The doc covers enhancements made in current release and continuous improvements made in the areas of Simulation AutoGEM, solver and post-processor.

Predictive models of structures containing frictional joints presently suffer from poor descriptions of interface behaviour at the joints. This thesis aims to address this shortfall by furthering the physical understanding of parameters affecting interface behaviour such as friction and contact stiffness. Aspects of friction and contact stiffness relevant to the characterisation of fretting joints are investigated by a combined modelling and experimental approach. Friction and wear behaviour in gross-slip fretting are investigated by in-line and rotational fretting tests. New 3D topography parameters are found to be useful in the analysis of surfaces during fretting. Wear-scar shape is found to be dependent on material. A phenomenon whereby friction increases during the gross-slip phase of individual cycles is found to be due to wear-scar interaction primarily through the interference of local features distributed over the contact area. These features are similar in size to the applied fretting stroke. A simple model to explain the behaviour is put forward which shows that wear-scar shape determines the form of the friction variation. A finite-element (FE) model of the interaction of an elastic-plastic asperity junction is used to predict sliding friction coefficients. The modelling differs from previous work by: permitting greater asperity overlaps, enforcing an interface shear strength, and allowing material failure. The results are also used to predict friction coefficients for a stochastic rough surface. The magnitudes of the predicted friction coefficients are generally representative of experimental measurements. Results suggest that friction arises from both plasticity and tangential interface adhesion. Contact stiffness is studied for both fretting and non-fretting. A technique to isolate the true interface stiffness from results derived from load-deflection data is developed by comparing experimental and FE results. In the fretting wear case, comparison of tangential contact stiffness results in the literature with FE results reveals an interface whose compliance dominates the response to the extent that stiffness is proportional to contact area. In fretting tests such as this, wear debris is thought to be a factor contributing to high interface compliance. Non-fretting experiments performed here show that, at higher pressures, interface domination is reduced as the contact approaches the smooth case. Experiments are performed where contact stiffness is measured simultaneously by both ultrasound and digital image correlation. The effect of normal and tangential loading upon the contact stiffness (normal and tangential) is investigated. Experimental evidence showing that ultrasound measures an ‘unloading’ stiffness while DIC measures a ‘loading’ stiffness is obtained for the case of tangential loading where the ‘DIC stiffness’ decreases with increasing tangential load whereas the ‘ultrasound stiffness’ remains approximately constant. On average, ultrasound gives magnitudes 3.5 and 2.5 times stiffer than the DIC results for the normal and tangential stiffness cases, respectively. The difference in magnitudes can largely be physically explained, and is relatively small considering the significant differences between the techniques. Therefore, both methods can claim to give valid measurements of contact stiffness – though each has its own limitations which are outlined herein.

This work focuses on efficient modelling and adaptive control of friction damping in bladed disks. To efficiently simulate the friction contact, a full-3D time-discrete contact model is reformulated and an analytical expression for the Jacobian matrix is derived that reduces the computation time drastically with respect to the classical finite difference method. The developed numerical solver is applied on bladed disks with shroud contact and the advantage of full-3D contact model compared to a quasi-3D contact model is presented. The developed numerical solver is also applied on bladed disks with strip damper and multiple friction contacts and obtained results are discussed. Furthermore, presence of higher harmonics in the nonlinear contact forces is analyzed and their effect on the excitation of the different nodal diameters of the bladed disk are systematically presented. The main parameters that influence the effectiveness of friction damping in bladed disks are engine excitation order,  contact stiffnesses,  friction coefficient, relative motion at the friction interface and the normal contact load. Due to variation in these parameters during operation, the obtained friction damping in practice may differ from the optimum value. Therefore, to control the normal load adaptively that will lead to an optimum damping in the system despite these variations, use of magnetostrictive actuator is proposed. The magnetostrictive material that develops an internal strain under the influence of an external magnetic field is employed to increase and decrease the normal contact load. A linearized model of the magnetostrictive actuator is used to characterize the magnetoelastic behavior of the actuator.  A nonlinear static contact analysis of the bladed disk reveals that a change of normal load more than 700 N can be achieved using a reasonable size of the actuator. This will give a very good control on friction damping once applied in practice. / <p>QC 20170310</p> / TurboPower

