E墊片落料沖孔復(fù)合模課程設(shè)計【說明書+CAD】,說明書+CAD,E墊片落料沖孔復(fù)合模課程設(shè)計【說明書+CAD】,墊片,沖孔,復(fù)合,課程設(shè)計,說明書,仿單,cad 學(xué)校：上海第二工業(yè)大學(xué) 學(xué)院：機電工程學(xué)院 班級：06機自A3 組別：2組 學(xué)號：064811724 姓名：鐘超 指導(dǎo)老師：田浩彬 沖裁沖孔復(fù)合模  沖壓工藝設(shè)計復(fù)合模具 如圖1所示零件：鋼板 生產(chǎn)批量：中小批量 材料：08F 料厚t=1.2mm 公差按IT14級制造 本零件為落料沖孔模 設(shè)計該零件的沖壓工藝與模具 。 圖1 鋼板 設(shè)計該零件的沖壓工藝與模具 （一） 沖壓工藝分析設(shè)計 沖裁件的工藝性是指從沖壓工藝方面來衡量設(shè)計是否合理。一般的講，在滿足工件使用要求的條件下，能以最簡單最經(jīng)濟的方法將工件沖制出來，就說明該件的沖壓工藝性好，否則，該件的工藝性就差。當然工藝性的好壞是相對的，它直接受到工廠的沖壓技術(shù)水平和設(shè)備條件等因素的影響。以上要求是確定沖壓件的結(jié)構(gòu)，形狀，尺寸等對沖裁件工藝的實應(yīng)性的主要因素。根據(jù)這一要求對該零件進行工藝分析。 零件尺寸部分公差已經(jīng)給出，其余未標注公差，屬自由尺寸，可按IT14級確定工件尺寸的公差，經(jīng)查公差表，各尺寸公差為：500-0.62、24.70-0.52、70-0.36、6.50-0.36、10±0.18、150+0.43以根據(jù)圖紙要求進行設(shè)計并畫圖，利用普通沖裁方式可達到圖樣要求。 材料為08F鋼板是優(yōu)質(zhì)碳素結(jié)構(gòu)鋼，具有良好的可沖壓性能。材料的厚度為1.2mm。由于該件外形簡單，形狀規(guī)則，適于落料沖孔加工。 （二） 確定工藝方案及模具結(jié)構(gòu)形式 確定方案就是確定沖壓件的工藝路線，主要包括沖壓工序數(shù)，工序的組合和順序等。確定合理的沖裁工藝方案應(yīng)在不同的工藝分析進行全面的分析與研究，比較其綜合的經(jīng)濟技術(shù)效果，選擇一個合理的沖壓工藝方案。 經(jīng)分析，該零件屬于中小批量生產(chǎn)，工藝性較好，沖壓件尺寸精度不高，形狀簡單。根據(jù)現(xiàn)有沖模制造條件與沖壓設(shè)備，采用沖裁沖孔復(fù)合模，模具制造周期短，價格低廉，工人操作安全，方便可靠。 （三） 模具設(shè)計計算 1.排樣 因為矩形邊長L=50mm 查表1可知 兩工件間按矩形取搭邊值a=1.8，工件與邊緣搭邊值a1=1.5. 條料寬度按相應(yīng)的公式計算： B=(D+2a+δ)- δ 查表 2 ⊿=0.5 C=0.2 B=（50+2×2+0.5）0-0.5 B=54.50-0.5 mm 表1 搭邊值和側(cè)邊值的數(shù)值 材料厚度t（mm) 圓件及r＞2t圓角 矩形邊長l≤50 矩形邊長l＞50或圓角 r≤2 工件間a1 側(cè)邊a 工件間a 側(cè)邊a1 工件間a1 側(cè)邊a 0.25以下 1.8 2.0 2.2 2.5 2.8 3.0 0.25～0.5 1.2 1.5 1.8 2.0 2.2 2.5 0.5～0.8 1.0 1.2 1.5 1.8 1.8 2.0 0.8～1.2 0.8 1.0 1.2 1.5 1.5 1.8 1.2～1.5 1.0 1.2 1.5 1.8 1.9 2.0 1.6～2.0 1.2 1.5 2.0 2.2 2.0 2.2 表2 剪裁下的下偏差△（mm） 條料厚度t(mm) 條料寬度b(mm) ≤50 ＞50～100 ＞100～200 ＞200 ≤１ 0.5 0.5 0.7 1.0 ＞１～３ 0.5 1.0 1.0 1.0 ＞3～４ 1.0 1.0 1.0 1.5 ＞４～６　 1.0 1.0 1.0 2.0 根據(jù)上述數(shù)據(jù)可知圖形搭邊值和條料寬度，如圖2可示： 圖2 排樣圖 2．計算沖裁力 若采用平刃沖裁模，其沖裁力Pp按下式計算： 　P—沖裁力； L—沖裁周邊長度； 　　　t—材料厚度； 　　　τ—材料抗剪強度； 　　?。恕禂?shù)； 系數(shù)Ｋ是考慮到實際生產(chǎn)中，模具間隙值的波動和不均勻，刃口磨損、板料力學(xué)性能和厚度波動等原因的影響而給出修正系數(shù)，一般?。?1.3。 L=50+50+10×4+24.7×2=189.4 mm 查τ>=210-400 取τ=300 Pp= KLtτ =1.3×（50+50+10×4+24.7×2）×1.2×300 =88639.2N 3 計算總沖壓力： 卸料力、頂件力、推料力的計算 在沖裁結(jié)束時，由于材料的彈性回復(fù)（包括徑向回復(fù)和彈性翹曲回復(fù)）及摩擦的存在，將使沖落的材料梗塞在凹模內(nèi)，而沖裁剩下的材料則緊箍在凸模上。為使沖裁工作繼續(xù)進行，必須將緊箍在凸模上的料卸下，將梗塞在凹模內(nèi)的材料推出。從凸模上卸下箍著的料稱卸料力；逆沖裁方向?qū)⒘蠌陌寄?nèi)頂出所需要的力稱為頂件力；從凹模內(nèi)向下推出制件或廢料所需的力，稱為推料力。