帶動板的TPEE與楔形機構(gòu)組合式緩沖器靜壓試驗仿真研究

魏延剛，武樹暄，司馬婭軒，張媛，宋亞昕

（1.大連交通大學(xué) 機械工程學(xué)院，遼寧 大連 116028；2.大連科技學(xué)院 機械工程學(xué)院，遼寧 大連 116052；3.北京多邦匯科軌道車輛裝備技術(shù)有限公司，北京 101100）

由于熱塑性聚酯彈性體（Thermoplastic Polyester Elastomer，TPEE）良好的綜合性能，TPEE緩沖器近些年來得到越來越多的應(yīng)用[1-3]，隨著我國貨運載重和車速的提高，對緩沖器的性能要求越來越高，純TPEE緩沖器能量吸收率難以滿足要求，為此，相關(guān)研究人員研制了幾種組合式緩沖器[4-7]。為了改善這幾種組合式緩沖器的回彈性能，相關(guān)研究人員又研制了幾種組合式緩沖器[8-10]，另外，還對TPEE的本構(gòu)關(guān)系進行了研究[11]。

本文擬通過有限元方法對新發(fā)明的帶動板的TPEE與楔形機構(gòu)組合式緩沖器[12]進行靜壓試驗仿真，通過有限元方法分析這種緩沖器的阻抗力、能量和功、能量吸收率、各元件的應(yīng)力等，并將阻抗力能量和功以及能量吸收率的分析結(jié)果與理論和實驗相結(jié)合的方法所獲得的結(jié)果進行對比，為這種新型緩沖器的設(shè)計與研制提供參考。

下面首先簡要介紹這種新型緩沖器的組成和工作原理。

1 緩沖器的構(gòu)成及工作原理

圖1是新型緩沖器結(jié)構(gòu)示意圖，圖中楔形機構(gòu)由空心座4、動楔塊5、空心臺套筒6和靜楔塊10構(gòu)成，形成了全鋼摩擦式緩沖器；TPEE彈性元件3、金屬隔片2和殼體1構(gòu)成了TPEE彈性體緩沖器；心軸7、螺母8和螺紋聯(lián)接防松件9將全鋼摩擦式緩沖器和TPEE彈性體緩沖器串聯(lián)形了組合式緩沖器；靜楔塊10、動板11、承載板12、殼體1和空心座4構(gòu)成了動板機構(gòu)。

圖1 緩沖器結(jié)構(gòu)示意圖

當沖擊載荷沿軸向作用于承載板12上時，承載板12同時推動空心臺套筒6和動板11。這樣，空心臺套筒76推動動楔塊5，動楔塊5推動空心座4，空心座4推動金屬隔片2和TPEE彈性元件3組件，使軸向載荷通過金屬隔片2作用在殼體1的底部。在此過程中，空心臺套筒6下面的斜平面與動楔塊5上表面斜平面相互擠壓產(chǎn)生相對運動和摩擦；動楔塊5外表面與靜楔塊10內(nèi)表面相互擠壓產(chǎn)生相對運動和摩擦；動楔塊5下表面平面與空心座4上表面平面相互擠壓產(chǎn)生相對運動和摩擦；這些面上的摩擦消耗了能量，從而提高緩沖器的能量吸收率；與此同時，承載板12推動動板11沿軸向運動，而在來自于靜楔塊11和與殼體1固聯(lián)的襯板14的擠壓力作用下，動板11內(nèi)表面與靜楔塊10外表面、動板11外表面與襯板14內(nèi)表面產(chǎn)生摩擦，這些面上的摩擦也增加了能量消耗；另外，來自空心座的軸向力使TPEE彈性元件組件發(fā)生軸向壓縮變形而吸收沖擊能量。

當軸向沖擊載荷消失后，TPEE彈性元件3恢復(fù)變形而推動金屬隔片2和空心座4，空心座4推動動楔塊5和空心臺套筒6由下向上運動，空心座4下部棱柱上表面推動動板11沿軸向向上運動，最終所有元件恢復(fù)到受沖擊載荷前的狀態(tài)。在整個沖擊和回彈過程中，空心座4與空心臺套筒6之間的儲能元件在壓縮過程中發(fā)生壓縮變形而儲存了部分能量，緩和了壓縮沖擊；在回彈過程中這部分能量被釋放，緩和了回彈沖擊。

2 緩沖器靜壓試驗仿真有限元模型

所研究的帶動板的組合式緩沖器空心臺套筒和動楔塊間的的楔形角為30°，動楔塊與靜楔塊間的楔形角為3°，根據(jù)緩沖器結(jié)構(gòu)的對稱性，為了提高計算機計算效率，取緩沖器的四分之一進行有限元仿真分析，省略各元件的倒角和圓角等工藝結(jié)構(gòu)，緩沖器四分之一的有限元模型如圖2所示。

