龔雨兵 張德峰 潘順英

1.桂林電子科技大學(xué)機電工程學(xué)院，桂林,5410042.桂林福達股份有限公司，桂林,541199

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冷強壓工藝對膜片彈簧負荷特性的影響

龔雨兵1張德峰1潘順英2

1.桂林電子科技大學(xué)機電工程學(xué)院，桂林,5410042.桂林福達股份有限公司，桂林,541199

通過有限元法仿真，研究了強壓次數(shù)及強壓行程對膜片彈簧彈力值衰減的影響規(guī)律；分析比較了強壓工藝的兩種主要影響機理。研究結(jié)果從理論上表明，第一次強壓對膜片彈簧承載力衰減影響最大；強壓行程增大，承載力衰減加大；強壓行程的影響大于強壓次數(shù)的影響。造成膜片彈簧承載力衰減的主要原因是由強壓工藝引起的膜片結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變以及殘余應(yīng)力效應(yīng)。

膜片彈簧；強壓處理；負荷特性；殘余應(yīng)力

0 引言

膜片彈簧離合器廣泛應(yīng)用于各種車型,它具有結(jié)構(gòu)簡單緊湊、散熱和高速性能好、轉(zhuǎn)矩容量較大且穩(wěn)定、使用壽命長、踏板操作輕便、生產(chǎn)成本低等優(yōu)點[1]。膜片彈簧是膜片彈簧離合器的關(guān)鍵部件， 對離合器總成的工作性能有決定性影響。膜片彈簧在使用初期易出現(xiàn)壓緊力衰減現(xiàn)象，是急需解決的重點和難點問題。為減少或避免這種衰減，常在膜片彈簧生產(chǎn)過程中對膜片彈簧進行強壓處理。所謂強壓處理，一般是指沿膜片彈簧分離狀態(tài)的工作方向，在超過徹底分離點后繼續(xù)施加過量的位移，使其過分離3～8次。強壓過程在常溫下進行稱為冷強壓，在高溫下進行稱為熱強壓。

文獻[2]通過理論計算與試驗結(jié)合方式研究了冷強壓中通過改變膜片彈簧的殘余應(yīng)力以及穩(wěn)定使用中的工作尺寸來提高其壓緊力/承載力。文獻[3-4]主要通過試驗的方法研究了冷強壓對膜片彈簧變形特性/負荷特性的影響。文獻[5]通過解析法提出冷強壓時，膜片彈簧大端變形須超過其谷點0.5～1.0 mm，在該強壓行程下，強壓三次后其承載力將穩(wěn)定，并通過試驗對此進行了驗證。但在上述研究中尚未完全揭示強壓工藝參數(shù)(強壓次數(shù)與行程)對膜片彈簧變形特性的具體影響規(guī)律。

此外，冷強壓對膜片彈簧負荷特性的影響機理一般認為與幾何參數(shù)改變和殘余應(yīng)力有關(guān)[4]。文獻[6]認為噴丸工藝引入的殘余應(yīng)力對膜片彈簧承載力有重要影響。文獻[7]指出在膜片彈簧工作時，殘余應(yīng)力成為總應(yīng)力的一部分，使材料抵抗變形的能力發(fā)生改變，致使材料特性發(fā)生變化。但是在強壓工藝中，占主導(dǎo)性的影響機理尚不清楚。因此，本文通過數(shù)值仿真的方法，研究了強壓次數(shù)和行程對膜片彈簧變形特性的影響規(guī)律，并具體分析揭示了兩種強壓工藝影響機理的各自影響程度。

1 有限元建模

1.1 有限元模型

實驗選用某公司配套離合器壓盤外徑尺寸為430 mm的膜片彈簧，該膜片彈簧外直徑為395 mm，內(nèi)直徑為308 mm，內(nèi)支撐環(huán)直徑為336 mm，與壓盤接觸的齒頂位置直徑為391 mm，膜片彈簧共計有24個分離指。所用材料為51CrV4，材料模型是雙線性等向強化材料模型，材料參數(shù)如表1所示。為提高計算效率、節(jié)省計算時間，利用膜片彈簧的對稱性，取膜片彈簧的1/24，即一個分離指為計算對象。設(shè)置網(wǎng)格單元大小為2 mm并劃分網(wǎng)格。劃分后模型的單元總個數(shù)為8884，節(jié)點總個數(shù)為24 361。如圖1所示。