一般按以下公式計算： 卸料力　　 P X=KXpP 頂件力 PD=KDPP 推料力 PQ=nK1Pp 式中，F(xiàn)P——沖裁力，N； KX——卸料力系數(shù)，可查表； KD——頂件力系數(shù)，可查表； K1——推料力系數(shù)，可查表； n——梗塞在凹模內(nèi)的制件或廢料數(shù)量，n=h/t h為凹模直刃高度，t為板厚； KX=0.04 KD=0.06 K1=0.05 卸料力計算：P X=KXPP =0.04×88639.2 =3545.6N 頂件力計算：PD=KDPP =0.06×88639.2 =5318.4N 推料力計算：PQ=nK1Pp =3×0.05×88639.2 =13295.9N 如表3.1 材料種類 板料厚度/mm Kx K1 KD 鋼 ~0.1 >0.1~0.5 >0.5~2.5 >2.5~6.5 >6.5 0.06~0.075 0.045~0.055 0.04~0.05 ~0.03~0.04 0.02~0.03 0.1 0.065 0.050 0.045 0.025 0.14 0.08 0.06 0.05 0.03 黃銅、紫銅 0.02~0.06 0.03~0.09 鋁、鋁合金 0.025~0.08 0.03~0.07 所以總沖壓力： P總= P X+ PD+ PQ =3545.6N+5318.4N+13295.9N =22159.9N 4 確定壓力中心： （1） 沖孔壓力中心： X01=25 Y01=（L1y1＋L2y2＋……Lnyn ）/（L1＋L2＋…＋Ln） =11.49mm (2)落料壓力中心： X02=25 Y02=（L1y1＋L2y2＋……Lnyn ）/（L1＋L2＋…＋Ln） =12.35mm （3）總壓力中心： X0=25 mm Y0=11.64 mm 5模具刃口尺寸的計算： （1） 凹模結(jié)構(gòu)設(shè)計 考慮本成品零件的結(jié)構(gòu)形狀,本凹模采用矩形局凹模,其材料和凸模一樣為 10TA，熱處理硬度為58-62HRC內(nèi)形尺寸即半成品的外形. 凹模厚度 H=Kb（>=15mm） 凹模壁厚 C=(1.5~2)H(>=30~40mm) 式中，b為沖裁件的最大外型尺寸;K是考慮板厚度的影響系數(shù)。查表可知 K=0.35 凹模厚度H=Kb=0.35×54=18.9 mm 凹模壁厚C=(1.5~2)H=2H=37.8 mm 凹模長度L的確定 W1=2C=75.6；工件b=37.8 L=b+2W1=37.8+ W1=113.4mm=115 mm 凹模寬度B的確定 B= 2C+工件寬 =75.6+24.7 =100.3 mm=100 mm L×B×H=115×100×18.9 mm 沖孔凹模設(shè)計 沖孔孔徑D=φ3.2 mm (2) 凸模長度L1的確定 落料凸模長度計算為： L1=h1+h2+t+Y 其中 導(dǎo)料板厚h1=25；卸料板厚h2=20；板料厚度t=1.2; 凸模修磨量Y=20則 L1=h1+h2+t+Y =25+20+1.2+20 =66.2 mm 鑲塊式凸模沖孔桿長度計算為 L2= L1+h3+t 其中L1為落料凸模長度，h3為凸模桿凸出長度，t為板厚。 L2= L1+h3+t =66.2+3+1.2 =70.4 mm 6計算凸、凹模的工作部分的尺寸 在沖模刃尺寸計算時需要注意：在計算工件外形落料時，應(yīng)以凹模為基準，凸模尺寸按相應(yīng)的凹模實際尺寸配制。保證雙面間隙為0.096~0.120 mm。 A類: Aj=(Amax-X△)0δ B類: Bj=(Bmin+X△)0-δ 式中，Aj、Bj——基準件尺寸，單位均為mm。 Amax、Bmin——相應(yīng)的工件極限尺寸，單位均為mm。 △——工件公差，單位均為mm。 δ——基準件制造偏差，單位均為mm。當刃口尺寸公差標注形式為+δ (-δ)時，δ=△/4，當標注形式為+-δ時，δ=△/8. 第一類尺寸A1、A2、A3、A4.由表1查表得： X1、X2=0.5 X3、X4=0.75 A1=（50-0.5×0.62）00.62/4 =49.69 0+0.155mm A2=(24.7-0.5×0.52)00.52/4=24.4400.13 mm A3=(7-0.75×0.36)00.36/4=6.7300.09 mm A4=(6.5-0.75×0.36)00.36/4=6.2300.09 mm 第二類尺寸B。查表1得，X=0.5 有公式得： B=（15+0.5×0.43）-0.43/40=15.215-0.1080 mm 第三類尺寸C。查表1得，X=0.5 有公式得： C=(9.82+0.5×0.36) ±0.36/8=10±0.045 mm 沖孔時應(yīng)以凸模為基準件來配作凹模。