55電池殼的沖壓模具設計,55,電池,沖壓,模具設計 湘潭大學興湘學院畢業(yè)設計說明書題 目： 電池殼的沖壓模具設計 學 院： 湖南湘潭大學興湘學院 專 業(yè)： 機械設計制造及其自動化 學 號： 2006183915 姓 名： 謝豐林 指導教師： 周里群 老 師 完成日期： 2010- 05-31 目 錄2引言…………………………………………………………………………………….……. 5摘要 …………………………………………………………………………………….……. 6Abstract …………………………………………………………………………………….….6第一章 零件的工藝性分析…………………………………………………..….… 6第二章 工藝方案的選擇與確定…………………………………………….….… 7第三章 搭邊與排樣…………………………………………………………….…… 8第四章 計算沖壓力與壓力中心……………………………………………….… 9第五章 初選設備…………………………………………………………………….12第六章 凸、凹模刃口尺寸的確定…………………………………………….. 13第七章 模具的總體結(jié)構(gòu)設計……………………………………...……………. 18第八章 工作零件的設計與計算………………………………………………… 21第九章 其他工藝結(jié)構(gòu)零件的設計與選用……………………………………. 24第十章 校核設備…………………………………………………………………… 25第十一章 模具的裝配與試模………………………………………………………. 26參考文獻…………………………………………………………………………………... 27附錄……………………………………………………………………………………….... 27湘潭大學興湘學院3畢業(yè)論文（設計）任務書論文（設計）題目： 電池殼的沖壓模具設計 學 號： 2006183915 姓名： 謝豐林 專業(yè)： 機械設計制造及其自動化 指導教師： 周里群 老師 一、主要內(nèi)容及基本要求 對工件進行工藝分析。根據(jù)制件材料，形狀，尺寸等要求確定合適的成型工藝選定相應的成型設備和成型工藝參數(shù)，完成成型模具的設計，基本要求如下：1.繪制成型模具裝配圖 1 張 2.繪制成型模具全套零件圖 1 套 3.編寫設計說明書 1 份 二、重點研究的問題根據(jù)制件材料，形狀，尺寸等要求如何確定合適的成型工藝選定相應的成型設備和成型工藝參數(shù)。了解各種不同材料的沖壓工藝及成型過程，了解模具凸、凹的計算過程，了解沖壓設備的各種工藝及成型過程。 三、進度安排序號 各階段完成的內(nèi)容 完成時間41 收集資料、查找相關的參考文獻 1 周2確定成型工藝、選擇成型設備和成型工藝參數(shù)1 周3設計模具的主體結(jié)構(gòu)、模具零件的設計與計算2 周4 繪制成型模具裝配圖 1 周5 繪制全套模具零件圖 3 周6 編寫設計說明書、翻譯英文資料 1 周7 畢業(yè)答辯 1 周8四、應收集的資料及主要參考文獻1. 肖景容、姜奎華主編. 沖壓工藝學. 北京：機械工業(yè)出版社. 2000 2. 馬正元、韓啓主編. 沖壓工藝與模具設計. 北京：機械工業(yè)出版社.2003 3. 張正修主. 沖模結(jié)構(gòu)設計方法、要點及實例.北京：機械工業(yè)出版社.20074. 薛啓翔主編. 沖壓工藝與模具設計實例分析.北京：機械工業(yè)出版社.2008 5. 李名望主編.沖壓模具設計與制造技術(shù)指南. 北京：化學工業(yè)出版社.2008 6. 徐政坤主編. 沖壓模具設計與制造. 北京：化學工業(yè)出版社, 2003引言本次設計，是我的一次較全面的設計能力訓練，通 過這次訓練，我 對模具基礎知識5及工程力學、互換性與測量技術(shù)、機械制 圖、金屬工藝學、工程材料等專業(yè)課的綜合運用有了一個較為系統(tǒng)全面的認識，同時也加深了對所學知識的理解和運用，將原來看來比較抽象的內(nèi)容實現(xiàn)為具體化.這次課程設計初步掊養(yǎng)了我理論聯(lián)系實際的設計思想，鍛練了我綜合運用模具設計和相關課程的理論，結(jié)合和生產(chǎn)實際分析和解決工程實際問題的能力，鞏固、加深和擴展了有關機械設計方面的知識。通過制訂設計方案，合理選擇傳動機構(gòu)和零件類型，正確計算零件的工作能力、確定尺寸和選擇材料，以及較 全面地考慮制造工藝、使用和維護等要求，之后 進行結(jié)構(gòu)設計，達到了解和掌握模具零件、機械傳動裝置和簡單 模具的設計過程和方法， 對如計算、繪圖、熟 練和運用設計資料（包括手冊、 圖冊、標準和 規(guī)范等）以及使用經(jīng)驗數(shù)據(jù)、進行經(jīng)驗估算和處理數(shù)據(jù)等方面的能力進行了一次全面的訓練。因為本課程的主要目標是培養(yǎng)我們具有基本沖裁模設計能力的技術(shù)基礎課，因此通過設計的實踐，使我了解到模具 設計的基本要求、基本內(nèi)容和一般程序，掌握了機械零件常用的設計準則。針對課 程設計中出現(xiàn)的問題查閱資料，大大擴展了我們的知識面，培養(yǎng)了我們在模具工業(yè)方面的興趣及實際動手能力，對將來我在模具方面的發(fā)展起了一個重要的作用。本次課程設計 是我對所學知識運用的一次嘗試，是我在機械知識學習方面的一次有意義的實踐。本次設計,我完全自己動手做,獨立完成自己的設計任務，通過這次設計，弄懂了一些以前書本中難以理解的內(nèi)容，加深了 對以前所學知識的鞏固。在設計中，通 過非常感謝李應明老師的指導，使自己在 設計思想、 設計方法和 設計技能等方面都得到了良好的訓練。等專業(yè)課 的綜合運用有了6一 已知條件（1）如下圖(1-1)所屬為沖裁零件限位板零件名稱：限位板零件材料：Q235A生產(chǎn)要求：大批量生產(chǎn)圖 1-1A—表示 Wc碳的含量在 0.14%~0.22%的低硬鋼計算及說明 備注第一章 零件的工藝分析7（1）沖孔如圖（1-1）所示零件尺寸，寬帶 b=42mm,厚度 t=3mm,滿足設計要求d>2t,且沖裁件外形由直線和圓弧組成，沒有尖角，且圓角半徑 r>0.5t有利用模具壽命。零件沖孔 d=29mm,查表 1-1，已知材料 Q235A 屈服點大小 235Mpa，選 d≥t 為最小孔，滿足要求。表 1-1 自由凸模沖孔的最小尺寸(mm)材料 圓孔 方形孔 矩形孔 長圓孔鋼>700Mpa鋼=400-700Mpa鋼t 滿足設計要求。（2）沖裁精度2.6.7 沖裁斷面的表面粗糙度表　　　　　2.6.8 沖裁件允許毛刺的高度通過查上表 2.6.7 的沖裁斷面的表面粗糙度表 Ra=12.5 ；查表 2.6.8 沖裁件允許毛刺的高度：新建試模時≤0.05mm，生產(chǎn)時≤0.15mm。d 為孔直徑t 為材料厚度計算及說明 備注8第 2 章 工藝方案的選擇與確定（1） 根據(jù)沖裁件的形狀，分為沖孔和落料兩道工序，且為大批量生產(chǎn)，故選擇復合模。（2） 提出可能方案沖裁該零件，所需工序有：（a） 落料（b） 沖直徑 29mm 的孔根據(jù)以上工序，可以有如下方案方案一：先落料 再沖直徑 29mm 的孔；方案二：在同一模具上同時完成沖直徑 29mm 的孔和落料比較以上兩種方案，第二種方案易實現(xiàn)自動化生產(chǎn)，且生產(chǎn)率高操作安全，適合大批量生產(chǎn)，所以選方案二。（3）沖模的生產(chǎn)過程簡圖如圖 1-2圖 1-2計算及說明 備注9第三章 搭邊與排樣（1）確定合理的排樣形式根據(jù)材料的經(jīng)濟應用原則，材料利用率η＝Ｆ /Ｆ0×１００％＝F/ ＡＢ ×１００％ ，利用率越過越經(jīng)濟，同時還要考慮沖裁件的精度要求，精度要求高的要留搭邊。