一種微管單點(diǎn)成形有限元分析及成形機(jī)關(guān)鍵零部件承載分析

張奧強(qiáng)，楊晨

一種微管單點(diǎn)成形有限元分析及成形機(jī)關(guān)鍵零部件承載分析

張奧強(qiáng)，楊晨

（南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094）

為進(jìn)一步擴(kuò)展?jié)u進(jìn)成形技術(shù)在管件成形加工方面的應(yīng)用，提高微管的成形復(fù)雜度、縮短加工時(shí)間，設(shè)計(jì)一款微管漸進(jìn)成形機(jī)，對(duì)關(guān)鍵零部件承載及管件單點(diǎn)成形進(jìn)行有限元分析。通過(guò)對(duì)管件漸進(jìn)成形機(jī)中關(guān)鍵零部件的靜力學(xué)分析，根據(jù)有限元軟件得到的仿真數(shù)據(jù)，對(duì)漸進(jìn)成形機(jī)關(guān)鍵零部件進(jìn)行尺寸修正和強(qiáng)度校核。在管件的漸進(jìn)成形加工中擴(kuò)徑20%的情況下管件壁厚平均減薄率為7.7%，管件漸進(jìn)成形機(jī)的最大工作半徑為83 mm。管件成形機(jī)可達(dá)到設(shè)計(jì)要求，通過(guò)對(duì)管件加工工具的結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)和優(yōu)化，在保證零件強(qiáng)度的同時(shí)提高管件的擴(kuò)徑范圍，在提高管件加工速度和可加工復(fù)雜度的同時(shí)降低減薄率。

微管加工；漸進(jìn)成形；有限元分析

管狀零件的應(yīng)用范圍廣泛，其加工成形方式也種類繁多，究其本質(zhì)可大致分為兩大類型：整體塑性變形和單點(diǎn)塑性應(yīng)變累積變形。整體塑性變形主要包括沖壓成形、液壓脹形等方式；單點(diǎn)塑性應(yīng)變累積變形包括多點(diǎn)成形、管端翻邊成形、管壁翻邊成形、旋壓成形等加工工藝。單點(diǎn)塑性應(yīng)變累積變形采取化整為零的思想，通過(guò)多個(gè)平面變形的累積以達(dá)成最終形；這種加工方式適用于復(fù)雜曲面的成形，不必更換加工工具頭即可制造多種曲面，十分適合新產(chǎn)品的研發(fā)和生產(chǎn)。漸進(jìn)成形是一種無(wú)模、塑性成形制造工藝，其引入了快速原型制造中的“分層制造思想[1]”，將零件沿高度方向切分為多層二維平面，將三維零件的加工轉(zhuǎn)變?yōu)槎鄠€(gè)二維形狀的疊加，分層制造每個(gè)二維平面應(yīng)有的形狀。這種加工方式自面世以來(lái)，便引起了國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者的關(guān)注和研究。漸進(jìn)成形發(fā)展至今，衍生出了單點(diǎn)漸進(jìn)成形[2]、兩點(diǎn)漸進(jìn)成形[3]、雙面漸進(jìn)成形[4]、混合漸進(jìn)成形[5]等多種形式，將該技術(shù)的應(yīng)用范圍進(jìn)一步擴(kuò)大。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)漸進(jìn)成形加工中成形零件的表面質(zhì)量[6—9]、壁厚減薄率[10—12]、成形精度[13—15]等方面進(jìn)行了大量的研究，使?jié)u進(jìn)成形技術(shù)在實(shí)際應(yīng)用中的效果得到了進(jìn)一步的提升。