表1 材料參數(shù)

圖1 膜片彈簧有限元模型Fig.1 The finite element model of diaphragm spring

1.2 載荷

膜片彈簧加工工藝中，其強壓工序和負荷特性測試工序是不同的兩道工序。在強壓工藝實際測量過程中，膜片彈簧凸面向上放置于承載臺上，上沖頭自上而下與膜片彈簧支承環(huán)位置接觸并施加預(yù)定的強壓行程和強壓次數(shù)。在負荷特性測試中，膜片彈簧凹面向上放置于承載臺上，凹面與承載臺外緣在支承環(huán)位置接觸；上沖頭自上而下與膜片彈簧外緣接觸并施加預(yù)定的變形位移。

根據(jù)強壓過程受力特性，在強壓過程中膜片彈簧齒頂位置施加零位移約束，在支承環(huán)位置施加強壓位移載荷。根據(jù)負荷特性測試過程中的受力特性，測試負荷特性的過程中支承環(huán)位置為零位移約束，對齒頂位置施加位移約束。

強壓過程中模型所受約束如圖2所示，其中A為支承環(huán)位置，B為齒頂位置。在對稱面施加了對稱約束(限制對稱面法向位移)，圖中C即代表該位移約束。在膜片彈簧與壓盤齒頂接觸位置(圖中位置B)，施加了限制Y方向的位移約束。

(a)位移約束(正面)

(b)位移約束 (背面)圖2 位移約束Fig.2 Displacement constraints of diaphragm spring

1.3 求解

膜片彈簧在強壓工序和負荷特性曲線的測量工序中發(fā)生了大變形，具有幾何非線性，故在有限元求解設(shè)置中打開大變形非線性選項，求解過程中采用自動時間子步進行離散化。

1.4 模型驗證

基于有限元法及A-L法[1]計算的膜片彈簧負荷特性曲線如圖3所示，特性曲線中若干不同位置處的受力如表2所示。A-L法計算公式如下：

k1=(R-r)/(L-l)

式中，R為膜片彈簧外半徑；r為碟簧部分內(nèi)半徑；h為碟簧部分內(nèi)截錐高度；t為膜片彈簧厚度；L為外支承半徑；l為內(nèi)支承半徑；k1為力臂比；λ1為大端變形量；E為彈性模量；μ為泊松比；F1為大端載荷。

從圖3及表2可以看出，有限元法(FEM)與A-L法兩者計算結(jié)果在趨勢上相互吻合。最大相對誤差約10.9%，出現(xiàn)在凹點(λ=8.5 mm)附近，并且A-L法凹點力值大于有限元法凹點力值(根據(jù)文獻[3-4]，A-L法中凹點力值存在預(yù)測過大的問題，常大于實測值)；由此驗證了有限元法模型的有效性。

圖3 基于有限元法及A-L法的膜片彈簧負荷特性曲線Fig.3 The loading-deflection characteristics of diaphragm spring by FEM and A-L analytical methods

表2 基于有限元法及A-L法的膜片彈簧負荷特性值

注：e=|kF-kA|/kA

2 結(jié)果與分析

2.1 強壓次數(shù)對負荷特性的影響

以8 mm為強壓行程，對膜片彈簧進行強壓工藝仿真。強壓前與強壓1～7次后的膜片彈簧的載荷-變形特性曲線(進程)如圖4所示，特性曲線峰值、谷值如表3所示。

從圖4和表3可以看出，隨著強壓次數(shù)的增加，膜片彈簧的負荷特性曲線整體降低，曲線峰值下降明顯，谷值下降不明顯。第1次強壓對特性曲線峰值、谷值的影響最大，經(jīng)過3次強壓后，膜片彈簧負荷特性峰值及谷值趨于穩(wěn)定，與文獻[5]中試驗情況相符合。文獻[5]對某型號膜片彈簧進行1～5次強壓處理試驗，膜片彈簧的特性曲線峰值如表4所示。由表4可以看出，試驗?zāi)て瑥椈稍趶妷?次后，特性曲線峰值基本穩(wěn)定。

圖4 不同強壓次數(shù)時膜片彈簧的載荷-變形特性曲線Fig.4 The loading-deflection characteristics of diaphragm spring with different number of stroke