Dans cette thèse, nous présentons et étudions une nouvelle formulation du problème de contact frottant entre deux corps élastiques se basant sur la méthode de Nitsche. Dans cette méthode les conditions de contact sont imposées faiblement, grâce à un terme additionnel consistant et stabilisé par un paramètre gamma. En premier lieu, nous introduisons, l’étude effectuée en petites déformations pour une version non biaisée de la méthode. La non-distinction entre une surface maître et une surface esclave permettera à la méthode d’être plus générique et applicable directement au problème d’auto-contact. Le cadre restrictif des petites déformations nous permet d’obtenir des résultats théoriques sur la stabilité et la convergence de la méthode. Ces résultats sont complétés par une validation numérique. Ensuite, nous introduisons l’extension de la méthode de Nitsche au cadre des grandes déformations qui est d’avantage pertinent pour les applications industrielles et les situations d’auto-contact. La méthode de Nitsche est formulée pour un matériau hyper-élastique avec frottement de Coulomb et se décline en deux versions : biaisée ou non. La formulation est généralisée à travers un paramètre theta pour couvrir toute une famille de méthodes. Chaque variante particulière a des propriétés différentes du point de vue théorique et numérique, en termes de précision et de robustesse. La méthode est testée et validée à travers plusieurs cas tests académiques et industriels. Nous effectuons aussi une étude de l’influence de l’intégration numérique sur la précision et la convergence de la méthode. Cette étude couvre une comparaison entre plusieurs schémas d’intégration proposés dans la littérature pour d’autres méthodes intégrales. / In this thesis, we present and study a new formulation of frictional contact between two elastic bodies based on Nitsche’s method. This method aims to treat the interface conditions in a weak sense, thanks to a consistent additional term stabilized with the parameter gamma. At first, we introduce the study carried out in the small strain framwork for an unbiased version of the ethod. The non-distinction between a master surface and a slave one will allow the method to be more generic and directly applicable to the self-contact problem. The restrictive framework of small strain allowed us to obtain theoretical results on the consistency and convergence of the method. Then, we present the extension of the Nitsche method to the large strain case more relevant for industrial applications and situations of self-contact. This Nitsche’s method is formulated for an hyper-elastic material and declines in the two versions: biased and unbiased. We describe a class of methods through a generalisation parameter theta . Particular variants have different properties from a numerical point of view, in terms of accuracy and robustness. To prove the accuracy of the method for large deformations, we provide several academic and industrial tests. We also study the influence of numerical quadrature on the accuarcy and convergence of the method. This study covers a comparison of several integration rules proposed in the literature for other integral methods.

Der Vortrag beschreibt die zugrunde liegende Theorie und die Softwarefunktionalität des in PTC Creo Simulate 3.0 eingeführten Kontaktmodells mit endlicher Reibung und vergleicht dieses mit den bis Creo Simulate 2.0 exklusiv verwendeten Kontaktmodellen (ideal reibungsfrei und unendlich reibungsbehaftet). An zwei Modellbeispielen (ein von zwei Bremsbacken geklemmtes Bremsschwert und ein verschraubtes Schwungrad) wird versucht, die Funktionsweise des neuen Modells zu demonstrieren. Wegen aktueller Qualitätsprobleme der Software wird die Brauchbarkeit der Kontaktmodelle für den Anwender bewertet (Stand Creo 3.0 M080 / Creo 2.0 M200) und umfangreiches Feedback an den Softwarehersteller PTC gegeben. / The presentation describes the underlying theory and software functionality of the finite friction contact model introduced with PTC Creo Simulate 3.0. It is being compared with the friction-free and infinite friction contact model used exclusively until Creo Simulate 2.0. It is being tried to demonstrate the mode of operation of the new model with help of two examples: A brake sword clamped by two brake pads and a bolted flywheel. Because of actual software quality problems, the usability of the contact model for the user is being rated (status Creo 3.0 M080 / Creo 2.0 M200). Furthermore, comprehensive feedback is given to the software developer PTC.

