程 靜，丁 浩，朱世根

（東華大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，上海 201620）

移圈針擴(kuò)圈片安裝過(guò)程的應(yīng)力場(chǎng)模擬

程 靜，丁 浩，朱世根

（東華大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，上海 201620）

為了解決移圈針上擴(kuò)圈片安裝過(guò)程中出現(xiàn)的沖頭崩裂和安裝不牢固問(wèn)題，采用有限元軟件ABAQUS對(duì)不同倒角半徑的沖頭在擴(kuò)圈片安裝過(guò)程中的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)，及擴(kuò)圈片和其安裝槽之間接觸力的影響規(guī)律進(jìn)行模擬和分析.結(jié)果表明，隨著倒角半徑的增大，沖頭上所受的應(yīng)力呈現(xiàn)整體下降的趨勢(shì)，擴(kuò)圈片與其安裝槽的接觸應(yīng)力也在減小.經(jīng)比較分析得知，最佳的倒角半徑為0.11 mm，此時(shí)，既能保證沖頭擁有較長(zhǎng)的使用壽命，又能保證擴(kuò)圈片的安裝牢固度.將模擬結(jié)果應(yīng)用于移圈針的實(shí)際生產(chǎn)，單枚沖頭的使用壽命與之前相比提高了5倍，且擴(kuò)圈片的安裝牢固率達(dá)到了100%.

移圈針；沖頭；ABAQUS；應(yīng)力場(chǎng)；接觸應(yīng)力

隨著機(jī)械技術(shù)和電子技術(shù)的不斷發(fā)展，電腦橫機(jī)逐漸取代了手動(dòng)橫機(jī)成為羊毛衫生產(chǎn)行業(yè)的主要機(jī)種［1］，這對(duì)作為電腦橫機(jī)上標(biāo)準(zhǔn)件之一的移圈針提出了越來(lái)越高的質(zhì)量要求.

目前電腦橫機(jī)上的裝機(jī)移圈針大多進(jìn)口于德國(guó)、韓國(guó)等生產(chǎn)技術(shù)較為成熟的國(guó)家，國(guó)內(nèi)移圈針的制造雖已初具規(guī)模，但移圈針的生產(chǎn)穩(wěn)定性差，成品率較低.

移圈針工作時(shí)需要完成成圈和移圈，因此，擴(kuò)圈片是不可缺少的關(guān)鍵零件.因針桿和擴(kuò)圈片性能參數(shù)的差異，需要在各自完成熱處理后進(jìn)行組裝.由于兩者材料的特殊性以及相關(guān)位置精確要求，使得焊接方式無(wú)法完成組裝，因此，采用類似于鉚接的機(jī)械裝配方式將兩者安裝為一體.在擴(kuò)圈片的安裝過(guò)程中常出現(xiàn)擴(kuò)圈片安裝不牢固、針桿和擴(kuò)圈片產(chǎn)生不同程度的變形以及沖頭出現(xiàn)裂紋或破碎導(dǎo)致使用壽命較低等現(xiàn)象.

為解決上述問(wèn)題，有必要對(duì)擴(kuò)圈片安裝過(guò)程中沖頭、針桿和擴(kuò)圈片上的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)的規(guī)律性進(jìn)行研究.本文采用有限元軟件ABAQUS對(duì)不同倒角半徑的安裝沖頭進(jìn)行安裝模擬，通過(guò)分析安裝過(guò)程中安裝沖頭上應(yīng)力場(chǎng)分布及擴(kuò)圈片和針桿的接觸力，得出不同的倒角半徑對(duì)沖頭的使用壽命和擴(kuò)圈片安裝牢度的影響，選擇最佳的沖頭倒角半徑，為實(shí)際的安裝過(guò)程提供了技術(shù)依據(jù).

1 物理模型及邊界條件的確定

1.1 物理模型

擴(kuò)圈片的安裝是擴(kuò)圈片、針桿、安裝沖頭和下模具4體間相互作用的過(guò)程，如圖1所示.首先將擴(kuò)圈片放在針桿上的安裝槽內(nèi)，通過(guò)擴(kuò)圈片上的定位孔和槽內(nèi)定位銷的配合來(lái)保證二者之間的相互位置.將兩者放入下模具內(nèi)，依靠安裝沖頭提供的大于針桿金屬屈服強(qiáng)度的安裝力，使針桿金屬在塑性條件下進(jìn)行體積轉(zhuǎn)移［2］，形成如圖2所示的壓痕，利用近似于鉚接的形式將擴(kuò)圈片固定在針槽中.

