机械毕业设计（论文）-热管拉拔成形装置设计【全套图纸】.doc

邵阳学院毕业设计（论文） 1 绪论全套图纸，加153893706 1 .1引言 微电子产业是一个国家的基础性和战略性产业，其核心是高集成度芯片技术。随着电子科技的进步，许多电子产品不断地往高性能化、高功率化以及超薄、微型化发展。使得电子元件单位面积所产生的热量越来越高，而有效散热空间非常狭小而热流密度又非常高，导致芯片工作温度急剧增加，这将严重威胁到电子产品的安全与使用寿命。因此，对狭小空间内高热流密度电子设备的高效散热是亟需攻克的关键技术。目前，具有高导热率、良好等温性、快热响应、小尺寸而简单结构的微型热管已成为电子产品散热的理想导热元件。 在过去数十年间，IC芯片一直遵循摩尔定律快速进步。然而，到2004年，这一规律由于芯片热控制问题而遭遇挑战。2004年，Intel发布了采用90nm线Prescott CPU，其耗电量在100W以上，3.06G功耗即达115W，Intel估计于2005年开始制造的65nm Tejas CPU发热量将达140W，甚至达到160W，热流密度达100W/cm2。如此高密度的热流如不及时散出去，将严重影响电子产品的性能和可靠性，甚至烧毁元器件，因此对芯片散热提出了极为严峻的挑战。2004年Intel所发表的技术瓶颈Technology WallThermal Wall说明，其CPU的发展暂时不再以提高操作频率为主而改以多功能整合方式取代1，就是因为散热问题无法解决。我国也在973计划2005年重要支持方向中设立了延长硅集成电路摩尔定律的重大专项。由此可见散热问题已从过去的次要因素而成为阻碍微电子技术进步的主要因素。1.2 热管的工作原理图1.2为热管的工作原理示意图。热管由三个基本部分组成：一是两端密封的容器图1.2热管工作原理图（管壳），多数做成圆管状；二是由多孔材料（金属网、金属纤维等）构成的吸液芯，覆盖在器壁的内表面；三是容器内充满一定数量的液体工作液体（工质）及其蒸气。将管内抽成一定的负压后再充以适量的工作液体，使管内壁的毛细吸液芯充满液体后加以密封。管壁的一端为蒸发段（加热），另一端为冷凝段（冷却），根据需要可在中间设置绝热段。当热管的一端受热时毛细吸液芯中的液体蒸发，蒸汽在微小的压差下流向另一端放出热量凝结成液体，液体再由吸液芯的毛细力作用流回蒸发段，完成一个循环。如此循环不停，热量由热管的一端传至另一端，放给冷源。由此可见，当热管正常工作时，其内部进行着工质液体的蒸发、蒸汽的流动、蒸汽的凝结和凝结液的回流等四个工作过程，这四个过程构成了热管工作的闭合循环。1.3 管材拉拔成形概述采用传统的高速旋压成形和犁削方法加工出的沟槽式吸液芯具有壁薄、重量轻等特点，符合电子器件轻、薄、短、小型化的发展趋势，不存在接触热阻，具有热响应快、吸液芯结构不易损坏等特点，特别是犁削方法采用多齿刀具可在小型圆热管内壁可加工出一种新颖的翅结构微沟槽这种组合犁削微沟槽能显著改善热管毛细极限，但不管是旋压法还是犁削法，由于受到多齿芯头和犁削刀具制造的限制，两种方法都只适宜于加工直径6mm左右甚至直径更大的热管，而对于直径3mm以下特别是直径更小的热管则无能为力。因此，为进一步改善微热管内部沟槽的毛细结构、提高毛细力，特别是为了制造直径较小的微热管，必须在犁削或旋压的基础上采用拉拔法对已加工成的沟槽式热管进行进一步的加工。微热管拉拔不同于一般的管材拉拔，通过拉拔工艺，它不仅要保证热管外径尺寸、壁厚变化、外表面质量和材料组织及性能的要求，而且要保证微热管的内部形状及微细结构的要求，即不仅要保证热管内部的齿结构满足微热管的设计要求又要保证具有更加丰富的毛细结构。根据上述要求，本文提出首先进行空铜管的拉拔成形实验，即在确定好拉拔模具类型的基础上研究与微热管材料相同的空铜管的拉拔成形特点和规律，再根据微型圆热管微沟槽毛细吸液芯结构的几何特点，利用设计好的拉拔模具进行微热管拉拔成形实验，然后进行拉拔成型加工。