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潛孔錘緩沖碟簧載荷特性仿真與實(shí)驗(yàn)發(fā)布者：廈門力常彈簧有限公司 發(fā)布時(shí)間：2019-05-23 23:41
碟形彈簧結(jié)構(gòu)尺寸小，安裝空間緊湊及靈活的變剛特性等特點(diǎn)，常被應(yīng)用為氣動(dòng)潛孔錘的減震裝置。碟簧是一個(gè)薄壁回轉(zhuǎn)殼體，工作時(shí)不僅承受薄膜應(yīng)力，而且承受彎曲應(yīng)力，其負(fù)荷與變形呈非線性關(guān)系。碟簧的載荷變形關(guān)系直接影響氣動(dòng)潛孔錘系統(tǒng)振動(dòng)的響應(yīng)，本文應(yīng)用有限元軟件AN-SYS對(duì)碟簧的載荷變形特性進(jìn)行仿真，并將計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行分析對(duì)比。
1.帶支承面碟簧的近似計(jì)算模型
對(duì)于較厚的碟簧，一般受載較大，為改善碟簧成組使用時(shí)的支承條件，常加工出支承面，如圖1所示。當(dāng)?shù)纱嬖谥С忻鏁r(shí)，載荷作用的位置分別是在上、下支承面外緣和內(nèi)緣的圓周上，與無支承面的不同。常見的帶支承面碟簧的結(jié)構(gòu)如圖1a所示，截面近似為矩形。圖1b為JG150氣動(dòng)潛孔錘內(nèi)的帶支承面碟簧結(jié)構(gòu)，與圖1a中的碟簧結(jié)構(gòu)明顯的不同，其內(nèi)、外環(huán)面與軸線平行，截面近似為平行四邊形。對(duì)于圖1a所示的帶支承面碟簧，其載荷變形特性可以通過Muhr等提出的修正公式來近似計(jì)算。
2.帶支承面碟簧的有限元計(jì)算
為驗(yàn)證Muhr公式是否適用于計(jì)算平行四邊形截面碟簧載荷變形關(guān)系，并模擬碟簧的實(shí)際受載，本文分別建立了小變形及大變形帶支承面碟簧的有限元模型。
2.1 小變形碟簧有限元建模
當(dāng)?shù)勺冃瘟枯^小時(shí)，其載荷作用位置可近似視為上、下支承面外緣和內(nèi)緣的圓周上。在有限元軟件ANSYS中采用三維實(shí)體單元Solid45對(duì)圖1中兩類地和分別進(jìn)行建模，劃分12640個(gè)單元。載荷邊界條件為上支承面外緣圓周受豎直方向載荷，位移約束條件為下支承面內(nèi)緣圓周受豎直方向的位移約束。平行四邊形截面碟簧的網(wǎng)格劃分如圖2所示。
2.2 大變形碟簧有限元建模
碟簧在變形量較大時(shí)載荷作用位置可能會(huì)發(fā)生改變，不再是上、下支承面外緣和內(nèi)緣的圓周。為分析碟簧的實(shí)際受載過程，將碟簧置于兩塊壓板之間進(jìn)行接觸分析。
邊界條件：下壓板底面節(jié)點(diǎn)自由度全部固定，上壓板頂面施加軸向壓力。
接觸條件：下壓板底面與碟簧上支承面及上錐面定義接觸;下壓板頂面與碟簧下支承面及下錐面定義接觸。
碟簧與上下壓板均采用三椎實(shí)體單元Solid45進(jìn)行網(wǎng)格劃分。采用接觸單元Targe170和conta174來定義接觸時(shí)，碟簧與上、下壓板之間的摩擦因數(shù)設(shè)置為0.2。包括接觸單元在內(nèi)，共劃分27064個(gè)單元，如圖3所示。
碟簧的材料選擇彈簧鋼，彈性模量E=2.06E 05MPa，泊松比μ=0.3。參照?qǐng)D1所示的模型，兩類碟簧的模型尺寸參數(shù)如表1所示。
表1 碟簧尺寸參數(shù) mm
D
d
H
t
b
111.1
90.2
5.7
4
1.2
2.3 仿真計(jì)算
由于碟簧的變形較大，在計(jì)算中需要考慮非線性大變形對(duì)碟簧整體的影響。仿真時(shí)將載荷分成一系列載荷分量逐步施加于碟簧，采用New-ton-Raphson平衡迭代法進(jìn)行求解。計(jì)算出大變形碟簧的載荷變形關(guān)系及應(yīng)力分布。平行四邊形截面碟簧Von Mises應(yīng)力云圖，如圖4所示。