當(dāng)前漸進(jìn)成形加工主要應(yīng)用于板件的加工成形，限制該方法在管件加工生產(chǎn)中應(yīng)用的主要因素之一是空間問(wèn)題。在板件加工過(guò)程中對(duì)工具的大小沒(méi)有具體要求，然而對(duì)于擴(kuò)徑類型的管件加工生產(chǎn)而言，管件內(nèi)部空間的大小限制了加工工具的尺寸及其移動(dòng)空間。文中針對(duì)管件漸進(jìn)成形的加工工具進(jìn)行了設(shè)計(jì)計(jì)算，并采用有限元分析軟件對(duì)其成形效果進(jìn)行了仿真，為漸進(jìn)成形這一技術(shù)在管件加工上的應(yīng)用提供了理論基礎(chǔ)。

1 管件漸進(jìn)成形機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

該成形機(jī)主要對(duì)管件進(jìn)行擴(kuò)徑加工，故初始狀態(tài)時(shí)加工工具位于管件內(nèi)部，通過(guò)工具沿所在管件圓周徑向方向向外進(jìn)行移動(dòng)，使管件發(fā)生局部變形，待管件局部加工完成后，將加工工具沿軸向移動(dòng)至下一合適位置再次對(duì)管件進(jìn)行成形。

漸進(jìn)成形機(jī)設(shè)計(jì)指標(biāo)如下：① 待加工管件規(guī)格為60 mm×200 mm×1 mm；② 管件漸進(jìn)成形擴(kuò)徑要求為20%；③ 要求可加工的軸向長(zhǎng)度為150 mm?，F(xiàn)對(duì)管件漸進(jìn)成形過(guò)程進(jìn)行分析，初始狀態(tài)為加工工具位于管件內(nèi)部，對(duì)管件變形過(guò)程通過(guò)有限元仿真進(jìn)行預(yù)測(cè)，如圖1所示。

圖1 管件變形過(guò)程

漸進(jìn)成形第1個(gè)步驟的加工效果為管件的局部變形，此時(shí)加工工具沿所在平面的管件圓周的徑向方向向外進(jìn)行移動(dòng)，擠壓管件產(chǎn)生單點(diǎn)變形。接下來(lái)為局部圓周變形，驅(qū)動(dòng)加工工具沿管件軸線進(jìn)行旋轉(zhuǎn)，使加工工具所在管件的圓周發(fā)生變形。最后工具頭回退至初始位置，沿管件軸向進(jìn)行位移，移動(dòng)至下一合適加工位置，重復(fù)上述步驟，完成對(duì)整個(gè)管件的加工。

考慮到管件漸進(jìn)成形步驟，故將整個(gè)漸進(jìn)成形機(jī)設(shè)計(jì)為3個(gè)主要結(jié)構(gòu)：進(jìn)給機(jī)構(gòu)、旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)、位移機(jī)構(gòu)，每個(gè)機(jī)構(gòu)采用一臺(tái)電機(jī)作為動(dòng)力輸入，管件在加工過(guò)程中水平放置，加工工具頭位于管件內(nèi)部，單次加工范圍為管件局部一周，通過(guò)對(duì)管件的多次局部加工進(jìn)而得到目標(biāo)形狀。管件漸進(jìn)成形機(jī)整體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)如圖2所示。

圖2 管件漸進(jìn)成形機(jī)整體結(jié)構(gòu)示意

1.1 進(jìn)給機(jī)構(gòu)

進(jìn)給機(jī)構(gòu)是管件成形效果的關(guān)鍵，也是管件成形的第一步。加工前將加工工具頭通過(guò)托盤固定于管件內(nèi)部，在管件加工過(guò)程中，由進(jìn)給機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)工具頭沿所在圓周徑向向外進(jìn)行移動(dòng)，與管件內(nèi)壁擠壓發(fā)生單點(diǎn)變形，此過(guò)程為局部單點(diǎn)成形階段。在此階段，由進(jìn)給機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)加工工具頭移動(dòng)，位移機(jī)構(gòu)和旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)均保持靜止?fàn)顟B(tài)。

1.2 旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)

