外文翻譯--使用固體介質(zhì)膨脹成型的三維有限元模擬 中文版

1 使用固體介質(zhì)膨脹成型的三維有限元模擬 B.J.麥克唐納 *， M.S.J.哈什米 機(jī)械與制造工程 ,愛(ài)爾蘭都柏林城市大學(xué)，都柏林 9 學(xué)院，愛(ài)爾蘭 摘要 ：膨脹成形是一個(gè)用于制造許多工業(yè)部件的新的制造方法。常見(jiàn)的產(chǎn)品包括 T 分支，交叉分支和角度分支組件。迄今為止對(duì)這一過(guò)程的知識(shí)了解相當(dāng)有限。文獻(xiàn)報(bào)道中關(guān)于模具和管之間的接觸現(xiàn)象的有限元分析非常有限，只報(bào)道了特殊處理以及使用液體介質(zhì)膨脹成形的方法，而使用固體介質(zhì)膨脹成形的三維模擬尚未見(jiàn)報(bào)道。本文介紹了使用固體介質(zhì)膨脹成交叉管過(guò)程的三維模擬。本文對(duì)改變膨脹介質(zhì)和管之 間的摩擦系數(shù)所帶來(lái)的影響進(jìn)行測(cè)驗(yàn)，展現(xiàn)出構(gòu)件形成過(guò)程中的成形變化和壓力變化的過(guò)程。仿真的結(jié)果與先前的液壓膨脹成形過(guò)程模擬結(jié)果相比較是一致的。用來(lái)執(zhí)行模擬過(guò)程的是顯式非線性有限元軟件 LS - DYNA3D。 （ 2001 年 Elsevier 科學(xué) B.訴保留所有權(quán)利） 關(guān)鍵詞 ：脹形，仿真，有限元法 1.介紹 脹形是一種被廣泛使用于工業(yè)中的方法，通常用于形成毛坯管的復(fù)雜組件。通過(guò)改變模具軸承的毛坯部分以得到想要的形狀，并把由液體或固體介質(zhì)內(nèi)部產(chǎn)生的靜水壓力運(yùn)用于管中來(lái)形成組件。膨脹成形的負(fù)荷壓力所產(chǎn)生的零部件 的類(lèi)型和質(zhì)量是有限的。如果把壓縮軸向的負(fù)載施加在管的末端使其與壓力結(jié)合，然后將材料放入變形區(qū)，就可以防止形成的壁過(guò)于薄。 圖 1 顯示了一個(gè)交叉分支管狀部件的橫斷面安裝視圖。 （ a）優(yōu)先形成正確位置的板料 （ b）軸向變形形成組件 圖 1 交叉分支組件膨脹成型 2 關(guān)于使用液壓脹形的實(shí)驗(yàn)研究已被文獻(xiàn)廣泛報(bào)道，最近的數(shù)字作品 1-4使這一過(guò)程得到進(jìn)一步了解。有關(guān)使用固體介質(zhì)脹形的報(bào)道不多。鋁庫(kù)雷希 5描述了一個(gè)軸對(duì)稱(chēng)薄壁金屬管的膨脹實(shí)驗(yàn)過(guò)程。在 一個(gè)單獨(dú)的實(shí)驗(yàn)中，將鋁庫(kù)雷希 6與使用液壓脹形的聚氨酯棒脹形作比較。結(jié)論是對(duì)于復(fù)雜的聚氨酯成型分析技術(shù)，采用越先進(jìn)的液壓成型方法會(huì)得到越理想的結(jié)果。菲略和鋁庫(kù)雷希 7提出使用聚氨酯棒使直管形成三通接頭的實(shí)驗(yàn)方法。變形是通過(guò)重復(fù)加載和卸載以及改變聚氨酯棒之間的長(zhǎng)度來(lái)實(shí)現(xiàn)的。 Thiruvarudchelvan 和 Travis 8中描述了用聚氨酯棒形成的軸對(duì)稱(chēng)膨脹銅管的實(shí)驗(yàn)。 Thiruvarudchelvan 9,10提出了使用聚氨酯棒預(yù)測(cè)形成金屬管的初始屈服壓力及最終成形壓力的一個(gè)近似理論。該理論 引用了由實(shí)驗(yàn)確定的膨脹特性，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。 上述資料調(diào)查了使用固體介質(zhì)膨脹成形的幾種方式，積累了一些方法。然而，為了優(yōu)化生產(chǎn)過(guò)程，必需進(jìn)行深入的了解，特別是對(duì)內(nèi)應(yīng)力分布的了解。為了探討鼓脹和變形機(jī)理，要運(yùn)用非線性有限元分析進(jìn)行固體介質(zhì)膨脹為交叉分支組件過(guò)程的模擬。 