表3 不同強壓次數(shù)時膜片彈簧峰谷值壓緊力

表4 文獻[6]某型號膜片彈簧峰值壓緊力(試驗)

2.2 強壓行程對負荷特性曲線的影響

更改強壓行程S為7 mm、9 mm、10 mm、11 mm，對膜片彈簧進行1～6次強壓。不同強壓行程下，強壓1次后的膜片彈簧的載荷-變形特性曲線(進程)如圖5所示。不同強壓行程強壓1～6次的特性曲線峰值、谷值如表5所示。從圖5可以看出，隨著強壓行程的增大，膜片彈簧的特性曲線整體下降，特性曲線峰值、谷值均降低，但谷值下降幅度遠低于峰值。強壓行程越大，特性曲線峰值下降越明顯,谷值下降則較平緩。由表5比較強壓行程與強壓次數(shù)對膜片彈簧載荷-變形特性曲線峰值的影響可以看出，強壓行程的影響遠大于強壓次數(shù)的影響。

圖5 不同強壓行程時膜片彈簧載荷-變形特性曲線Fig.5 The loading-deflection characteristics of diaphragm spring with different stroke

2.3 機理分析

如前所述，強壓工藝對膜片彈簧負荷特性的影響機理主要有2種：①改變膜片彈簧結(jié)構(gòu)參數(shù)(表現(xiàn)為殘余變形)；②引入殘余應(yīng)力繼而影響膜片結(jié)構(gòu)剛度(表現(xiàn)為殘余應(yīng)力)。但是，在強壓工藝中，兩種影響機理的相對影響程度尚不清楚。

以8 mm強壓行程為例，膜片彈簧在進行一次強壓后的變形場如圖6所示，等效塑性變形如圖7所示，等效殘余應(yīng)力如圖8所示。

表5 不同強壓行程時峰谷值壓緊力

注：“/”前為峰值(N)；“/”后為谷值(N)。

圖6 軸向(Y軸)變形云圖Fig.6 The directional deformation distribution in Y axis direction

圖7 塑性變形云圖Fig.7 The equivalent plastic strain distribution

進一步對膜片彈簧進行2～7次強壓并分析強壓后的最大等效殘余應(yīng)力、最大等效殘余應(yīng)變等關(guān)鍵數(shù)據(jù)，整理數(shù)據(jù)如表6所示。由圖6～圖8可以看出，在強壓過程結(jié)束后，膜片彈簧橫截面 Ⅰ 點附近產(chǎn)生了殘余應(yīng)變與殘余應(yīng)力，并且產(chǎn)生了殘余塑性變形；膜片彈簧整體幾何參數(shù)發(fā)生了變化。

圖8 殘余應(yīng)力云圖Fig.8 The residual stress distribution

表6 強壓次數(shù)不同時膜片彈簧塑性應(yīng)變、殘余應(yīng)力

從表6可以看出，最大等效殘余應(yīng)力和最大等效殘余應(yīng)變在第一次強壓時增長明顯，在一次強壓后，隨強壓次數(shù)的增加而逐步增大，但增大幅度明顯放緩。同時由表3可知，膜片彈簧負荷特性曲線峰值在第一次強壓時，峰值下降明顯，在一次強壓之后，特性曲線峰值隨強壓次數(shù)的增加而逐步減小，但減小幅度明顯放緩。對比發(fā)現(xiàn)，在強壓過程中，膜片彈簧的最大等效殘余應(yīng)力和最大等效殘余應(yīng)變隨強壓次數(shù)的變化規(guī)律與膜片彈簧特性曲線峰值隨強壓次數(shù)的變化規(guī)律具有明顯的相似性。這證實了強壓工藝確實引入了殘余應(yīng)力和殘余應(yīng)變，從而影響了膜片彈簧負荷特性，與前述兩種機理相符。特別指出的是，從圖6可以看出，膜片彈簧分離指部分產(chǎn)生-0.62 mm的軸向殘余變形，外圓部分產(chǎn)生0.42 mm的軸向殘余變形，這意味著強壓后膜片內(nèi)錐角減小(內(nèi)錐高度降低)。由A-L法計算可知，膜片彈簧負荷特性曲線將會發(fā)生變化。

