自調式離合器力感應碟形彈簧力學特性分析

侯秋豐，陳浩，2，王善南，張瓊葉

（1.寧波宏協離合器有限公司，浙江寧波315807；2.西南交通大學，四川成都610031）

自調式離合器力感應碟形彈簧力學特性分析

侯秋豐1，陳浩1，2，王善南1，張瓊葉1

（1.寧波宏協離合器有限公司，浙江寧波315807；2.西南交通大學，四川成都610031）

自調式離合器依靠安裝在自調機構中的力感應碟形彈簧，使膜片彈簧離合器的摩擦片產生磨損后能夠自動補償并保持分離力不變。在自調式離合器開發過程中，利用有限元方法對自調式離合器力感應碟形彈簧受力情況進行模擬，得到載荷—位移曲線，并將結果與A-L理論公式計算的結果以及試驗結果進行比對分析。結果表明：相比于理論計算結果，有限元計算結果與試驗數據誤差較小，能比較準確地反映出碟形彈簧的力學特性。

自調式離合器；力感應碟形彈簧；力學特性；有限元分析

自調式離合器是一種安裝了自調機構的新型離合器，相比于傳統離合器，該種離合器在摩擦片產生磨損后，分離力大小保持不變，具有延長使用壽命的優點。開槽碟形彈簧因具有在變形到達壓平點附近時載荷可保持基本不變的特點，被廣泛用于力感應彈簧。在自調式離合器中，力感應碟形彈簧作為膜片彈簧的支點，始終以恒定的支承力支承膜片彈簧，因而是自調式離合器實現恒定分離力的關鍵部件，對力感應碟形彈簧力學特性的分析也是自調式離合器開發過程中的關鍵環節［1-6］。

在自調式離合器研發的過程中發現，利用傳統的A-L理論公式［1-2］計算出的力感應碟形彈簧的載荷—位移曲線與實際試驗結果差距明顯，難以準確的反映結構的實際情況。因此，本文中根據力感應彈簧的實際受力情況，建立有限元模型，對其進行力學特性分析。并將計算結果與A-L公式計算結果和實驗結果進行對比，驗證有限元分析的精確性。

1 載荷—變形理論計算

1.1 A-L理論公式計算

20世紀30年代以來，經過許多學者的研究，碟形彈簧的計算方法大致可分為解析計算法和數值計算法。本文中使用最具代表性且應用最廣的近似計算法——A-L法。其公式為［1］

力感應碟形彈簧是具有零剛度特性的開槽碟形彈簧，當在壓平點附近變形時，其載荷可保持基本不變，它裝在膜片彈簧離合器內時處于預壓狀態。力感應碟形彈簧位于膜片彈簧的底面，始終以恒定的支承力支承著膜片彈簧，在離合器分離過程中，需要保持對膜片彈簧支承力在一定范圍內保持恒定。碟形彈簧結構示意圖如圖1所示。

圖1 碟形彈簧結構示意圖

1.2 高厚比對載荷—變形曲線的影響

在載荷—變形特性曲線中，各點的斜率dF/dλ即表示碟形彈簧在不同變形量λ時的彈簧剛度K，對式（1）求導可得力感應碟形彈簧剛度公式：

式中：K1為計算系數。為了求得當彈簧剛度K為0時的變形量λ，可將式（2）方括號內函數取0，得：

圖2 碟形彈簧載荷—變形特性曲線

2 有限元建模與分析

2.1 有限元建模

針對寧波宏協離合器有限公司自調式離合器力感應碟形彈簧進行研究，該力感應碟形彈簧材料為楊氏模量2.07×106MPa、泊松比0.29的彈簧鋼。

力感應碟形彈簧整體結構如圖3a所示。鑒于力感應碟形彈簧為典型的軸對稱結構，為減少運算時間，節約計算資源，可僅分析1/12的力感應碟形彈簧。圖3b為力感應碟形彈簧1/12模型。

對1/12模型使用六面體二階單元劃分網格，共得到4551個單元，24324個節點，如圖3c所示。

圖3 力感應碟形彈簧幾何模型及有限元模型

2.2 約束與加載

為保證模擬精度，使用接觸算法模擬力感應碟形彈簧在工作時的負載情況。由于模型為軸對稱模型，在模型對稱面施加對稱約束。建立一剛性平面在加載與卸載過程中通過導向性節點施加位移，用來模擬摩擦片磨損后膜片彈簧對力感應碟形彈簧施加負載，并于模型外緣施加軸向與切向約束，如圖4所示。