圖2 緩沖器有限元模型圖

TPEE彈性元件的密度為1.2E-9 t/mm3，泊松比為0.45。TPEE的超彈性模型和粘彈性模型及參數(shù)按文獻[11]選取。其它元件的材料均為鋼材，取鋼的密度為7.8E-009 t/mm3，彈性模量為210 000 N/mm2；泊松比為0.3。

由于回彈過程迭代收斂相當難，所以為了保證回彈過程仿真的順利進行，將回彈過程分為兩個分析步，第一個分析步只回彈微小的位移量，第二個分析步由此微小的位移量到回彈結(jié)束。這樣就對組合式緩沖器靜壓試驗仿真模型構(gòu)建了三個分析步，第一個分析步為位移加載分析步、第二個分析步為回彈微小的位移量分析步，第三步為完成整個回彈的分析步。由于模型還包括大量的接觸對，因此，需要設(shè)置幾何非線性。

接觸定義包括鋼與鋼的接觸、鋼與TPEE的接觸、TPEE與TPEE的接觸。其中鋼與鋼的摩擦為庫倫摩擦，摩擦系數(shù)為0.15；鋼與TPEE的摩擦也為庫倫摩擦，摩擦系數(shù)為0.18；高分子彈性體TPEE模型中間有縫隙，需要定義TPEE間的自接觸，其庫倫摩擦的摩擦系數(shù)為0.3。

模型網(wǎng)格劃分關(guān)系到計算精度和考慮計算效率，所以網(wǎng)格疏密要適當。另外單元類型取為C3D8R，緩沖器四分之一的有限元網(wǎng)格模型的單元數(shù)為238539個，節(jié)點數(shù)為297529個。有限元網(wǎng)格圖如圖3所示。載荷和邊界條件的定義是將殼體底部耦合點的六個自由度全部約束，剖分面上法向自由度加約束。

圖3緩沖器有限元網(wǎng)格圖

根據(jù)TB/T 1961－2016[13]對TPEE緩沖器進行靜壓實驗的壓縮行程為78.8 mm，所以對帶動板的TPEE與楔形機構(gòu)組合式緩沖器施加在承載板上的位移進行換算，因此壓縮行程承載板13上施加的位移量為76.87 mm。

3 緩沖器靜壓試驗有限元仿真結(jié)果

緩沖器靜壓試驗有限元物理仿真計算獲得了力、能量和功以及各種應(yīng)力和應(yīng)變等大量計算結(jié)果，在此僅介紹與緩沖器性能有關(guān)的主要計算結(jié)果。

3.1 緩沖器的力、功和能量吸收率

表1為加載壓縮和缷載回彈過程中的軸向力和軸向反作用力隨承載板軸向位移的變化數(shù)值。圖4為作用在承載板上的軸向力和作用在殼體底部的軸向反作用力隨時間變化的曲線。

由圖4可知，作用在承載板上的軸向力和作用在殼體底部的軸向反作用力隨時間變化的曲線規(guī)律大致相同，由表1給出的具體數(shù)值可以看出兩者在加載過和相差較小，在回彈過程相差較大，尤其在回彈末尾，兩者相差很大，這是因為回彈末尾的仿真很不穩(wěn)定而嚴重失真的原因。

表1 加載壓縮和缷載回彈過程中的力和反作用力

圖4 緩沖器樣機靜壓試驗過程中軸向力變化圖

表2為緩沖器加載壓縮和缷載回彈過程中的能量數(shù)值。圖5為這些能量隨時間變化的曲線，表2和圖5中數(shù)值是1/4模型的值。

緩沖器壓縮過程中整體能量平衡方程式為：

式（1）說明，壓縮過程中外載荷對組合式緩沖器做功，一部分轉(zhuǎn)化為組合式緩沖器中的高分子彈性體TPEE的ALLCD和緩沖器中各部件間的ALLFD，另一部分轉(zhuǎn)化為組合式緩沖器中可恢復(fù)的ALLSE，這部分彈性應(yīng)變能用于緩沖器的回彈過程。由表2和圖5可知，緩沖器壓縮過程中基本滿足能量平衡方程式（1）。

圖5 緩沖器靜壓過程中能量的變化圖

由表2還可看到，回彈將結(jié)束時，緩沖器總的能量吸收量，也就是TPEE的ALLCD與緩沖器中各部件間的ALLFD之和約為56.05 kJ，壓縮過程中ALLWK約為68.59 kJ，因此，緩沖器的能量吸收率約為81.72%。