搭邊 a 和 a1 的數(shù)值查表 1-4表 1-4 搭邊 a 和 a1 數(shù)值(低碳鋼) 注：對于其他材料，應將表中數(shù)值乘以下系數(shù)：中等硬度鋼 0.9，硬鋼 0.8 硬黃銅1~1.1 ， 硬鋁 1~1.2故有：a=2.5 (mm) a1=2.2 (mm)（2）確定條料寬度和步距每次只沖一個零件的步距 A 的計算式為：A=D1+2a1=（51+21）+2*2.2=74.2（mm）條料寬度： B=（D+2a）=（18+55）+2*2.5=78（mm）（3）計算利用率選擇的排樣方式如圖 1-3 所示：η——材料利用率； Ｆ——工件的實際面積； F0——所用材料面積，包括工件面積與廢料面積； A—— 送料進距 (相鄰兩個制件對應點的距離)；B——條料寬度。D1—平行于送料方向的寬帶D—垂直于平行于送料方向的寬帶計算及說明 備注10圖 1-3工件的實際面積：F=52×55+3.14*9*9-2*（4*30）-3.14*4*4/2+0.5*3.14*21*21-3.14*(29×29)/4=3361.40F0=A*B=74.2×78=5787.6材料利用率：η＝Ｆ/Ｆ0× １００％＝F/ＡＢ×１００％=58.08％第四章 計算沖壓力與壓力中心（1）沖裁力的計算普通平刃沖裁模 ，其沖裁力 P 一般可按下式計算： FP＝tLτ 材料抗剪強度： τ=（1.2×t/d+0.6）*σb≈150(MPa)沖孔邊緣: L1=29×3.14=91.06(mm)落料邊緣： L2=21×3.14+2*(30+2*3.14+9*3.14+55)=3.5.02(mm)沖孔力： F1=L1τt=91.06 ×150× 3=40977 N落料力 ： F2= L2τt=305.02 ×150× 3=137259 N沖裁力 ： F0=F1+F2= 178236 N考慮到模具刃口的磨損和凸凹模間隙的波動，材料的機械性能的變化，材料厚度偏差的，實際所需的沖裁力還要增加 30％，即：F=1.3×F0=231706.8 Nτ—— 材料抗剪強度 ，見附表 (MPa)；L——沖裁周邊總長(mm)；t——材料厚度(mm)σb—抗拉強度為 235(MPa)d---材料最大寬度計算及說明 備注11當上模完成 一次沖裁后，沖入凹模內(nèi)的制件或廢料因彈性擴張而梗塞在凹模內(nèi)，模面上的材料因彈性 收縮而緊箍在 凸模上 。為了使沖裁工作繼續(xù)進行，必須將箍在凸模上的材料料刮下 ,將梗塞在凹模內(nèi)的制件或廢料向下推出或向上頂出。從凸模上刮下材料所需的力，稱為卸料力 ；從凹模內(nèi)向下推出制件或廢料所需的力，稱為推料力；從凹模內(nèi)向上頂出制件需的力，稱為 頂件力 (圖 1-5)。影響卸料力、推料力和 頂件力 的因素很多，要精確地計算是困難的。在實際生產(chǎn)中常采用經(jīng)驗 公式計算： 卸料力 FＱ＝Ｋ FＰ= 推料力 FＱ1＝n Ｋ1 FＰ 頂件力 FＱ２＝Ｋ２ FＰ 圖 1-4 工藝力示意圖由下表 1-5 查的 K=0.045 K1=0.05 K2=0.04材料 厚度/（mm） K K1 K2鋼≤0.10.1～ 0.50.5 ～ 2.52.5～ 6.56.50.1 0.0630.0550.0450.0250.140.080.060.050.030.065～0.0750.045～0.0550.04 ～0.050.03～0.040.02～0.03解得：FQ=0.045×178436.7=8029.65 N FQ1=0.05×178436.7=8921.84 NP——沖裁力(N)； K——卸料力系數(shù)，其值為0.02～0.06(薄料取大值， 厚料取小值)； K１——推料力系數(shù)，其值為0.03～0.07(薄料取大值， 厚料取小值)； K2—— 頂件力系數(shù)，其值為0.04～0.08(薄料取大值， 厚料取小值)； n——梗塞在凹模內(nèi)的制件或廢料數(shù)量(n＝h/t); h——直刃口部分的高(mm)；t——材料厚度(mm)。12FQ2=0.04×178436.7=7137.47 N（2）沖裁中心沖模的壓力中心，可按下述原則來確定：（a）對稱形狀的單個沖裁件，沖模的壓力中心就是沖裁件的幾何中心。（b）工件形狀相同且分布位置對稱時，沖模的壓力中心與零件的對稱中心相重合。（c）形狀復雜的零件、多凸模的壓力中心可用解析計算法求出沖模壓力中心。解析法的計算依據(jù)是：各分力對某坐標軸的力矩之代數(shù)和等于諸力的合力對該坐標軸力矩。求出合力作用點的座標位置 O0(x0, y０)，即為所求模具的壓力中心如圖 1-5圖 1-5其中：X0=（X1+X2+X3+X4+X5）/5=66.2Y0=(Y1+Y2+Y3+Y4+Y5)/5 =51.4計算及說明 備注13第五章 初選設備（1）計算壓力機的表承壓力沖裁時，壓力機的公稱壓力必須大于或等于沖裁各工藝力的總和。 采用彈壓卸料裝置和上出件的模具時： FP 總 ＝FＰ＋FＱ＋FＱ2=178436.7+8029.65+7137.47=246873.92 N≈247 KN 根據(jù)標稱壓力等參數(shù)查表 1-7，可初選壓力機為：JH23-25壓力機型號 J23-3.15 J23-6.3 J23-10 J23-16F JH23-25 JH23-40標稱壓力/KN 31.5 63 100 160 250 400滑塊行程/mm 25 35 45 70 75 80滑塊行程 200 170 145 120 80 55最大封閉高度 120 150 180 205 260 330封閉高度調(diào)節(jié)量 25 35 35 45 55 65立柱間距/mm 120 150 180 220 270 340喉深/mm 90 110 130 160 200 250工作臺前后尺寸/mm 160 200 240 300 370 460工作臺左右尺寸/mm 250 310 370 450 560 700墊板厚度/mm 30 30 35 40 50 65墊板孔徑/mm 100 140 170 210 260 320模柄孔直徑/mm 25 30 30 40 40 50模柄孔深度/mm 40 55 55 60 60 70最大傾斜角 45 45 35 35 30 30電動機功率/kw 0.55 0.75 1.1 1.5 2.2 5.5表 1-7第六章 凸、凹模刃口尺寸的確定已知沖裁件材料為 Q235A 鋼厚度 t=3mm,沖裁件精度 IT12，查公差表 1-8FP 總－沖裁各工藝力的總和14公差表 1-8查的各尺寸如下圖 1-6 所示：dd—沖孔凹?；境叽?mm)；dp —沖孔凸模基本尺寸(mm)； dmin—沖孔件孔的最小極限尺寸(mm)；△—制件公差 (mm)；x—系數(shù)計算及說明 備注15沖裁模刃口尺寸計算的基本原則：落料件尺寸由凹模尺寸決定，沖孔時孔的尺寸由凸模尺寸決定。故設計落料模時，以凹模為基準，間隙取在凸模上；設計沖孔模時，以凸模為基準，間隙取在凹模上。沖裁件內(nèi)圓孔由沖孔制成，外形為非圓形落料而成，（a） 沖孔凸模制造偏差取負偏差，凹模取正偏差。