在管件發(fā)生局部單點(diǎn)變形之后，由旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)工具頭沿管件軸線進(jìn)行旋轉(zhuǎn)，使加工工具頭擠壓所在管件圓周產(chǎn)生變形。此過(guò)程為圓周成形階段，在該階段中，其他兩機(jī)構(gòu)均保持靜止?fàn)顟B(tài)。

1.3 位移機(jī)構(gòu)

在管件完成一個(gè)圓周的變形之后，完成一個(gè)局部加工。由進(jìn)給機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)加工工具頭退位至管件初始半徑范圍內(nèi)，再由位移機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)加工工具頭沿管件軸向進(jìn)行位移，移動(dòng)至下一個(gè)待加工位置時(shí)，再次進(jìn)行下一個(gè)局部加工，直至完成整個(gè)管件所需加工的部位，此過(guò)程為復(fù)位階段。

由于管件尺寸有限，且加工工具在初始狀態(tài)時(shí)必須放置在管件內(nèi)部，采用SolidWorks對(duì)模型進(jìn)行建模設(shè)計(jì)，最終加工工具的關(guān)鍵零部件設(shè)計(jì)如圖3所示。工具頭在推桿的作用下沿所在平面的管件圓周徑向方向向外移動(dòng)，引起管件局部變形，未移動(dòng)時(shí)，兩工具頭最外側(cè)距離56 mm；經(jīng)建模軟件仿真，當(dāng)推桿將工具頭推動(dòng)至最外側(cè)時(shí)，單個(gè)工具頭移動(dòng)距離可達(dá)13.5 mm，在驅(qū)動(dòng)力足夠的情況下，管件變形后所能達(dá)到的最大半徑為41.5 mm，最大擴(kuò)徑率為38.33%。

圖3 關(guān)鍵零部件示意

2 成形機(jī)關(guān)鍵零部件力學(xué)分析

2.1 對(duì)加工工具頭的力學(xué)分析

加工工具是管件漸進(jìn)成形的關(guān)鍵部位，與管件內(nèi)壁接觸的弧面半徑和單次進(jìn)給距離直接決定了管件單次局部成形的高度和表面平整度。由于加工工具頭為承載的關(guān)鍵部位，且關(guān)鍵單次成形的高度較小、速度較慢，故對(duì)其進(jìn)行靜力學(xué)分析，該部位的受力分析如圖4所示，其中d為推桿對(duì)工具頭的作用力，加工工具和推桿的接觸采用鉸接形式。進(jìn)行靜力學(xué)分析可知工具受力如式（1）所示。

圖4 加工工具頭受力分析

式中：r1為左托盤對(duì)工具頭的作用力；r2為成形過(guò)程中管件對(duì)工具頭的反作用力；為d和管件軸向的夾角。

由正弦函數(shù)變化規(guī)律可知，當(dāng)不超過(guò)90°時(shí)，正弦值和角度呈正相關(guān)，結(jié)合實(shí)際加工情況，加工工具在剛和管壁進(jìn)行接觸時(shí)所需的驅(qū)動(dòng)力最大。加工工具和管件初始進(jìn)行接觸且尚未發(fā)生形變時(shí)，初始接觸線出的壓應(yīng)力最大，以此最大壓應(yīng)力代表兩零件間接觸受力后的應(yīng)力，稱接觸應(yīng)力，用符號(hào)H表示。對(duì)于線接觸，根據(jù)彈性力學(xué)中接觸應(yīng)力計(jì)算公式見(jiàn)式（2）。

式中：為作用于接觸面的總壓力；為初始接觸線長(zhǎng)度；1和2分別為兩接觸零件初始接觸線的曲率半徑；1和2分別為兩接觸零件的泊松比；1和2為兩接觸零件的彈性模量。

通過(guò)有限元仿真可得出加工過(guò)程中的反作用力，通過(guò)計(jì)算可得出加工零件在加工過(guò)程中的最大應(yīng)力，計(jì)算公式見(jiàn)式（3）。