表2 緩沖器加載壓縮和缷載回彈過程中的能量數(shù)值

3.2 緩沖器主要元件的等效應(yīng)力

理論與實驗相結(jié)合的計算方法[9]雖然可求解緩沖器阻抗力、能量吸收率等，但是這種方法無法求得緩沖器靜壓試驗過程中各元件的應(yīng)力和應(yīng)變。有限元物理仿真不僅可以求出緩沖器阻抗力、能量吸收率等還可以求解緩沖器各元件的各種應(yīng)力和應(yīng)變，為了節(jié)省篇幅，在此僅介紹等效應(yīng)力。

當緩沖器承載板下行的位移達到76.87 mm時，阻抗力達到最大，各元件所受的力最大，應(yīng)力也達到最大，因此，以下都是取此瞬間的等效應(yīng)力進行分析。圖6是靜壓過程中應(yīng)力最大瞬間緩沖器的等效應(yīng)力云圖，由云圖可知緩沖器的最大等效應(yīng)力為1121 MPa。下面分別介紹主要元件的等效應(yīng)力分布和最大等效應(yīng)力的位置及最大等效應(yīng)力數(shù)值。

圖6 緩沖器的等效應(yīng)力云圖

（1）承載板等效應(yīng)力

圖7為承載板的等效應(yīng)力圖。從圖中可看出，承載板的等效應(yīng)力高應(yīng)力區(qū)出現(xiàn)在與空心臺套筒接觸的區(qū)域，而且高應(yīng)力區(qū)的形狀與空心臺套筒與承載板接觸部分的形狀相同；等效應(yīng)力的最大值出現(xiàn)在承載板與空心臺套筒接觸邊緣處，這是因為接觸面處的邊緣效應(yīng)產(chǎn)生的應(yīng)力集中引起的。最大等效應(yīng)力為218.5 MPa。

圖7 承載板的等效應(yīng)力云圖

（2）空心臺套筒等效應(yīng)力

圖8為空心臺套筒的等效應(yīng)力圖。從圖中可看出，空心臺套筒的等效應(yīng)力高應(yīng)力區(qū)分布在空心臺套筒的內(nèi)表面底部的套筒壁處、空心臺套筒底部外表面與動楔塊上斜表面接觸區(qū)域和空心臺套筒外表面的中心孔邊緣處，而且最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在空心臺套筒外表面的中心孔邊緣處；最大等效應(yīng)力為660.5 MPa。

圖8 空心臺套筒的等效應(yīng)力云圖

（3）動楔塊等效應(yīng)力

圖9為動楔塊的等效應(yīng)力云圖。動楔塊的等效應(yīng)力高應(yīng)力區(qū)分布在與空心臺套筒底部外表面接觸的上斜表面區(qū)域、與空心座上表面接觸的底部平面區(qū)域和與靜楔塊接觸的側(cè)面區(qū)域。其中與空心臺套筒底部外表面接觸的上部斜面底邊接觸邊緣處靠側(cè)面角點的等效應(yīng)力最大，最大等效應(yīng)力為931.4 MPa。

圖9 動楔塊的等效應(yīng)力云圖

（4）靜楔塊等效應(yīng)力

圖10為靜楔塊的等效應(yīng)力云圖。靜楔塊的等效應(yīng)力高應(yīng)力區(qū)分布在與分隔板框接觸的底部和與動楔塊接觸處，其最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在與分隔板框接觸底部兩個角處，最大等效應(yīng)力為1121 MPa，此處也是整個緩沖器的最大等效應(yīng)力點。

圖10 靜楔塊的等效應(yīng)力云圖

（5）動板等效應(yīng)力

圖11為動板的等效應(yīng)力云圖。動板的等效應(yīng)力高應(yīng)力區(qū)分布在與靜楔塊接觸面中間處和與襯板接觸面中間處，其中最大應(yīng)力出現(xiàn)與靜楔塊接觸面中間處，最大等效應(yīng)力為258.9 MPa。

圖11 動板的等效應(yīng)力云圖

（6）襯板等效應(yīng)力

圖12為襯板的等效應(yīng)力云圖。襯板的等效應(yīng)力高應(yīng)力區(qū)分布在與動板接觸面處和與殼體接觸的底部，其中最大應(yīng)力出現(xiàn)與殼體接觸的底部，最大等效應(yīng)力為382.2 MPa。