圖4 力感應碟形彈簧加載與約束有限元建模

3 實驗驗證

3.1 實驗方法

本實驗使用TLS-W2000型微機控制彈簧拉壓試驗機。實驗進行時將力感應碟形彈簧大端放置于環形夾具上固定，試驗機下端平面對力感應碟形彈簧小端施加負載，并記錄所受反力與變形信息。實驗原理如圖5所示。

圖5 力感應碟形彈簧實驗原理示意圖

3.2 試驗與仿真結果分析

將理論計算結果、有限元分析結果與實驗結果相比較（圖6）。將有限元計算得到的曲線和試驗曲線相較，可以看出：用有限元軟件得到的特性曲線更接近于試驗值，只是在曲線的整段在6～10 mm變形區間內的載荷比試驗值稍大一點，曲線的峰值會比試驗值略大一點，但曲線的谷值與試驗值差異并不是很大，尾部的曲線的走向與試驗值一致。

引起上述誤差的原因主要有：

1）該型離合器材料涉及到熱處理，材料特性參數可能有誤差。

圖6 力感應碟形彈簧載荷—位移特性分析結果

2）由于建模時會忽略一些相對較小的圓弧，致使有限元模型力學特性與實際有差異。

3）建模過程中無法描述生產工藝條件對力感應碟形彈簧的影響。因此，對于圓錐度誤差和底面平面度誤差問題，計算模型難于處理。

4）邊界與載荷的施加與實際有差異，由于力感應碟形彈簧的內外支撐半徑是一個準確值，而劃分單元時將節點準確定位有一定困難，所以約束和加載位置將存在一定的誤差；而且實際力感應碟形彈簧加載過程中的內外支撐半徑存在少量的變化，由此也將導致有限元法計算結果產生誤差。

5）在力感應碟形彈簧仿真過程中沒有考慮摩擦力，力感應碟形彈簧的有限元分析中，摩擦力產生的變形并未考慮在內，而且在力感應碟形彈簧位移約束中，也沒有對摩擦面進行約束，限制位移。所以力感應碟形彈簧的摩擦力和摩擦面應該是影響力感應碟形彈簧特性曲線的重要因素。

將有限元計算得到的曲線與理論計算曲線相比較，發現理論計算曲線始終高于有限元計算曲線與實驗結果曲線，但趨勢基本相同，總體而言，有限元分析的結果更接近試驗值。

4 結論

通過力感應碟形彈簧的仿真分析，理論推導與實驗結果的比較與分析，有限元仿真可以應用于力感應碟形彈簧的應力分布計算，模擬整個變形的應力變化過程，從而對力感應碟形彈簧的設計提供指導。按照上述方法建立的有限元模型較好地反應出該產品力感應碟形彈簧的載荷—變形特性。

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Mechanical Properties Analysis of Force-sensing Diaphragm Spring for Self-adjusting Clutch

Hou Qiufeng1,Chen Hao1,2,Wang Shannan1,Zhang Qiongye1
（1.Ningbo Hongxie Clutch Co.Ltd.,Ningbo 315807,China;2.Southwest Jiaotong University，Chendu 610031,China）

The force-sensing diaphragm spring is installed in the self-adjusting clutch（SAC）to realize automatic compensation and keep separating force constant while the friction plate of the diaphragm spring clutch is worn.In the process of development of SAC,the force condition of diaphragm spring was analyzed by the finite element method（FEM）,and the load-displacement curve was got.Comparing the simulation curve with Almen-Laszlo(A-L)theory result and test data,the result shows that the FEM results are close to the test data,which can reflect the mechanical properties of force-sensing diaphragm springmoreexactly.

SAC;force-sensing diaphragm spring;mechanical property;FEM

U463.211

A

1008-5483（2015）01-0006-03

10.3969/j.issn.1008-5483.2015.01.002

2015-01-25

侯秋豐（1987-），男，河北唐山人，碩士，主要從事汽車動力總成NVH研究。E-mail：11406282@qq.com