其計算公式如下： dp＝ （ dmin＋x△)－δp dd=（dp+Zmin）+δp通過查下沖裁件處始雙面間隙表 1-9，表 1-9 沖裁件處始雙面間隙材料厚度mm軟鋁 含碳（0.08~0.2）%的鋼Zmin Zmax Zmin Zmax Zmin Zmax1 0.04 0.06 0.05 0.07 0.06 0.081.2 0.05 0.084 0.072 0.096 0.084 0.1081.5 0.075 0.105 0.09 0.12 0.105 0.1351.8 0.09 0.126 0.108 0.144 0.126 0.1622 0.1 0.14 0.12 0.16 0.14 0.182.2 0.13 0.176 0.154 0.198 0.176 0.222.5 0.15 0.2 0.175 0.225 0.2 0.252.8 0.168 0.224 0.196 0.252 0.224 0.283 0.18 0.24 0.21 0.27 0.24 0.33.5 0.245 0.315 0.28 0.35 0.315 0.3854 0.28 0.36 0.32 0.4 0.36 0.444.5 0.315 0.405 0.36 0.45 0.405 0.49δp—凸模下偏差，δd—凹模上偏差計算及說明 備注16得到：Zmax=0.27mm Zmin=0.21mmZmax-Zmin=0.06 mm沖孔部分沖裁凸模，凹模的制作公差，可查表 1-10表 1—10基本尺寸、mm凸模偏差δp/mm凹模偏差δd/mm基本尺寸、mm凸模偏差δp/mm凹模偏差δd/mm≤18 0.02 0.02>180 ～2600.03 0.045＞18 ～30 0.02 0.25 >260 ～360 0.035 0.05>30 ～80 0.02 0.03 >360 ～500 0.04 0.06>80 ～120 0.025 0.035 >500 0.05 0.07>120 ～1800.3 0.04查的：δp=0.02 mm δd=0.025 mm有： δp+δd=0.045 mm＜Zmax-Zminx—系數(shù)，是為了使沖裁件的實際尺寸盡量接近沖裁件公差帶的中間尺寸，與工件制造精度有關，按下列關系取值，也可查表 1-11： 當制件公差為 IT10 以上，取 x＝１ 當制件公差為 IT11～IT13，取 x＝0.75 當制件公差為 IT14 以下時，取 x＝0.5。 表 1-11 系數(shù) x材料厚度t(㎜)非 圓 形 圓 形 1 0.75 0.5 0.75 0.5工件公差 Δ 4 ≤0.16≤0.20≤0.24≤0.30 0.17~0.350.21~0.410.25~0.440.31~0.59≥0.36≥0.42≥0.50≥0.60 <0.16<0.20<0.24<0.30≥0.16≥0.20≥0.24≥0.30 計算及說明 備注17查的 x＝0.75 ，Δ=0.24故得： dp＝ （ dmin＋x△)+δp=（（29+0.75×0.21 ）+0.02=29.16+0.02dd=（dp+Zmin ）-δp=*（29.16+0.27 ）-0.025=29.43-0.025（b）落料落料時以落料凹模設計為基準的刃口尺寸計算如下表表 1-11 以落料凹模設計為基準的刃口尺寸計算工序性質(zhì) 凹模刃口尺寸磨損情況 基準件凹模的尺寸圖 2.3.3 (b)配制凸模的尺寸 落料 磨損后增大的尺寸 Aj＝（ Amax－ x△)＋0.25△ 按凹模實際尺寸配制，保證雙面合理間隙2cmin ~2cmax磨損后減小的尺寸 Bj＝（ Bmin＋ x△)－0.25△ 磨損后不變的尺寸 Cj=(Cmin＋0.5△)± 0.125△ 注：Aj、Bj、Cj 為基準件凹模刃口尺寸；Amax、Bmin、Cmin 為落料件的極限尺寸。計算凹模各尺寸：查上表 1-11 的，尺寸 42，52，55 對應的 x=0.75，尺寸 18 對應 x=1磨損后增大的尺寸的：Aj＝（Amax－x△)＋0.25△42mm 的 ：A1= （42-0.75×0.25）+0.25/4=41.81+0.0652mm 的： A2= （52-0.75×0.30）+0.30/4=51.81+0.0618mm 的： A3= （18-1×0.18）+0.18/4=17.82+0.05圓弧 R9，R21 的尺寸為了保證分別與 18mm，42mm 相切，不用計算直接取其A3,A1 值的一半。磨損后不變的尺寸：Cj=(Cmin＋0.5△ )±0.125△44mm 的 C1=（55+0.7 5×0.3）±0.125 ×0.3=54.78±0.04凸模的尺寸按上述凹模相關尺寸配制，保證雙面間隙Zmin～Zmax=0.21～0.27mm（前面以由表 1-11 查的）（C）模具間隙模具間隙即模具凸模與凹模之間的間隙，其對沖裁件的質(zhì)量，沖裁力，模具壽命都有較大的影響。因此選擇合理的間隙，非常重要，確定合理間隙的方法如下：計算及說明 備注181. 理論確定法如圖 1-7，中的三角形 ABC 可確定合理的間隙，圖 1-7C = （t-h0）×t ×tgβ=t（1- h0/t）×tgβ查下表 1- 12 的 ：h0/t=0.2 ，β=4°表 1-12 h0/t 與 β 的值h0/t β材料 退火 硬化 退火 硬化軟鋼 紫銅 軟黃銅 0.5 0.35 6° 5°中硬鋼 硬黃銅 0.3 0.2 5° 4°硬鋼 硬青銅 0.2 0.1 4° 4°解得： C =3×（1-0.2）×tg4°=3×0.8×0.07=0.168 mmZ=2c=0.336 mm2. 經(jīng)驗法材料為硬材料：t＜3mm Z=（8%～10%）tt=1～3mm Z=（11% ～17%）tt=3～5mm Z=（17% ～25%）t已知材料厚度為：t=3mm解得： Z= 0.33 ～0.51 mm式中， h０—— 凸 模切入深度；β——最大剪應力方向與垂線方向的夾角計算及說明 備注19第 7 章 模具的總體結(jié)構(gòu)設計（1） 模具的類型選擇根據(jù)沖裁件的結(jié)構(gòu)特點，需沖孔和落料兩道工序方能完成零件成型，而且要進大批量的生產(chǎn)，綜合上述，課選擇正裝式復合模進行生產(chǎn)，其結(jié)構(gòu)圖如圖 1-7.。圖 1-7在壓力機的一次工作行程中，在模具同一部位同時完成數(shù)道沖壓工序的模具，稱為復合模。計算及說明 備注20模具各部分名稱和代號等參數(shù)如下表 1-12表 1-12（2） 模架的選擇模架由上下模座，模柄及導向裝置（導柱，導套）組成。（a）模架的形式模架的形式選擇后側(cè)導柱模架，可縱橫送料，送料方便。其模架的形式結(jié)構(gòu)如下圖 1-8計算及說明 備注21圖 1-8（b）導柱和導套導柱和導套的結(jié)構(gòu)與尺寸都可以直接從標準中選取，選滑動導向的導柱導套，安裝尺寸示意圖如圖 1-9.圖 1-9計算及說明 備注22（c）模柄的選擇所作設計為大型，模具都通過模柄固定在壓力機滑塊上的，可使用螺釘固定。第八章 工作零件的設計與計算（1）凸模（a）凸凹模和凸模的結(jié)構(gòu)形式由于沖裁件的落料件為非圓形的，可選擇直通式凸凹模，直通式凸模的工作部分和固定部分的形狀與尺寸做成一樣，這類凸模一般采用線切割方法進行加工。1-10 整體式凸模 而沖孔凸模則選擇用臺階式凸模，如下圖 1-11圖 1-11 標準圓形凸模計算及說明 備注23（b）長度計算凸模長度應根據(jù)模具結(jié)構(gòu)的需要來確定。采用固定卸料板和導料板結(jié)構(gòu)時，圖 1-12 所示，凸模的長度應該為：L＝h1＋h2＋h3＋（15 ～20）mm 圖 1-12（c）材料和其他要求沖裁件的形狀復雜，可選擇 Cr12，熱處理為淬火；工作部份的粗糙度為：Ra0.8～0.4 um 固定部分粗糙度為： Ra1.6～0.8 um（2）凹模(一)凹模洞口的類型1. 凹模洞口的類型常用凹模洞口類型如圖 1-14 所示，其中 a)、b)、c)型為直筒式刃口凹模。其特點是制造方便，刃口強度高，刃磨后工作部分尺寸不變。廣泛用于沖裁公差要求較小，形狀復雜的精密制件。但因廢料或制件在洞壁內(nèi)的聚集而增大了推件力和凹模的漲裂力，給凸、凹模的強度都帶來了不利的影響。