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潛孔錘緩沖碟簧載荷特性仿真與實驗發(fā)布者：廈門力常彈簧有限公司 發(fā)布時間：2019-05-23 23:41
碟形彈簧結構尺寸小，安裝空間緊湊及靈活的變剛特性等特點，常被應用為氣動潛孔錘的減震裝置。碟簧是一個薄壁回轉殼體，工作時不僅承受薄膜應力，而且承受彎曲應力，其負荷與變形呈非線性關系。碟簧的載荷變形關系直接影響氣動潛孔錘系統(tǒng)振動的響應，本文應用有限元軟件AN-SYS對碟簧的載荷變形特性進行仿真，并將計算結果與實驗值進行分析對比。
1.帶支承面碟簧的近似計算模型
對于較厚的碟簧，一般受載較大，為改善碟簧成組使用時的支承條件，常加工出支承面，如圖1所示。當?shù)纱嬖谥С忻鏁r，載荷作用的位置分別是在上、下支承面外緣和內緣的圓周上，與無支承面的不同。常見的帶支承面碟簧的結構如圖1a所示，截面近似為矩形。圖1b為JG150氣動潛孔錘內的帶支承面碟簧結構，與圖1a中的碟簧結構明顯的不同，其內、外環(huán)面與軸線平行，截面近似為平行四邊形。對于圖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算。
2.帶支承面碟簧的有限元計算
為驗證Muhr公式是否適用于計算平行四邊形截面碟簧載荷變形關系，并模擬碟簧的實際受載，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?shù)勺冃瘟枯^小時，其載荷作用位置可近似視為上、下支承面外緣和內緣的圓周上。在有限元軟件ANSYS中采用三維實體單元Solid45對圖1中兩類地和分別進行建模，劃分12640個單元。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載荷作用位置可能會發(fā)生改變，不再是上、下支承面外緣和內緣的圓周。為分析碟簧的實際受載過程，將碟簧置于兩塊壓板之間進行接觸分析。
邊界條件：下壓板底面節(jié)點自由度全部固定，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體單元Solid45進行網(wǎng)格劃分。采用接觸單元Targe170和conta174來定義接觸時，碟簧與上、下壓板之間的摩擦因數(shù)設置為0.2。包括接觸單元在內，共劃分27064個單元，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。參照圖1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 仿真計算
由于碟簧的變形較大，在計算中需要考慮非線性大變形對碟簧整體的影響。仿真時將載荷分成一系列載荷分量逐步施加于碟簧，采用New-ton-Raphson平衡迭代法進行求解。計算出大變形碟簧的載荷變形關系及應力分布。平行四邊形截面碟簧Von Mises應力云圖，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力分布進行對比，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力分布云圖，顯然前者的應力要比后者大。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力分布云圖。從圖5中可看出，大變形模型計算所得應力要比小變形模型計算的應力大。
3.討論與分析
考慮到潛孔錘內的碟簧在工作時不會發(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算結果對比如圖6所示。圖中，Muhr公式和有限元法計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系。說明碟簧截面彎曲變形對整體的耦合效應很小，應用Muhr公式可以較精確地計算此類碟簧的載荷變形關系。而對于截面為平行四邊形的碟簧，Muhr公式與有限元計算的結果差別較大，最大誤差達14.47%。
為了驗證有限元法計算的精度，對平行四邊形截面碟簧的載荷變形特性進行了實驗�？紤]接觸的大變形協(xié)調有限元模型計算的結果與實驗對比如圖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算結果與實驗值趨于一致，最大誤差僅為1.94%。在變形量較大時，與小變形有限元模型計算的載荷變形曲線2相比，考慮接觸的有限元結果與試驗結果均存在明顯的非線性上升段。產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?shù)山咏趬浩綍r，即使很小的彎曲變形也會導致載荷作用位置發(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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1.帶支承面碟簧的近似計算模型
對于較厚的碟簧，一般受載較大，為改善碟簧成組使用時的支承條件，常加工出支承面，如圖1所示。當?shù)纱嬖谥С忻鏁r，載荷作用的位置分別是在上、下支承面外緣和內緣的圓周上，與無支承面的不同。常見的帶支承面碟簧的結構如圖1a所示，截面近似為矩形。圖1b為JG150氣動潛孔錘內的帶支承面碟簧結構，與圖1a中的碟簧結構明顯的不同，其內、外環(huán)面與軸線平行，截面近似為平行四邊形。對于圖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算。
2.帶支承面碟簧的有限元計算
為驗證Muhr公式是否適用于計算平行四邊形截面碟簧載荷變形關系，并模擬碟簧的實際受載，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?shù)勺冃瘟枯^小時，其載荷作用位置可近似視為上、下支承面外緣和內緣的圓周上。在有限元軟件ANSYS中采用三維實體單元Solid45對圖1中兩類地和分別進行建模，劃分12640個單元。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載荷作用位置可能會發(fā)生改變，不再是上、下支承面外緣和內緣的圓周。為分析碟簧的實際受載過程，將碟簧置于兩塊壓板之間進行接觸分析。
邊界條件：下壓板底面節(jié)點自由度全部固定，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體單元Solid45進行網(wǎng)格劃分。采用接觸單元Targe170和conta174來定義接觸時，碟簧與上、下壓板之間的摩擦因數(shù)設置為0.2。包括接觸單元在內，共劃分27064個單元，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。參照圖1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 仿真計算
由于碟簧的變形較大，在計算中需要考慮非線性大變形對碟簧整體的影響。仿真時將載荷分成一系列載荷分量逐步施加于碟簧，采用New-ton-Raphson平衡迭代法進行求解。計算出大變形碟簧的載荷變形關系及應力分布。平行四邊形截面碟簧Von Mises應力云圖，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力分布進行對比，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力分布云圖，顯然前者的應力要比后者大。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力分布云圖。從圖5中可看出，大變形模型計算所得應力要比小變形模型計算的應力大。
3.討論與分析
考慮到潛孔錘內的碟簧在工作時不會發(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算結果對比如圖6所示。圖中，Muhr公式和有限元法計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系。說明碟簧截面彎曲變形對整體的耦合效應很小，應用Muhr公式可以較精確地計算此類碟簧的載荷變形關系。而對于截面為平行四邊形的碟簧，Muhr公式與有限元計算的結果差別較大，最大誤差達14.47%。
為了驗證有限元法計算的精度，對平行四邊形截面碟簧的載荷變形特性進行了實驗�？紤]接觸的大變形協(xié)調有限元模型計算的結果與實驗對比如圖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算結果與實驗值趨于一致，最大誤差僅為1.94%。在變形量較大時，與小變形有限元模型計算的載荷變形曲線2相比，考慮接觸的有限元結果與試驗結果均存在明顯的非線性上升段。產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?shù)山咏趬浩綍r，即使很小的彎曲變形也會導致載荷作用位置發(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驗”的相關內容。如果大家還有更多關于碟形彈簧,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，可以關注廈門力常彈簧有限公司。電話：0592-5731967