【機(jī)械類畢業(yè)論文中英文對照文獻(xiàn)翻譯】通過傾斜樣品鐓粗加工實(shí)現(xiàn)成形壓力機(jī)加載
【機(jī)械類畢業(yè)論文中英文對照文獻(xiàn)翻譯】通過傾斜樣品鐓粗加工實(shí)現(xiàn)成形壓力機(jī)加載,機(jī)械類畢業(yè)論文中英文對照文獻(xiàn)翻譯,機(jī)械類,畢業(yè)論文,中英文,對照,對比,比照,文獻(xiàn),翻譯,通過,傾斜,歪斜,樣品,粗加工,實(shí)現(xiàn),成形,壓力機(jī),加載
通過傾斜樣品鐓粗加工實(shí)現(xiàn)成形壓力機(jī)加載
K. Chodnikiewieza*, S.B. Petersenc, R.Baiendrab, P.A.F. Martinsc
a波蘭華森、85.02-524、那巴特科技大學(xué)
b斯特拉斯克萊德大學(xué)，格拉斯哥，蒙特羅斯大街75號，英國
c.葡萄牙Lisboa Codes1096號Rorisco Pais大街、?？聘叩冉逃龑W(xué)院
摘要：對傾斜樣品進(jìn)行鐓粗是加載成形壓力機(jī)的一個途徑，而通過垂直和水平施力進(jìn)行鐓粗加工是一種可行的方法。然而，由于樣品界面的條件分配不均，需要對該方法的使用范圍進(jìn)行量化。傾斜樣品的塑性形變通過使用一種名為PAST2的FE代碼進(jìn)行分析。通過分析，本文提出了試驗(yàn)樣品選擇及試驗(yàn)范圍的指導(dǎo)方針。很明顯，潤滑條件、樣品的減少、及垂直與水平力度比，在變形的整個過程中并非恒定不變。因此，當(dāng)研究這些統(tǒng)一特性的范圍時，有對壓力特性進(jìn)行分必要析。
關(guān)鍵詞：成形壓力,鐓粗,樣品,有限元法
1.引言
鐓粗也許是最常用的金屬成形方法。實(shí)踐中，鐓粗用于單獨(dú)的成形工序，或用于更加復(fù)雜成形工序的初期階段。在機(jī)械測試中，鐓粗用于提取流變曲線、摩擦參數(shù)及可加工性。鐓粗試驗(yàn)還常用于確定分析方法和數(shù)值方法的可靠性，以描述與金屬流等有關(guān)的具體現(xiàn)象。
為了便于評估壓力彈性，對平行表面的金屬樣品進(jìn)行鐓粗，從而產(chǎn)生一種與壓型壓力（通常是垂直的）軸相平行的壓力。這種通過對壓型壓力的彈性偏向進(jìn)行測量的方法，引申出成形壓力的一個垂直的和兩角的剛性系數(shù)[1,2]。
盡管如此，在許多情形中，成形壓力的加載來自垂直和水平兩個方向。水平方向的壓力FH和垂直方向的壓力FV的比例構(gòu)成了成形壓力F，其值可高達(dá)0.2；
因此，在壓力彈性檢測的過程中，須對這些加載條件進(jìn)行模擬實(shí)驗(yàn)?？梢酝ㄟ^在兩個斜墊圈（圖1（a））之間的液壓千斤頂進(jìn)行加壓，但活塞與氣缸的摩擦力會使得該方法有失準(zhǔn)確。通過最近提出的另一方法能獲得更具代表性的加壓條件，這種方法建立在鐓粗傾斜樣品的基礎(chǔ)上（圖1（b））
遺憾的是，這種鐓粗方法并不常見：其流程的某些方面Ramaeker和Kals[4]已進(jìn)行過報(bào)道。兩人皆考慮到了
材料流動的不穩(wěn)定性是因工具角度未對準(zhǔn)造成的。然而，Ramaekers和Kals并未對此流程進(jìn)行詳述。因此，在使用鐓粗傾斜樣品進(jìn)行壓力彈性實(shí)驗(yàn)之前，需要加以更全面的分析。
2. 求解方法
對傾斜樣品的鐓粗可使用2-D有限元程序PLAST2進(jìn)行模擬。該程序建立在變分原理的基礎(chǔ)上，由葡萄牙里斯本技術(shù)專科高等教育學(xué)院開發(fā)。該原理要求所有容許速度uj能滿足兼容性和不可壓縮性條件，并能使如下函數(shù)成立：
在這個表達(dá)式中，是有效應(yīng)力，而是有效應(yīng)變率，Tj是表面牽引力，SF是牽引力作用的表面，V是體積。有效應(yīng)力和有效應(yīng)變率分別做如下定義：
其中和分別表示偏應(yīng)力和偏應(yīng)變率。若函數(shù)的值不變，其一階變分消失；即=0.不可壓縮性的定義如公式：
其中，是體積應(yīng)變率。為將其考慮在內(nèi)，使用了補(bǔ)償函數(shù)，這要求對函數(shù)進(jìn)行修改[5]。
修改后的函數(shù)的公式如下：
其中，K是一個大的正罰常數(shù)。若函數(shù)的第一個變分消失，得到：
那么，平衡方程式和體積固定性約束將會同時得到滿足（5）。公式（6）對以上變分方程進(jìn)行了描述。
忽略樣品及模具的彈性形變，則有效應(yīng)變率和偏應(yīng)力之間的關(guān)系可通過Levy-Mises公式進(jìn)行表達(dá)：
其中，代表塑性區(qū)，與屈服應(yīng)力相等；的公式如下：
其中，C和n表示材料常數(shù)，表示有效張力：
其中，表示張力。
另外，使用了Wanheim和Bay[7]提出的摩擦力模型。按照該模型，摩擦應(yīng)力的公式是：