一般復合模和上出件的沖裁模用 a)、c)型，下出件的用 b)或 a)型。d)、e)型是錐筒式刃口，在凹模內(nèi)不聚集材料，側(cè)壁磨損小。但刃口強度差，刃磨后刃口徑向尺寸略有增大 (如 α＝30`時，刃磨 0.1mm，其尺寸增大 0.0017mm)。圖 1-14 凹模洞口的類型h1、h2、h3、t 分別為凸模固定板、卸料板、導料板、材料的厚度。15～20mm為附加長度，包括凸模的修磨量，凸模進入凹模的深度及凸模固定板與卸料板間的安全距離。凹模錐角α、后角 β和洞口高度 h，均隨制件材料厚度的增加而增大，一般取α＝15′～30′、β＝2°～３°、h＝4～10mm。24計算及說明 備注設計的為復合模和上出件的沖裁模用 a)型，洞口的主要參數(shù)可查下表 1-13，得到：a=30` β＝３°、h＝10mm。表 1-13 洞口的主要參數(shù)板料厚度t/mm a β h/mm≤0.50 15` 2° ≥40.5～1 15` 2° ≥51～2.5 15` 2° ≥6≥2.5 30` 3° ≥82. 凹模的外形尺寸 凹模的外形一般有矩形與圓形兩種。凹模的外形尺寸應保證有足夠的強度、剛度和修磨量。凹模的外形尺寸一般是根據(jù)被沖壓材料的厚度和沖裁件的最大外形尺寸來確定如圖 1-15 所示。  圖 1-15 凹模外形尺寸凹模厚度 H＝Kb（≥15mm) 凹模壁厚 c＝(1.5～２)H (≥30～４０mm)式中 b 為沖裁件的最大外形尺寸；K 是考慮板料厚度的影響系數(shù)。查表 1-15根據(jù)凹模壁厚即可算出其相應凹模外形尺寸的長和寬，然后可在冷沖模國家標準手冊中選取標準值。 表 1-15 系數(shù) K 值 b 材料厚度 t0.5 1 2 3 ＞3≤ 5050～ 100100～ 200＞ 2000.30.20.150.10.350.220.180.120.420.280.20.150.50.350.240.180.60.420.30.22t=3mmb=73mm為沖裁件的最大外形尺寸；K 是考慮板料厚度的影響系數(shù)25查的： K = 0.5凹模厚度： H＝Kb= 0.5×73=36.5mm （ ≥15mm) 凹模壁厚 ：c ＝(1.5～2)H =（54.75 ～73）mm (≥30～40mm)第九章 其他工藝結(jié)構(gòu)零件的設計與選用1.定位零件模具上的定位零件的作用是將毛坯和半成品在模具上能夠正確的定位，根據(jù)毛坯的形狀，尺寸，模具的結(jié)構(gòu)形式可選以下定位零件：導料板：用于條形料的送料，條料靠在一側(cè)的導料板，沿著設計的方向送料。定位銷：為上下模座定位，保證沖裁精度。2.卸料和壓料零件（1）卸料板如圖 1-16，為固定卸料板，適用于設計沖裁件卸料，作用為當凸凹模完成一次回程時，阻擋余料，使其脫落，卸料班為 45 鋼，熱處理為淬火硬度HRC40～50。圖 1-16（3） 頂件桿如圖 1-17，為頂件桿，取直徑 5～10mm，其與凹模內(nèi)壁的間隙不宜過大，一般取 0.1～0.2mm，但不小于 0.05mm，頂件板的材料為 45 鋼。計算及說明 備注263.緊固零件（1）沉頭螺釘：表 1-12 中 17，用于固定導料板。（2）螺釘：表 1-12 中的，8，11，20 用于固定模具固定板，從而固定凸凹模和凹模，保證沖裁精度。第十章 校核設備（1）壓力機和閉模高度的校核沖裁時，壓力機的公稱壓力必須大于或等于沖裁各工藝力的總和。 采用彈壓卸料裝置和上出件的模具時： FP 總 ＝FＰ＋FＱ＋FＱ2=178436.7+8029.65+7137.47=246873.92 N≈247 KN 根據(jù)標稱壓力等參數(shù)查表 1-7，可初選壓力機為：JH23-25，其閉模高度最大為260mm又由落料凸凹模標準查得，高度為 101mm，符合要求，如下圖圖 1-16-2 閉模高度計算及說明 備注27第十一章 模具的裝配與試模（1） 模具安裝順序1. 清洗壓力機滑塊底面，工作臺和墊片平面及上下模座的頂面和底面。2. 降沖模置于壓力機工作臺或墊片上，移至近似工作位置。3. 觀察工件或廢料能否落下。4. 用手搬動飛輪或壓力機的寸裝置，是壓力機滑塊逐漸降至下極點。在滑塊下降過程中移動沖模，以便模柄進入滑塊中的模柄孔內(nèi)。5. 調(diào)節(jié)壓力機至近似的閉合高度。6. 安裝固定下模的壓板，墊塊和螺栓，但不擰緊。7. 緊固上模，確保上模頂部與滑塊底面貼近無縫隙。8. 緊固下模，逐次交替擰緊。9. 調(diào)整閉模高度，使凸模進入凹模。10.回升滑塊，在個滑動部分加潤滑劑，確保導套上部出氣槽暢通。11.以紙試沖，觀察毛刺以判斷間隙是否均勻?；瑝K寸動或手搬使飛輪移動。12.刃口加油，用規(guī)定材料試沖若干件，檢查沖件質(zhì)量。13.安裝，調(diào)試送料和出料裝置。14.再次試沖。15.安裝安全裝置。（2）常見的試沖缺陷和調(diào)整方法試沖的缺陷 生產(chǎn)原因 調(diào)整方法送料不暢或料被卡死1.兩導料板件的尺寸過小或有斜度2.凸模與卸料板之間間隙過大，是搭邊翻扭3.用側(cè)刃定距的的沖裁模導料板的工作面和側(cè)刃不平行形成毛刺1.根據(jù)情況修整或重裝卸料板2.減小凸模和卸料板的間隙3.重裝導料板卸料不正常，退不下料1.裝配不正確，卸料機構(gòu)不能移動2.凹模和下模座的漏料孔沒對正3.頂出桿過短或卸料板行程不夠1.修整卸料板2.修整漏料孔，修整凹模3.頂出器的頂出部分加長或加深卸料螺釘沉孔的深度凸，凹模刃口相碰1.上模架，下模架，固定板，凹模，墊片等零件不平行2.凸，凹模錯位3.導桿和導套配合間隙過大使導向不準1.修整有關零件，重裝上模或下模2.重新安裝凸，凹模是對正3.更換導柱或?qū)淄鼓Ｕ蹟?.沖裁時產(chǎn)生側(cè)向力未抵消2.卸料板傾斜1.在模具上設置靠塊來抵消側(cè)向力2.修整卸料板或在凸模加導向裝置凹模被脹裂凹?？谟械瑰F現(xiàn)象 修磨凹?？?8沖裁件的形狀和尺寸不正確 凹模與凸模的刃口形狀及尺寸不正確 修整凸模和凹模的尺寸落料位置和沖孔位置不正確，成偏位現(xiàn)象1.擋料釘位置不正2.導料板和凹模送料中心不平行1.修整導料釘2.修整導料板沖壓件不平1 落料凹模有上口大，下口小的倒錐，沖裁件從中通過會被壓彎2.沖孔結(jié)構(gòu)不當，落料是沒有壓料裝置1.修磨凹?？?，去倒錐現(xiàn)象2.加壓料裝置沖壓件毛刺較大1.刃口不鋒利或淬火硬度低2.凸，凹模配合間隙過大或間隙不均勻1.修磨工作刃口2.重新調(diào)整凸，凹模間隙，使其均勻參考文獻1. 夏巨諶、李志剛主編. 中國模具設計大典.南昌：江西科學技術(shù)出版社 , 2003 2. 鄭家賢主編. 沖壓工藝與模具設計實用技術(shù).北京：機械工業(yè)出版社 ,2005 3. 周良德、朱泗芳等編. 現(xiàn)代工程圖學 .長沙:湖南科學技術(shù)出版社 , 2000 4. 徐政坤主編. 沖壓模具及設備.北京:機械工業(yè)出版社, 2005 5. 第四機械工業(yè)部標準化研究所.冷壓沖模設計.第四機械工業(yè)部標準化研究所, 1979 6. 肖景容、姜奎華主編. 沖壓工藝學.北京:機械工業(yè)出版社 , 19997. 李奇 朱江峰主編 .模具設計與制造 ， 人民郵電出版社，2008計算及說明 備注291小型柴油機高速化和大功率化的發(fā)展D．BroomeRicardo & Co.Engineers(1927) Ltd.(England) 筆者所在公司長期關注小型高速柴油機發(fā)展，特別是其燃燒系統(tǒng)的發(fā)展。僅管這類機型在北美大陸并不普及，但在歐洲和日本的產(chǎn)量以及使用量卻相當大，約有數(shù)百萬臺。