此工件的尺寸公差有查表可知：3.2+0.080 mm 有沖壓工藝學(xué)教材表：Zmax=0.120 mm, Zmin=0.096 mm Zmax- Zmin=0.024 mm 沖孔部分： δp=0.020 mm, δd=0.020 mm X=0.5 dp=（d+X△）- δ0=(3.2+0.5×0.08) – 0.020=3.24 – 0.020 mm dd=（dp+ Zmin）0+δd =(3.24+0.096) 0+0.02 mm=3.3360+0.02 mm 表10 系數(shù)X 料厚t(mm) 非圓形 圓形 1 0.75 0.5 0.75 0.5 工件公差△/mm 1 1~2 2~4 ＞4 ＜0.16 ＜0.20 ＜0.24 ＜0.30 0.17~0.35 0.21~0.41 0.25~0.49 0.31~0.59 ≥0.36 ≥0.42 ≥0.50 ≥0.60 ＜0.16 ＜0.20 ＜0.24 ＜0.30 ≥0.16 ≥0.20 ≥0.24 ≥0.30 （四）沖裁工藝方案的確定 1. 沖裁工序的組合 （1）生產(chǎn)批量：中批和大批量生產(chǎn)采用復(fù)合沖裁 （2）工件尺寸公差等級：復(fù)合沖裁所得到的工件尺寸公差等級高，因為它避免了多次沖壓的定位誤差，并且在沖裁過程中可以進行壓料，工件較平整。 （3）對工件尺寸、形狀的適應(yīng)性：工件的尺寸較小時，考慮到單工序上料不方便和生產(chǎn)效率低，常采用復(fù)合沖裁。 （4）模具制造、安裝調(diào)整和成本：對復(fù)雜形狀的工件，采用復(fù)合沖裁較為適合，因模具制造、安裝調(diào)整較易，成本較低。 （5）操作方便與安全：復(fù)合沖裁處件或清除廢料較困難，工件安全性較差。 2．沖裁順序安排 根據(jù)圖形安排，先進行沖孔，沖孔結(jié)束后再進行落料，這樣能保證精度。 （五）凸模強度的校核 ??? 在一般情況下，凸模的強度和剛度是足夠的，無須進行強度校核。但對特別細長的凸?；蛲鼓５慕孛娉叽绾苄《鴽_裁的板料厚度較厚時，則必須進行承壓能力和抗縱彎曲能力的校核。其目的是檢查其凸模的危險斷面尺寸和自由長度是否滿足要求，以防止凸?？v向失穩(wěn)和折斷。強度的校核的目的主要是檢查其高度是否足夠，若高度不夠，將會產(chǎn)生彎曲變形以至損壞 查《實用模具設(shè)計與制造手冊》[3]表2—94凹模的強度校核公式 σW=1.5P/h×h (3.7) hmin= 1.5p/[σW] 其中為沖裁力 P=Ltτ=π357×1.5×300=50444.1N Pp= KLtτ =1.3×（50+50+10×4+24.7×2）×1.2×300 =88639.2N hmin==1.5×88639.2N=60mm 取h=65mm 所以凸模強度符合強度要求 凹模板上螺釘孔 的確定 查〈〈冷沖模具設(shè)計與指導(dǎo)〉〉表1—26 ，可以用M10的緊固螺釘，材料為45鋼許用負載為3100N 查表可得 a1=12.5d=10mm a2=1.5d=12mm （六） 模具模架選擇 （1）沖壓設(shè)備的選用 壓力機對模具壽命的影響也不容被忽視。壓力機在不加載狀態(tài)下的精度稱為靜精度，加載狀態(tài)下的精度稱為動精度。 當壓力機的動精度不好時，就等于喲暖和精度不好的壓力機進行沖壓加 工。由于測量動精度很困難，目前還沒有壓力機動精度的標準，生產(chǎn)廠家 也只保證壓力機的靜精度。因此壓力機的動精度一般只能根據(jù)其靜精度的好壞、框架結(jié)構(gòu)形式和尺寸以及對壓力機生產(chǎn)廠家的信任程度來推斷。 根據(jù)以上原因和總的沖裁力必須小于或等于壓力機的公稱壓力，故選壓力機型號 故選壓力機型號為開式壓力機其技術(shù)規(guī)格如下: 公稱壓力 40KN 滑塊行程 40mm 滑塊行程次數(shù) 6 最大的封閉高度為260mm 閉合高度調(diào)節(jié)量為35 mm 工作臺尺寸前后180mm 左右280mm 模柄孔尺寸（直徑x深度） Φ30×50 （2） 模柄的選用 通過查找手冊確定選用壓入式模柄 模柄材料：Q235-1F GB700 直徑d=32mm 高度L=80mm的A型壓入式模柄 模柄A 32×80 JB/T 7646.1 (3)模具的閉合高度的計算 沖模的閉合高度是指滑塊在下死點即模具在最低工作位置時，上模座上平面與下模座下平面之間的距離H。沖模的閉合高度必須與壓力機的裝模高度相適應(yīng)。壓機的裝模高度 是指滑塊在下死點位置時，滑塊下端面至墊板上平面間的距離。當連桿調(diào)至最短時為壓機的最大裝模高度Hmax；連桿調(diào)至最長時為為最小裝模高度Hmin。 沖模的閉合高度H應(yīng)介于壓機的最大裝模高度Hmax之間，其關(guān)系為： Hmax-5mm≥H≥Hmin+10mm 255>H>220 如果沖模的閉合高度大于壓機最大裝模高度時，沖不能在該壓力機上使用。反之小于壓力機最小裝模高度時，可加經(jīng)過磨平的墊板。 沖模的其它外形結(jié)構(gòu)尺寸也必須和壓力機相適應(yīng)，如模具外形輪廓平面尺寸與壓力機墊板、滑塊底面尺寸，模柄與模柄孔尺寸，下模緩沖器平面尺寸與壓力機墊板孔尺寸等都必須相適應(yīng)，以便模具能正確安裝和正常使用。 （4）根據(jù)凹模寬度B、長度L、厚度H，凸模長度L1、導(dǎo)料板厚、卸料板厚、板料厚度、凸模修磨量等數(shù)據(jù)查表得到模具模架的尺寸。