塑料導(dǎo)向輪蠕變變形的試驗研究

塑料導(dǎo)向輪蠕變變形的試驗研究

現(xiàn)在，汽車前的大部分自動升降器都是繩索車輪結(jié)構(gòu)，包括導(dǎo)向車輪和其他塑料件。塑料件在長期使用過程中,其變形量隨時間變化,出現(xiàn)較為明顯的蠕變現(xiàn)象,從而影響塑料件自身的性能和壽命,進(jìn)而導(dǎo)致汽車玻璃升降器整體使用壽命下降。因此,對塑料件進(jìn)行高溫蠕變非線性模擬,得到蠕變特性,為該產(chǎn)品的開發(fā)、檢測和性能評估提供依據(jù)。如雷航等對合金環(huán)形件高溫蠕變行為和蠕變模型進(jìn)行了研究,引入Boltzmann函數(shù)建立一種同時包含第1階段蠕變和第2階段蠕變的新的蠕變本構(gòu)模型,其計算結(jié)果與蠕變試驗數(shù)據(jù)基本一致。楊慧嫻等對HDPE(highdensitypolyethylene)單向拉伸格柵的蠕變性質(zhì)進(jìn)行了研究,增大HDPE的單向拉伸比可提高格柵的抗蠕變性。陳碧波等對PTFE(polytetrafluoroethylene)復(fù)合材料的蠕變機理進(jìn)行了分析,通過試驗對比,隨溫度升高,推遲時間τ和粘度ηs降低,影響材料蠕變變形加大。AjitRanade等對PEMLS(polyethylenemontmorillonitelayeredsilicate)納米復(fù)合材料進(jìn)行了蠕變性能研究,在材料的50%屈服應(yīng)力作用下,蠕變?nèi)崃侩SPE(polyethylene)含量的減小而增大。采用修正的時間硬化理論嘗試建立某型號繩輪式玻璃升降器導(dǎo)向輪的蠕變過程有限元分析模型,并考慮繩輪接觸的影響。該方法可實現(xiàn)產(chǎn)品蠕變性能的預(yù)評估。1第1階段和第2階段模型材料下的氧變分析在常載荷條件下,材料的蠕變一般可分為3個階段,蠕變應(yīng)變與時間的關(guān)系曲線如圖1所示。第1階段為加工硬化階段,其蠕變應(yīng)變率隨時間逐漸減小。第2階段為穩(wěn)態(tài)蠕變階段,其應(yīng)變率基本不變,比第1階段的蠕變應(yīng)變率會小。第3階段為加速蠕變階段,由于頸縮現(xiàn)象,應(yīng)變率會迅速增加,直到破壞(斷裂)。通常最關(guān)心的是零部件蠕變的第1階段和第2階段。蠕變形變程度與應(yīng)力、應(yīng)變、時間和溫度的相關(guān)性用下式相似的形式來模擬式中:εcr是蠕變應(yīng)變率;ε是蠕變應(yīng)變;σ是加載應(yīng)力;T是溫度;t是加載時間;函數(shù)f1,f2,f3,f4與選擇的蠕變方程有關(guān)。蠕變分析有顯式蠕變和隱式蠕變兩種方法。顯式蠕變表達(dá)式為隱形蠕變表達(dá)式為一般情況下使用隱式蠕變進(jìn)行求解分析,因為隱式蠕變應(yīng)用了Euler向后積分法求解蠕變應(yīng)變,該方法在數(shù)值上無條件穩(wěn)定,這表明不用和顯式蠕變一樣,使用小的時間步長。故從整體上看,隱式蠕變更高效、更精準(zhǔn)。修正的時間硬化蠕變本構(gòu)模型為導(dǎo)向輪材料采用Delrin100POM,是一種綜合性能優(yōu)良的熱塑性樹脂。其在90℃的蠕變拉伸試驗測試曲線見圖2。