典型的機型是自然吸氣四缸柴油機，每缸排量為 25-35 in3 (400-600cm3)，工作轉(zhuǎn)速為 4000-5000 rpm，活塞限速在 2400ft/min(12m/s)。在 warren 的美國軍方坦克研發(fā)中心（USATAC） ， Mich 提議開發(fā)一種符合軍方要求的大功率輕型動力裝置，并且要求能達到前所未有的轉(zhuǎn)速以實現(xiàn)性能的提升，而不是僅僅增加渦輪增壓器。在這個情況下，進氣系統(tǒng)和燃燒系統(tǒng)的研究就被搬上了前臺。這項計劃制定了工作的執(zhí)行方案，包括設計，制造和在特定單缸機上的初步實驗。項目這個項目的技術(shù)要求最后由 USATAC 制定，其在大概的內(nèi)容如下所述：1．設計，采辦，制造和測試一臺缸徑為 3.5 英寸（88.9mm）的單缸機。要求以最高轉(zhuǎn)速工作，至少 5000 rpm。以分離的空氣供給系統(tǒng)的對渦輪增壓狀況進行模擬。2．改進這臺單缸試驗機，以實現(xiàn)其預定的性能指標，使得相對應的軍用四缸機能夠產(chǎn)生 1 bhp/in 3 (45.5kW/cm3)的功率以實現(xiàn)單位質(zhì)量功率 3.5 lb/bhp (2.13kg/kW)。3．設計將不受傳統(tǒng)觀念影響，以最小化機械負荷和熱負荷為目標。4．最初的燃料要求以 CITE-R fuel (MIL-F-46005A (MR))為標準。一開始，專門針對航空汽油進行研究，但后來這項要求有所放寬。5．如果可能的話使用 MIL-L-2104B 規(guī)格的潤滑油。6．項目的最后階段包括一臺軍用四缸機的設計，其中包含了對單缸機的測試。7．對于多缸機的啟動，怠速和小負荷工況的工作性能必須不能被忽視。初步設計方案2一個對缸徑尺寸和功率輸出指標的試驗可以很快地顯示出引擎最高轉(zhuǎn)速的極限。從最小轉(zhuǎn)速 5000 rpm 開始，曲線清楚地顯示出轉(zhuǎn)速在 6000 及以上時，這些活塞的運動速度與賽車引擎的相當。通過增加轉(zhuǎn)速來減小平均有效壓力的意義是重大的，fmep（這些估計都是根據(jù)筆者公司的一些過去的數(shù)據(jù)的分析，其中大部分被概括在圖1）的增加對指示平均有效壓力的減小幾乎沒有反饋。幾年來，自然吸氣柴油機被要求嚴格工作在冒煙界限以內(nèi)，因此其指示平均有效壓力只能提高到 145lb/in2 (1000kPa)；因此，渦輪增壓的測量方面有了一些要求。高速和高引擎磨擦帶來的惡果就是燃料的消耗。表格 1 中清楚地顯示了 bsfc 對曲線的迅速惡化，效果并不比汽油機來的好，所以會損失壓縮做功循環(huán)的主要利益。根據(jù)這種情況，就計劃將轉(zhuǎn)速限定在 6000 rpm。主要的表現(xiàn)問題在引擎的設計中所要求的可以被概括為以下幾項:引擎的進排氣—— 根據(jù)以往在高速小型柴油機上的經(jīng)驗表明，進排氣性能是活塞高速化時限制指示平均有效壓力的重要因素。因此，需要提供足夠大的充氣系數(shù)使得活塞速度能達到 3500 ft/min (17.8m/s)，比現(xiàn)有的柴油機水平高出 50%。這就必然要求設計脫離傳統(tǒng)的氣缸設計，包括更傾向于多氣門的設計（表 2） ；渦輪增壓帶來微小的變化，比如更高的進氣溫度，最小的壓力損失和減小體積功率的變化。除此之外，渦輪增壓匹配要求需要被事先確定。對于車用引擎，由于對后備扭矩的需要，通常傾向于在額定的轉(zhuǎn)速前提下，最小化有效的推進力。因此大尺寸的排氣門并不被強求。另外，絕對短的廢氣排放系統(tǒng)要求排氣速度盡可能低，排氣門面積與進氣門相當。3同時需要考慮的是氣門開啟時間的設置。在進氣口，高速度通常聯(lián)系著較大的氣門關閉延時角，在柴油機里，一般為提前下止點 45 度，這將會連續(xù)地影響起動性能，同時也犧牲一定的低速性能，更大程度上影響到引擎的自然扭矩儲備。對于排氣，因為渦輪增壓的需要，排氣門在做功沖程結(jié)束前就要開啟，在高轉(zhuǎn)速下提前 60 度開啟并沒有什么優(yōu)勢。較大的氣門重疊角可以減少廢氣量和降低排氣系統(tǒng)各組成部分的溫度，同時可以最小化高轉(zhuǎn)速時充氣系數(shù)的降低程度。充氣系數(shù)與氣體的流動有關。而由于活塞和氣門間余隙容積產(chǎn)生的機械問題將會對燃燒系統(tǒng)有負面的影響。燃燒問題——當引擎達到預定轉(zhuǎn)速時，點火延時期的持續(xù)時間將是一個基本的問題。點火延時持續(xù)時間將是在引擎正常工作時影響轉(zhuǎn)速，壓縮條件和燃油噴射提前角的重要因素，而特殊的燃燒室結(jié)構(gòu)將會是另一個影響因素。CITE-R 燃油的最小十六烷值為 37，但其已測定的數(shù)據(jù)只適用在低速狀態(tài)下，并不能直接應用在 6000 rpm 的高轉(zhuǎn)速引擎的預測中。然而，可以從這些有用的數(shù)據(jù)中，得到小型高速引擎在使用輕油（十六烷值為 55）時，以最小可起動壓縮比時的表現(xiàn)，估測如表 1 所示（更高的壓縮比會導致額外的熱損失和最大氣缸壓力的增長） 。這些數(shù)據(jù)指出在 6000 rpm 時使用CITE 燃油是可行的。但是在低負荷的情況下，要求入口溫度保持在室溫下，這對于采用渦輪增壓的機型是不可能的。表 1 – 達到要求轉(zhuǎn)速時發(fā)動機的速度特性*發(fā)動機轉(zhuǎn)速 5000 6000 7000 平均活塞速度, ft/min (m/s) 過 2915 3500 4085(1480) (1775) (2070)要求的 bmep 轉(zhuǎn)速, lb/in 2 (kPa) 158 132 113(1090) (910) (780)預測多缸機的 fmep, lb/in2 (kPa)** 72 83 95(495) (575) (655)所有發(fā)動機的 Imep, lb/in2 (kPa) 230 215 208(1585) (1485) (1435)4多缸機的 Bsfc , 采用 0.33 lb/inp.h(0.20 kg/kW.h), 0.48 0.54 0.61Lb/inp.h (lb/bhp.h (kg/kW.h) (0.29) (0.33) (0.37)* 2-1/2×3-1/2 in (88.9×88.9 mm) 缸徑的發(fā)動機在 1 bhp/in3 (45.5 kW/cm3) 功率輸出。** 見圖 2燃油噴射時間由燃油噴射系統(tǒng)依靠后置式裝置控制，但是在現(xiàn)實中，開發(fā)新的噴射系統(tǒng)以替代傳統(tǒng)的脈沖式噴油泵系統(tǒng)是不可能的。在一個固定的節(jié)流孔噴口，需要考慮的是如何在 6000 rpm 下，以全負荷運轉(zhuǎn)時能有 60mm3 的噴射量，這就要求能提供合適的特性曲線，調(diào)整壓縮比在 11：1。直噴式的燃燒系統(tǒng)在高轉(zhuǎn)速下延長噴射時間，其結(jié)果是很嚴重，這就不得不采用固定的節(jié)流孔噴口。另外一個附加的問題就是大負荷下 DI 系統(tǒng)工作的困難性，特別是在更高的冒煙界線空燃比情況下，要求更大的功率以達到預定的指標。在 Ricardo 的早期研究中已經(jīng)表明，基于慧星漩渦式的燃燒室系統(tǒng)（見表 3） ，工作在 4500 rpm 的小型高速民用引擎通過改進可以達到特殊應用的目的。僅管有獨立的起動裝置和完全多油路系統(tǒng)，但是主要可預見的問題是在高熱負荷的情況下，并沒有合適的 DI 系統(tǒng)；盡管如此，隨著可應用于多缸機的內(nèi)置式輔助裝置的應用，以及 CITE 燃油的限制，這些問題都不會很嚴重。