式中：lim為加工工具的材料的屈服極限；為安全系數(shù)。

由以上分析可知，加工零件的強(qiáng)度和成形過(guò)程中管件對(duì)加工工具的反作用力密切相關(guān)，故對(duì)管件及加工工具進(jìn)行有限元分析，根據(jù)管件加工過(guò)程中作用于加工工具上的反作用力對(duì)加工工具的強(qiáng)度進(jìn)行分析。

根據(jù)管件的加工過(guò)程，使用有限元分析軟件ABAQUS/Standard對(duì)管件的漸進(jìn)成形過(guò)程進(jìn)行建模仿真。在加工過(guò)程中，僅加工工具與管件有接觸行為，故在整個(gè)加工過(guò)程中設(shè)置兩個(gè)接觸對(duì)，分別為2個(gè)加工工具外表面與管件內(nèi)表面接觸。摩擦類型選擇為庫(kù)倫摩擦模型，采用罰函數(shù)的接觸定義上述2個(gè)接觸對(duì)之間的約束，并選擇有限滑移公式為表面滑移公式，接觸屬性選擇為切向行為。在邊界條件中設(shè)置兩個(gè)加工工具的位移，分別設(shè)置為沿軸正向和軸負(fù)向進(jìn)行移動(dòng)，為了對(duì)加工工具頭和管件的2 mm間隙進(jìn)行補(bǔ)償，設(shè)置單次位移為5 mm。

管件所采用的材料為ss304，該材料的本構(gòu)模型見(jiàn)式（4）。

式中：為等效應(yīng)力；為應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)；為等效塑性應(yīng)變；為加工硬化指數(shù)。管件材料的彈性模量為195 000 MPa，泊松比為0.3，屈服強(qiáng)度為300 MPa，應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)為1400，加工硬化指數(shù)為0.5。

在整個(gè)成形過(guò)程中，管件的軸向和軸重合，所以反作用力的作用范圍為-平面，故選取在方向和方向的反作用力對(duì)成形機(jī)所需輸出載荷進(jìn)行分析。管件成形過(guò)程中反作用力變化如圖5所示，由于2個(gè)加工工具的反作用力大小相同、方向相反，故僅列出其中一個(gè)加工工具的反作用力。從圖5可明顯觀察到在漸進(jìn)成形過(guò)程中，加工工具沿其移動(dòng)方向的輸出力大小明顯高于在圓周成形過(guò)程中切向力的大小。

圖5 加工工具在x軸方向、y軸方向反作用力

圖5中RF1為加工工具在軸方向的反作用力，RF2為加工工具在軸方向的反作用力。整個(gè)加工過(guò)程時(shí)間總長(zhǎng)為0.02 s，其中0～0.01 s為管件的局部單點(diǎn)成形，此時(shí)加工工具沿軸進(jìn)行移動(dòng)，該方向上的反作用力隨著位移達(dá)到最大值時(shí)也達(dá)到最大，當(dāng)管件沿軸的形變高度達(dá)到3 mm時(shí)，加工工具上的反作用力最大值為5.5×103N；第2階段圓周成形，時(shí)間范圍為從0.01～0.02 s，此時(shí)作用于加工工具的反作用力的作用范圍為-平面，加工工具所需輸出的載荷大小穩(wěn)定在3×103N以下。由于加工工具和管件的接觸為面接觸，且在圓周成形過(guò)程中管件成形效果穩(wěn)定，其計(jì)算公式見(jiàn)式（5）。

式中：1為F沿接觸面的有效作用分量；2為F沿接觸面的有效作用分量。

2.2 對(duì)鉸接軸和推桿接觸處的力學(xué)分析

鉸接軸為傳遞載荷的關(guān)鍵部位，其所處位置空間小，尺寸無(wú)法過(guò)大，故對(duì)鉸接軸的校核十分重要。對(duì)其受力分析如圖6所示，其中d為右托盤對(duì)推桿的驅(qū)動(dòng)力，d'為加工工具對(duì)推桿的反作用力，為鉸接軸的有效半徑。由于推桿兩端均采用鉸接形式，故作用力可認(rèn)為作用于推桿的中心線上。

