{"id":31216,"date":"2024-10-08T09:11:45","date_gmt":"2024-10-08T09:11:45","guid":{"rendered":"https:\/\/www.harsle.com\/?p=31216"},"modified":"2024-11-22T01:00:49","modified_gmt":"2024-11-22T01:00:49","slug":"design-of-gooseneck-bending-die","status":"publish","type":"post","link":"https:\/\/www.harsle.com\/fr\/design-of-gooseneck-bending-die\/","title":{"rendered":"Conception d'une matrice de pliage \u00e0 col de cygne et analyse d'intensit\u00e9"},"content":{"rendered":"

Avec la large application de la matrice de pliage \u00e0 col de cygne<\/a> Dans le domaine de l'emboutissage, le co\u00fbt de fabrication des pi\u00e8ces courbes est consid\u00e9rablement r\u00e9duit. Parall\u00e8lement, les dommages aux moules survenant lors de l'utilisation de matrices de pliage \u00e0 col de cygne sont devenus un probl\u00e8me d'inertie courant dans les ateliers de production. Ces dommages sont dus \u00e0 une conception insuffisante et \u00e0 une structure de moule d\u00e9raisonnable.<\/p>\n\n\n\n

1. Analyse du processus des pi\u00e8ces<\/h2>\n\n\n\n

En prenant comme exemple la colonne lat\u00e9rale d'un wagon de marchandises ferroviaire, le processus de conception et l'analyse des forces de la matrice de pliage \u00e0 col de cygne<\/a> sont d\u00e9crits en d\u00e9tail. La figure 1 montre la section transversale de la colonne lat\u00e9rale d'un wagon d'exportation. L'\u00e9paisseur est de 12 mm. Le mat\u00e9riau utilis\u00e9 est le Q450NQR1. Cet acier haute r\u00e9sistance et r\u00e9sistant \u00e0 la corrosion pour wagons a une longueur de 2\u00a0530 mm. Le processus est le suivant\u00a0: grenaillage, peinture \u2192 d\u00e9coupe \u2192 d\u00e9coupe \u2192 planage \u2192 pliage \u2192 stockage. <\/p>\n\n\n\n

Comme le montre la figure 2, le processus de pliage est divis\u00e9 en quatre \u00e9tapes. Lors de l'\u00e9tape 4, le mode de pliage en col de cygne joue un r\u00f4le important. Par cons\u00e9quent, lors de la conception de la matrice de pliage en col de cygne, la conception des param\u00e8tres de la matrice est principalement r\u00e9alis\u00e9e selon l'\u00e9tape 4.<\/p>\n\n\n\n

2. Calcul de la force de flexion<\/h2>\n\n\n\n
\"\"<\/figure>\n\n\n\n

  P\u2014\u2014force de flexion totale, N<\/p>\n\n\n\n

  B\u2014\u2014largeur de courbure, mm<\/p>\n\n\n\n

  \u03b4\u2014\u2014\u00e9paisseur du mat\u00e9riau, mm<\/p>\n\n\n\n

  \u03c3b\u2014\u2014r\u00e9sistance \u00e0 la traction, MPa<\/p>\n\n\n\n

  R\u2014\u2014rayon de courbure int\u00e9rieur, mm<\/p>\n\n\n\n

  La force de pliage requise pour le calcul de la pi\u00e8ce est de 5930 kN, ce qui signifie que la matrice de pliage doit r\u00e9sister \u00e0 5930 kN de pression de la machine de pliage.<\/p>\n\n\n\n

\"\"
Figure 1 \u2014 Section de colonne lat\u00e9rale<\/figcaption><\/figure>\n\n\n\n

  3. Principe de conception du moule de pliage \u00e0 col de cygne<\/h2>\n\n\n\n

  Comme illustr\u00e9 \u00e0 l'\u00e9tape 4 du pliage (figure 2), en l'absence de col de cygne, la pi\u00e8ce interf\u00e9rera avec le pliage, ce qui interrompra le pliage et emp\u00eachera le formage de la pi\u00e8ce. Le principe de conception du moule \u00e0 col de cygne est d'utiliser ce col de cygne pour \u00e9viter toute interf\u00e9rence de la pi\u00e8ce avec le moule pendant le formage.<\/p>\n\n\n\n

\"Matrice
Figure 2 \u2014 Diagramme des \u00e9tapes de flexion des colonnes lat\u00e9rales<\/figcaption><\/figure>\n\n\n\n

  4. D\u00e9termination des param\u00e8tres de la matrice de pliage \u00e0 col de cygne<\/h2>\n\n\n\n

  Comme le montre la figure 3, le sch\u00e9ma d'une matrice de pliage \u00e0 col de cygne pr\u00e9sente l'excentricit\u00e9 L et la largeur t du col de cygne comme param\u00e8tres cl\u00e9s de sa r\u00e9sistance. Pour r\u00e9pondre aux besoins de formage des pi\u00e8ces, la largeur initiale du col de cygne est de 50 mm et son excentricit\u00e9 L doit \u00eatre de (t\/2+2,5) mm, o\u00f9 t est la largeur de la section du moule la plus \u00e9loign\u00e9e du centre de pression, soit t = 50 mm.<\/p>\n\n\n\n