1.4 微型热管拉拔成形国内现状 传统微型热管拉拔成形实验设备微型热管拉拔成形实验是在普通车床上进行的。在拉拔过程中，拉拔模具用车床的三爪卡盘夹紧，用车床刀架上的夹具夹持工件沿着工件的轴线（即机床主轴轴线）方向移动。在移动过程中，由于工件与模具之间的相对运动而拉拔出需要的微型热管。实验设备如图1.4.1所示。图1.4.1微型圆热管拉拔成形实验装置 微型圆热管拉拔成形过程当材料进入拉拔区后，在模具作用力的轴向分力和轴向拉拔力的作用下，金属材料就会向轴向流动，同时，在模具作用力的径向分力作用下，金属同时会向径向流动，这样就会引起材料轴向尺寸的增加和径向尺寸的减小。通过一次或多次的拉拔，就可以达到我们所需要的尺寸的微型热管。图1.4.2所示为本文作者通过系列模具加工出的最终系列热管的外观图（微热管外径尺寸最小的为0.84mm，右端统一为3.5mm的灌装口）。图1.4.2拉拔成形系列微小型热管1.5 课题来源与本文的主要设计内容1.5.1课题来源 指导老师的省科技厅科研课题1.5.2 本文的主要研究内容如前所述，目前传统的热管加工采用普通机床加工，但它具有效率低、设备体积庞大、能源利用率低、夹具体积太大难以更换和调整等缺点。因此我的主要任务是设计一个能源利用率高、体积小、加工效率高的热管拉拔装置。本文主要研究内容如下：1研究微型沟槽式热管拉拔成形原理,进行管材拉拔成形实验,确定驱动元件的功率和速度。2.微热管加工拉床主体的设计包括机械方面和电路方面的设计。3.微热管加工拉床模具的设计。2 微型沟槽式圆热管拉拔成形机理2.1 拉拔加工原理微型热管拉拔原理如图2.1所示。工作时，将拉拔模具安装在固定机架上，先通过图2.1 热管拉拔成形原理手工方法将已经犁削出的热管一端的直径减小，使其直径小于拉拔模具的小端直径，再将其从拉拔模具大端处向小端处穿过拉拔模具，由牵引装置夹紧并带动热管小端运动，当热管从拉拔模具的大端穿过拉拔模具的小端后，在拉拔模具的冷挤压作用下就会形成尺寸基本上等于拉拔模具小端直径的较小的热管。2.2 拉拔加工的特点沟槽式微型圆热管加工的犁削（旋压）-拉拔复合成形法是在犁削的基础上进行的热管加工方法。其加工方法的优越性如下：（1）由于犁削（旋压）-拉拔方法是在犁削或旋压的基础上对热管再进行空拉拔，在拉拔模具的挤压作用下，铜管内壁会进一步产生塑性变形，可使管壁金属的结构和性能发生变化。加工后晶粒变细且呈纤维状延伸，表面纤维状晶体未被切断而只受挤压，流线分布合理，流动性能得到了强化，铜管结构致密，其强度极限和屈服极限增大，抗疲劳强度、耐磨性和耐蚀性显著提高，能充分发挥金属材料的潜在塑性。更重要的是，通过多次的拉拔作用，可在原犁削出的热管沟槽内部生成更加丰富的翅状结构，大大提高毛细力。（2）工艺范围较宽。只要配备适当的模具和刀具，则几乎可以加工出尺寸范围较宽的热管。（3）加工出来的热管表面质量好。由于热管外表面的形成主要只受到模具内孔表面的影响，只要模具内孔表面光滑，则可保证热管的外表面光整。（4）与单一旋压成形法相比，采用旋压-拉拔成形法加工微型沟槽式热管时增加的设备也比较简单，操作也比较方便，效率高，用普通的车床或刨床经过简单的夹、模具配置即可加工。（5）在拉拔力的作用下，热管只是经过塑性流动后发生塑性变形，从而形成最终的需要的热管。在整个拉拔加工过程中，只发生金属在塑性状态下的体积转移，而没有任何的金属切削运动，因而材料利用率高。（6）在拉拔阶段，对加工参数的依赖性较弱。只要模具制造正确，则加工速度等参数对其质量影响不大。当然，根据犁削（旋压）-拉拔法的加工原理可知，该方法同样也存在着某些不足，主要表现为：刀具参数确定不易。当加工微型热管，特别是需要经过多次拉拔成形的热管，由于需要经过多次复杂的拉拔加工，材料则需要经过多次的复杂的挤压塑性变形，在目前研究水平的前提下，很难准确确定刀具在犁削时的刀具几何参数以确保最后形成的微型热管的几何参数最优化。