18-21.

[22] 丁军, 索双富, 张琦, 等. 基于超弹-黏弹本构模型的橡胶材料有限元分析[J]. 弹性体, 2022, 32(1): 6-9.

[23] 麻扬, 王建梅, 孟凡宁, 等. 装配应力对油膜轴承衬套受力的影响[J]. 润滑与密封, 2017, 42(7): 84-88.

[24] 石昌帅, 祝效华, 付玉坤, 等. 摩擦润滑对金属定子衬套外高压成形结果的影响[J]. 润滑与密封, 2017, 42(12): 34-38.

[25] 卢国库, 龚俊, 高贵, 等. 聚醚醚酮和纳米二氧化硅改性聚四氟乙烯复合材料的摩擦学性能[J]. 高分子材料科学与工程, 2022, 38(8): 168-176.

[26] XIAO J W, QIN W J, XU S J. Interference and thickness design of bushing of connecting rod small end for Anti-loosening[J]. Engineering Failure Analysis, 2021, 127: 105556.

[27] 李龙飞. 基于分形理论的高压旋塞阀圆柱面密封特性分析[D]. 荆州: 长江大学, 2023.

[28] 张增阳, 李阿妮, 李炎, 等. 聚四氟乙烯衬套开裂分析[J]. 失效分析与预防, 2019, 14(4): 262-264.

基金资助

国家自然科学基金项目(52105158)

中国博士后科学基金项目(2023M742586)

天津市企业科技特派员项目(25YDTPJC00400)