一種碟形彈簧力學(xué)特性的試驗研究方法

卜 剛，張寶龍，高建和，郭 斌

（1.揚州大學(xué) 機械工程學(xué)院，江蘇 揚州 225127；2.揚州大學(xué) 廣陵學(xué)院，江蘇 揚州 225127；3.揚州核威碟形彈簧制造有限公司，江蘇 揚州 225008）

0 引言

碟形彈簧本身具有幾何非線性，有的還具有材料非線性，而組合碟簧應(yīng)用時碟簧之間以及碟簧和模架之間也具有接觸非線性。因此研究具有多重非線性的組合碟簧時，往往不能根據(jù)單片碟簧的經(jīng)驗公式以及性能研究方法來處理組合碟簧。本文提出一種可行的碟簧組合力學(xué)特性試驗研究方法，對碟簧組的剛度、強度和阻尼等靜動態(tài)力學(xué)特性進(jìn)行分析研究，具有重要的工程意義。

1 試驗裝置的設(shè)計

根據(jù)GB／T1972－2005以及碟簧模架實際加工中的方便可行性選擇型號B16的碟簧［1］組成碟簧組合來構(gòu)造具體試驗裝置，其單片碟簧幾何參數(shù)為Φ56×Φ28.5×2×3.6－B2，允許最大加載力F（f＝0.75h0）＝4 440 N，如圖1所示。其中，f為變形量，D＝56 mm，d＝28.5 mm，t＝2 mm，H0＝3.6 mm，h0＝1.6 mm。

圖1 型號B16碟形彈簧

根據(jù)所選碟簧型號設(shè)計相應(yīng)模架，構(gòu)成整套試驗裝置，如圖2所示。碟簧材料為60Si2Mn A，要保證底座、壓板和導(dǎo)柱的硬度高于碟簧硬度，達(dá)到55 HRC左右，材料需采用40Cr，并進(jìn)行熱處理，且表面粗糙度低于Ra3.2。

裝置可安裝不同組合方式的碟簧組，本試驗采用單片八對合、兩疊六對合和三疊四對合（見圖3）組合形式來考察各組合方式下碟簧的力學(xué)性能。碟簧不同組合方式下該裝置的幾何參數(shù)見表1。

2 碟簧組合力學(xué)試驗方法

本文應(yīng)用電測法［2］對碟形彈簧進(jìn)行靜、動態(tài)測試，分析碟簧組在靜態(tài)、動態(tài)激勵下的力學(xué)性能，如承載力、剛度和阻尼等。圖4為碟簧組靜態(tài)、動態(tài)測試流程。

圖2 碟形彈簧組合試驗裝置

圖3 碟形彈簧組合形式

表1 碟簧試驗裝置幾何參數(shù)

整個試驗流程所需儀器有：DNS系列電子萬能試驗機、位移傳感器、CRAS V7.0信號采集分析系統(tǒng)、端套力傳感器（端套部分直徑方向?qū)ΨQ貼上兩個雙向應(yīng)變片，并將應(yīng)變片按全橋方式連接）。其中位移傳感器采用電測位移百分表，測試精度為0.01 mm，量程為0 mm～10 mm；CRAS V7.0信號采集分析系統(tǒng)的采樣頻率為20 Hz，采集壓力和位移的電信號。通過標(biāo)定位移傳感器及端套力傳感器得到標(biāo)定公式：

圖4 碟形彈簧靜、動態(tài)測試流程圖

3 碟簧組靜態(tài)試驗

碟簧表面有磷化處理、硫化處理、達(dá)克羅處理和噴涂非金屬防護(hù)層等多種處理技術(shù)，其疊合面潤滑方式也較多，如不加潤滑劑、常規(guī)油脂潤滑和二硫化鉬潤滑等方式［3］，所以不同的表面處理及潤滑狀態(tài)對碟簧的力學(xué)性能也有影響。本試驗中碟簧表面處理方式為磷化，主要考察碟簧組合方式不同及潤滑狀態(tài)不同時對其剛度、阻尼特性和承載力的影響。下面以組合方式為單片八對合常規(guī)潤滑工況靜態(tài)試驗為例進(jìn)行分析。

在萬能試驗機上對碟簧緩慢施加載荷，完成一個加載卸載周期過程。定位模式為位移控制，最大壓縮量為0.75 fz，通過CRAS V7.0信號采集分析系統(tǒng)采集壓力和位移電壓信號波形，如圖5、圖6所示。