表 2 – 發(fā)動機進排氣系統(tǒng) - 氣門面積和限制速度*合適的氣缸蓋布置的形式 氣門面積比例相對于缸徑的百分比 結(jié)果進氣 排氣 Total rpm,max傳統(tǒng)的兩氣門自然進氣 18 12 30 3900平頂燃燒室四氣門渦輪增壓 17 17 34 4000斜屋頂三氣門渦輪增壓 21 21 42 5000斜屋頂四氣門渦輪增壓 25 25 50 6000* 3-1/2 in (88.9 mm) 發(fā)動機行程. 受限制的平均進氣氣體速度: 自然進氣,210 ft/s (64 m/s); 渦輪增壓, 230 ft/s (70 m/s).在項目開始的時候，一些 DI 系統(tǒng)被拿來做選擇，除此之外有一臺 4000 rpm 的試5驗用單缸機以及相配套的已設計完成的 DI 系統(tǒng)版本。在那段時期，受制于噪聲，煙氣和獨特的廢氣排放法規(guī)，分離式燃燒室受到更多的重視，而在 DI 系統(tǒng)上的試驗工作并沒有像現(xiàn)在一樣被提上議程。引擎的磨擦問題——與同樣尺寸大小的常規(guī)民用多缸高速渦輪增壓柴油機相比，很明顯，通過提高轉(zhuǎn)速和活塞速度可以顯著提高 fmep。在表 1 中可以清楚地看到，如果想到同時達到功率輸出和燃油消耗率兩項指標是一個很大的問題。圖 2 所示是一臺典型的民用引擎 fmep/速度曲線圖，其估測的 fmep 是從高速多缸機的試驗中獲得的。在這個測試中，一些柴油機機構(gòu)基本的機械磨擦的增值已被假定，直到渦輪增壓裝置增加氣缸壓力和采用更大的軸承以獲得可接受的可靠性。另外，進排氣的泵氣損失將會大幅增加高速機的 fmep，除非能夠設計一個合適的氣門直徑并長期保持不變。表 3 – 燃燒室特性 慧星式 直噴式漩渦式燃燒室 燃燒室特殊轉(zhuǎn)速 (受限于 A/F) 好 失敗燃燒控制和機械負荷 好 差熱負荷和熱損失 差 Poor 好獨立起動性 差 Poor 好采用加熱塞的起動性能 好 Good ----軸針類型 針式 多孔式排放 (NOx) 好 Good 差 r多燃料性能 差 失敗6按照汽油標準，該機型的單位機械效率將會很低，但經(jīng)驗告訴我們，盡管在細節(jié)方面的設計可以獲得額外的收益，但是較低的水平仍然會隱藏在設計的規(guī)格里。單缸試驗機基于對外形的考慮，單缸試驗機的最后設計被確定，其基本尺寸為：缸徑×沖程：3-1/2 in ф×3-1/2 in (88.9mmф×88.9mm)；正常滿負荷轉(zhuǎn)速范圍，3000-6000 rpm；最高氣缸爆發(fā)壓力，2500 lb/in 2(17.3Mpa)。氣缸爆發(fā)壓力也許比傳統(tǒng)標準定得稍高，過去的經(jīng)驗顯示，設計如此一臺引擎是很危險的，所以在試驗過程中會造成不可遇見的局限性。事實上，最初可正常工作的DI 版本的設計為 3000 lb/in2(20.7Mpa)，但在隨后的慧星版本中有一定的減小?；坌菧u旋燃燒室引擎的布局如圖 3-5 所示，整機的主要部件如圖 6 所示，如下所述：78曲軸箱——曲軸箱及其后蓋由球墨鑄鐵（BS 1452：1961，Grade 14）鑄成，兩者通過螺栓聯(lián)接。曲軸箱延用 Ricardo 設計的 E/6 可變壓縮比汽油機的曲軸箱，這就導致了燃燒室如 E/6 型機那樣，置于曲軸箱前端。有三個主要軸承，全部采用鉛青銅合金襯套，中間一個軸承采用止推軸承。后軸承作為曲軸的延長軸的固定軸承，可以進行調(diào)節(jié)軸向位置，所以不能分擔中間軸承承受的燃燒負荷。曲軸——曲軸由一次鍛造成形的滲氮鋼，BS 970:1955 En 40c。平衡重為整體式，9只用來平衡旋轉(zhuǎn)慣性力，同時設有平衡一階和二階往復慣性力的平衡軸。所有主軸頸和曲柄銷表面滲氮處理，三處主軸頸直徑，從前到后，分別為 3,3,and 2-3/8 in (76.2,76.2,and 60.4 mm)，曲柄銷直徑為 2-5/8 in (66.6mm)。連桿——為獲得較好的模具和避免多余的費用開支，連桿的方案從民用機型上進行選擇，最后選定了福特 2700 系列柴油機的連桿。連桿大頭可承受的最大氣缸爆發(fā)壓力為 3000 lb/in2，連桿小頭則通常不被考慮。因此在將該型連桿運用到慧星漩渦燃燒室版本的引擎上時，要求其最大氣缸爆發(fā)壓力為 2500 lb/in2。軸承采用 2700 系列引擎上的型號，由 15%的錫鋁合金做成襯套，而小頭襯套采用預制的鋁青銅合金。除了在加工時要求仔細拋光和檢驗連桿質(zhì)量外，連桿小頭應盡可能減小寬度，以減小活塞銷座和活塞銷襯套的熱負荷和慣性負荷。加在連桿大頭固定螺栓上的扭矩高于傳統(tǒng)的標準，以防止在 6000 rpm 時，當活塞到達排氣上止點時螺栓帽脫落。軸承的提供者 The Glacier Metal Co.Ltd. 出了計算機計算的結(jié)果，表明所提供的軸承的工作范圍是合適的，盡管當高速時連桿大頭將承受相當大的慣性力?；钊突钊N——活塞由含硅 13%的鋁合金整體鑄造而成，性能為 BS 1490:1970 LM13WP，在斜屋頂燃燒室的有角度的一面上開有淺槽和雙凹槽?；钊捎脙傻罋猸h(huán)，第一道為桶形環(huán)，第二道為錐形的扭曲環(huán)；油環(huán)也作相應的設置。為提高耐磨性，在10環(huán)的磨擦面上鍍銅。不鍍鉻是因為鍍銅的環(huán)性能已經(jīng)足夠了。雖然活塞高度太大（相對于柴油機的普遍標準）會使設計合適的活塞，活塞環(huán)和缸套變得困難，但是在這個機型里活塞仍按照實際需要被特意設計成較高的高度。盡管如此，這一些小問題根據(jù)被經(jīng)驗所克服?；钊睦鋮s和連桿小頭的潤滑是通過一個安裝在曲軸箱內(nèi)的固定噴嘴定時噴射實現(xiàn)的。這個方法可以取消連桿大頭軸瓦處油槽的設計，從而使軸瓦完整。兩個活塞的改進，盤式冷卻系統(tǒng)的安排，可形變式核心的設計都如圖所示。為獲得可行的冷卻方案，對活塞環(huán)帶的盤式冷卻系統(tǒng)進行設計，承受從活塞頭部傳過來的氣體壓力的支桿被設計得近可能細，在這個區(qū)域里允許有額外的扭曲。形變式核心有著卓越的性能?；钊N材料為淬火鋼，直徑為 1-3/8 in (34.9mm)：缸套和水套—因為使用漩渦式燃燒室系統(tǒng)，在局部有較高的熱傳遞速率，伴隨有 2500 lb/in2的氣缸最大爆發(fā)壓力，使得在設計濕缸套的時候有相當?shù)碾y度。根據(jù)傳統(tǒng)的鐵制氣缸套厚度設計，則會使第一道環(huán)反向點的表面溫度額外地上升。最后方案選擇使用鋼制氣缸套，在內(nèi)壁鍍上一層厚度為 0.0015 in (38μm)的堅硬的鉻合金。越向頂部，氣缸套越薄，使得溫度能得以控制，但是較小的厚度將會削弱缸套的剛度，不利于抵御有水一側(cè)的沖擊。缸套的頂端被折邊以適當?shù)倪^盈配合安裝在氣缸上部，下端裝有水封安置在曲軸箱頂部；其徑向定位由曲軸箱內(nèi)的氣缸螺栓提供，水封為通常的橡膠環(huán)。氣缸蓋總成——氣缸蓋以及連接架，是發(fā)動機最復雜的部件，現(xiàn)在依舊有不少設計問題有待解決。如何設計合適的氣門和氣道成為其具有相當難度的核心問題。在傳統(tǒng)的缸徑為 5-1/2 in 的柴油機中為氣門留有 3-1/2 in 的直徑位置，這樣可以為漩渦式燃燒室系統(tǒng)的活塞區(qū)域提供高達 5.7 ihp/in2 (0.66 indicated kW/cm2)的冷卻能力。僅管四氣門的布置在其它地方得到了充分的驗證，但是在這個慧星漩渦式燃燒室做四氣門的布置并不十分恰當，因此最后選定了三氣門的布置方案。