2.3微型圆热管拉拔加工的成形力研究微热管拉拔成形力的测量系统同样由Kistler9441型高灵敏度压电式三向测力仪（车削专用测量仪）、Kistler5006型多通道电荷放大器以及数据采集系统等组成部分。图2.3为微热管拉拔成形时测得的拉拔力。(a)润滑条件下的拉拔成形力(b)无润滑条件的拉拔成形力图2.3 微小型热管拉拔成形力 从上两图可以看出，在拉拔开始阶段都有一个拉拔力快速增长的过程，之后则基本维持在一个比较恒定的值，这是因为，材料在刚开始进入模具的工作锥变形是逐步增加的，当材料全部通过工作锥后，后面的变形则是连续的、均匀的。比较两图可知，润滑条件下的拉拔成形力略小与无润滑条件的拉拔成形力，说明拉拔成形力主要是由材料的塑性变形力所引起，而材料与模具之间的摩擦力对拉拔力的影响较小。另外，从图2.3(a)看出，其拉拔力的起伏比图2.3(b)的大，说明润滑条件一般，管材与拉拔模具之间处于边界摩擦状态。3微热管拉拔成形装置主传动的设计3.1引言以前的加工机床采用液压缸来驱动，可以这只适用于拉力很大的情况而且要设计油路很复杂，从上一章可知微热管的拉拔力不大，所以我采用丝杆螺母机构来实现这个直线运动。用步进电机驱动来控制运动速度。大体方案如图3-1所示：图3.1微热管拉拔成形装置设计的大体方案3.2机械传动部件的计算与选型3.2.1导轨上移动部件的重量估算导轨上部件包括热管夹具、导轨座，估计重量约为400N。3.2.2 拉拔力的计算 根据第三章拉拔实验可知拉拔力小于100N。为了能加工多种类型的热管拉拔力取200N。3.2.3 直线滚动导轨副的计算与选型（1）拉头承受工作载荷Fmax的计算及导轨型号的选取 工作载荷是影响直线滚动导轨副使用寿命的重要因素。拉拔装置采用水平布置、四滑块的支承形式。考虑最不利的情况，即垂直于台面的工作载荷全部由一个滑块承担，则单滑块所受的最大垂直方向载荷为【4】： (3.1) 其中，移动部件重量G=400N，外加载荷F=100N，代入式3.1得最大工作载荷为【4】 (3.2) 查表3.41【3】48，根据工作载荷Fmax=0.3kN，初选直线滚动导轨副的型号为ZL系列的JSA-LG20型，其额定动载荷Ca=11.5kN，额定静载荷C0a=14.5kN。根据加工热管长度为1000，查表3.354，按标准系列，选取导轨长度为1000mm。表3.2.1JSA型导轨长度系列导轨型号导轨长度系JSA-LG15280340400460520580640700760820940JSA-LG20340400520580640760820940100011201240JSA-LG2546064080010001240136014801600184019603000JSA-LG3552060084010001080124014801720220024403000JSA-LG4555065750850950125014501850205025503000JSA-LG5566078090010201260138015001980222027003000JSA-LG65820970112012701420157017202020232027703000(2) 距离额定寿命L的计算 上述选取的ZL系列JSA-LG25型导轨副的滚道硬度为60HRC，工作温度不超过100，每根导轨上配有两只滑块，精度为4级，工作速度较低，载荷不大。