為比較兩類碟簧的載荷變形特性，取仿真過程中同一載荷不同截面應(yīng)力分布進(jìn)行對(duì)比，如圖5所示。圖5a和圖5b分布為小變形模型下矩形截面和平行四邊形截面碟簧的應(yīng)力分布云圖，顯然前者的應(yīng)力要比后者大。圖5c為大變形模型下考慮接觸的平行四邊形截面碟簧的應(yīng)力分布云圖。從圖5中可看出，大變形模型計(jì)算所得應(yīng)力要比小變形模型計(jì)算的應(yīng)力大。
3.討論與分析
考慮到潛孔錘內(nèi)的碟簧在工作時(shí)不會(huì)發(fā)生反向變形，因此，只研究其壓平以前的非線性剛度特征。利用Muhr公式及小變形碟簧有限元模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比如圖6所示。圖中，Muhr公式和有限元法計(jì)算的矩形截面碟簧載荷變形曲線幾乎重合，最大誤差為2.12%。而且載荷與變形量之間近似為線性關(guān)系。說明碟簧截面彎曲變形對(duì)整體的耦合效應(yīng)很小，應(yīng)用Muhr公式可以較精確地計(jì)算此類碟簧的載荷變形關(guān)系。而對(duì)于截面為平行四邊形的碟簧，Muhr公式與有限元計(jì)算的結(jié)果差別較大，最大誤差達(dá)14.47%。
為了驗(yàn)證有限元法計(jì)算的精度，對(duì)平行四邊形截面碟簧的載荷變形特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)�？紤]接觸的大變形協(xié)調(diào)有限元模型計(jì)算的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)對(duì)比如圖7所示。
從圖7中可以得出，大變形考慮接觸的有限元模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值趨于一致，最大誤差僅為1.94%。在變形量較大時(shí)，與小變形有限元模型計(jì)算的載荷變形曲線2相比，考慮接觸的有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果均存在明顯的非線性上升段。產(chǎn)生非線性上升段的原因是：碟簧受載后起截面必然發(fā)生彎曲變形，當(dāng)?shù)山咏趬浩綍r(shí)，即使很小的彎曲變形也會(huì)導(dǎo)致載荷作用位置發(fā)生偏移。載荷作用偏移后，載荷作用臂縮短，碟簧剛度增大，即產(chǎn)生單位變形量需要的載荷增大。從而，出現(xiàn)載荷變形曲線的非線性上升段。
以上就是廈門力常彈簧有限公司給大家整理“潛孔錘緩沖碟簧載荷特性仿真與實(shí)驗(yàn)”的相關(guān)內(nèi)容。如果大家還有更多關(guān)于碟形彈簧,碟形彈簧,高溫碟形彈簧,碟形彈簧廠家,不銹鋼碟形彈簧,DIN6796碟墊等信息，可以關(guān)注廈門力常彈簧有限公司。電話：0592-5731967
1.帶支承面碟簧的近似計(jì)算模型
對(duì)于較厚的碟簧，一般受載較大，為改善碟簧成組使用時(shí)的支承條件，常加工出支承面，如圖1所示。當(dāng)?shù)纱嬖谥С忻鏁r(shí)，載荷作用的位置分別是在上、下支承面外緣和內(nèi)緣的圓周上，與無支承面的不同。常見的帶支承面碟簧的結(jié)構(gòu)如圖1a所示，截面近似為矩形。圖1b為JG150氣動(dòng)潛孔錘內(nèi)的帶支承面碟簧結(jié)構(gòu)，與圖1a中的碟簧結(jié)構(gòu)明顯的不同，其內(nèi)、外環(huán)面與軸線平行，截面近似為平行四邊形。對(duì)于圖1a所示的帶支承面碟簧，其載荷變形特性可以通過Muhr等提出的修正公式來近似計(jì)算。
2.帶支承面碟簧的有限元計(jì)算
為驗(yàn)證Muhr公式是否適用于計(jì)算平行四邊形截面碟簧載荷變形關(guān)系，并模擬碟簧的實(shí)際受載，本文分別建立了小變形及大變形帶支承面碟簧的有限元模型。
2.1 小變形碟簧有限元建模
當(dāng)?shù)勺冃瘟枯^小時(shí)，其載荷作用位置可近似視為上、下支承面外緣和內(nèi)緣的圓周上。在有限元軟件ANSYS中采用三維實(shí)體單元Solid45對(duì)圖1中兩類地和分別進(jìn)行建模，劃分12640個(gè)單元。載荷邊界條件為上支承面外緣圓周受豎直方向載荷，位移約束條件為下支承面內(nèi)緣圓周受豎直方向的位移約束。平行四邊形截面碟簧的網(wǎng)格劃分如圖2所示。
2.2 大變形碟簧有限元建模