2.有限元模型 本文使用顯式有限元程序 LS - DYNA3D 模擬膨脹成型過(guò)程。分別進(jìn)行對(duì)一個(gè) 1.03 毫米壁厚的銅管以及 24.12 毫米直徑， 107 毫米長(zhǎng)度的圓柱管膨脹成十字接頭的模擬。分管的直徑等于主管的直徑。該模擬的膨脹介質(zhì)略短于 管子的長(zhǎng)度。這準(zhǔn)確地模擬了實(shí)際情況，有助于將管插入沖床。 通過(guò)利用對(duì)稱(chēng)性可能模擬八分之一的模型。圖 . 2 顯示了不完全的模型。有些點(diǎn)是表示在結(jié)果部分要進(jìn)一步討論。模具和管都采用八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元來(lái)模擬。 總共有 2875 的元素描述了模型。模具和管之間以及膨脹的介質(zhì)和管之間的接口，用自動(dòng)表面接觸算法來(lái)模擬。該算法采用兩個(gè)接觸面單元的材料特性來(lái)計(jì)算剛度。在模具和管之間假設(shè)彈性庫(kù)侖摩擦定律成立并設(shè)為 0.15。這個(gè)值代表了實(shí)驗(yàn) 11的測(cè)量值。改變介質(zhì)與管的膨脹系數(shù)，以確定其對(duì)過(guò)程的影響。 該管的材料特性由銅線壓縮 試驗(yàn)確定。一個(gè)分段線性彈塑性材料模型使用下列參數(shù)：楊氏模量 = 124 106 兆帕，屈服強(qiáng)度為 160 兆帕，切線模量 = 925 兆帕?xí)r，泊松比 = 0.3，密度為 8.9 10-6公斤 /立方毫米。介質(zhì)的膨脹參數(shù)用來(lái)近似替代鉛的參數(shù)。軟金屬，如鉛被廣泛用于工業(yè)應(yīng)用中，其遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)彈性體變形的能力。 3.加載和解決方案 由于八分之一的模型是利用對(duì)稱(chēng)性來(lái)模擬的，管和膨脹的介質(zhì)的節(jié)點(diǎn)受到適當(dāng)方向的限制。模具被限制為一個(gè)剛體。內(nèi)部壓力是通過(guò)給填充材料的底部節(jié)點(diǎn)施加規(guī)定的位移形成的。主管軸向變形是通過(guò)給管端邊緣節(jié)點(diǎn)施加規(guī)定的 位移實(shí)現(xiàn)的。在實(shí)際的形成過(guò)程，填料管的軸向載荷是由一個(gè)沖床施加的，沖床的長(zhǎng)度先控制介質(zhì)變形量，后控制管軸向變形。在這種情況下，沖床并沒(méi)有被模擬，反而在沖床下面的管節(jié)點(diǎn)受到徑向和周向的限制，相當(dāng)于沖床是在正確位置的。在所有的模擬中采用的加載模式見(jiàn)圖 3.開(kāi)發(fā)這種模式是用來(lái)最大限度地?cái)U(kuò)大分管的高度。 3 圖 2 有限元模型 圖 3 使用的加載模式 為了更好的了解這個(gè)過(guò)程，進(jìn)行了多種工藝參 數(shù)的模擬。在所有的模擬中，軸向載荷被施加到填充材料和管件上。進(jìn)行的第一個(gè)仿真是把膨脹的介質(zhì)和管的摩擦系數(shù)設(shè)為零。在隨后的仿真中摩擦系數(shù)在 0 和 0.5 之間變化。 4.結(jié)果與討論 4.1. 膨脹的變化過(guò)程 為了研究膨脹的變化過(guò)程，在加載過(guò)程中固體介質(zhì)與管之間的摩擦系數(shù)設(shè)為 0.3。這個(gè)值被視為實(shí)驗(yàn) 11的測(cè)定值。圖 4-7 顯示了管的膨脹過(guò)程。可以從數(shù)字中看出，膨脹最初發(fā)生在模具的拐彎處。由于膨脹著的介質(zhì)所消耗的壓力越來(lái)越多，固體開(kāi)始變得越來(lái)越規(guī)律。等到施加了40的軸向位移，凸出的部分漸漸消失了，分管的 頂部是幾乎持平，如圖 5 所示。從這一階段開(kāi)始，由于內(nèi)部壓力和管軸向位移不斷增加，膨脹向著固定的模型發(fā)展，如圖 6 和 7 所示。 在管子膨脹時(shí)注意管內(nèi)的壓力是非常有趣的。