根據(jù)文獻[8]，膜片彈簧的內(nèi)錐高度對負荷特性峰值影響較大，對谷值影響較小。從圖4、圖5可以看出，強壓過程中膜片彈簧負荷特性的峰值變化大、谷值變化小。兩者相應(yīng)對照，說明強壓過程導(dǎo)致了膜片彈簧結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變(表現(xiàn)為內(nèi)錐高度降低)。

為進一步弄清前述兩種機理的影響程度，本文提取膜片彈簧一次強壓后的變形結(jié)構(gòu)但不考慮強壓殘余應(yīng)力(即對應(yīng)第一種機理)，分析其負荷特性情況，并與原一次強壓后膜片彈簧負荷特性進行對比(相當(dāng)于同時考慮了第一種機理和第二種機理)。強壓工序執(zhí)行前、執(zhí)行一次強壓工序后和僅改變結(jié)構(gòu)參數(shù)三種狀態(tài)下，膜片彈簧載荷-變形特性曲線的峰值分別為39 657 N,37 053 N,37 966 N，如圖9所示。可以得出，膜片彈簧結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變對強壓效果(承載力衰減)的相對影響達到64.9%，影響較大；殘余應(yīng)力效應(yīng)等其他因素占35.1%。因此，強壓工藝中膜片彈簧承載力的衰減主要是由塑性變形導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變造成的；由殘余應(yīng)力導(dǎo)致的膜片彈簧承載力衰減影響相對較小。殘余應(yīng)力影響較小的原因是強壓后僅膜片彈簧橫截面Ⅰ點附近局部范圍內(nèi)產(chǎn)生了殘余應(yīng)力(圖7)，它難以對膜片彈簧整體負荷特性產(chǎn)生較大的直接影響。

圖9 膜片彈簧載荷-變形特性曲線Fig.9 The loading-deflection characteristics of diaphragm spring

3 結(jié)論

(1)強壓工序引起的膜片彈簧內(nèi)錐高度的改變是造成膜片彈簧承載力衰減的主要原因。

(2)第一次強壓對膜片彈簧承載力衰減的影響最大。強壓次數(shù)增加，影響逐漸降低。一般在進行3次強壓后，膜片彈簧承載力趨于穩(wěn)定。

(3)強壓行程對膜片彈簧承載力衰減影響明顯，行程加大，承載力衰減加大。

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(編輯 王艷麗)

Impacts of Cold Forced Strengthening on Diaphragm Spring’s Clamp Load Characteristic

GONG Yubing1ZHANG Defeng1PAN Shunying2

1.School of Mechanical & Electric Engineering, Guilin University of Electronic Technology, Guilin,Guangxi, 541004 2.Guilin Fuda Co., Ltd., Guilin,Guangxi,541199

Based on the finite element method，the forced strengthening processes were simulated and the clamp load characteristics before and after forced strengthening processes were obtained respectively. The impacts of the stroke and the numbers of the stroke on the load characteristics of the spring were investigated. And two impact mechanism of forced strengthening processes on the clamp load characteristic of the diaphragm spring was studied. The results show that the diaphragm spring is suffered the greatest damping impact from forced strengthening at the first time. The increase of the stroke of the forced strengthening, the damping of the load value of the spring is also increased. Compared with the number of the stroke, the stroke has greater impact on the load value of diaphragm spring. Although the changes of structural parameters and residual stress effects both induced by the forced strengthening process have attribute to the decreasing of the clamp load value of the diaphragm spring, the former one is the main mechanism.

diaphragm spring；strengthening；clamp load characteristic；residual stress

2016-08-11

廣西制造系統(tǒng)與先進制造技術(shù)重點實驗室主任基金資助項目(桂科能14-045-15-001Z)；廣西教育廳科研項目(LD14065B)

U467.3

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.11.019

龔雨兵，男，1978年生。桂林電子科技大學(xué)機電工程學(xué)院副教授。主要研究方向為汽車離合器總成熱結(jié)構(gòu)特性、動力學(xué)特性。張德峰(通信作者)，男，1990年生。桂林電子科技大學(xué)機電工程學(xué)院碩士研究生。E-mail:784112123@qq.com。潘順英，男，1951年生。桂林福達股份有限公司離合器分公司首席專家、工程師。