碟簧在變形量較大時(shí)載荷作用位置可能會(huì)發(fā)生改變，不再是上、下支承面外緣和內(nèi)緣的圓周。為分析碟簧的實(shí)際受載過程，將碟簧置于兩塊壓板之間進(jìn)行接觸分析。
邊界條件：下壓板底面節(jié)點(diǎn)自由度全部固定，上壓板頂面施加軸向壓力。
接觸條件：下壓板底面與碟簧上支承面及上錐面定義接觸;下壓板頂面與碟簧下支承面及下錐面定義接觸。
碟簧與上下壓板均采用三椎實(shí)體單元Solid45進(jìn)行網(wǎng)格劃分。采用接觸單元Targe170和conta174來定義接觸時(shí)，碟簧與上、下壓板之間的摩擦因數(shù)設(shè)置為0.2。包括接觸單元在內(nèi)，共劃分27064個(gè)單元，如圖3所示。
碟簧的材料選擇彈簧鋼，彈性模量E=2.06E 05MPa，泊松比μ=0.3。參照?qǐng)D1所示的模型，兩類碟簧的模型尺寸參數(shù)如表1所示。
| D | d | H | t | b |
|---|---|---|---|---|
| 111.1 | 90.2 | 5.7 | 4 | 1.2 |
2.3 仿真計(jì)算
由于碟簧的變形較大，在計(jì)算中需要考慮非線性大變形對(duì)碟簧整體的影響。仿真時(shí)將載荷分成一系列載荷分量逐步施加于碟簧，采用New-ton-Raphson平衡迭代法進(jìn)行求解。計(jì)算出大變形碟簧的載荷變形關(guān)系及應(yīng)力分布。平行四邊形截面碟簧Von Mises應(yīng)力云圖，如圖4所示。
為比較兩類碟簧的載荷變形特性，取仿真過程中同一載荷不同截面應(yīng)力分布進(jìn)行對(duì)比，如圖5所示。圖5a和圖5b分布為小變形模型下矩形截面和平行四邊形截面碟簧的應(yīng)力分布云圖，顯然前者的應(yīng)力要比后者大。圖5c為大變形模型下考慮接觸的平行四邊形截面碟簧的應(yīng)力分布云圖。從圖5中可看出，大變形模型計(jì)算所得應(yīng)力要比小變形模型計(jì)算的應(yīng)力大。
3.討論與分析
考慮到潛孔錘內(nèi)的碟簧在工作時(shí)不會(huì)發(fā)生反向變形，因此，只研究其壓平以前的非線性剛度特征。利用Muhr公式及小變形碟簧有限元模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比如圖6所示。圖中，Muhr公式和有限元法計(jì)算的矩形截面碟簧載荷變形曲線幾乎重合，最大誤差為2.12%。而且載荷與變形量之間近似為線性關(guān)系。說明碟簧截面彎曲變形對(duì)整體的耦合效應(yīng)很小，應(yīng)用Muhr公式可以較精確地計(jì)算此類碟簧的載荷變形關(guān)系。而對(duì)于截面為平行四邊形的碟簧，Muhr公式與有限元計(jì)算的結(jié)果差別較大，最大誤差達(dá)14.47%。
為了驗(yàn)證有限元法計(jì)算的精度，對(duì)平行四邊形截面碟簧的載荷變形特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)�？紤]接觸的大變形協(xié)調(diào)有限元模型計(jì)算的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)對(duì)比如圖7所示。
從圖7中可以得出，大變形考慮接觸的有限元模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值趨于一致，最大誤差僅為1.94%。在變形量較大時(shí)，與小變形有限元模型計(jì)算的載荷變形曲線2相比，考慮接觸的有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果均存在明顯的非線性上升段。產(chǎn)生非線性上升段的原因是：碟簧受載后起截面必然發(fā)生彎曲變形，當(dāng)?shù)山咏趬浩綍r(shí)，即使很小的彎曲變形也會(huì)導(dǎo)致載荷作用位置發(fā)生偏移。載荷作用偏移后，載荷作用臂縮短，碟簧剛度增大，即產(chǎn)生單位變形量需要的載荷增大。從而，出現(xiàn)載荷變形曲線的非線性上升段。
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