查下表【4】表3.2.2 硬度系数滚道硬度（HRC）50555864fH0.530.81.0表3.2.3 温度系数工作温度/100100150150200200250fT1.000.900.730.60表3.2.4 接触系数每根导轨上滑块数12345fC1.000.810.720.660.61表3.2.55 精度系数精度等级2345fR1.1.00.90.9表3.2.6 载荷系数工况无外部冲击或震动的低速场合，速度小于15m/min无明显冲击或振动的中速场合，速度为1560m/min有外部冲击或振动的高速场合，速度大于60m/minfW11.51.5223.5分别取硬度系数fH=1.0、温度系数fT=1.00、接触系数fC =0.81、精度系数fR =0.9、载荷系数fW =1.5，代入式3.3，得距离寿命【4】： =323302 h (3.3) 远远大于期望值，故距离额定寿命满足要求。3.2.4 滚珠丝杠螺母副的计算与选型（1）最大工作载荷Fm的计算 工作台受到进给方向的载荷（与丝杠轴线平行）Fx=200N，已知移动部件总重量G=400N，按矩形导轨进行计算，查表4-1，导轨类型实验公式K矩形和圆形导轨1.10.15燕尾导轨1.40.2三角形或综合导轨=1.1200+0.005400=620N（2）最大动载荷FQ的计算 设工作台在承受最大铣削力时的最快进给速度v=350mm/min，初选丝杠导程Ph=5mm，则此时丝杠转速n=v/Ph=70r/min。取滚珠丝杠的使用寿命T=15000h，代入L0=60nT/106，得丝杠寿命系数L0=63（单位为：106r）。查表3-30【4】，取载荷系数fW=1.2，滚道硬度为60HRC时，取硬度系数fH=1.0，代入下式得【4】 = 2960N (3.4) （3）初选型号 根据计算出的最大动载荷和初选的丝杠导程，查附件3表3.3，选择济宁博特精密丝杠制造有限公司生产的G系列2005-3型滚珠丝杠副，为内循环固定反向器单螺母式，其公称直径为20mm，导程为5mm，循环滚珠为4圈2列，精度等级取5级，额定动载荷为9309N，大于FQ，满足要求。（4）传动效率的计算 将公称直径d0=20mm，导程Ph=5mm，代入，得丝杠螺旋升角。将摩擦角，代入，得传动效率。效率要求大于90%，该丝杠副合格。（5）刚度的验算 1）滚珠丝杠副的支承均采用“单推-单推”的方式。丝杠的两端各采用一对推力角接触球轴承，面对面组配，左、右支承的中心距离约为a=960mm；钢的弹性模量E=2.1105MPa；查表3-31，得滚珠直径DW=3.175mm，丝杠底径d2=16.2mm，丝杠截面积。丝杠的拉伸或压缩变形量1在总变形量中的比重较大，可按下式【4】计算： (3.5) 式中：Fm丝杠的最大工作载荷，单位为N a丝杠两端支承间的距离，单位为mm E丝杠材料的弹性模量，钢的E=2.1105MPa S丝杠按底径d2确定的截面积，单位为mm2 M转矩，单位为Nmm I丝杠按底径d2确定的截面积惯性矩（），单位为mm4 滚珠与螺纹滚道间的接粗变形量2 无预紧时【4】 (3.6) 有预紧时【4】 (3.7) 式中 DW滚珠直径，mm Z滚珠总数量，Z=Z圈数列数 Z单圈滚珠数，Z= do / Dw（外循环），Z= (do / Dw )-3（内循环） FYJ预紧力，单位N算得丝杠在工作载荷Fm作用下产生的拉/压变形量=0.0124mm即 2）根据公式Z= (do / Dw )-3 【4】，求得单圈滚珠数Z=20；该型号丝杠为单螺母，滚珠的圈数列数为31，代入公式：Z=Z圈数列数，得滚珠总数量Z=60。丝杠预紧时，取轴向预紧力FYJ=Fm/3=207N。则由式3-7【4】，滚珠与螺纹滚道间的接触变形量2 。因为丝杠加有预紧力，且为轴向负载的1/3，所以实际变形量可减小一半2=0.000652mm。3）将以上算出的1和2代入。丝杠的有效行程为800mm，由表3-27【4】知，5级精度滚珠丝杠有效行程在8001000mm时，行程偏差允许达到40m，可见丝杠刚度足够。 （6）压杆稳定性校核 滚珠丝杠是属于受轴向力的细长杆，如果轴向负载过大，则可能产生失稳现象。失稳时的临界载荷Fk应满足【4】： （3.8）式中 Fk临界载荷，单位N fk丝杠支承系数。 