查表可得數(shù)據(jù)如下 1、上下模座 GB/T2856.3 250×200×50 2、導(dǎo)柱 GB/T2861.4 32×215 3、導(dǎo)套 GB/T2861.8 32×150×48 4、螺釘 DB/T70.1 M6×43 5、模具閉合高度 H=230mm （5） 推桿的選材，熱處理工藝方案 根據(jù)《冷沖壓模具設(shè)計手冊》 [2]一般用途的推桿的 材料選擇45鋼。它是一種優(yōu)質(zhì)碳素鋼。含磷比較少，非金屬雜質(zhì)比較少。鋼的品質(zhì)較高。它須調(diào)質(zhì)處理后使用，調(diào)質(zhì)處理后具有良好的綜合力學(xué)性能，即具有較高的的刃性和塑性，焊接性能也好。固采用此鋼比較好。 (6) 推桿與推板的設(shè)計 為了便于裝在凹模內(nèi)，本副模具采用剛性推件裝置。 同時采用圓柱形推板，推板的大直徑大約設(shè)計為6mm，小直徑大約設(shè)計為3.2mm推板的長度大約為152mm （7） 卸料板的設(shè)計 一般卸料板材料為45號鋼，它是一種優(yōu)質(zhì)碳素鋼，卸料板的形狀設(shè)計為長方形，其工作部分的尺寸由沖落料部分的凸凹模來決定，并且與凸凹模保持1~2mm的間隙。 (8) 確定裝配基準 1、 落料，沖孔應(yīng)以沖材凸凹模為裝配基準件。 首先確定凸凹模在模架中的位置，安裝凸凹模組件，確定凸凹組件在下模座的位置，然后用平行板將凸凹模和下模座夾緊。 沖裁模具材料的選?。? 可查《冷沖壓模具設(shè)計指導(dǎo)》表8-8和8-9： 凸模的材料為T10A，凹模的材料為T10A，熱處理硬度為58-62HRC，墊板、凸模固定板、凹模固定板的材料的45號鋼，熱處理硬度為HRC43-48。 沖裁模的常用配合： 2、 H7/h6的間隙定位配合，導(dǎo)柱和導(dǎo)套的配合。 3、 H7/r6的過度配合，用于較高的定位，凸模與固定板的配合，導(dǎo)套與模座，導(dǎo)套與固定板，模柄與模座的配合。 4、 H7/m6的過度配合，能以最好的定位精度滿足零件的剛性和定位要求，凸模的固定導(dǎo)套與模座的固定、導(dǎo)柱與固定板的固定。 實驗小節(jié) 隨著社會的發(fā)展，機械行業(yè)的模具專業(yè)在我國現(xiàn)代工業(yè)發(fā)展中成為一個越來越重要的分支。模具滲透著整個社會。不管在那個行業(yè)，都有模具的存在。日常生活中輕重工業(yè)，都離不開模具生產(chǎn)，模具就是為了得到所需要的產(chǎn)品。要什么樣的產(chǎn)品，就可以生產(chǎn)什么樣的模具，如（塑料模具 、冷沖壓模具、壓鑄模、橡膠模 ）。而目前形勢的需要，產(chǎn)品更新?lián)Q代更快更易，所以模具行業(yè)的發(fā)展空間很大，有待我們?nèi)ヅΓヌ剿鳌? 模具生產(chǎn)過程是一個循序漸進的過程，生產(chǎn)模具過程中可能用到的的機器有很多種類，如（電火花成型機、數(shù)控線切割、車床、銑床、刨床、磨床、鏜床等）。 三年的學(xué)習(xí)，我對模具設(shè)計與制造有了深刻的認識。此次單獨設(shè)計一個模具，讓我了解了很多的模具結(jié)構(gòu)、模具加工工藝、模具的用途。并且學(xué)到不少的書本上沒有的知識，就拿塑料模來說，對于影響模具壽命的因素，主要是模具的加工精度和材料的剛度，還有模具的材料，模具生產(chǎn)批量，模具結(jié)構(gòu)等。影響模具的產(chǎn)品質(zhì)量的主要因素也是模具的制造精度。。 通過這次課程設(shè)計，我從理論和實踐上又更進一步的加深。模具結(jié)構(gòu)設(shè)計的好壞直接影響產(chǎn)品質(zhì)量和經(jīng)濟。中國面臨世界的挑戰(zhàn)，在模具行業(yè)這方面，我希望日后能在模具這一行有所貢獻。 感謝我的導(dǎo)師田浩彬老師，她嚴謹細致、一絲不茍的作風(fēng)一直是我工作、學(xué)習(xí)中的榜樣；他們循循善誘的教導(dǎo)和不拘一格的思路給予我無盡的啟迪。這次的課程設(shè)計讓我又更加深了模具設(shè)計各方面知識。 參考文獻 [1] 《冷沖模設(shè)計》———丁松聚主編-——北京機械工業(yè)出版社 [2] 《冷沖壓模具設(shè)計手冊》——— 丁松聚主編———機械工業(yè)出版社 [3] 《沖壓工藝與模具設(shè)計》———成虹主編———北京高等教育出版社 [4] 《沖壓模具設(shè)計及實例精解》———宛強主編———北京化學(xué)工業(yè)出版社 [5] 《畫法幾何及工程制圖———朱輝主編———上海科學(xué)技術(shù)出版社 畢業(yè)設(shè)計 文獻翻譯 院（系）名稱 工學(xué)院機械系 專業(yè)名稱 機械設(shè)計制造及其自動化 學(xué)生姓名 周凱 指導(dǎo)教師 薛東彬 2012年 03 月 10 日 黃河科技學(xué)院畢業(yè)設(shè)計（文獻翻譯） 第24頁 沖壓半徑和角度對管向外卷曲過程的影響 摘要：跟據(jù)更新的拉格朗日理論的公式，本研究采用彈塑性有限元法和擴展增量的測定方法，最小半徑法，包括元素的產(chǎn)生，節(jié)點接觸或分離的工具，最大應(yīng)變和極限旋轉(zhuǎn)增量。使用改性的庫侖摩擦法建立有限元方法的計算機代碼。不同半徑和角度的錐形沖頭是用于模擬成的硬銅及銅合金管的兩端。