將試驗數(shù)據(jù)代入式(4)建立方程組,求得蠕變特性參數(shù)C1,C2,C3,C4。用數(shù)學(xué)演算軟件MATLAB計算獲得不同應(yīng)力下的蠕變等效應(yīng)變曲線。圖3所示為應(yīng)力為5MPa和10MPa時的試驗測試曲線和計算獲得曲線的擬合程度較好,等效蠕變應(yīng)變隨時間增加而增加,且增加速率逐漸平緩,由此認(rèn)定此蠕變特性參數(shù)計算結(jié)果正確。2導(dǎo)向輪模型材料繩輪式玻璃升降器主要由滑塊、導(dǎo)向輪、電機和導(dǎo)軌等部件組成,見圖4a)。門窗玻璃固定在滑塊上,滑塊在電機的驅(qū)動下由鋼絲繩帶動,并沿導(dǎo)軌上下運動從而實現(xiàn)汽車門窗玻璃的升降。導(dǎo)向輪可沿導(dǎo)向輪軸旋轉(zhuǎn),外沿與鋼絲繩接觸,見圖4b)。玻璃升降器長期使用,塑料導(dǎo)向輪發(fā)生蠕變是不可避免的,導(dǎo)致結(jié)構(gòu)尺寸發(fā)生變化產(chǎn)生變形,使得鋼絲繩與導(dǎo)向輪配合不平穩(wěn),影響了玻璃升降器的正常使用。由于鋼絲繩所受載荷較大,繩子受力與導(dǎo)向輪擠壓接觸,產(chǎn)生較大形變,故在對導(dǎo)向輪進(jìn)行蠕變分析時,必須考慮繩輪接觸的影響。對塑料導(dǎo)向輪的高溫蠕變有限元分析采用兩個載荷步進(jìn)行加載。對鋼絲繩與導(dǎo)向輪進(jìn)行接觸非線性分析;在考慮繩輪接觸的情況下進(jìn)行蠕變過程分析。2.1單元網(wǎng)格加密為有效控制單元數(shù)量和便于高質(zhì)量的網(wǎng)格劃分,需要對導(dǎo)向輪的三維實體模型進(jìn)行簡化和幾何清理,略去對計算結(jié)果影響不大的凸臺、尖角等特征。同時,根據(jù)試運算的結(jié)果確定繩輪可能接觸的區(qū)域和面積,并對該區(qū)域的單元進(jìn)行網(wǎng)格加密處理。模型中考慮了導(dǎo)向輪與鋼絲繩的接觸、導(dǎo)向輪與導(dǎo)向輪軸的接觸,分別為柔柔接觸和剛?cè)峤佑|,并采用TARGE170和CONTA174單元來定義接觸對,見圖5a)。另一方面,為獲得較好的計算精度,導(dǎo)向輪采用10節(jié)點4面體單元Solid187,鋼絲繩采用20節(jié)點6面體結(jié)構(gòu)模型單元Solid186,整個模型共計單元約32萬個。對單元的縱橫比、翹曲度、雅可比等網(wǎng)格質(zhì)量指標(biāo)進(jìn)行檢查,均符合保證計算結(jié)果可靠性的要求。選定修正的時間硬化蠕變模型,根據(jù)實際材料屬性設(shè)置材料參數(shù)。計算最終獲得的有限元網(wǎng)格模型見圖5b)。2.2人為約束和接觸分析根據(jù)導(dǎo)向輪實際的受力和約束情況確定邊界條件。導(dǎo)向輪內(nèi)環(huán)與導(dǎo)向輪軸接觸、外環(huán)與鋼絲繩接觸,因此,鋼絲繩一端固定,另一端加載;導(dǎo)向輪軸定義剛體導(dǎo)向節(jié)點,設(shè)置全自由度約束。為防止有限元計算的數(shù)值迭代誤差導(dǎo)致平移,人為約束導(dǎo)向輪內(nèi)環(huán)上一節(jié)點的周向和軸向自由度。由玻璃升降器蠕變試驗標(biāo)準(zhǔn)確定鋼絲繩另一端的載荷,取1.35倍的電機堵轉(zhuǎn)力,并考慮鋼絲繩傳遞效率,得鋼絲繩的載荷為435N。