K压杆稳定安全系数，一般取2.54，垂直安装时取小值； A滚珠丝杠两端支承间的距离，单位为mm。表4.6 丝杠支承系数方式双推-自由双推-简支双推-双推单推-单推F k0.25241查表4.6，取fk=1；由丝杠底径d2=16.2mm，求得截面惯性矩：；压杆稳定系数K取3（丝杠卧式水平安装）；滚动螺母至轴向固定处的距离a取最大值1000mm。代入式4-6，得临界载荷F k32604N，远大于工作载荷Fm=620N，故丝杠不会失稳。综上所述，初选的滚珠丝杠副满足使用要求。3.2.5 步进电机的传动计算及电动机的选用（1）传动计算设计该拉床的加工精度为0.02mm，考虑到机械传动部分造成的精度损失，故选用铣床的脉冲当量为0.01mm/Hz， 初选步进电动机的步距角=1.5。由式3-12得：传动比【4】 (3.9) 由于传动比为不为1，则需要选用减速装置，采用大小齿轮模数均为2mm，齿数比为75:36，大齿轮如图3.4.1所示(因为受力不大虽然尺寸略小于160为节约材料仍然采用腹板式结构)、小齿轮如图3.4.2所示。材料为45调制钢，齿表面淬硬后达55HRC齿轮间的中心距为(75+36)2/2=111mm,小齿轮的厚度为35，大齿轮留有轮毂装轴承。图3.4.1大齿轮立体图图3.4.2小齿轮立体图(2) 步进电动机的计算和选型1）步进电动机转轴上的总转动惯量的计算。总转动惯量J主要包括电动机转子的转动惯量、滚珠丝杠上一级移动部件等折算到电动机轴上的转动惯量。1、滚珠丝杠的转动惯量【4】： (3.10) 式中 d为丝杠公称直径D=20mm l为丝杠长度L=960mm2、滚珠丝杠上一级移动部件等折算到电动机轴上的转动惯量【4】： (3.11) 式中 M为工作台的（包括工件）的质量 为丝杠螺距S=5mm。3、初选常州宝马前杨电机电器有限公司的90BYG2602型混合式步进电动机，可知其转子的转动惯量4、小齿轮转动惯量： (3.12) 5大齿轮转动惯量： (3.13) 所以 验算惯量匹配，电动机轴向惯量比值应控制在一定的范围内，既不应太大也不应太小，即伺服系统的动态特性取决于负载特性。为使该系统惯量达到较合理的配合，一般比值控制在1/41之间， 由此可见:,符合惯量匹配要求。(3)步进电机轴上的等效负载转矩的计算a、承受的负载转矩在不同工况下是不同的，考虑最大切削负载时电动机所需力矩, 其中 Tt为折算到电动机转轴上的最大工作负载转矩【4】 (3.14) 式中 Fc进给方向最大工作载荷，单位N。本设计对滚珠丝杠进行计算的时候，已知沿着丝杠轴线方向的最大进给载荷Fc=200N。垂直方向承受最大工作负载情况下，移动部件运动时折算到电动机转轴上的摩擦转矩： (3.15) =0.2274+0.00227=0.2296 (3.16) b、快速空载时电动机所需力矩【4】由式：式中：Tamax快速空载启动时折算到电动机转轴上的最大加速转矩，Nm Tf移动部件运动时折算到电动机转轴上的摩擦转矩，Nm T0滚珠丝杠预紧后折算到电动机转轴上的附加摩擦转矩，Nm其中 (3.17) 式中： Jeq步进电动机转轴上的总转动惯量，kg.m2 电动机转轴的角加速度，rad/s2 nm电动机转速，r/min ta电动机加速所用时间，s,一般在0.31s之间选取。(这里取0.4s)总效率，取=0.7 (3.18) 式中 vmax空载最快移动速度，即回程时设为2000mm/min; 步进电机步距角，预选电动机为0.72 脉冲当量，任务书指定为0.01mm/P由式(3-17) 【4】得另由式(3-15) 【4】得：式中 Ph滚珠丝杠导程，m 总效率，取=0.7 i总的传动比，i=nm/ns，其中nm为电动机转速，ns为丝杠的转速。 