影響的各種要素，包括沖床半頂角α和半徑R的比值，管的平均直徑，管壁厚度比，力學(xué)性能，并對潤滑管向外卷曲，進行調(diào)查。模擬結(jié)果顯示，當沖床入口的彎曲半徑滿足的條件ρ≦ρc，卷曲加工出現(xiàn)在管的末端。另一方面，如果ρ≧ρc，管端遭受過擴口。可變ρc稱為臨界彎曲半徑。ρc的值隨著α的值增加而增加。此外，研究結(jié)果還表明，ρc既不與管的材料，也不與潤滑劑有關(guān)。 關(guān)鍵詞：彈塑性；有限元;半頂角;向外卷曲過程。 1介紹 形成金屬管的凸邊的過程中，經(jīng)常被用于連接兩個管件，連接和鎖管的一部分，其組成部分，和流體管道連接管的末端相結(jié)合的互補與加固管道。它是一種常見的與管兩端相關(guān)的工業(yè)技術(shù)。攻絲機擴口，法蘭管端進程一般分為分為擴口，加強擴口，卷曲成型。本文所討論的管卷曲變形卷曲管的結(jié)束了一圈向外開放。管卷曲變形的模擬是一項復(fù)雜而艱巨的任務(wù)，因為變形過程是高度非線性的。由于非線性變形的特點是： 1．大位移，旋轉(zhuǎn)，變形過程中金屬變形。 2．金屬材料遇到大變形的非線性材料變形行為。 3．由摩擦產(chǎn)生的金屬和工具之間的界面，和他們的接觸條件的非線性邊界條件。 這些特點，使有限元方法，使用最廣泛的金屬工藝分析。改善工藝和提高工業(yè)生產(chǎn)率，本研究開發(fā)的彈塑性有限元計算機代碼，使用選擇性降低集成（SRI）的模擬方法，它采用一個矩形的四個節(jié)點內(nèi)四個整點元素。目標是到模擬的管卷曲的變形過程。 Nadai在1943年研究管收口。理論歸納為弧形殼體理論的延伸。Nadai假設(shè)摩擦系數(shù)為常數(shù)，而忽略了殼的有效應(yīng)力變化的存在?？唆?shù)呛蜏丈M行了一系列管減噪實驗，建立管減噪的各種限制，并評估各種參數(shù)的影響。Manabe and Nishimura兩個錐形燃燒管和管減噪過程進行了一系列實驗，調(diào)查研究的參數(shù)包括不同角度的錐形打孔，潤滑，材料成形負荷和應(yīng)力應(yīng)變分布的各種參數(shù)的影響管壁厚度。唐和小林提出了剛塑性有限元理論，并開發(fā)出一種計算機代碼來模擬105毫米AISI1018鋼冷收口。黃等。模擬冷收口過程中，通過彈塑性和剛塑性有限元法的方法，并比較模擬結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)來驗證剛塑性有限元分析的準確性。北澤等人。錐形沖頭，與假設(shè)的銅及黃銅材料進行實驗，管材料剛性完美的塑料，他們探討了以前的沖頭圓弧半徑，角度，管壁厚，管卷曲變形過程的影響。北澤采用碳鋼，銅，黃銅的管材管卷曲變形試驗。當在管端前緣擴口的能量增量是大于卷曲邊緣的能量增量。管底料的向外卷曲，是在不屈的情況下形成。另一方面，如果管端材料附著因為不屈的錐形打孔表面和失敗卷曲或形成擴口。能源規(guī)則被用來誘導(dǎo)管形成的比較和驗證的目的時的變形能，從而確立了向外卷曲的標準。 在這項研究中，在其他研究中使用相同的材料常數(shù)和尺寸都采用向外卷曲過程的模擬結(jié)果相比，報告的結(jié)果驗證了彈塑性有限元計算機代碼的準確性。 2基本理論的說明 2.1剛度方程 采用更新的拉格朗日公式（超低頻）金屬成形過程中的增量變形的應(yīng)用框架（體積成形，板料成形）是描述塑性流動規(guī)則的增量特性的最切實可行的辦法。在每個變形階段的當前配置中的ULF用于評估一個小的時間間隔t變形，一階理論的精度要求是一致的，作為參考狀態(tài)。 更新的拉格朗日方程的虛擬工作速率方程寫成 是基爾霍夫應(yīng)力的Jaumann率，是柯西應(yīng)力，是變形率，這是笛卡爾坐標，是速度，的名義牽引速度，是速度梯度，是固定的空間直角坐標，V和材料的體積和表面上牽引規(guī)定。 圖1.幾何初始向外卷曲變形管和一個特定階段的邊界條件。單位毫米;沖床半徑R，半頂點沖角α，沖床入口彎曲半徑ρ。 J2流動規(guī)律的模型采用的彈塑性行為的金屬片，是應(yīng)變硬化率，是有效應(yīng)力，E是楊氏模量，是泊松比，是的偏量。取1為塑性狀態(tài)和0為彈性狀態(tài)或卸載。 據(jù)推測，速度{V}，在離散化元素中的分布 其中[N]是形函數(shù)矩陣和表示節(jié)點的速度。變形率和速度梯度寫成 其中[B]和[E]中，分別代表應(yīng)變率的速度矩陣和速度梯度速度矩陣。將式（4）和（5）代入式（1），得到元素的剛度矩陣。 由于虛功率式的原則。本構(gòu)關(guān)系是非線性方程。差餉，他們可以更換任何單調(diào)增加的措施方面定義的工具，如位移增量，增量。 Alpha有限元的標準程序，以形成整體的整體剛度矩陣， 在其中 在這些方程中，[K]是全球切線剛度矩陣，元素彈塑性本構(gòu)矩陣，表示位移增量，表示在規(guī)定的結(jié)點力增量。和被定義為應(yīng)力校正矩陣，由于在電流應(yīng)力變形的任何階段。 圖2.（a）變形的幾何形狀，（b）節(jié)點速度分布在12個不同的形成階段管向外卷曲硬銅管，N= 0.05; T0 =0.8毫米;=60擄; r =3.4毫米。 