圖6 推桿受力分析

由受力分析可知，鉸接軸所承受的載荷為剪切力。在一個(gè)推桿上鉸接軸的有效受力面積為=π2，則在加工過(guò)程中作用于鉸接軸上的剪切應(yīng)力計(jì)算公式見(jiàn)式（6）。

式中：1為推桿和鉸接軸的總作用面?zhèn)€數(shù)；r2為管件內(nèi)壁對(duì)加工工具的作用力；為推桿中心線和管件軸線夾角。

推桿在成形過(guò)程中主要承受擠壓應(yīng)力，取其有效受力面積，則在加工過(guò)程中作用于推桿的擠壓應(yīng)力見(jiàn)式（7）。

式中：為推桿的有效寬度；為推桿厚度；2為推桿個(gè)數(shù)。

2.3 管件成形應(yīng)力狀態(tài)分析

考慮到材料的失效形式并結(jié)合實(shí)際情況，采用第四強(qiáng)度理論對(duì)模型進(jìn)行分析。根據(jù)第四強(qiáng)度理論，當(dāng)構(gòu)件內(nèi)任一點(diǎn)的形狀改變能達(dá)到材料的極限值時(shí)，該點(diǎn)處即發(fā)生塑性屈服。Mises應(yīng)力是基于剪切應(yīng)變能的一種等效應(yīng)力，計(jì)算公式見(jiàn)式（8）。

式中：1，2，3分別為第一主應(yīng)力、第二主應(yīng)力、第三主應(yīng)力。

選取Mises應(yīng)力作為判斷管件成形效果的指標(biāo)，在單次漸進(jìn)成形過(guò)程中，管件的Mises應(yīng)力分布如圖7所示。可以看出管件的圓周成形處應(yīng)力分布最大。當(dāng)局部單點(diǎn)成形階段完成時(shí)，在加工工具與管件接觸點(diǎn)處出現(xiàn)應(yīng)力峰點(diǎn)，此時(shí)最大應(yīng)力為377 MPa；圓周成形階段完成之后，加工工具與管件接觸點(diǎn)所在圓周為應(yīng)力最大值，最大應(yīng)力為523.4 MPa，最小應(yīng)力為406.7 MPa。故整個(gè)單次漸進(jìn)成形的最大應(yīng)力為523.4 MPa，所用材料的屈服強(qiáng)度為300 MPa，故在加工過(guò)程中管件已產(chǎn)生永久變形。

圖7 管件的Mises應(yīng)力分布

2.4 管件壁厚減薄分析

單次漸進(jìn)成形中管件的最終厚度如圖8所示。管件初始壁厚為1 mm。加工工具移動(dòng)距離為8 mm，除去加工工具管件間隙后有效距離為6 mm，成形結(jié)束后，圓周成形處平均壁厚為0.923 mm，最小壁厚為0.896 mm。由成形結(jié)果可知，在圓周成形階段，管件厚度減薄分布均勻；在局部單點(diǎn)成形階段中，管件最薄處部位比圓周成形階段的厚度減少了0.027 mm，壁厚減薄率關(guān)系見(jiàn)式（9）。由于在圓周加工過(guò)程中，加工工具旋轉(zhuǎn)一周，在此期間管件截面可能呈現(xiàn)橢圓形變化，故旋轉(zhuǎn)一周后加工工具頭可能再次對(duì)管件進(jìn)行擠壓，使管件初始變化點(diǎn)進(jìn)行二次變形，但是管件已經(jīng)發(fā)生形變，故第2次工具頭對(duì)管件的擠壓并未造成明顯變化。故在加工工具有效進(jìn)給量為6 mm，管件擴(kuò)徑20%時(shí)，管件壁厚平均減薄率為7.7%，減薄率最高為10.4%。