Der Vortrag beschreibt die zugrunde liegende Theorie und die Softwarefunktionalität des in PTC Creo Simulate 3.0 eingeführten Kontaktmodells mit endlicher Reibung und vergleicht dieses mit den bis Creo Simulate 2.0 exklusiv verwendeten Kontaktmodellen (ideal reibungsfrei und unendlich reibungsbehaftet). An zwei Modellbeispielen (ein von zwei Bremsbacken geklemmtes Bremsschwert und ein verschraubtes Schwungrad) wird versucht, die Funktionsweise des neuen Modells zu demonstrieren. Wegen aktueller Qualitätsprobleme der Software wird die Brauchbarkeit der Kontaktmodelle für den Anwender bewertet (Stand Creo 3.0 M080 / Creo 2.0 M200) und umfangreiches Feedback an den Softwarehersteller PTC gegeben. / The presentation describes the underlying theory and software functionality of the finite friction contact model introduced with PTC Creo Simulate 3.0. It is being compared with the friction-free and infinite friction contact model used exclusively until Creo Simulate 2.0. It is being tried to demonstrate the mode of operation of the new model with help of two examples: A brake sword clamped by two brake pads and a bolted flywheel. Because of actual software quality problems, the usability of the contact model for the user is being rated (status Creo 3.0 M080 / Creo 2.0 M200). Furthermore, comprehensive feedback is given to the software developer PTC.

Les SPA sont des moteurs piézoélectriques inertiels amplifiés. Ils fonctionnent en convertissant des vibrations asymétriques en μ-déplacements par frottement, grâce au phénomène d’adhérence-glissement. Ces vibrations et ce frottement soulèvent des problématiques liées à l’usure et au bruit. Pour y répondre, ces travaux étudient les comportements tribologique et vibratoire de ces moteurs. Dans un premier temps, un tribomètre pion-plan, actionné par un SPA, a été développé. Il a permis d’observer, in-situ et en fonctionnement, les débits solides interfaciaux: le 3ème corps. Ces observations directes, couplées à des analyses post-mortem ont permis de décrypter les sollicitations tribologiques et de multiplier par dix la durée de vie des moteurs. Dans un second temps, des analyses numérique et expérimentale ont été proposées afin de mieux appréhender le comportement vibratoire des SPA. Le modèle existant, à constantes localisées, a été modifié en une version hybride, constantes localisées-FEM, plus versatile. Les tests expérimentaux ont permis de déterminer le principal contributeur acoustique et de réduire le niveau de bruit de seize dBA. Finalement, la double approche tribologie/mécanique vibratoire a permis de mieux saisir les subtilités des SPA. Elle a notamment mené au développement de structures innovantes tels qu’un moteur à trois degrés de liberté et deux moteurs rotatifs. / SPA are amplified piezoelectric inertia motors. They operate by converting asymmetrical vibrations into μ-displacements by means of friction through stick-slip. These vibrations and this friction raise issues related to wear and noise. So, the present work investigates both the tribological and vibratory behaviours of these motors. First, a pin-on-pad tribometer, actuated by a SPA, was developed. It led us to observe, in-situ and in operation, interfacial solid flows: the 3rd body. These direct observations carried out in conjunction with post-mortem analyses resulted in decrypting the tribological solicitations and in increasing by ten the lifetime of the motors. Second, numerical and experimental considerations have been proposed to better grasp the vibratory behaviour of SPA. The existing lumped model was modified to a more versatile hybrid lumped-FEM model. The experimental tests made it possible to determine the main acoustic contributor and to reduce the noise level by sixteen dBA. Finally, this dual - tribology/vibratory - approach provided a better understanding of the SPA intricacies. In particular, it led to develop innovative structures such as a motor with three degrees of freedom and two rotary motors.