\"\"
Figure 3 \u2014 Diagramme sch\u00e9matique de l'analyse de l'\u00e9tat de contrainte de la section AA<\/figcaption><\/figure>\n\n\n\n

5. Analyse d'intensit\u00e9<\/h2>\n\n\n\n

L'analyse de r\u00e9sistance de la partie col de cygne du moule est r\u00e9alis\u00e9e. Outre la pression exerc\u00e9e par la cintreuse, le moule est soumis au moment de flexion induit par la pression exerc\u00e9e dans la partie col de cygne. S\u00e9lectionnez la section AA du col de cygne pour l'analyse de r\u00e9sistance et calculez l'\u00e9quation de colonne\u00a0: analyse de r\u00e9sistance de la partie col de cygne du moule. Outre la pression exerc\u00e9e par la cintreuse, le moule est \u00e9galement soumis \u00e0 la pression exerc\u00e9e dans la partie col de cygne. Le moment de flexion. Comme le montre la figure\u00a04, l'analyse de l'\u00e9tat de contrainte AA de la section dangereuse du col de cygne montre que la largeur de la section est t, la distance verticale entre le centre de pression de la cintreuse et le centre de gravit\u00e9 de la section AA est L, la pression exerc\u00e9e par la cintreuse sur la matrice est F, la force F0 de r\u00e9action de la pi\u00e8ce sur la matrice, le moment de flexion de la section est M et il existe un risque de rupture au point B de la section. Apr\u00e8s analyse, un diagramme simplifi\u00e9 de l'\u00e9tat de force de la section repr\u00e9sent\u00e9e sur la Fig. 4 AA est dessin\u00e9.<\/p>\n\n\n\n

\"\"
Figure 4\u2014\u2014Condition de contrainte de la section AA<\/figcaption><\/figure>\n\n\n\n
\"\"<\/figure>\n\n\n\n

  \u03c31\u2014\u2014contrainte g\u00e9n\u00e9r\u00e9e par la force externe F0<\/p>\n\n\n\n

  \u03c32\u2014\u2014la contrainte g\u00e9n\u00e9r\u00e9e par le moment de flexion<\/p>\n\n\n\n

  Dans l'\u00e9quation (5), W est le coefficient de flexion de la section. La section AA \u00e9tant un rectangle de hauteur t et de longueur h, w = t\u00b2h\/6.<\/p>\n\n\n\n

  \u00c0 partir de la formule (2), M=F0\u00d7L, et remplacez W et M dans la formule :<\/p>\n\n\n\n

\"\"<\/figure>\n\n\n\n

  t\u2014\u2014l'\u00e9paisseur de la section A, mm<\/p>\n\n\n\n

  L\u2014\u2014la distance verticale entre le centre de pression de la cintreuse et le centro\u00efde de la section A, en mm<\/p>\n\n\n\n

  h\u2014\u2014la longueur de la matrice de pliage, mm<\/p>\n\n\n\n

  En rempla\u00e7ant les valeurs \u03c31 et \u03c32 dans l'\u00e9quation (3), on obtient \u03c33 sous la forme :<\/p>\n\n\n\n

\"\"<\/figure>\n\n\n\n

  \u03c33 \u2014 la somme du moment de flexion et de la contrainte g\u00e9n\u00e9r\u00e9e par M et la force externe F0<\/p>\n\n\n\n

\"\"<\/figure>\n\n\n\n

  F1\u2014\u2014Contrainte maximale pouvant \u00eatre support\u00e9e par la section dangereuse AA du moule<\/p>\n\n\n\n

  \u03b4s \u2014 la limite d'\u00e9lasticit\u00e9 du mat\u00e9riau en mode de flexion<\/p>\n\n\n\n

  En substituant le r\u00e9sultat \u03c33 de la formule (7) dans la formule (8) pour obtenir F1<\/p>\n\n\n\n

\"\"<\/figure>\n\n\n\n

  Dans la formule (9), \u03b1 est le facteur de s\u00e9curit\u00e9, g\u00e9n\u00e9ralement compris entre 1,1 et 1,2. Dans ce calcul, \u03b1 = 1,15 est pris en compte, et les valeurs \u03b1 et F1 sont substitu\u00e9es dans la formule (9)\u00a0:<\/p>\n\n\n\n