式中：t0為變形前的壁厚（mm）；t為變形后的壁厚（mm）。

3 結(jié)論

1）該管件漸進(jìn)成形機(jī)可對(duì)長(zhǎng)度在200 mm之內(nèi)、內(nèi)徑為60 mm的管件進(jìn)行加工，通過(guò)對(duì)成形機(jī)關(guān)鍵零部件受力分析可知，在對(duì)壁厚為1 mm的管件進(jìn)行成形加工時(shí)，其中加工工具所采用的鉸接軸所承載的剪切應(yīng)力為125 MPa，推桿所承載的最大擠壓應(yīng)力為70.7 MPa，經(jīng)查詢相關(guān)手冊(cè)，采用45#鋼作為加工零件材料可滿足需求。

2）在管件加工過(guò)程中，加工工具頭在管件徑向位移最大為13.5 mm，兩個(gè)加工工具在初始狀態(tài)時(shí)最外側(cè)距離56 mm，工具頭完全伸出時(shí)最外側(cè)距離可達(dá)83 mm，故管件內(nèi)徑不超過(guò)83 mm時(shí)均可進(jìn)行一定程度的漸進(jìn)成形。

3）對(duì)管件成形進(jìn)行有限元分析可知，在管件擴(kuò)徑20%時(shí)，管件的平均減薄率為7.7%，壁厚最薄處減薄率為10.4%。之后可采用多道次加工成形方式對(duì)管件進(jìn)行加工，可進(jìn)一步降低管件的減薄率。

[1] BEHERA A K, SOUSA R D, INGARAO G, et al. Single Point Incremental Forming: An Assessment of the Progress and Technology Trends From 2005 to 2015[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2017, 27: 37—62.

[2] BUFFA G, GUCCIARDI M, FRATINI L, et al. Multi-Directional vs Mono-Directional Multi-Step Strategies for Single Point Incremental Forming of Non-Axisymmetric Components[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2020, 55: 22—30.

[3] XIAOQIANG L I, HAN K, SONG X, et al. Experimental and Numerical Investigation on Surface Quality for Two-Point Incremental Sheet Forming with Interpolator[J]. Chinese Journal of Aeronautics, 2020(10).

[4] 葛世玉, 趙勇, 趙亦希, 等. 薄壁構(gòu)件雙面多點(diǎn)增量成形裝備綜合剛度分析[J]. 機(jī)械設(shè)計(jì)與研究, 2019, 35(3): 155.

GE Shi-yu, ZHAO Yong, ZHAO Yi-xi, et al. Closed-Loop Stiffness Modelling of a Double Side Multi-Point Incremental Sheet Forming Machine[J]. Machine Design and Research, 2019, 35(3): 155.

[5] JAGTAP R, KUMAR S. An Experimental Investigation on Thinning and Formability in Hybrid Incremental Sheet Forming Process[J]. Procedia Manufacturing, 2019, 30: 71—76.

[6] 姜志宏, 彭杰, 姜曉鋒, 等. 金屬板材數(shù)控單點(diǎn)漸進(jìn)成形表面質(zhì)量的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 熱加工工藝, 2019, 48(15): 26—29.

JIANG Zhi-hong, PENG Jie, JIANG Xiao-feng, et al. Experimental Study on Surface Quality Single-Point Incremental Forming of Metal Sheet[J]. Hot Working Technology, 2019, 48(15): 26—29.

[7] KUMAR A, GULATI V, KUMAR P. Investigation of Surface Roughness in Incremental Sheet Forming[J]. Procedia Computer Science, 2018, 133: 1014—1020.