Die Kontaktverhältnisse zwischen Reifen und Fahrbahn bestimmen die maximal übertragbaren Beschleunigungs-, Brems- und Seitenkräfte des Fahrzeugs und sind daher für die Fahrsicherheit von großer Bedeutung. In dieser Arbeit wird ein Modell zur numerisch effizienten Simulation der hochfrequenten Dynamik einzelner Reifenprofilblöcke entwickelt. Der vorgestellte Modellansatz nutzt einerseits die Vorteile der Finite-Elemente-Methode, welche die Bauteilstruktur detailliert auflösen kann, bei der jedoch lange Rechenzeiten in Kauf genommen werden. Andererseits profitiert der vorgestellte Modellansatz von den Vorteilen stark vereinfachter Mehrkörpersysteme, welche die Berechnung der hochfrequenten Dynamik und akustischer Phänomene erlauben, jedoch strukturdynamische Effekte und das Kontaktverhalten in der Bodenaufstandsfläche des Reifens nur begrenzt abbilden können. Das hier vorgestellte Modell berücksichtigt in einem modularen Ansatz die Effekte der Strukturdynamik, der lokalen Reibwertcharakteristik, der nichtlinearen Wechselwirkungen durch den Kontakt mit der rauen Fahrbahnoberfläche und des lokalen Verschleißes. Die erforderlichen Modellparameter werden durch geeignete Experimente bestimmt. Ein Schwerpunkt der Arbeit liegt in der Untersuchung reibungsselbsterregter Profilblockschwingungen bei Variation der Modell- und Prozessparameter. Zur realistischen Betrachtung des Reifenprofilblockverhaltens erfolgt eine Erweiterung des Modells um eine Abrollkinematik, die tiefere Einblicke in die dynamischen Vorgänge in der Bodenaufstandsfläche des Reifens ermöglicht. Diese Simulationen lassen eine Zuordnung der aus der Literatur bekannten zeitlichen Abfolge von Einlaufphase, Haftphase, Gleitphase und Ausschnappphase zu. Es zeigen sich bei bestimmten Kombinationen aus Fahrzeuggeschwindigkeit und Schlupfwert ausgeprägte Stick-Slip-Schwingungen im akustisch relevanten Frequenzbereich. Das Modell erlaubt die Untersuchung des Einflusses der Profilblockgeometrie, der Materialparameter, der Fahrbahneigenschaften sowie der Betriebszustände auf den resultierenden Reibwert, auf das lokale Verschleißverhalten sowie auf das Auftreten hochfrequenter reibungsselbsterregter Schwingungen. Somit ermöglicht das Modell ein vertieftes Verständnis der Vorgänge im Reifen-Fahrbahn-Kontakt und der auftretenden Wechselwirkungen zwischen Struktur- und Kontaktmechanik. Es kann eine Basis für zukünftige Optimierungen des Profilblocks zur Verbesserung wesentlicher Reifeneigenschaften wie Kraftschlussverhalten, Verschleiß und Akustik bilden.:Formelverzeichnis VII Kurzfassung X Abstract XI 1 Einleitung 1 1.1 Zielsetzung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3 1.2 Gliederung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4 2 Stand des Wissens 6 2.1 Mechanische Eigenschaften von Elastomeren . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6 2.2 Elastomerreibung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10 2.2.1 Modelle zur Beschreibung von Hysteresereibung . . . . . . . . . . . 11 2.2.2 Modelle zur Beschreibung von Adhäsionsreibung . . . . . . . . . . . 12 2.2.3 Phänomenologische Beschreibung von Elastomerreibung . . . . . . 13 2.3 Verschleiß von Profilblöcken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15 2.4 Entstehung von Stick-Slip-Schwingungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28 2.5 Profilblockmodelle und -simulationen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31 2.6 Experimentelle Einrichtungen zur Untersuchung von Profilblöcken . . . . . 42 2.6.1 Schwerlasttribometer . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42 2.6.2 IDS-Tribometer . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44 2.6.3 Mini-mue-road . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45 2.6.4 Linear Friction Tester . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46 2.6.5 Prüfstand für Stollenmessungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48 2.6.6 Hochgeschwindigkeits-Abrollprüfstand . . . . . . . . . . . . . . . . 49 2.6.7 Hochgeschwindigkeits-Linearprüfstand . . . . . . . . . . . . . . . . 50 2.7 Experimentelle Reibwertbestimmung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52 3 Profilblockmodell 55 3.1 Modularer Modellansatz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55 3.2 Modul 1: Strukturdynamik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58 3.2.1 Transformations- und Reduktionsverfahren . . . . . . . . . . . . . . 59 3.2.2 Implementierung in das Gesamtmodell . . . . . . . . . . . . . . . . . 72 3.3 Modul 2: Lokale Reibwertcharakteristik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72 3.3.1 Einflussgrößen auf den Reibwert . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72 3.3.2 Numerische Behandlung der Reibwertberechnung . . . . . . . . . . 73 3.4 Modul 3: Nichtlineare Kontaktsteifigkeit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75 3.4.1 Lokale Kontaktbetrachtungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76 3.4.2 Kontaktalgorithmus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 77 3.5 Modul 4: Lokaler Verschleiß . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 81 3.5.1 Vorgehen zur Verschleißmodellierung . . . . . . . . . . . . . . . . . 81 3.5.2 Implementierung in das Gesamtmodell . . . . . . . . . . . . . . . . . 82 4 Parameterbestimmung 84 4.1 Strukturdynamische Parameter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84 4.1.1 Bestimmung des Elastizitätsmoduls und der Dämpfung . . . . . . . 84 4.1.2 Optimierung der Modenanzahl . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88 4.2 Bestimmung der Reibcharakteristik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90 4.3 Bestimmung der nichtlinearen Kontaktsteifigkeit . . . . . . . . . . . . . . . 92 4.4 Bestimmung der Verschleißparameter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94 5 Simulationen 100 5.1 Betrachtung eines gleitenden Profilblocks . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100 5.1.1 Simulationen bei hoher Gleitgeschwindigkeit ohne Verschleiß . . . . 100 5.1.2 Simulationen bei hoher Gleitgeschwindigkeit mit Verschleiß . . . . 103 5.1.3 Profilblockverhalten bei niedriger Gleitgeschwindigkeit . . . . . . . 106 5.1.4 Simulationen mit Normalkraftvorgabe . . . . . . . . . . . . . . . . . 114 5.1.5 Vergleich Experiment-Simulation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117 5.1.6 Variation der Profilblockgeometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119 5.2 Betrachtung eines abrollenden Profilblocks . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124 5.2.1 Abrollkinematik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 126 5.2.2 Einfluss der Fahrzeuggeschwindigkeit . . . . . . . . . . . . . . . . . 130 5.2.3 Einfluss des Schlupfwerts . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133 5.2.4 Einfluss des Kontaktdrucks . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133 5.2.5 Kontaktkraftbetrachtungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 135 6 Zusammenfassung 139 Literatur 143 / The contact conditions between tyre and road are responsible for the maximum acceleration, braking and side forces of a vehicle. Therefore, they have a large impact on the driving safety. Within this work a numerically efficient model for the simulation of the high-frequency dynamics of single tyre tread blocks is developed. The presented modelling approach benefits the advantage of the finite element method to resolve the component structure in detail. However, a long computation time is accepted for these finite element models. Moreover, the presented modelling approach makes use of the advantage of simplified multibody systems to calculate the high-frequency dynamics and acoustic phenomena. However, structural effects and the contact behaviour in the tyre contact patch can be covered only to a minor degree. The model treated here considers the effects of structural dynamics, the local friction characteristic, the non-linear interaction due to the contact with the rough road surface and local wear. The required model parameters are determined by appropriate experiments. One focus of this work is the investigation of self-excited tread block vibrations under variation of the model and process parameters. In order to realistically investigate the tread block behaviour the model is extended with regard to rolling kinematics which provides a deeper insight into the dynamic processes in the tyre contact patch. The corresponding simulations allow the allocation of the run-in phase, sticking phase, sliding phase and snap-out which is reported in the literature. For certain combinations of vehicle velocity and slip value pronounced stick-slip vibrations occur within the acoustically relevant frequency range. The model enables to study the influence of the tread block geometry, the material properties, the road surface characteristics and the operating conditions on the resulting tread block friction coefficient, local tread block wear and the occurrence of high-frequency self-excited vibrations. The simulation results provide a distinct understanding of the processes in the tyre/road contact and the interactions between structural mechanics and contact mechanics. They can be a basis for future tread block optimisations with respect to essential tyre properties such as traction, wear and acoustic phenomena.:Formelverzeichnis VII Kurzfassung X Abstract XI 1 Einleitung 1 1.1 Zielsetzung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3 1.2 Gliederung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4 2 Stand des Wissens 6 2.1 Mechanische Eigenschaften von Elastomeren . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6 2.2 Elastomerreibung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10 2.2.1 Modelle zur Beschreibung von Hysteresereibung . . . . . . . . . . . 11 2.2.2 Modelle zur Beschreibung von Adhäsionsreibung . . . . . . . . . . . 12 2.2.3 Phänomenologische Beschreibung von Elastomerreibung . . . . . . 13 2.3 Verschleiß von Profilblöcken . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15 2.4 Entstehung von Stick-Slip-Schwingungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28 2.5 Profilblockmodelle und -simulationen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31 2.6 Experimentelle Einrichtungen zur Untersuchung von Profilblöcken . . . . . 42 2.6.1 Schwerlasttribometer . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42 2.6.2 IDS-Tribometer . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44 2.6.3 Mini-mue-road . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45 2.6.4 Linear Friction Tester . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46 2.6.5 Prüfstand für Stollenmessungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48 2.6.6 Hochgeschwindigkeits-Abrollprüfstand . . . . . . . . . . . . . . . . 49 2.6.7 Hochgeschwindigkeits-Linearprüfstand . . . . . . . . . . . . . . . . 50 2.7 Experimentelle Reibwertbestimmung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52 3 Profilblockmodell 55 3.1 Modularer Modellansatz . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55 3.2 Modul 1: Strukturdynamik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58 3.2.1 Transformations- und Reduktionsverfahren . . . . . . . . . . . . . . 59 3.2.2 Implementierung in das Gesamtmodell . . . . . . . . . . . . . . . . . 72 3.3 Modul 2: Lokale Reibwertcharakteristik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72 3.3.1 Einflussgrößen auf den Reibwert . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72 3.3.2 Numerische Behandlung der Reibwertberechnung . . . . . . . . . . 73 3.4 Modul 3: Nichtlineare Kontaktsteifigkeit . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75 3.4.1 Lokale Kontaktbetrachtungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76 3.4.2 Kontaktalgorithmus . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 77 3.5 Modul 4: Lokaler Verschleiß . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 81 3.5.1 Vorgehen zur Verschleißmodellierung . . . . . . . . . . . . . . . . . 81 3.5.2 Implementierung in das Gesamtmodell . . . . . . . . . . . . . . . . . 82 4 Parameterbestimmung 84 4.1 Strukturdynamische Parameter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84 4.1.1 Bestimmung des Elastizitätsmoduls und der Dämpfung . . . . . . . 84 4.1.2 Optimierung der Modenanzahl . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88 4.2 Bestimmung der Reibcharakteristik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90 4.3 Bestimmung der nichtlinearen Kontaktsteifigkeit . . . . . . . . . . . . . . . 92 4.4 Bestimmung der Verschleißparameter . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94 5 Simulationen 100 5.1 Betrachtung eines gleitenden Profilblocks . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100 5.1.1 Simulationen bei hoher Gleitgeschwindigkeit ohne Verschleiß . . . . 100 5.1.2 Simulationen bei hoher Gleitgeschwindigkeit mit Verschleiß . . . . 103 5.1.3 Profilblockverhalten bei niedriger Gleitgeschwindigkeit . . . . . . . 106 5.1.4 Simulationen mit Normalkraftvorgabe . . . . . . . . . . . . . . . . . 114 5.1.5 Vergleich Experiment-Simulation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117 5.1.6 Variation der Profilblockgeometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119 5.2 Betrachtung eines abrollenden Profilblocks . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124 5.2.1 Abrollkinematik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 126 5.2.2 Einfluss der Fahrzeuggeschwindigkeit . . . . . . . . . . . . . . . . . 130 5.2.3 Einfluss des Schlupfwerts . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133 5.2.4 Einfluss des Kontaktdrucks . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133 5.2.5 Kontaktkraftbetrachtungen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 135 6 Zusammenfassung 139 Literatur 143