當(dāng)比例小于1.5，工作界面的摩擦力和正應(yīng)力p成比例；當(dāng)大于3時，相對摩擦應(yīng)力=f·a接近一個恒定值，該值等于f（圖2）。為了消除在中心處摩擦應(yīng)力突變，得出如下近似值：
其中，j是單位矢量，其方向與模具的工作材料速度Us 的方向相反；并且與Us 相比，V0是一個小的正數(shù)（6）。
[8]中提供了PLAST2的有關(guān)具體信息。使用PLAST2進(jìn)行的金屬流動分析結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合。
3. 假設(shè)
本分析采用了如下假設(shè)：
（i）具備平面應(yīng)變鐓粗條件
（ii）當(dāng)工作材料相對上模進(jìn)行運(yùn)動時，在下模樣品界面上主要以黏著摩擦為主。這種假設(shè)與實(shí)驗(yàn)條件相符，即下模粗糙，而上模及樣品較光滑，潤滑良好。
（iii）低碳鋼的抗屈強(qiáng)度和有效應(yīng)變速率質(zhì)檢的關(guān)系假設(shè)為：
（iv）樣品的初始幾何關(guān)系可通過Ho/Bo的比例體現(xiàn)，其中Ho是沿著樣品中心線測得的原始平均高度，Bo是樣品原始寬度，而β是模具和樣品構(gòu)成的角度（詳見圖1）。
（v）如下比例
用于確定樣品高度的減少量，其中H是樣品在中心線處的當(dāng)前高度。
（vi）分析采用了如下基本參數(shù)：Ho/Bo = 0.5, f= 0,5,β= 10 °。對于該分析，在其它參數(shù)保持不變的時候，每個參數(shù)都會與規(guī)定值有所差異。
4. 實(shí)驗(yàn)結(jié)果
平形及傾斜樣品的變形中，后者的特點(diǎn)可從圖3的基本參數(shù)及相對壓力p/σo在樣品上表面的分部可以看出。樣品與上模之間的間隔受到接觸面的摩擦力的影響。傾斜樣品的變形描述如下：
（i）流變模型并不關(guān)于中心線對稱。
（ii）流向楔形樣品較厚一邊的金屬體積比流向其較薄的一邊的金屬體積大。
（iii）中點(diǎn)N向樣品較薄一邊位移。在該點(diǎn)上，物質(zhì)流沒有相對于上模的正切分量。
（iv）在樣品較厚一邊處，產(chǎn)生了上模與傾斜樣品之間的間隔。傾斜樣品的變形是減值e、摩擦力f，角度β及Ho/Bo比例的一個復(fù)變函數(shù)。對于不同減值e及當(dāng)常數(shù)f=0.5, β= 10 ° 和 Ho/Bo=0.5時，樣品的對應(yīng)形狀如圖4（a）所示。N-N線代表了中點(diǎn)在鐓粗過程中所處的位置，而R-R則代表了由于成形力的加載而產(chǎn)生的位移。對于一個較小的減值，中點(diǎn)的相對坐標(biāo)XN/Bo會保持不變（如圖4（b）），但是對于較大的減值，XN/Bo比值會明顯改變。變形在不同截面的值與上模和樣品之間的間隔相關(guān)：這種關(guān)系在圖4（a）中得到明顯體現(xiàn)。由于間隔改變樣品與上模的接觸面積，中點(diǎn)會向樣品較薄一邊偏移。當(dāng)e = 20%, β= 10 ° 及 Ho/Bo = 0.5時，對于各種摩擦因子的樣品形狀如圖5所示。進(jìn)行了如下觀察：
（i）間隔取決于摩擦因子：當(dāng)f= 0時，在變形初期間隔較大；而當(dāng)f= 1.0時，則不會產(chǎn)生間隔。
圖7 比FA/ FV作為過程參數(shù)的函數(shù)：(a）（FA / FV）（FL）為E和f= 0.5不同的值，f= 0.5；（b）(FH / fvxe）為和常數(shù)f = 0.5的值不同，f= 0.5；（C）（FH / fvxe）為F和FL =常數(shù)10 f的不同值=0.5；（d）（FH / FV）（E）不同F(xiàn)m / Fv= 10，F(xiàn) = 0.5
（ii）摩擦因子對中點(diǎn)位置的影響比對樣品形狀的影響大。相對于常數(shù)e、f及Ho/Bo比例的實(shí)際線性函數(shù)XN(β)/Bo如圖6（b）所示。所得的結(jié)論與前一種情況類似：即角度β影響到中點(diǎn)的位置，而非樣品變形后的軸向截面的形狀。
鐓粗合力F（FH, Fv）傾向中線。因?yàn)楣ぷ鞑牧蠌纳媳砻婊驑悠返谋∵吅秃襁?，其結(jié)果是，合力的傾斜角度會比上模的傾斜角度β小，即：
相對于不同的e，常數(shù)f及Ho/Bo比值的函數(shù)(FH/Fv) (β)如圖7（a）所示。其中可見FH/Fv比率并不受e的水平的影響。這種情況中，可使用如下的等式：