在施加 10的負(fù)荷時(shí)候最大應(yīng)力位于 A 點(diǎn)。隨著負(fù)荷繼續(xù)施加，最大應(yīng)力的位置就保持不動(dòng)，但最大應(yīng)力區(qū)周?chē)膽?yīng)力梯度變得更加集中。從這個(gè)單元區(qū)域變形過(guò)程可以看出，高應(yīng)力是壓縮和拉伸應(yīng)變的組合造成的。 4 圖 4 管在 20%的軸向位移時(shí)的 Von-Mises 應(yīng)力分布 圖 5 管在 40%的軸向位移時(shí)的 Von-Mises 應(yīng)力分布 圖 6 管在 70%的軸向位移時(shí)的 Von-Mises 應(yīng)力分布 4.2. 摩擦系數(shù)的影響 對(duì)膨脹的介質(zhì)和管的膨脹效應(yīng)進(jìn)行研究，四個(gè)模擬中摩擦系數(shù)分別使用 0， 0.15， 0.3 和 0.5。分管在每一種情況下產(chǎn)生的最大高度約為 11 毫米，隨著摩擦系數(shù)的增加而減少。彼此模擬之間僅有 1 毫米差異。隨著摩擦系數(shù)的增加， A 點(diǎn)在每一種情況下最大應(yīng)力在 300 至 328 兆帕之間變化，并逐步降低。分管中最大應(yīng)力在 185 和 200 兆帕之間變化，并 隨著摩擦系數(shù)的增加而降低。對(duì)分管的頂部壁變薄的情況研究表明，在摩擦系數(shù)為 0 的情況下減少至 90的原始厚度。增加 5 摩擦系數(shù)的模擬表明，幾乎所有的分管都沒(méi)有變薄。各主要管增厚，是在脈沖之前，從 120到102的原始厚度之間變化。較低的摩擦值，使得分管頂部變薄。 圖 7 管在 70%的軸向位移時(shí)的 Von-Mises 應(yīng)力分布 圖 8 模擬 2 交叉分支的中央頂部壓力的變化（摩擦系數(shù)為 0.15） 壓力的變化也受到了介質(zhì)和管膨脹時(shí)的摩擦系數(shù)的影響。圖 .8 顯示了模擬 2 中交叉分管的中央節(jié)點(diǎn)應(yīng)力 的變化（摩擦系數(shù) = 0.15）。在膨脹著的介質(zhì)和管之間壓力的變化是相當(dāng)不穩(wěn)定的。圖9 顯示了模擬 3 的應(yīng)力變化（摩擦系數(shù) = 0.3）可以看出，遞增的摩擦系數(shù)能夠使得固體在膨脹時(shí)進(jìn)行的更加順利。 4.3.與液壓脹形比較 在先前的作業(yè) 4中作者使用與此有限元分析中相同幾何形狀和材料特性的交叉分管組件來(lái)模擬液壓脹型。為了比較固體介質(zhì)脹形與液壓膨脹脹形過(guò)程，將 4的結(jié)果與這里的結(jié)果進(jìn)行比較。 6 顯然，使用固體介質(zhì)脹形能夠得到更高的分管高度和較輕的頂部變薄程度。為了比較壓力條件，需要進(jìn)一步模擬組件，使之 膨脹到與液壓脹形模擬實(shí)驗(yàn)中相同的高度（ 11.5 毫米）。圖 . 10和 11 顯示了 Von - Mises 應(yīng)力在液壓脹形與固體脹形中的分布情況。當(dāng)比較這些應(yīng)力分布時(shí)，我們可以注意到，使用固體介質(zhì)脹形產(chǎn)生的壓力會(huì)更小。兩種模擬中該組件形成的應(yīng)力分布與最大應(yīng)力點(diǎn)周?chē)膽?yīng)力分布非常相似。在固體介質(zhì)脹形模擬中主管受到了很大的力。這是由于膨脹的介質(zhì)和管之間的摩擦比液壓膨脹能對(duì)管產(chǎn)生更大的軸向應(yīng)力。相較而言，固體介質(zhì)膨脹的優(yōu)點(diǎn)是，它可以產(chǎn)生與液壓膨脹同樣的分管高度，并且減少了未膨脹管的長(zhǎng)度。這又是因?yàn)榕蛎浿慕橘|(zhì)和管之間的摩擦 使得物質(zhì)進(jìn)入膨脹區(qū) 5-7。 結(jié)論 本文介紹了固體介質(zhì)膨脹成交叉組件的有限元模擬的結(jié)果。結(jié)果表明了： （ 1） 與液壓成形相比較，使用固體介質(zhì)脹形能夠獲得更高的分管高度，降低了分管頂壁厚度的減少以及降低了成形組件的應(yīng)力。 （ 2） 不斷增加膨脹著的介質(zhì)和管之間的摩擦?xí)沟贸尚谓M件的應(yīng)力減少，分管頂部的壁變得更薄，阻礙主管壁厚度的增加，在成形過(guò)程中壓力的變化會(huì)很舒緩。 （ 3） 不斷增加膨脹著的介質(zhì)和管之間的摩擦對(duì)成型組件的分管高度的影響幾乎忽略不計(jì)。 （ 4） 當(dāng)與液壓膨脹成形所形成的同一高度的交叉分管相比較時(shí)，很明顯，固體介質(zhì) 膨脹所造成的管的 長(zhǎng)度減小的很多。 參考文獻(xiàn) 1 H. Bauer, FE simulation of the production process of builder camshaft, O.C. Zienkievicz, J.L. Chenot, R.D.Wood(Eds.), in: Numerical Methods in Industrial Forming Processes, Balkema, Rotterdam, 1992, pp. 585-600. 2 M. Ahmed, M.S.J. Hashmi, Three-dimensional nite element simulation of axisymmetric tube bulging, Proceedings of AMPT98, Malaysia, 1998. 3 M. Ahmed, M.S.J. Hashmi, Defects in hydraulic bulge forming of tubular components and their implication for design and control of the process, Adv. Meth. Mater. Process. Defects (1997) 197-204. 4 B.J. Mac Donald, M.S.J. Hashmi, Finite element simulation of bulge forming of a cross joint from a tubular blank,Proceedings of AMPT99, Dublin, Ireland, 1999, pp. 143-152. 5 H.A. Al-Qureshi, P.B. Mellor, S. Garber, Application of polyurethane to the bulging and piercing of thin-walled tubes, in: Advances in Machine Tool Design Research, Pergammon Press, Oxford, 1969, pp. 318-338. 6 H.A. Al-Qureshi, Comparison between the bulging of thin walled tubes using rubber forming technique and hydraulic forming process, Sheet Met. Ind. 47 (1970) 607-612. 7 L.A.M. Filho, H.A. Al-Qureshi, Unconventional Tee forming on metal tubes, J. Eng. 7 Ind. 107 (1985) 392-396. 8 S. Thiruvarudchelvan, F.W. Travis, Tube bulging with a urethane rod, J. Mater. Process. Technol. 23 (1990)152-209. 9 S. Thiruvarudchelvan, A theory for the bulging of aluminium tubes using a urethane rod, J. Mater. Process.Technol. 41 (1994) 311-330. 10 S. Thiruvarudchelvan, A theory for initial yield conditions in tube bulging with a urethane rod, J. Mater and Process. Technol. 42 (1994)