导轨摩擦因数（滑动导轨取0.150.18）,滚动导轨取0.0030.005）；这里取0.005 Fz垂直方向的工作载荷，空载时Fz=0 =0.0814+0.002274=0.08368综上计算，得到加在步进电动机转轴上的最大等效负载转矩应为【4】： (3.19) （4）步进电机的初选考虑到步进电动机的驱动电源受电网电压影响较大，当输入电压降低时，其输出转矩会下降，可能造成丢步，甚至堵转。因此，根据Teq选择步进电动机的最大静转矩时，需要考虑安全系数。这里取安全系数K=4，则步进电动机的最大静转矩应满足： 上述初选的步进电动机型号为90YG5501， 由所选的电机型号参数可知，最大转矩为3Nm，可知满足要求。（5）步进电机性能校核 a 、最快工进速度时电动机时输出转矩校核 工作台最快工进速度=400mm/min，脉冲当量/脉冲，求出电动机对应的运行频率。从90BYG5501电动机的运行矩频特性曲线图可以看出在此频率下，电动机的输出转矩2.5Nm，远远大于最大工作负载转矩0.2296，满足要求。 b、最快空载移动时电动机输出转矩校核 任务书给定工作台最快空载移动速度=2000mm/min，求出其对应运行频。由图查得，在此频率下，电动机的输出转矩=1.6Nm，大于快速空载起动时的负载转矩0.08368，满足要求。c、最快空载移动时电动机运行频率校核 与快速空载移动速度=2000mm/min对应的电动机运行频率为10000Hz。查图3中相应表格，可知90BYG5501电动机的空载运行频率可达20000，可见没有超出上限。d、起动频率的计算 已知电动机转轴上的总转动惯量，电动机转子的转动惯量，电动机转轴不带任何负载时的空载起动频率。由式可知步进电动机克服惯性负载的起动频率为【4】： (3.20) 说明：要想保证步进电动机起动时不失步，任何时候的起动频率都必须小于。实际上，在采用软件升降频时，起动频率选得更低，通常只有。综上所述，本次设计中工作台的进给传动系统选用90BYG5502步进电动机，完全满足设计要求。(6)确定选型的步进电机的参数所选电动机参数如下图2所示：图2外形尺寸安装接线图和和矩频特性如图3所示图33.2.6 控制系统的设计CPU选用MCS-51系列的8位单片机AT89S52，采用8279，和W27C512，6264芯片做为I/O和存储器扩展芯片。W27C512用做程序存储器，存放监控程序；6264用来扩展AT89S52的RAM存储器存放调试和运行的加工程序；8279用做键盘和LED显示器借口，键盘主要是输入工作台方向，LED显示器显示当前工作台坐标值；系统具有超程报警功能，并有越位开关和报警灯；其他辅助电路有复位电路，时钟电路，越位报警指示电路。(1)驱动电路流程设计步进电机的速度控制比较容易实现，而且不需要反馈电路。设计时的脉冲当量为0.01mm，步进电机每走一步，工作台直线行进给0.01mm。步进电机驱动电路中采用了光电偶合器，它具有较强的抗干扰性，而且具有保护CPU的作用，当功放电路出现故障时，不会将大的电压加在CPU上使其烧坏。如图3.6.1所示图3.6.1 步进电机驱动电路图该电路中的功放电路是一个单电压功率放大电路，当A相得电时，电动机转动一步。电路中与绕组并联的二极管D起到续流作用，即在功放管截止是，使储存在绕组中的能量通过二极管形成续流回路泄放，从而保护功放管。与绕组W串联的电阻为限流电阻，限制通过绕组的电流不至超过额定值，以免电动机发热厉害被烧坏。由于步进电机采用的是五相十拍的工作方式（五个线圈A、B、C、D、E），其正转时通电顺序为：A-AB-B-BC-C-CD-D-DE-E-EA-A.其反转的通电顺序为：A-AE-E-ED-D-DC-C-CB-B-BA-A。（2）驱动电源的选用，及驱动电源与控制器的接线方式设计中X、Y向步进电动机为90BYG5501型，生产厂家为常州宝马前杨电机电器有限公司。查步进电动机的资料，选择与之匹配的驱动电源为BD28Nb型，输入电压为50V AC，相电流为3A，分配方式为五相十拍。