這種特點(diǎn)符合壓型彈性實(shí)驗(yàn)，因?yàn)樗喕藢αΡ认嚓P(guān)數(shù)據(jù)的使用。所選的β及常數(shù)f和Ho/Bo的函數(shù)(FH/Fv)(e)（如圖7（b）所示）證實(shí)了如上特點(diǎn)。圖7（c）和圖7（d）表明，在壓型機(jī)剛性實(shí)驗(yàn)的過程中，應(yīng)確保降低摩擦力和Ho/Bo比值。如果這點(diǎn)可以保證，F(xiàn)H/Fv比值會實(shí)際上不受樣品減少的影響。當(dāng)Ho/Bo = 1.0時（如圖7（d）所示），函數(shù)(FH/Fv) 偏離于其它曲線趨勢是因?yàn)槭褂玫臉悠诽?，后者在形變初期階段產(chǎn)生了彎曲。單位成形壓力（與樣品長度相關(guān)）垂直分量與減值e的關(guān)系如圖8所示。在圖8（b）的基礎(chǔ)上，能得出結(jié)論：對于相對較小的變形，成形壓力的垂直分量實(shí)際與模具之間構(gòu)成的角度無關(guān)，包括當(dāng)β= 0時。該特點(diǎn)簡化了用于壓型機(jī)彈性測試的樣品選擇流程。成形壓力的垂直分量可以按照表面平形的樣品鐓粗常用的等式計(jì)算而得。
合力的第三個特點(diǎn)是作用點(diǎn)i。該點(diǎn)的位置在圖4（a）已經(jīng)以R-R線的形式進(jìn)行了確定。正式的作用點(diǎn)與中點(diǎn)一致。因此，對于中點(diǎn)所得出的結(jié)論，同樣適用于合力的作用點(diǎn)。
圖8.的關(guān)系，C：，：成形力的Fv／L作為過程參數(shù)的函數(shù)：（一）皮質(zhì)部分的]和P = 10T選定的值Ho / B O = 0.5；（b）的選定值/我和F = 0.5，H = 0.5.
5. 結(jié)論
1. 對于樣品的固定摩擦和固定相對高度 Ho/Bo，成形壓力水平分量與垂直分量的比例FH/Fv主要取決于樣品對上模的傾斜度。
2. 可以選擇一個傾斜樣品，以便FH/Fv比例不會受到樣品的減少的影響。為了達(dá)到該目的，應(yīng)滿足如下條件：（i）樣品的減少應(yīng)保持相對較低，如當(dāng)f= 0.5時，其值不應(yīng)超過20°，而當(dāng)摩擦較高時，允許較大的減少值；（ii）樣品相對高度Ho/Bo應(yīng)小于0.5；（iii）樣品與上模界面之間的摩擦應(yīng)保持相對較低。
參考文獻(xiàn)
[I] E. Doege, Static and dynamic stiffness of presses and someeffects on the accuracy of workpieces, A,,. CIRP, 29 (1980).
[2] DIN 55 189, Ermittlu,g ton Kenmrerten fiir Pressen der Blechrer-arbeitung hei stati.s￠her Belastung, Teil 1,2, 1985.
[3] K. Chodnikiewicz, Balendra R. and T. Wanheim, A new conceptfor the measurement of press stiffness, J. Mater. Process. Tech-nol., 44 (1994) 293-299.
[4] J.A.H. Ramaekers and J.A.G. Kals. lnstable material flow inextrusion and upsetting, Amt. CIRP, 31 (1992).
[51 O.C. Zienkiewicz and K. Morgan. Finite Element and Applica-tip,, Wiley, New York. 1983.
[6] S. Kobayashi, S.I. Oh and T. Altan, Metal ['piThing mtd theFinite-Element Method, Oxford University Press, New York,Oxford. 1989.
[7] N. Bay and T. Wanheim, Real area of contact and friction stressat high pressure sliding contact. Wear. 38 11976) 201 - 209.
[8] P.A.F. Martins, J.M.C. Rodrigues and M.J.M. 8arata Marques,Numerical and experimental simulation of cold forging pro-cesses, XIII SemintJrio National de Forjamento, UFRGS, Porto
Alegre, Brazil, 1993.
[9] M. Arentoft, S.B. Petersen, J.M.C. Rodrigues, P.A.F. Martins,R. Balendra and T. Wa-heim, Review of the res--~arch on theinjection forging of tubular material°, J. Meter. Process. Tech-
nol., 52 (1995) 460-471.
9
收藏