2.2斯里蘭卡方案 由于四邊形元素充分整合計劃的實現(xiàn)，導(dǎo)致過度的約束效應(yīng)時，材料近不可壓縮成型過程中的彈塑性情況[13]，休斯提出應(yīng)變率的速度矩陣分解為擴張矩陣和偏差矩陣，即 矩陣中和由傳統(tǒng)的四點一體化集成。當材料變形到幾乎不可彈塑性狀態(tài)，修改后的擴張矩陣是由一個點的一體化集成，即必須更換擴張矩陣，即 是修改后的應(yīng)變率速度矩陣。將式（8）代入式（7），修改后的應(yīng)變率速度矩陣 明顯的，速度梯度-速度矩陣，取而代之的是修改后的速度梯度–速度矩陣 3數(shù)值分析 在分析模型管卷曲過程的是軸對稱。因此，只有右邊一半的中心軸是考慮過的。部分的有限元是由計算機自動處理。由于是從彎曲，并在管的末端卷曲的急劇變形，這一節(jié)需要更精細的單元劃分，以獲得精確的計算結(jié)果。如圖左邊一半。1表示零件和模具開始的尺寸。表1給出了詳細的尺寸。在局部坐標系，軸1表示的切線方向，管材料和工具之間的聯(lián)系而軸n為同一聯(lián)系的正常方向。常數(shù)（X，Y）坐標和地方坐標（l，n）描述結(jié)點力，位移和元素的應(yīng)力和應(yīng)變。 圖3.正如圖2，但R= 3.8毫米。 表1 沖頭的角度和半徑 沖頭頂點 角度α（度） 沖頭半徑R（毫米 60 2.0 2.4 2.8 3.1 3.4 3.8 4.1 4.4 4.8 5.1 65 2.4 2.8 3.1 3.4 3.8 4.1 4.4 4.8 5.5 5.4 70 3.1 3.4 3.8 4.1 4.4 4.8 5.1 5.4 5.8 6.1 75 3.4 3.8 4.1 4.4 4.8 5.1 5.4 5.8 6.1 6.4 80 4.8 5.4 5.8 6.1 6.4 6.8 7.2 7.6 8.0 8.4 85 5.8 6.1 6.4 6.8 7.4 9.0 9.4 9.8 10.2 10.6 11.0 表2.所用材料的機械性能 材料 外徑×厚度 真空熱處理 n F(Mpa) 屈服應(yīng)力(Mpa) 銅 25.4×0.8 原樣 0.09 380 220 500℃ 1 h 0.53 630 26 原樣 0.05 450 280 300℃ 1 h 0.09 450 260 400℃ 1 h 0.46 610 50 600℃ 1 h 0.50 640 42 70/3黃銅 25.4±0.8 原樣 0.18 730 280 應(yīng)力 ；應(yīng)變 表2給出了我們模擬的物質(zhì)條件。管外半徑保持在25.4毫米不變;但也有三種不同的管壁厚度值，即，0.4，0.6和0.8毫米，在實驗和計算。硬銅管和黃銅管的泊松比和楊氏模量分別是0.33和110740兆帕，0.34和96500兆帕。 3.1邊界條件 如圖右手半管。1是指管卷曲變形在某一階段的變形形狀。邊界條件包括以下三個部分： 1.FG和BC段的邊界： 這里是節(jié)點的切向摩擦力增量，是普通的力量增量。假定涉及到摩擦材料，工具的接觸面積，和不等于零。，表示工具的配置文件的正常方向的位移增量，從規(guī)定的沖頭位移增量中確定。 2.邊界上的CD，DE，EF，和GA部分： 上述情況反映了這個邊界上的節(jié)點都是自由的。 3.AB段的邊界： AB部分是固定在管底的邊界。在此位置沿Y軸方向的節(jié)點位移增量設(shè)置為零，而節(jié)點B是完全固定的沒有任何動靜。 在管卷曲過程中，邊界將會改變。因此，有必要檢查FG和BC沿邊界部分的變形階段，在每個接觸節(jié)點的法向力。如果達到零，則節(jié)點將成為自由節(jié)點和邊界條件（1）（2）轉(zhuǎn)移。同時，GA和EF沿管段的自由節(jié)點還檢查了計算。如果該節(jié)點接觸到?jīng)_頭，自由邊界條件的約束條件（1）改變。 3.2 彈塑性和接觸問題的處理 當解釋以前明確暗示的邊界條件時，接觸條件應(yīng)維持在一個增量變形過程。為了滿足這個要求，山田等人提出了γ最小值方法。[ 14]采用擴展處理了彈塑性和接觸問題[ 15]。每個加載增量的最小值均被控制，有以下六個標準。 彈塑性狀態(tài)。元素的應(yīng)力大于屈服應(yīng)力時，R1的計算方法[15]因此，以確定達到一樣的表面屈服應(yīng)力。 最大應(yīng)變增量。獲得R2默認的最大應(yīng)變增量ψ主應(yīng)變增量比dε，即，限制增長到這樣的規(guī)模，一階理論是有效的措施。 最大旋轉(zhuǎn)增量。默認的最大旋轉(zhuǎn)增量β的旋轉(zhuǎn)增量，即，限制增長到這樣的規(guī)模，一階理論是有效的措施。 滲透條件。形成的收益時，管的自由節(jié)點可能滲透的工具。比[16]的計算方法等，剛剛接觸到的工具的自由節(jié)點。 分離條件。當形成的收益，接觸節(jié)點可以脫離接觸面。 [ 16 ]計算每個接觸節(jié)點，這種正常的組成部分，節(jié)點力為零。 滑粘摩擦條件。修正的庫侖摩擦定律提供了選擇的接觸狀態(tài)，即滑動或粘狀態(tài)。