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畢業(yè)設計
文獻翻譯
院（系）名稱
工學院機械系
專業(yè)名稱
機械設計制造及其自動化
學生姓名
周凱
指導教師
薛東彬
2012年 03 月 10 日
黃河科技學院畢業(yè)設計（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，力學性能，并對潤滑管向外卷曲，進行調(diào)查。模擬結果顯示，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?？勺儲裞稱為臨界彎曲半徑。ρc的值隨著α的值增加而增加。此外，研究結果還表明，ρc既不與管的材料，也不與潤滑劑有關。
關鍵詞：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合的互補與加固管道。它是一種常見的與管兩端相關的工業(yè)技術。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束了一圈向外開放。管卷曲變形的模擬是一項復雜而艱巨的任務，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假設摩擦系數(shù)為常數(shù)，而忽略了殼的有效應力變化的存在?？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，材料成形負荷和應力應變分布的各種參數(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果相比，報告的結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
是基爾霍夫應力的Jaumann率，是柯西應力，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，是應變硬化率，是有效應力，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。本構關系是非線性方程。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，元素彈塑性本構矩陣，表示位移增量，表示在規(guī)定的結點力增量。和被定義為應力校正矩陣，由于在電流應力變形的任何階段。
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)，導致過度的約束效應時，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
是修改后的應變率速度矩陣。將式（8）代入式（7），修改后的應變率速度矩陣
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）描述結點力，位移和元素的應力和應變。
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
應力 ；應變
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)。元素的應力大于屈服應力時，R1的計算方法[15]因此，以確定達到一樣的表面屈服應力。
最大應變增量。獲得R2默認的最大應變增量ψ主應變增量比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果。管端材料還顯示所謂的燃燒形成合格后，電弧感應部分和圓錐面形成。
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顯示了應變分布相應的那些圖2和圖3在沖床行程12毫米。圖7顯示了應變分布相應的那些圖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重要的關系 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的半頂角的沖落在曲線的條件，將導致擴口。另一方面，當兩個值低于曲線的條件，將導致冰壺。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，卷曲是無關的加工硬化指數(shù)。
圖14
圖15顯示了影響潤滑的關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
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是通過限制每個增量步的線性關系的大小。
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，可以得出以下結論：
1、一個關鍵的彎曲半徑，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值是不相關的管材料，潤滑條件或壁厚直徑半徑比。
3、擴口圓周應變大于卷邊的。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》，日本社會對技術的可塑性，23（255），335 -–342頁，1982–4。
4、K. Manabe and H. Nishimura，《實驗應力應變分布在錐管收口–收口與擴口管的研究Ⅱ》雜志，日本社會對技術的可塑性，23（255），335 -–342頁，1982–4。
5、K. Manabe and H. Nishimura，《應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學報，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力和應變分布–收口與擴口管研究》雜志六，日本社會對技術的可塑性，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）》，《交易應用工程學報》，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》，《交易應用工程學報》，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用于機械工程》，4， 153 -–177頁，1974。
14、Y. Yamada, N. Yoshimura and T. Sakurai，《塑性應力應變矩陣及其應用的解決彈塑性問題的有限元方法》，《國際機械科學學報》，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》，《材料加工技術雜志》，35， 129 -–150頁，1992