基于ANSYS的管殼體卡口器工作原理仿真分析

李 旭，李紅軍，楊 康，周 嘯

基于ANSYS的管殼體卡口器工作原理仿真分析

李 旭，李紅軍*，楊 康，周 嘯

（武漢紡織大學 機械工程與自動化學院 ，湖北 武漢 430200）

電雷管卡口工序中存在由于密封不嚴而產生啞彈的情況，影響電雷管的自動化裝配和批量化生產，本文以電雷管卡口器為研究對象，建立電雷管卡口器有限元模型。借助有限元分析軟件ANSYS，對卡口器工作原理進行有限元仿真，檢驗卡口器結構強度，為進一步了解卡口縮徑成型作用機理，對管殼體徑縮量變化以及卡口密封性（接觸壓力）做詳細分析。

金屬管殼；應力應變；徑縮量；密封壓力

電雷管主要由基礎雷管、火藥以及引火元件頭三個部分組成。電雷管裝配中的卡口工序是指在基礎雷管內裝填火藥，然后導入引火元件頭, 借助機械設備擠壓雷管殼，實現電雷管的密封。

我國工業雷管產能已達37億發，應用前景廣闊。李強針對我國雷管裝配自動化程度低，各工序間信息需要人員傳遞的現狀進行了剖析，探討了卡口自動化設備的發展方向[1]。周大鵬對電雷管包裝環節進行研究，提出了一種自動化包裝設計生產線[2]。劉亞文針對電雷管裝配自動化程度低，裝配環境存在對人員造成傷害的情況，提出了一種基于PLC的人機隔離工業電雷管智能并行裝配系統[3]。閻巧玲等通過對實際生產應用中電雷管瞎火失效的案例進行分析，探討了瞎火原因[4]。李紅軍等對管殼體單工多力點擠壓塑變模型進行研究，探討了擠壓推力作用點的位置對卡口質量的影響[5]。但目前針對雷管裝配的仿真分析幾乎沒有，本文從詳細了解雷管裝配環節的力學特性出發對卡口器進行研究。

1 電雷管卡口器模型構建

1.1 卡口器三維模型

電雷管卡口機模型簡圖如圖1所示，工作流程為：雷管金屬殼4由管殼運輸模塊3運送到裝配工位后，固定在底座上的增壓氣缸7推動擠壓活動板6向上運動，擠壓活動板上的推力擠壓孔2對擠壓器5（圖2中的3）的頂端部分產生擠壓力，擠壓器5頂端向內收縮并擠壓金屬殼4，完成擠壓后增壓氣缸7向下運動，完成雷管殼的卡口密封工序。

圖1 卡口機模型簡圖

圖2 卡口器模型

根據卡口機的工作原理，取圖1中的4雷管殼、5擠壓器和6擠壓活動板，并對推力活動板做一定的簡化，構建電雷管卡口器模型如圖2所示，為方便看到圖2中的密封塑料塞1，擠壓器3的裝配與實際生產中反轉了180°。

1.2 卡口器有限元模型及簡化

將圖2卡口器模型導入ANSYS中的靜力學模塊如圖3a所示，整個模型呈軸對稱分布，且擠壓器上端一共為18瓣，為加快計算效率簡化模型，現對模型以中心軸切分18份[6]，取其中的一份如圖3b進行分析。

圖3 有限元模型

對可能出現應力突變的邊線和尖角做圓角處理，防止求解過程中出現非線性不收斂的情況，劃分網格如圖3c所示，對關鍵求解部位進行網格細化保證分析精度和質量[7-9]如圖3d所示。卡口器材料參數如表1所示：

表1 材料力學性能

雷管金屬殼材料選用Q255（GB/T700-1988）碳素鋼，密封塑料塞材質為高密度聚乙烯樹脂（GB 11116- 1989），金屬殼與密封塑料塞選用雙線性等向強化材料模型[10]如圖4所示，擠壓器和擠壓活動板材質為35鋼（GB/T699-1988）。

圖4 雙線性等向強化模型

1.3 卡口器有限元模型邊界條件

有限元模型的邊界條件如圖5a所示，在A藍色部分添加無摩擦約束，限制約束面的法向運動，保證簡化后模型與簡化前模型的結構邊界具有一致性。在B紅色部分施加垂直向上先增大后減小的力，力隨載荷步的詳細變化情況如圖5b所示（力為實際擠壓力的十八分之一），初始階段擠壓器還沒有與金屬殼接觸，力增加的比較緩慢，擠壓器與金屬殼接觸后，力開始迅速增大，卸載過程與加載過程相反。在擠壓器底部添加固定約束，并將所有接觸面設置為無摩擦接觸。

圖5 邊界條件

2 塑性力學理論分析

2.1 Mises屈服準則

各項同性材料，即材料在塑性變形之前屈服條件與材料的取向無關[11]，因此屈服條件可以表達為：

或表示成應力張量不變量的函數：

凈水壓力不影響材料的塑性性質。這時，屈服條件只與應力偏量有關，（2）式可進一步化簡為:

當滿足Mises屈服準則時有：

材料的應變比能可寫為：

2.2 本構關系

這時應力與應變的增量即變化率為：

將（9）、（10）兩式分別帶入（12）得到應變、應力空間的加載面：

在彈性空間中，應力和應變的加載面具有一致性，則有：

產生新的塑性變形時內變量會有相應的改變，設內變量的演化方程為：

將其帶入上式，可求得：

令:

從而有：

其中：

3 有限元仿真結果分析

3.1 擠壓過程應力變化分析

卡口器工作過程如圖6所示，a—c為卡口器的加載過程，d—e為卡口器卸載過程。從圖中可以看到電雷管卡口工序中，擠壓器在推力的作用下發生完全彈性變形。加載過程的最后階段如圖6c所示，最大等效應力為565.58Mpa，集中在金屬殼受擠壓部位的上端。完全卸載后如圖6e，雷管殼卡口部位最大殘余應力為526.91Mpa。從圖6中可以明顯看到雷管殼上端卡口應力和殘余應力均大于下端卡口，這是因為卡口器工作過程中，擠壓器上端發生了一定的傾斜造成的，在后續的擠壓器設計方案中，可以讓擠壓器上端向上偏轉一定角度，以達到更好的卡口效果。

當推力活動板運動到最頂端時，卡口器各部分等效應力分布如圖6f所示。擠壓器下端彎曲部位的應力呈兩側分布，內測和外側的應力較大，中間面的應力較小，這與彈性力學中純彎梁中間面的應力最小相吻合。卡口器頂端與活動板接觸部位等效應力最大，最大等效應力為255.9Mpa，小于材料的屈服強度314Mpa，卡口器的設計滿足工作強度要求。

圖6 應力變化過程

3.2 雷管殼徑縮量和密封性變化分析

為了更好的了解卡口工序中，卡口密封成型機理。現對擠壓器工作過程中，產生的擠壓力對雷管殼徑縮量和密封壓力的影響進行詳細研究分析。

圖7 雷管殼殘余徑縮量

圖8 擠壓力與雷管殼徑縮量變化

管殼體卡口區域殘余密封壓力如圖9所示，最大密封壓力為131.56Mpa，上端卡口的密封壓力明顯大于下端卡口的密封壓力。兩道卡口的密封壓力均大于25Mpa，可以保證雷管的密封性。電雷管卡口擠壓器產生的擠壓力與卡口密封壓力之間的變化關系如圖10所示，初始密封壓力為零，當力增大到10N（擠壓力為180N）時，雷管金屬殼與密封塑料塞發生接觸，最大密封壓力出現較快增長，當壓力達到塑料塞的屈服強度50Mpa后，密封壓力略有減小后緩慢增大，卸載后最大殘余密封壓力為131.56Mpa。

圖9 殘余密封壓力

圖10 擠壓力與密封壓力變化

4 結論

本文以電雷管卡口器卡口工序為對象，借助有限元分析軟件ANSYS，建立電雷管卡口器有限元模型并求解，檢驗卡口器的結構強度，研究管殼體縮徑成形機理，詳細分析擠壓器產生的擠壓力對金屬殼徑縮量和卡口密封壓力的影響，得到以下結論：

（1）卡口工序中，卡口器的最大等效應力為255.9Mpa，小于材料的屈服強度314Mpa，滿足設計要求。

（2）卡口工序中，雷管殼的徑縮量存在明顯的屈服階段，屈服擠壓力為9N（實際工作擠壓力162N）。

（3）卡口器擠壓工作完成后，兩條卡口的殘余密封壓力均在25Mpa以上，保證了卡口密封質量。

（4）卡口工序中，由于擠壓器的傾斜導致雷管殼上端卡口的等效應力和殘余密封壓力均大于下端卡口，為后續擠壓器的設計提供了改進思路。

通過分析得到電雷管金屬殼各力學特征之間的關系和分布變化情況，驗證了卡口方案的可行性，為電雷管卡口工序提供了有限元仿真數據支撐。

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Simulation Analysis of Working Principle of Tube Shell Bayonet Machine Based on ANSYS

LI Xu, LI Hong-jun, YANG Kang, ZHOU Xiao

(College of Mechanical Engineering and Automation, Wuhan Textile University, Wuhan Hubei 430200, China)

In the extrusion and sealing process of electric detonator, there is a situation of dumb bombs due to poor sealing, which affects the automated assembly and mass production of electric detonators. This paper takes the electric detonator extruder as the research object, establishing the finite element model of electric detonator extruder. With the help of the finite element analysis software ANSYS, simulating the working principle of the extruder by finite element method. Testing the structural strength of the detonator extruder, in order to better understand the mechanism of bayonet redeced diameter forming,analysing the change in diameter shrinkage of the metal shell and the sealing performance (contact pressure) of the bayonet during the extrusion process in detail is conducted.

metallic circular shell; stress and strain; diameter shrinkage; sealing pressure

TU751.9

A

2095－414X(2021)05－0040－06