這種狀態(tài)檢查每個接觸節(jié)點由以下條件： （a）如果，還有節(jié)點處于滑動狀態(tài) (b)如果還有則節(jié)點處于固定狀態(tài) 一個方向滑動節(jié)點是相反的方向前漸進的步驟，使接觸節(jié)點粘貼節(jié)點在下一個增量步。然后在這里得到比R，，產(chǎn)生變化的摩擦狀態(tài)的基體，在是一個很小的公差。 最大應(yīng)變增量Ψ，最大的旋轉(zhuǎn)增量β這里使用的常數(shù)是0.002o和0.5o，分別。這些常量都被證明是有效的一階理論。。此外，一個小的檢查程序的滲透和分離條件是允許的。 3.3 卸載過程 卸載后的回彈現(xiàn)象是管形成過程中具有重要意義。假設(shè)是固定的，對管底的節(jié)點卸載程序執(zhí)行。所有的元素都將復(fù)位彈性。節(jié)點來接觸到的工具的力量在扭轉(zhuǎn)成為管規(guī)定力的邊界條件，即 同時，核查的滲透，摩擦，分離條件被排除在仿真程序。 四．結(jié)果與討論 圖2顯示沖角α=60°，圓弧半徑R=3.4毫米銅管卷曲成形仿真結(jié)果。圖2（a）表示的幾何形狀的變形，在最后的形狀是卸載后的最終形狀的一部分。圖2（b）顯示了變形過程中的節(jié)點的速度分布。最后圖顯示卸貨后節(jié)點的速度分布。這些數(shù)字表明，管端材料處于起步階段順利進入沿打孔表面。管底料后，逐漸彎曲向外卷曲，造成所謂向外卷曲成形。圖3顯示的R=3.8毫米的情況下的模擬結(jié)果。管端材料還顯示所謂的燃燒形成合格后，電弧感應(yīng)部分和圓錐面形成。 圖4顯示了α=75°，R=6.1毫米卷曲銅管的模擬的結(jié)果。相比之下，圖。5顯示了擴口中的R= 6.4毫米的情況下形成的模擬結(jié)果。 圖4 如圖2條件，而α=75o；R=6.1毫米 圖5 如圖2條件，而α=75o；R=6.4毫米 圖6顯示了應(yīng)變分布相應(yīng)的那些圖2和圖3在沖床行程12毫米。圖7顯示了應(yīng)變分布相應(yīng)的那些圖4和圖5在沖床進步14毫米。變形主要是由于拉在圓周方向彎曲，在正北方向和厚度方向的剪切。最大直徑的管端擴口成形。因此，其應(yīng)變值在圓周方向遠高于向外卷曲。減少管壁厚度也更重要的擴口成形。因此，在相同的條件下，在管端擴口比在其他情況下更容易斷裂。 圖6計算硬銅管應(yīng)變分布下的卷曲和擴口過程比較 n=0.05;to=0.8毫米；α=60o 圖7 條件如圖6，而α=75o 圖8和圖9顯示仿真結(jié)果硬銅和黃銅，分別。同管壁厚，管半徑，潤滑條件，和半頂沖床是用來在模擬。然而，不同的價值觀的沖頭圓弧半徑的使用，從而產(chǎn)生不同類型的形成，即，擴口和卷曲。就是說，如果圓弧半徑，，在沖頭入口大于臨界彎曲半徑，ρ，然后管端的材料形成沿電弧燃燒沖壓部分和圓錐面。反之，如果，管底材料葉片穿孔表面形成卷曲。這一數(shù)字表明臨界彎曲半徑隨半頂沖床增加。比較結(jié)果表明，我們的數(shù)值模擬是一致的實驗數(shù)據(jù)報告[ 12]。所謂臨界彎曲半徑，ρ可表示如下： 圖8 影響壁厚硬銅管彎曲半徑和沖角之間至關(guān)重要的關(guān)系 n=0.05 圖9 條件如圖8 黃銅管n=0.05 這里 R c=沖頭半徑相應(yīng)的ρ丙 R fmin=最小值所需的耀斑沖壓半徑 R cmax=最大值所需的卷曲沖壓半徑 t0=壁厚管 圖10和圖11表明之間的相關(guān)性無量綱臨界彎曲半徑（ρ丙）和半頂角的2種不同壁厚徑比的情況下，努力按銅管，分別。價值ρ可以定義如下： 如果ρ是無關(guān)的壁厚徑比，那么幾何相似定律的存在臨界彎曲半徑。事實判斷出來的曲線顯示在圖10和11是幾乎相同的，我們一定會存在的幾何相似的臨界彎曲半徑管材料。 圖10 圖11 圖12和圖13表明之間的關(guān)系，最大半徑和半頂角的時候，在數(shù)值模擬的壁厚度值為0.4，0.6，和0.8毫米的情況下硬銅管和銅管分別發(fā)生卷曲。當雙方的半徑和相應(yīng)的半頂角的沖落在曲線的條件，將導(dǎo)致擴口。另一方面，當兩個值低于曲線的條件，將導(dǎo)致冰壺。這些數(shù)字表明，最大半徑增加的半頂角的擴大。 圖12 圖13 圖14顯示了相關(guān)材料的加工硬化指數(shù)（n）和臨界彎曲半徑。無論變化值之間的0.03和0.53，由于不同的管材料，數(shù)值模擬的結(jié)果表明，值的臨界彎曲半徑保持不變，從而形成一條直線。這些調(diào)查結(jié)果是幾乎相同的實驗數(shù)據(jù)表明[ 12 ]，這意味著，臨界彎曲半徑的時候，卷曲是無關(guān)的加工硬化指數(shù)。 圖14 圖15顯示了影響潤滑的關(guān)系臨界彎曲半徑和半頂角的沖頭。臨界彎曲半徑的增加而增加半頂角的沖頭的情況μ=0.05和μ=0.20。此外，結(jié)果顯示，有一個微不足道的差異程度臨界彎曲半徑之間的潤滑條件。 圖15黃銅管依賴的臨界彎曲半徑對潤滑條件。 五．總結(jié) 從更新的拉格朗日公式，帶有一個圓錐形的沖壓工藝模擬管卷曲的彈塑性有限元計算機代碼開發(fā)。高非線性的過程是一個漸進的方式考慮與一個最小半徑技術(shù)是通過限制每個增量步的線性關(guān)系的大小。 