圖12 襯板的等效應(yīng)力云圖

（7）殼體等效應(yīng)力

圖13為殼體等效應(yīng)力云圖。由圖可知，殼體的高等效應(yīng)力區(qū)出現(xiàn)在殼體頂部的四個角處、殼體內(nèi)表面與分隔板框側(cè)面以及底面接觸區(qū)域邊緣附近和殼體底部內(nèi)表面與最下面的隔片底部表面接觸區(qū)域邊緣附近，其中殼體內(nèi)表面拐角處與分隔板框底面接觸處的等效應(yīng)力最大，該處最大等效應(yīng)力為428.6 MPa。

圖13 殼體的等效應(yīng)力云圖

（8）空心座等效應(yīng)力

圖14為空心座等效應(yīng)力云圖?？招淖母叩刃?yīng)力區(qū)出現(xiàn)在與動楔塊底部平面接觸的上表面的邊緣附近，而邊緣處的等效應(yīng)力值最大，這也是邊緣效應(yīng)產(chǎn)生的結(jié)果，該處最大等效應(yīng)力為640.1 MPa。

圖14 空心座的等效應(yīng)力云圖

（9）分隔板框等效應(yīng)力

圖15為分隔板框等效應(yīng)力云圖。分隔板框的高等效應(yīng)力區(qū)出現(xiàn)在支撐靜楔塊的4個拐角處，這是由于彎曲效應(yīng)產(chǎn)生的效果，最大應(yīng)力出現(xiàn)在拐角處的應(yīng)力集中處，該處最大等效應(yīng)力為1091 MPa。

圖15 分隔板框的等效應(yīng)力云圖

（10）隔片等效應(yīng)力

由于各金屬隔片的等效應(yīng)的分布規(guī)律和最大應(yīng)力值都相差不多，圖16為從上數(shù)第四片隔片等效應(yīng)力云圖。隔片的高應(yīng)力區(qū)出現(xiàn)在中心孔附近，而且中心孔附近上下面處的應(yīng)力最大，最大等效應(yīng)力為376.8 MPa。

圖16 最下面的單面曲面隔片的等效應(yīng)力云圖

（11）TPEE元件等效應(yīng)力

緩沖器中有8片TPEE元件，8片TPEE元件等效應(yīng)力分布規(guī)律相似，高應(yīng)力區(qū)都是出現(xiàn)在距中心孔約22 mm的環(huán)形帶區(qū)域的外表面和自接觸的內(nèi)表面，而且8片TPEE元件的最大等效應(yīng)力相差只有約8 MPa，其中由上面數(shù)第4片的TPEE元件應(yīng)力最大，在此僅給出應(yīng)力最大的TPEE元件分析結(jié)果，圖17為其等效應(yīng)力云圖。其最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在自接觸的內(nèi)表面，最大等效應(yīng)力為229.9 MPa。

圖17 TPEE元件的等效應(yīng)力云圖

4 結(jié)語

（1）理論與實驗相結(jié)合的計算方法[8]雖然可以通過位移求解出緩沖器阻抗力、楔形機構(gòu)的摩擦損耗和能量吸收率等，但是此方法無法求得緩沖器靜壓試驗過程中各元件的應(yīng)力和應(yīng)變；有限元物理仿真不僅可以通過位移求出緩沖器阻抗力、各種能量及能量吸收率等，還可以求解出緩沖器各元件的各種應(yīng)力和應(yīng)變。

（2）當所研究的緩沖器承載板下行位移達到76.87 mm時，阻抗力達到最大，相應(yīng)的物理仿真結(jié)果是，緩沖器阻抗力約為3596 kN，能量吸收率為81.72%；而用理論和實驗相結(jié)合的方法求出相應(yīng)的緩沖器阻抗力為4067 kN，能量吸收率為79.62%。物理仿真的緩沖器阻抗力和能量吸收率與理論和實驗相結(jié)合方法求出的結(jié)果相比分別相差約11.59%和－2.62%，兩者比較接近。

（3）通過有限元物理仿真求出的緩沖器主要元件的等效應(yīng)力的結(jié)果說明，當緩沖器承載板下行位移達到76.87 mm時，各元件所受的力最大，各元件的等效應(yīng)達到最大。這時緩沖器中靜楔塊的最大等效應(yīng)力最大，最大等效應(yīng)力為1121 MPa；分隔板框的最大等效應(yīng)力次之，為1091 MPa；動楔塊的最大等效應(yīng)力為931.4 MPa；空心臺套筒的最大等效應(yīng)力為660.5 MPa；空心座的最大等效應(yīng)力為640.1 MPa。這些元件的最大等效力均超過了其屈服極限，因此，在緩沖器的制造中要從選材和工藝上進行重新設(shè)計或優(yōu)化。