[8] YAO Zi-meng, LI Yi, YANG Ming-shun, et al. Parameter Optimization for Deformation Energy and Forming Quality in Single Point Incremental Forming Process Using Response Surface Methodology[J]. Advances in Mechanical Engineering,2017, 9(7): 1158—1174.

[9] UHEIDA E H, OOSTHUIZEN G A, DIMITROV D M, et al. Effects of the Relative Tool Rotation Direction on Formability during the Incremental Forming of Titanium Sheets[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2018, 96(9/10/11/12): 3311— 3319.

[10] RAHMANI F, SEYEDKASHI S, HASHEMI S. Converting Circular Tubes into Square Cross-Sectional Parts Using Incremental Forming Process[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2019, 29(11): 2351—2361.

[11] YANG Ming-shun, YAO Zi-meng, LI Yi, et al. Study on Thickness Thinning Ratio of the Forming Parts in Single Point Incremental Forming Process[J]. Advances in Materials Science and Engineering, 2018, 2018:1—11.

[12] 余耀暉, 王成, 程旋, 等. Al/Cu雙金屬管內(nèi)旋壓增量成形有限元數(shù)值模擬與分析[J]. 精密成形工程, 2018, 10(4): 46—52.

YU Yao-hui, WANG Cheng, CHENG Xuan, et al. Finite Element Numerical Simulation and Analysis of Incremental Forming of Al/Cu Double Metal Tube Inner Spinning[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2018, 10(4): 46—52.

[13] 柏朗, 李言, 楊明順, 等. 單點(diǎn)增量成形制件整體精度研究[J]. 中國(guó)機(jī)械工程, 2020, 30(22): 2748—2756.

BO Lang, LI Yan, YANG Ming-shun, et al. Research on Overall Accuracy of SPIF Parts[J]. China Mechanical Engineering, 2020, 30(22): 2748—2756.

[14] MINGSHUN Y, LANG B, YUNBO L, et al. Research on the Radial Accuracy of Ultrasonic Vibration-Assisted Single Point Incremental Forming Parts[J]. International Journal of Aerospace Engineering, 2019, 2019(2): 1—9.

[15] 王成, 余耀暉, 程旋, 等. 增量成形內(nèi)凸螺旋波紋管研究[J]. 精密成形工程, 2018, 10(4): 35—40.

WANG Cheng, YU Yao-hui, CHEGN Xuan, et al. Incremental Forming Internally Convex Spiral Bellows[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2018, 10(4): 35—40.

Finite Element Analysis of Micro-Tube Single-Point Forming and Load-Bearing Analysis of Key Parts of Forming Machine

ZHANG Ao-qiang, YANG Chen

(School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, China)

The work aims to design a micro-tube progressive forming machine and carry out finite element analysis on the load bearing of key parts and single-point forming of tubes, so as to further expand the application of progressive forming technology in tube forming, improve the forming complexity of micro-tubes and shorten the processing time. Through the static analysis on the key parts of the progressive forming machine of tubes, the dimension correction and strength check of the key parts of the progressive forming machine were carried out according to the simulation data obtained by the finite element software. When the tube diameter was expanded for 20% in progressive forming, the average wall thickness reduction rate of tube was 7.7%, and the maximum working radius of the progressive forming machine was 83 mm. The tube forming machine can meet the design requirements. Through the structural design and optimization of the tube processing tools, the expansion range of the tube is increased while the strength of the parts is ensured, and the reduction rate is reduced while the processing speed and processing complexity of the tube are improved.KEY WORDS: micro-tube processing; progressive forming;finite element analysis

10.3969/j.issn.1674-6457.2021.06.014

TH122

A

1674-6457(2021)06-0106-06

2021-04-25

張奧強(qiáng)（1997—），男，碩士生，主要研究方向?yàn)楣芗u進(jìn)成形機(jī)的關(guān)鍵技術(shù)。

楊晨（1976—），男，博士，副教授，主要研究方向?yàn)樗苄猿尚魏臀⒊尚巍?/p>