摩擦改性庫侖法開發(fā)是一個連續(xù)函數(shù)。如前所述，此功能可以處理工具和金屬界面的滑動和粘性很難與普通連續(xù)摩擦模型描述的現(xiàn)象。斯里蘭卡有限元是四節(jié)點四邊形單元中的4個集成點。然后再加上與大變形有限元分析的SRI進一步成功地應(yīng)用于錐形管卷曲形成工藝的分析。根據(jù)上述分析和討論，可以得出以下結(jié)論： 1、一個關(guān)鍵的彎曲半徑，存在。如果拱半徑ρ在沖頭入口大于臨界彎曲半徑，，然后管端的材料在沖壓拱感應(yīng)部分和錐形面形成擴口。另一方面，如果，管底材料從表面和結(jié)果卷曲。彎曲半徑的臨界值隨沖頭的半頂角增加而增加。 2、臨界彎曲半徑，ρ，遵循幾何相似定律。ρ值隨沖床的半頂角的增加而增加。我們也知道，ρ值是不相關(guān)的管材料，潤滑條件或壁厚直徑半徑比。 3、擴口圓周應(yīng)變大于卷邊的。擴口厚度也有比卷曲減少。因此，擴口更容易發(fā)生管端斷裂。相比之下，卷曲的產(chǎn)品可以保證處理的安全，并加強管材料的結(jié)束部分。 4、模具的形狀表示為一個數(shù)值函數(shù)。因此，在這項研究中開發(fā)的有限元模型，可用于在連續(xù)形狀的任何工具，來模擬擴口或卷曲過程中的所有類型。 參考文獻 1、A. Nadai，《塑性應(yīng)力狀態(tài)在彎曲外殼：形成鋼制外殼，機頭高爆外殼鍛造所需的力量》，在美國機械工程師學(xué)會年度會議，紐約，美國， 1943.11.23-12.1。 2、A. K. Cruden 和 J. F. Thompson《反向擠塑罐最終的關(guān)閉者》，第511卷，國家工程實驗室，，瑞典，格拉斯哥，1972。 3、K. Manabe and H. Nishimura，《成形載荷和成形極限，錐管收口–收口與擴口管研究雜志Ⅰ》，日本社會對技術(shù)的可塑性，23（255），335 -–342頁，1982–4。 4、K. Manabe and H. Nishimura，《實驗應(yīng)力應(yīng)變分布在錐管收口–收口與擴口管的研究Ⅱ》雜志，日本社會對技術(shù)的可塑性，23（255），335 -–342頁，1982–4。 5、K. Manabe and H. Nishimura，《應(yīng)力分析和載荷在錐形收口管–收口與擴口管的研究Ⅲ》，日本社會的塑性技術(shù)學(xué)報，23（258），650 -–657頁，1982–7。 6、K. Manabe and H. Nishimura，《錐形沖頭在擴口管形成負載–收口與擴口管的研究》雜志五“，日本社會對技術(shù)的可塑性，24（264），47 -52頁 1983–1。 7、K. Manabe and H. Nishimura，《擴口管與錐形沖頭的應(yīng)力和應(yīng)變分布–收口與擴口管研究》雜志六，日本社會對技術(shù)的可塑性，24（264），pp.276–282，1983–3。 8、M. C. Tang and S. Kobayashi，《收口過程的有限元方法的調(diào)查，第1部分：在室溫下的收口（冷收口）》，《交易應(yīng)用工程學(xué)報》，104， 305 -–311頁，1982。 9、Y. M. Huang, Y. H. Lu and M. C. Chen，《分析過程中使用的彈塑性和塑性冷去噪方法》，《材料加工技術(shù)雜志》，30， 351 -–380頁，1992。 10、K. Kitazawa and M. Kobayashi 《在管端卷曲變形機制的實驗研究 - 殼的卷曲–Ⅱ》雜志，日本社會對技術(shù)的可塑性，28（323），pp.1267–1274，1987–12。 11、K. Kitazawa, M. Kobayashi and S. Yamashita，《管端卷曲的基礎(chǔ)能源分析 - 錐狀殼卷曲理論分析Ⅰ》，29（331），845 -–850頁，1988–8。 12、K. Kitazawa，《標準向外卷曲管》，《交易應(yīng)用工程學(xué)報》，115， 466 -–471頁 1993。 13、J. C. Nagtegaal, D. M. Parks and J. R. Rice,，《準確的數(shù)值模擬，在全塑范圍內(nèi)的有限元解決方案》，《交易中的計算方法應(yīng)用于機械工程》，4， 153 -–177頁，1974。 14、Y. Yamada, N. Yoshimura and T. Sakurai，《塑性應(yīng)力應(yīng)變矩陣及其應(yīng)用的解決彈塑性問題的有限元方法》，《國際機械科學(xué)學(xué)報》，10， 343 -–354頁，1968。 15、A. Makinouchi，《有限元建模用于加工鈑金》，在K. Mattiasson，A. Samuelsson, R. D. Wood and O. C. Zienkiewicz， numiform'86程序會議，哥德堡， 327–332頁，1986。 16、Y. M. Huang, Y. H. Lu and A. Makinouchi, 《彈塑性有限元分析V形薄板彎曲》，《材料加工技術(shù)雜志》，35， 129 -–150頁，1992