该驱动电源与控制器的接线方式如图3.5.2所示：图.7 其余附件的选择（1）联轴器的选择 刚性联轴器结构比较简单，制造容易， 免维护，超强抗油以及耐腐蚀，即使承受负载时也无任何回转间隙，即便是有偏差产生负荷时，刚性联轴器还是刚性传递扭矩。适用于安装底座刚性好、对中精度较高、冲击载荷不大、对减振要求不高的中小功率轴系传动。根据选出的电机和丝杠的参数，选用沈阳光宇科技有限公司的LK13-C32-1012型刚性联轴器。参考网址 /asp/cpzx-show.asp?productid=1753图3.7.1（2）滚动轴承的选择 滚珠丝杆主要受到轴向力的作用，但轴向力并不大，所以我采用单推-单推式的圆锥滚子轴承它既能承受较大的轴向力而且可允许的极限速度较高。与电机相连的轴没有轴向力的作用因此采用深沟球轴承。图3.7.2 （a）深沟球轴承 （b）圆锥滚子轴承 经过轴的强度校核和刚度校核确定两根轴的尺寸(此处省略具体尺寸见零件图和装配图)，参考附件2中的表15.1和15.2选择3027型圆锥滚子轴承和6005型的深沟球轴承。（3）润滑方式的选择 这个装置中的齿轮间的润滑采用油润滑，将小齿轮的一个齿高没入油中。另外小齿轮轴通过齿轮甩到壁上的油回流来润滑。滚珠丝杆定期加油润滑，滚珠丝杆轴由于转速不高采用脂润滑。4 微热管拉拔成形装置床身的设计由于设计床身所需时间长而且成本高，所以为了节约成本我决定采用一般拉床的床身，如图4.1所示。图4.1上图所示的床身可以满足主传动的所有要求，根据需要可以在这个床身的基础上做一些改动。导轨的长度以及一些辅助设备正好合适。只需为热管设计一个专用的夹具即可。5 微热管拉拔成形装置拉拔模具设计5.1 拉拔模具的设计空拔主要有弧形模空拔（中式模）和锥形模空拔（苏式模）两种，如图5.1。两种模具拔制时影响壁厚变化的主要因素是入口管材直径壁厚比D/T，其次是延伸系数，拔模圆弧半径或拔模锥角、摩擦系数等也有一定的影响。摩擦系数对苏氏模拔制的影响6较中式拔制时小，相对而言，摩擦对苏氏模空拔时金属的纵向和横向流动的影响较均衡，而中式模存在圆弧形变形区，摩擦对金属的纵向流动比对横向流动的影响大。摩擦系数增大，会导致中式模拔制时金属纵向流动和横向流动的平衡发生变化，而对苏氏模空拔时金属纵横向流动的流动平衡影响不大。同时，苏氏模制造更为简单。因此，在此设计中我们采用苏氏模结构。 (a)苏式模具 (b)中式模具图5.1 空拔模具结构 模具材料的选择，如表5.1表5.1 模具材料的选择模具种类工作条件对模具材料的性能要求 / 常用材料冷冲裁模主要用于各种板料的冲切成型，其刃口在工作过程中受到强烈的磨擦和冲击。具有较高的耐磨性、冲击韧性以及耐疲劳断裂性能。冲Cr12mov、Cr12、SKD11、T10A、W18Cr4V、6-5-4-2模挤压模主要用于变形成型，工作时冲头承受巨大的压力，凹模则承受巨大的张力;由于金属在型腔中剧烈流动，使冲头和凹模工作面受到强烈地摩擦，并使模具表面温度上升200300。具有较高的变形抗力、耐磨性及断裂抗力，此外还应具有高的回火稳定性。H13、3Cr2W8V、40Cr、38CrMoAl、5CrNiMo拉伸模主要用于具有一定塑性板料的拉深成型，工作应力不大，但凹模入口处承受强烈摩擦。具有高的硬度及耐磨性，工作表面粗糙度较低Cr12MoV、Cr12、D2、6-5-4-2、PeCu弯曲模主要用于具有一定塑性金属材料的弯曲成型，作用于模具的负荷不很大，但有一定摩擦。具有高的耐磨性和断裂能力。Cr12MoV、D2、T10A、S45C塑热固性塑料压模受力大，工作温度较高（200250），易侵蚀，易磨损，手工操作时还受到脱模的冲击和碰撞。具有较高的强韧性、耐磨性以及冷热疲劳抗力，有一定的抗蚀性。料718、P20、Mak80、40CrNiMo、38CrMoAl、45#模热塑性塑料注射模受热、受压及摩擦不太严重，部分塑料制品含有氯及氟，在压制时放出腐蚀性气体，侵蚀型腔表面。