求解設(shè)置中,第1載荷步為接觸分析,根據(jù)試算可知約20個子步可完成收斂計算。求解計算完成后,存取最后一步計算結(jié)果,將其代入第2載荷步進(jìn)行蠕變分析,采用可變時間步長方式,迭代求解30個子步完成800h蠕變計算。3導(dǎo)向輪圍巖流變特性分析通過建立蠕變有限元模型,計算獲得導(dǎo)向輪在考慮繩輪接觸時蠕變的形變、受力情況和不考慮繩輪接觸的蠕變特性。提取導(dǎo)向輪在蠕變800h后,及1~800h中的幾個時間點的變形量,應(yīng)力應(yīng)變分布,并對比兩種蠕變情況下的應(yīng)力應(yīng)變。取導(dǎo)向輪有限元模型的關(guān)鍵部位15個節(jié)點,編號見圖6。3.1導(dǎo)向輪變形分析考慮繩輪接觸,對比蠕變初期,蠕變末期的位移云圖和各點的位移變化曲線,分析導(dǎo)向輪蠕變的位移特性。3.1.1局部節(jié)點接觸保證玻璃升降器正常工作,關(guān)鍵是鋼絲繩和導(dǎo)向輪的接觸配合不發(fā)生較大偏移,甚至脫落。因此,分析繩輪接觸區(qū)域的形變,在0.2~0.3mm之間,見圖7a)。在圖7b)中所示的局部柱面坐標(biāo)系下讀取3、7和8關(guān)鍵點位移,見表1。由于幾何圖元網(wǎng)格劃分存在尖角,繩輪不能形成絕對平滑接觸,進(jìn)而引起局部節(jié)點接觸不緊密,使得中心區(qū)域3點和8點徑向位移較小,分別為0.072mm和0.052mm。觀察到中心區(qū)域附近接觸緊密,7點徑向位移和總位移分別為0.109mm和0.247mm。根據(jù)試驗測量結(jié)果,繩輪接觸區(qū)域內(nèi)緣處最大形變量不超過0.3mm,計算位移與試驗位移誤差較小,接觸區(qū)域內(nèi)緣節(jié)點位移變化計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好,驗證仿真計算結(jié)果較為可信。3.1.2繩輪接觸中心區(qū)域1點在X向(徑向)、Y向(周向)、Z向(軸向)的位移隨時間增大而增大,這是蠕變固有的力學(xué)行為。其中Y向和Z向位移變化緩慢,分別保持在0.140mm和0.003mm左右,見圖8a)。由此認(rèn)定繩輪接觸中心區(qū)域在周向和軸向受力均勻,沒有出現(xiàn)明顯偏差。由于導(dǎo)向輪內(nèi)圈往外圈過渡區(qū)域中,厚度有所減少。圖8b),明顯反映出從11點到15點的總位移依次增大,蠕變800h后其位移分別為0.102mm,0.169mm,0.219mm,0.298mm,0.331mm。故認(rèn)定蠕變過程中,往內(nèi)徑方向上,總位移依次增大。3.2節(jié)點應(yīng)力應(yīng)變分析由于網(wǎng)格劃分和數(shù)值計算中剛度矩陣的不穩(wěn)定性,形成奇異點,引起應(yīng)力突變,致使最大應(yīng)力應(yīng)變位于繩輪接觸區(qū)域中心部位的奇異點處,見圖9a),9b)。但此并不影響分析應(yīng)變的整體分布:等效蠕變應(yīng)變隨時間呈增大趨勢;蠕變800h后,繩輪接觸區(qū)域等效蠕變應(yīng)變從0增加到0.01;由于導(dǎo)向輪內(nèi)圈向外圈過渡局部區(qū)域結(jié)構(gòu)厚度較小,使得該區(qū)域等效蠕變應(yīng)變達(dá)到0.02以上。