斜屋頂?shù)念^部表面積是很重要的，一部分留給必要的氣門面積，但更多是用來預留額外的散熱空間。通常情況選擇使用兩個排氣門，以減小它們各自的尺寸，同時使用一個進氣門。但是最終一個相反的方案被選定，同圖 8 所示。一對進氣門布置在中央，因為考慮到如果11采用一對排氣門的話，較長的排氣管會對燃燒室頂部強烈地加熱，對排氣門設計不利。不對稱的燃燒室和氣門布置以前也被研究過，但因其不能顯示出實際的優(yōu)勢和與多缸機的要求不符合而被舍棄。在這個設計中，通過將加熱塞置于燃燒室較低的位置，采用所謂的延展式外形的慧星燃燒室以最小化空間。為了冷卻進氣門、排氣門以及兩者之間的橋梁結(jié)構(gòu)，鉆孔是不可避免的，這就需要對燃燒室與水套之間的金屬層厚度做精確的控制，并且要求水套的表面保持清潔。漩渦燃燒室的加熱塞置于窄處，由 Nimonic 80A 合金精密鑄造而成，是一個輕型的定位于銅襯墊的上邊緣口，根據(jù)經(jīng)驗這樣的強化在一些地方需要直接冷卻，而不像民用發(fā)動機那樣存在一個間隙用來迅速暖機。在燃燒室上部有一個由球墨鑄鐵制成的噴嘴。一個傳感器的觸點置于氣缸頂部的后端。輕型合金機座直接安裝在缸套的上邊緣，沒有用到襯墊，通過 8 個單頭螺柱垂直夾緊在水套的上邊緣。根據(jù)經(jīng)驗，燃氣的沖擊不構(gòu)成問題，設計的單頭螺柱滿足 1.4倍于滿負荷燃氣沖擊的要求。進排氣的頂置凸輪軸采用 11 個螺栓，通過三角架布置在頂部，以確保安全。凸輪軸通過搖臂驅(qū)動氣門的開啟和關閉，氣門間隙的調(diào)節(jié)通過對氣門挺柱頂端的墊片來實現(xiàn)。凸輪軸對于進氣門關閉和排氣打開的時刻的控制是可行的。進氣門的材料采用鋼BS 970:1955 En 59 “XB”，對于單獨的排氣門采用特殊的 21-4/n 奧氏體鋼，但根據(jù)12經(jīng)驗，排氣門需要承受高溫，在頭部會發(fā)生穴蝕現(xiàn)象，因此在頭部采用 Nimonic 80 合金，并鑲有鉻合金。為了實現(xiàn)多缸機在質(zhì)量上的指標，整機廣泛采用鋁合金材料，包括氣缸蓋和機體部分。氣缸蓋初始設計采用 BS 1490:1970 LM25WP Al-Mg-Si 合金，但該鑄件卻被證實在進氣口附近存在多孔滲水現(xiàn)象。因此在鑄造方面做了相關改進，材料也被改成高溫RR 350 Al-Cu-Ni-Co-Sb-Zr 合金。之后鑄件就再也沒有出現(xiàn)過大的松孔，但隨之而來的是進排氣門之間的橋梁結(jié)構(gòu)出現(xiàn)破裂現(xiàn)象。冶金實驗證明微孔收縮和薄膜都是在鑄造中形成的，但是這些缺陷是非常嚴重的，通過一對固定的熱電偶對稱置于橋梁結(jié)構(gòu)不同深度處，以選擇合適的插入點的方法，因為物理上的原因在這里是不適用的。如表 4 所示的這些實驗中，證實按照最初的設計程序計算得出來的數(shù)據(jù)，如圖 4 所示，采用 Lm25WP 的合金時，材料處于正常工作范圍的邊緣，采用 RR 350 時材料失效并不僅僅是熱疲勞影響。在對設計做了一定的修改后，加強了橋梁結(jié)構(gòu)的冷卻和強度，同時減小了進排氣門的直徑，分別為 1.050 in (26.7mm)和 1.505 in (38.2mm)，在室溫下經(jīng)過機械負荷測試時，得知缸蓋甚至只是在裝配后就會發(fā)生一定的扭曲變形。微型應變儀被應用在這些橋梁結(jié)構(gòu)，氣門座，氣缸蓋總成，裝配，整機的扭矩和氣缸體所承受的氣缸爆發(fā)壓力是很合適的。測定的結(jié)果，與一臺相似的技術(shù)成熟的，采用鋁制氣缸蓋的民用兩氣門柴油機相比較，比較結(jié)果見圖 9，證明在冷態(tài)時兩種機型的橋梁結(jié)構(gòu)都存在明顯的預應力，但是在發(fā)動機工作會被熱應力負荷所抵消。對 RR 350 材料的冷態(tài)結(jié)果分析表明，在溫度上升后，有足夠的安全系數(shù)保留，也沒有明顯的缺陷問題。表 4 – 氣缸頂部中央的熱流和溫度*估測 標準局部熱流, 518,000 475,000Btu/ft2.h (MW/m2) (1.63) (1.5)缸壁一側(cè)的溫度 504 525F (C) (262) (279)推斷* 轉(zhuǎn)速: 215 lb/in 2 (14.85 bar) at 6000 rpm. 13現(xiàn)在設計的氣缸蓋，已經(jīng)證明其失效時間為早期設計的 2 倍，可以說以上所說的問題都已經(jīng)克服，一個可行的氣缸蓋設計已經(jīng)成形。正時驅(qū)動平衡齒輪——一個后置蓋將整個齒輪傳動系統(tǒng)罩住，下方是兩個主平衡軸傳動齒輪和兩個二級兩倍速的平衡軸傳動齒輪，在上方是一個一倍的減速齒輪。平衡軸位于曲柄行程的下方。平衡軸以鋼棒材為毛坯，一端磨削后壓入薄鐵管，使其有光滑的外表面以減少動力損失和機油的攪動。從定時齒輪箱伸出的半速輸出軸前端與噴油泵相聯(lián)，后端與齒形帶輪聯(lián)接。兩根頂置凸輪軸通過 1：1 的同步帶輪與位于缸蓋總成齒輪的副軸相聯(lián)接；這根副軸有一定的撓性，以允許將來需要改進時，燃燒室的改變和氣門位置的布局能夠得以實現(xiàn)。深溝球軸承被應用于正時傳動系統(tǒng)。燃油噴射系統(tǒng)——在更早的時候，就開始采用傳統(tǒng)的高壓燃油噴射泵系統(tǒng)，之后又開始對適用在本機型，轉(zhuǎn)速在 3000 rpm 的噴射泵的研究。該工作單元是從一臺適用14于 3000 rpm，兩沖程三缸機的噴油泵上改進而成的，其單獨的動力學原理需要在高速下得以驗證。為獲得足夠高的噴射速度和噴油量，一種新的凸輪軸被開發(fā)出來，這樣三個單獨的工作單元可以相互聯(lián)系起來。噴油泵通過一個手動的調(diào)速器控制，以使得在調(diào)節(jié)噴油時刻時不用停機。在噴油泵附近靠近水套的地方允許有一短的高壓油管，而傳統(tǒng)的 S 號的軸針式噴嘴正好合適。民用發(fā)動機上的軸針熱屏蔽裝置可以用來保持軸針尖較低的溫度。冷卻回路——通過一個外置的電機驅(qū)動冷卻液高速流動，同時在主循環(huán)上還安有一流量計。引擎的冷卻回路是一個平行系統(tǒng)，冷卻液同時從幾個入水口進入。在氣缸水套底部開有兩個互不干涉的孔，冷卻液通過這兩個孔經(jīng)過缸套和缸套邊緣的壓邊處。然后冷卻液經(jīng) 12 個在缸蓋和水套之間的缸蓋熱圈上的孔進入氣缸蓋。另一條水路是在氣缸頂部的橋梁結(jié)構(gòu)上鉆有四個孔，冷卻水流在進入主循環(huán)前先流經(jīng)進氣門周圍的橋梁結(jié)構(gòu)。缸蓋通過一個單獨的排水通道與排氣門相聯(lián)。潤滑油路——同樣，一個單獨的機油泵用來提供潤滑油，以滿足對潤滑和活塞冷卻的要求；流量計安置在一條獨立的通路上。所有的潤滑油經(jīng)過機體內(nèi)分離的鉆孔和外部管道相聯(lián)，經(jīng)驗表明在典型的發(fā)動機上，這樣的布置可以最大程度上減少成本。低壓供油給氣門結(jié)構(gòu)。機油箱是干式的，同時有一定的加壓以防止機油浸到平衡軸上。發(fā)動機性能對引擎的燃燒系統(tǒng)和噴射系統(tǒng)的改進并不是同時進行的，而且對發(fā)動機的進氣系統(tǒng)并沒有做最優(yōu)化設計。因此，這里所引證的數(shù)據(jù)只是表明指標要求能夠達到，而不是為了對發(fā)動機性能做最優(yōu)化設計。當然，更多的成果也是被期待的，特別是在超過轉(zhuǎn)速范圍時的平衡性和在超高速下燃燒系統(tǒng)的機械和熱負荷數(shù)據(jù)。測試安裝——發(fā)動機與電子應變測量計相聯(lián)，也可與駕駛單元相聯(lián)接。