具有较高的抗蚀性及一定的耐磨性和强韧性。718、738、NAK80、38CrMoAl、40CrNiMo压铸模型腔的工作温度高，并受到反复剧烈的温度变化。具有高的热强性及冷热疲劳抗力。H13、3Cr2W8V、5CrNiMo锻模模具工作温度较高（约300），坯料变形过程中与型腔表面摩擦，并受到强烈的冲击载荷。具有高的强韧性、冷热疲劳抗力及高的淬透性，有良好的回火稳定性。3Cr2W8V、H13、5CrMnMo、5CrNiMo粉末冶金模金属粉末的硬度一般很高，模具在工作过程中受到强烈的摩擦。此外，金属粉末粒度很小，容易阻塞缝隙，加大摩擦力，造成脱模困难。具有高的硬度和耐磨性，较低的表面粗糙度。D2、Cr12MoV、W18Cr4V、6-5-4-2表5.1模具材料及加工：拉拔模有硬质合金模和钢模两种。根据表5.1可知对拉伸模具材料的要求是要具有高的硬度及耐磨性，工作表面粗糙度较低，选用的材料可以为Cr12MoV、Cr12、D2、PeCu，但为节省成本，选用钢模即模具材料使用45号钢，内表面经淬火处理。模具的加工路线为机加工、粗抛光、渗硼淬火、细抛光。拉拔模具是微型沟槽管拉拔成形的关键组成部分，它的形状尺寸直接影响到拉拔成形结构。拉拔模具的模孔可分为四个带：I润滑带；II压缩带；III定径带；IV出口带，其结构及尺寸如图5.2所示。 图5.2 拉拔模具的结构 (1) 润滑带 润滑带的作用是在拉拔时使润滑剂容易进入模孔，减少拉拔过程中的摩擦，带走金属由于变形和摩擦产生的热量，还可以防止划伤坯料。润滑锥角大小应适当。角度过大，润滑剂不易储存，润滑效果不良；角度太小，拉拔过程产生的金属屑、粉末不易随润滑剂流掉而堆积在模孔中，会导致制品表面划伤、夹灰、拉断等缺陷。一般管材拉拔时，=（23 ）。 (2) 压缩带 压缩带采用锥形结构，金属在此段进行塑性变形，并获得所需的形状与尺寸。为防止制品与模孔不同心产生压缩带以外的变形，压缩带长度应大于拉拔时变形区的长度, 一般压缩带长度计算为【6】： （5.1）式中：不同心系数， =1.051.30 ； 坯管可能的最大直径； 制品直径。压缩带的模角是拉模的主要参数之一，本文所说拉拔模具角就是指压缩带的模角。角过小，坯料与模壁的接触面积增大；角过大，金属在变形区中的流线急剧转弯，导致附加剪切变形增大，从而使拉拔力和非接触变形增大。因此，角存在着一最佳区间，在此区间拉拔力最小。在不同的条件下，拉拔模压缩带角的最佳区间也不相同，变形程度增加，最佳模角值增大。这是因为变形程度增加使接触面积增大，继而摩擦增大。为了减少接触面积，必须相应地增大模角。金属与拉拔模间的摩擦系数增加，最佳模角也应增大。根据前人研究，光滑壁管材拉模的角度一般为1227。出口直径d则根据最后拉拔热管尺寸需要确定。 (3) 定径带 定径带的作用是使制品获得稳定而精确的形状与尺寸。定径带的合理形状是圆柱形。在确定定径带直径时，应考虑制品的公差、弹性变形和模子的使用寿命，在设计模孔定径带直径时要进行计算，实际定径带的直径应比制品名义尺寸稍小。 定径带长度的确定应保证模孔耐磨、拉断次数少和拉拔能耗低。金属由压缩带进入定径带后，由于发生弹性变形仍受到一定的压力，固在金属与定径带表面间存在摩擦。因此，增加定径带长度使拉拔力增加。一般空拉拔管材时，定径带长度计算取【6】： （5.2） (4) 出口带 出口带的作用是防止金属出模孔时被划伤和模子定径带出口端因受力而引起剥落，出口带的角度一般为 3045，长度一般取(0.200.30)。 根据前人的经验，拉拔模具每一次拉拔的进出口直径设计为：第一次进口直径为6.2mm，出口直径为4mm；第二次进口直径为5.5mm，出口直径为3.5mm；第三次进口直径为4mm，出口直径为2.6mm；第四次进口直径为3mm，出口直径为1.9mm；第五次进口直径为