由于蠕變松弛,節(jié)點的等效應(yīng)力隨時間增大而逐漸減少。分析導(dǎo)向輪與鋼絲繩配合區(qū)域的應(yīng)力應(yīng)變,蠕變800h后,繩輪配合區(qū)域外沿6點、9點和10點等效應(yīng)力分別下降到1MPa、12MPa和4MPa;內(nèi)沿7點和8點等效應(yīng)力較大,分別下降到18MPa和22MPa,見圖10a)。故認(rèn)定繩輪配合區(qū)域,內(nèi)沿應(yīng)力較大,外沿應(yīng)力較小。另一方面,隨著等效應(yīng)力逐漸松弛減小,決定了彈性應(yīng)變減小,見圖10b),7點彈性等效應(yīng)變從蠕變初期0.0089降低到蠕變800h后0.0075;蠕變等效應(yīng)變顯著增大,蠕變800h后為0.01,使得總應(yīng)變亦呈增大趨勢。取總應(yīng)變?yōu)閺椥缘刃?yīng)變與蠕變等效應(yīng)變之和。對比圖10c),可知在繩輪配合區(qū)域,內(nèi)沿8點等效蠕變應(yīng)變最大,為0.017;外沿6點等效蠕變應(yīng)變最小,僅0.0008。從內(nèi)沿到外沿,等效蠕變應(yīng)變依次減小。3.3導(dǎo)向輪的模型模擬分析假定導(dǎo)向輪在蠕變過程中受力面積始終是初始接觸面積,其接觸受力不隨形變而變化;內(nèi)圈的節(jié)點約束情況不隨形變而變化。不考慮導(dǎo)向輪與鋼絲繩的接觸、導(dǎo)向輪與導(dǎo)向輪軸的接觸。對導(dǎo)向輪蠕變有限元模型作如下簡化:將施加于鋼絲繩端面處的拉力等價為施加于導(dǎo)向輪初始接觸部位的恒定壓力;建立剛性連接約束內(nèi)環(huán)與導(dǎo)向輪軸配合的3/4節(jié)點的全自由度,見圖11。然而,實際情況的繩輪配合,必然會引起導(dǎo)向輪的形變和壓力的變化。因此,考慮接觸,建立導(dǎo)向輪有限元模型更接近實際情況,計算結(jié)果更加可靠。以下對比分析考慮接觸和沒有考慮接觸的蠕變特性。由于導(dǎo)向輪內(nèi)部的蠕變應(yīng)變隨時間增加,影響回彈應(yīng)變分量隨時間逐漸降低,從而導(dǎo)致形變恢復(fù)力隨時間降低,形成蠕變松弛,使得繩輪接觸區(qū)域等效應(yīng)力隨時間增大而減小。考慮接觸時等效應(yīng)力變化明顯,從14.782MPa下降到12.022MPa;不考慮接觸時,等效應(yīng)力變化甚小,保持在1.800MPa左右,見圖12a)。選擇修正的時間硬化蠕變本構(gòu)模型,該模型描述蠕變階段有較大的蠕變應(yīng)變率。見圖12b),考慮接觸時,1點的彈性應(yīng)變從0.014下降到0.010,蠕變應(yīng)變增大至0.016,總應(yīng)變增大到0.026。不考慮接觸時,1點的彈性應(yīng)變從0.004下降到0.003,蠕變應(yīng)變增大至0.030,總應(yīng)變增大到0.033。對比可知:在考慮接觸情況下的蠕變應(yīng)變率處于較大值;而不考慮接觸情況時,蠕變中,后期的蠕變應(yīng)變率幾乎趨于0,此變化趨勢與理論的蠕變-時間曲線不甚吻合。故認(rèn)定,考慮接觸時的計算分析結(jié)果更為可靠。4模擬計算結(jié)果1)對導(dǎo)向輪塑料件,采用修正的時間硬化模型能夠較為準(zhǔn)確的描述蠕變特性