圖5 系統(tǒng)壓力－時間電壓信號

圖6 系統(tǒng)位移－時間電壓信號

使用Excel將壓力－時間信號、位移－時間信號數(shù)據(jù)進(jìn)行合成，并根據(jù)標(biāo)定公式（1）、（2）得出實際壓力和位移，繪制出壓力－位移曲線，即碟簧的靜態(tài)滯回曲線［4］，如圖7所示。

同理，可得到其余組合方式和潤滑狀態(tài)下碟簧的靜態(tài)滯回曲線，如圖8～圖12所示。

對各滯回曲線進(jìn)行分析，得到各工況下的力學(xué)特性結(jié)果，見表2。

4 碟簧組動態(tài)試驗

碟簧動態(tài)試驗中，主要研究在常規(guī)潤滑狀態(tài)下三疊四對合組合方式下碟簧的剛度、阻尼與載荷頻率的關(guān)系。動態(tài)試驗采用低頻（0.1 Hz，0.2 Hz，0.3 Hz，0.5 Hz，0.7 Hz）和高頻（0.7 Hz，2 Hz，3 Hz，5 Hz）載荷分別進(jìn)行激勵。

圖7 單片八對合常規(guī)潤滑碟簧的靜態(tài)滯回曲線

圖8 兩疊六對合常規(guī)潤滑滯回曲線

圖9 三疊四對合常規(guī)潤滑滯回曲線

圖10 單片八對合二硫化鉬潤滑滯回曲線

圖11 兩疊六對合二硫化鉬潤滑滯回曲線

圖12 三疊四對合二硫化鉬潤滑滯回曲線

試驗過程同靜態(tài)試驗一樣，得到加載頻率為0.1 Hz時的壓力－時間電壓信號和位移－時間電壓信號波形，如圖13、圖14所示。

同樣將每個頻率下得到的壓力－時間信號和位移－時間信號導(dǎo)入Excel中，合成碟簧組分別在低頻激勵下及高頻激勵下的滯回曲線，如圖15、圖16所示。由圖15、圖16可看出低頻激勵下，5條滯回曲線基本重合；高頻激勵下，5條滯回曲線隨頻率的增高稍有變化，并呈現(xiàn)一定的規(guī)律。

表2 碟簧不同組合及潤滑狀態(tài)下的力學(xué)特性

圖13 加載頻率為0.1 Hz時壓力－時間電壓信號

圖14 加載頻率為0.1 Hz位移－時間電壓信號

圖15 低頻激勵下的滯回曲線

綜合以上各組滯回曲線分析得到圖17所示碟簧剛度、阻尼與載荷頻率的關(guān)系。

5 結(jié)語

由碟簧靜態(tài)試驗可得出以下結(jié)論：①潤滑狀態(tài)相同，裝置承載力隨疊合片數(shù)增加而相應(yīng)倍數(shù)增加，裝置行程隨疊合片數(shù)增加而相應(yīng)倍數(shù)增加，阻尼比隨碟簧疊合片數(shù)增多而變大；②組合方式相同，常規(guī)潤滑下碟簧的加載剛度比二硫化鉬潤滑時大，而卸載剛度比二硫化鉬潤滑時小，阻尼比受二硫化鉬潤滑的影響隨疊合片數(shù)增多而變大；③試驗得到的加載曲線與理論曲線基本一致。具有一定的誤差是因為碟簧截面受載后實際存在變形，此外還受支承面摩擦、制造誤差等因素的影響，由于載荷作用點位置在壓縮量大于0.75h0時出現(xiàn)較大變化，而使實測曲線偏離理論曲線成上翹趨勢，其剛度增加。

由碟簧動態(tài)試驗可得出以下結(jié)論：①低頻激勵下，碟簧滯回曲線與相同工況下的靜態(tài)試驗結(jié)果相同，曲線基本一致，頻率對剛度和阻尼比影響不明顯；②高頻激勵下，碟簧滯回曲線稍有變化，碟簧剛度和阻尼比隨著加載頻率的增大有下降趨勢。

圖16 高頻激勵下的滯回曲線

圖17 碟簧剛度、阻尼比與載荷頻率的關(guān)系

［1］ 張英會，劉輝航，王德成.彈簧手冊［M］.北京：機械工業(yè)出版社，2008.

［2］ 張洪潤，張亞凡.傳感技術(shù)與實驗［M］.北京：清華大學(xué)出版社，2005.

［3］ 黃紅軍，譚勝，胡建偉，等.金屬表面處理與防護(hù)技術(shù)［M］.北京：冶金工業(yè)出版社，2011.

［4］ Almen JO，Laszlo A.The uniform－section disc spring［J］.Trans ASME，1936，58：305－314.