\"\"<\/figure>\n\n\n\n

  \u03b4s = 450 MPa, h = 2\u00a0530 mm, t = 50 mm, L = 27,5 mm. Dans la formule (10), la valeur F2 est de 1\u00a0553 t, ce qui signifie que la section AA con\u00e7ue avec une force de flexion importante peut supporter une contrainte de 1\u00a0553 t. Cette valeur est bien sup\u00e9rieure \u00e0 la force de flexion n\u00e9cessaire au formage de la pi\u00e8ce, ce qui permet de r\u00e9pondre aux exigences de formage de la pi\u00e8ce.<\/p>\n\n\n\n

\"\"<\/figure>\n\n\n\n

  6. Optimisation structurelle<\/h2>\n\n\n\n

  Selon les r\u00e9sultats du calcul ci-dessus, la contrainte de la section dangereuse AA est de 15 530 kN, ce qui est bien sup\u00e9rieur \u00e0 la force de flexion de la pi\u00e8ce formant 5 930 kN, ce qui peut r\u00e9pondre aux exigences de moulage de la pi\u00e8ce. <\/p>\n\n\n\n

  Cependant, afin de r\u00e9duire davantage l'intensit\u00e9 de travail de l'op\u00e9rateur et de r\u00e9duire le co\u00fbt de fabrication du moule, il est n\u00e9cessaire d'optimiser la conception du moule afin qu'il puisse satisfaire la r\u00e9alisation du produit, r\u00e9duire le <\/p>\n\n\n\n

  l'intensit\u00e9 du travail de l'op\u00e9rateur et r\u00e9duire le co\u00fbt de fabrication du moule.<\/p>\n\n\n\n

  Selon la formule (10), la contrainte subie par la section dangereuse AA est li\u00e9e \u00e0 la limite d'\u00e9lasticit\u00e9 \u03c3s du mat\u00e9riau du moule, \u00e0 l'\u00e9paisseur t de la section A, \u00e0 la longueur h du mode de pliage et \u00e0 la distance verticale L entre le centre de pression de la cintreuse et le barycentre de la section A. Le mat\u00e9riau du moule \u00e9tant g\u00e9n\u00e9ralement inchang\u00e9, \u03c3s est une valeur fixe\u00a0; la longueur de la pi\u00e8ce \u00e9tant de 2\u00a0530\u00a0mm, elle aussi une valeur fixe L = t\/2+2,5\u00a0; la seule variable de la formule est donc t, et sa valeur est progressivement optimis\u00e9e\u00a0:<\/p>\n\n\n\n

  Recalculez en changeant la valeur de t de 50 \u00e0 30\u00a0:<\/p>\n\n\n\n

\"\"<\/figure>\n\n\n\n

  Recalculez la valeur de t de 30 \u00e0 25 pour le recalcul :<\/p>\n\n\n\n

\"\"<\/figure>\n\n\n\n

  Recalculez en changeant la valeur de t de 25 \u00e0 20\u00a0:<\/p>\n\n\n\n

\"\"<\/figure>\n\n\n\n

  D'apr\u00e8s les calculs ci-dessus, F32 est inf\u00e9rieur \u00e0 la force de flexion maximale de la pi\u00e8ce form\u00e9e, tandis que F12 et F22 sont sup\u00e9rieurs \u00e0 cette force. Cependant, le co\u00fbt de fabrication du moule est faible, ce qui facilite le montage et le d\u00e9montage du moule. Il a donc \u00e9t\u00e9 d\u00e9termin\u00e9 que la section dangereuse AA du moule avait une largeur de 25 mm. L'\u00e9paisseur de la partie active du reste du moule est de 25 mm. La courbure du col de cygne est excessivement courb\u00e9e afin d'\u00e9viter toute concentration locale de contraintes. La taille de l'interface entre le moule et l'\u00e9quipement peut \u00eatre con\u00e7ue en fonction du m\u00e9canisme de serrage de l'\u00e9quipement.<\/p>\n\n\n\n

  7. V\u00e9rification des effets<\/h2>\n\n\n\n

  La pratique a prouv\u00e9 que le moule peut r\u00e9sister aux contraintes de la pi\u00e8ce pli\u00e9e, et que sa rigidit\u00e9 et sa r\u00e9sistance r\u00e9pondent aux besoins r\u00e9els de production. Afin de s'adapter aux exigences actuelles de la fabrication de pi\u00e8ces \u00e0 haut rendement, \u00e0 faible co\u00fbt et \u00e0 un rythme soutenu, la conception du moule, en tant que source de co\u00fbts, constitue un \u00e9l\u00e9ment important du co\u00fbt des pi\u00e8ces. La formule et le processus de calcul peuvent \u00eatre appliqu\u00e9s \u00e0 la conception du moule \u00e0 col de cygne.<\/p>\n\n\n\n

  8. Conclusion<\/h2>\n\n\n\n

  La section dangereuse de la matrice de cintrage \u00e0 col de cygne est la plus \u00e9loign\u00e9e du centre de pression. Selon le mat\u00e9riau et la structure du moule, la r\u00e9sistance de la section dangereuse est proportionnelle \u00e0 son \u00e9paisseur.<\/p>\n\n\n\n

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