冷卻液出口和潤滑油入口溫度可以通過水冷散熱交換器自動控制。壓縮空氣由獨立的空氣壓縮15機提供，中間聯(lián)有一個 ALCOCK 滯流空氣流量計，另有一個中冷器，用來控制進氣溫度和減少沖擊效應。排氣管通過一根短管與一個膨脹室相連，在出口處壓力得到控制；在對發(fā)動機進排氣系統(tǒng)的增壓模擬中，一個氣室或一排管道被用來進氣。其測試安裝結(jié)果如圖 10 所示。通常的測試方法是，通過改變噴油量，控制引擎工作在一定的負荷范圍以上，并保持一定的轉(zhuǎn)速，而進氣量和排氣管背壓保持與對照樣機相同。這樣并不是模擬增壓發(fā)動機工作在相同的負荷范圍內(nèi)，而是通過這些數(shù)據(jù)大致地預測增壓發(fā)動機的工作狀況。根據(jù)表現(xiàn)出來的發(fā)動機的特征結(jié)果，在相同的進氣量和背壓的情況下，對中斷結(jié)果和動力磨擦的情況的分析，允許對多缸機指標的推測。由于 CITE 燃料在英國供給困難，USATAC 贊成使用本質(zhì)上相同的航空用低烷值燃油（D.Eng R.D.2486） ，其十六烷值為 37。一些實驗也使用 C.I.油料，是一種本質(zhì)上與ASTM Grade 2-D 柴油相似的燃油，其十六烷值為 55。測試工作——對這臺機械部分改進的新型的發(fā)動機，大部分測試工作表明其完全達到了 215 lb/in2 (1485 kPa) imep 的指標要求。一些數(shù)據(jù)也表明，在達到滿負荷工作運轉(zhuǎn)時，轉(zhuǎn)速會降到 3000 rpm。在開始測試時，在 6000 rpm 的轉(zhuǎn)速下其冒煙界線是可以接受的，但在排氣管邊緣的熱電偶測得的排氣溫度過高，達到了 1650F (900C)。這是由于非常長的噴射時間和16延遲燃燒造成的。對燃油噴射系統(tǒng)的改進減低了噴嘴的噴射速度，但是只是在名義上有大量的減少，在噴嘴口處，只有 20%的減少量在噴射時間內(nèi)。對噴射系統(tǒng)的簡單計算出現(xiàn)另人失望的結(jié)果是自然的。因此就需要像一開始一樣，對高排氣溫度時固有的熱力問題在高排氣溫度進行研究和尋找設計解決方案。在負荷范圍內(nèi)，在進氣壓縮比為 1.9 和 6000 rpm 時，兩個燃料的性能如圖 11 所示，而其典型的氣缸爆發(fā)壓力和軸針抬起高度如圖 12 所示。從以上數(shù)據(jù)可得知，增壓對于兩種燃料達到性能指標都是非常有效的，其在冒煙邊界的 A/F 值為 0.055。這些值得注意的數(shù)據(jù)結(jié)果證明，最后燃油注入燃燒室的時刻為 40 deg atdc，這可以歸功于慧星燃燒系統(tǒng)出色的混合氣能力，特別是在活塞凹陷處非常有效的氣體流動。在使用輕油時，慧星燃燒室可以達到最適宜的起動性能，但在使用對點火要求更低要求的航空低辛烷值燃油時，它就不可能達到在相同的進氣壓力下相同的燃燒效果，不可避免地會有些損失。在小負荷時不能發(fā)火的問題同樣也在使用航空低辛烷值燃油時體現(xiàn)出來，增加一定的進氣溫度可能成為必要的措施—多缸機使用一根進氣總管—采用對冷卻液特殊控制的二次冷卻器成為必要的手段。從氣缸爆發(fā)壓力圖表上可得知，氣缸最大爆發(fā)壓力在高速的情況下，可以測得其值在滿負荷時為 1475 lb/in2 (10.2MPa)。在恒定的進氣壓力和最適宜的噴油時刻時，使用輕油的速度曲線如圖 13 所示，噴油時刻的改變?nèi)鐖D 11 所示。應該指出在燃燒室低轉(zhuǎn)速輸出時相對于高轉(zhuǎn)速下的要求有所降低，盡管隨著更大的改進也會有相應的改進?，F(xiàn)在相當小的氣門被應用，而早期的進氣門關閉時刻為 40 deg abdc，其體積效率在 5000 rpm 時下降，但是多缸機對扭矩的儲備要求還是可以接受的。1718多缸機的可能性在對單缸機試驗完成時，還沒有認為值得花時間對多缸機的進行設計研究。但是，為了獲得對今后整機樣式的大致了解，一些可能的四缸機方案草圖還是有的，其前端視圖和側(cè)視圖如圖 14 所視。該發(fā)動機的正視圖表現(xiàn)了單列、干機油箱的設計，它的氣缸蓋除了采用整體式缸蓋外，本質(zhì)上與單缸機的相同。渦輪增壓器安裝在飛輪上方，與進入總管和中冷器相聯(lián)接。該引擎，包括各個輔配件，包括飛輪長 31-3/4 in (806 mm)，高 32-3/4 in (831) mm)，寬 24 in (609 mm)，單位質(zhì)量功率為 9.3 bhp/ft3 (245 kW/m3)。為了達到特定的重量要求，其干重量必需達到 470 lb (213 kg)。其質(zhì)量與排量比為 3.49 lb/in3 (0.096 kg/cm3)，而傳統(tǒng)的車用柴油機的質(zhì)量與排量比為3-5 lb/in3 (0.08-0.14 kg/cm3)。19基于單缸試驗機的實驗數(shù)據(jù)，為該機型設計的制動器的性能也基本上達標了。在4000 rpm 時要求有 10%的扭矩儲備要求，因此，作為一臺渦輪增壓發(fā)動機，已經(jīng)達到了扭矩的要求。在 4000 rpm 以下，供油量需要削減以保持其排煙有約 5%的不透明度，這樣在低速時就可能獲得一定的性能增長。進氣壓縮比被要求在通過中冷器損失后還有 2.7，其最大的氣缸爆發(fā)壓力為 1950 lb/in2 (13.5 MPa)。排放情況在單缸機上并沒有做測定，但是慧星漩渦式燃燒室已經(jīng)被證明其擁用極低的排放，特別是是氮氧化物方面，倘若不發(fā)火的問題能夠得到解決，那么這臺發(fā)動機滿足 1975C.A.R.B 的要求也就成為可能。20概括和總結(jié)在 USATAC 發(fā)起的設計和測試過程中，達到高效的輸出 1 bhp/in3 (45.5 kW/cm3)和低重量的柴油機的可能性也曾被研究過，采用高轉(zhuǎn)速和一般的活塞運動速度，分別為 6000 rpm 和 3500 ft/min (17.75m/s)。預測要達到的目標是 imeps 達到 215 lb/in2 (1485 kPa)，因此也就需要采用渦輪增壓系統(tǒng)。在研究一開始所涉及到的三個主要問題：1. 引擎的進排氣系統(tǒng)，主要是盡可能提供比傳統(tǒng)發(fā)動機更大的氣門面積。2. 燃燒，包括最基本的在很短的時間間隔內(nèi)實現(xiàn)壓燃的問題，也有燃油噴射系統(tǒng)和燃燒室的選型。3. 發(fā)動機的磨擦，對 bfc 的控制。從以上幾點考慮，一個單缸試驗機的設計提了出來，包括對進排氣系統(tǒng)和燃燒等細節(jié)問題的研究。1. 使用 Ricardo 設計的慧星漩渦燃燒室系統(tǒng)。2. 采用斜屋頂燃燒室頂部設計，以便提供足夠的氣門安裝空間。3. 雙進氣門和單排氣門設計。4. 合理地對機械部分做出設計，以應付在特殊地試驗條件下對很高氣體爆發(fā)壓力的抵抗要求，以及設計適應高熱應力的冷卻系統(tǒng)。測試工作表明設計的指標可以達到，盡管改進工作還沒有完成，但是試驗數(shù)據(jù)顯示進排氣系統(tǒng)和采用慧星燃燒室的燃燒系統(tǒng)可以實現(xiàn)轉(zhuǎn)速 6000 rpm，這還是在采用傳統(tǒng)的高壓燃油噴射泵的情況下。采用 CITE 燃油也可能是出現(xiàn)這種情況的原因。最初為軍事目的設計的，背包大小，特殊功率要求的 4 缸試驗機已經(jīng)制造完成。致謝作者非常感謝文中所提及的美軍坦克研發(fā)中心在這個項目的大力支持，也很感謝他們和 Ricardo & Co.對論文出版的許可。21參考文獻1. 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