圖1 擴(kuò)圈片安裝示意圖Fig.1 The spring's installation

在擴(kuò)圈片的安裝過(guò)程中，針桿和擴(kuò)圈片可能產(chǎn)生塑性變形.因此，在不考慮溫度對(duì)材料變形影響的前提下，針桿和擴(kuò)圈片均采用彈塑性材料模型.鋼的普朗特-勞依斯本構(gòu)關(guān)系［3］如式（1）所示.

圖2 針桿上的壓痕示意圖Fig.2 Indentation in needle

其中：σi為應(yīng)力為i和j方向上的塑性應(yīng)變?cè)隽繛閕方向上的塑性應(yīng)變?cè)隽浚沪襥j為參考應(yīng)力；σm為平均正應(yīng)力，sij為參考應(yīng)力與平均應(yīng)力的差值，i和j取值為1和2.

在安裝時(shí)針桿和擴(kuò)圈片均已進(jìn)行熱處理，因此，沖頭需要采用硬度更高且在安裝過(guò)程中不會(huì)屈服的材料.本文采用了 WC-Co類硬質(zhì)合金割制沖頭，在數(shù)值模擬時(shí)采用彈性材料模型近似替代沖頭的物理模型.另外，下模具采用了與沖頭近似的材料模型，即彈性材料模型.彈性材料的物理本構(gòu)方程關(guān)系［4］如式（2）所示.

其中：i，j，k，l取值范圍為1，2，3，4；σij為應(yīng)力；εkl為相應(yīng)的應(yīng)變量；λ和μ為L(zhǎng)ame系數(shù).

1.2 邊界條件

邊界條件的確定是實(shí)現(xiàn)數(shù)值模擬計(jì)算的關(guān)鍵.擴(kuò)圈片的安裝是下模具、針桿、擴(kuò)圈片和沖頭4體間相互作用的過(guò)程，因此，本文中邊界條件的確定如下所述.

下模具裝在沖壓機(jī)工作臺(tái)上，用定位銷和螺栓進(jìn)行定位和鎖緊，在機(jī)架這一固定坐標(biāo)系中，y和z方向可以按照第二類邊界條件處理，即位移為0.而在x方向上下模具只與針桿接觸，符合作用力與反作用力的關(guān)系，屬于第一類邊界條件，此時(shí)Fx＝F1，其中F1為針桿與下模具的作用力.

移圈針的針桿裝在下模具溝槽內(nèi)，針桿底面與溝槽底面接觸，針桿的側(cè)面與下模具溝槽兩側(cè)之間初始有間隙存在.在沖壓過(guò)程中，局部可能產(chǎn)生接觸，針桿的側(cè)面和下模具溝槽側(cè)面在x方向始終是作用力等于反作用力的關(guān)系，即邊界條件為Fx＝F1＋F2，其中F2是擴(kuò)圈片側(cè)面與針桿上安裝槽側(cè)面的接觸力.針桿在z方向受到?jīng)_頭的安裝力F的作用.

擴(kuò)圈片被安裝在針桿上的安裝槽內(nèi)，最后被由沖頭在針桿的擴(kuò)圈片槽側(cè)面壓出的凸點(diǎn)夾緊，擴(kuò)圈片的底面與槽底面一直接觸，而上表面可能被凸點(diǎn)局部覆蓋，存在接觸關(guān)系.

沖頭為工字型，整體安裝在夾持系統(tǒng)中，受到夾持系統(tǒng)給予的位移邊界條件，沖頭的底面與針桿上的擴(kuò)圈片槽側(cè)面接觸，受到針桿對(duì)其的反作用力，其大小為F，方向向上；中間部分與擴(kuò)圈片的上表面接觸，而接觸關(guān)系隨著沖壓過(guò)程的進(jìn)行而產(chǎn)生或消失.

2 數(shù)值模擬的關(guān)鍵技術(shù)

2.1 有限元算法的選用

有限元數(shù)值分析中，常用的算法有Lagrangian算 法、Euler 算 法、Arbitrary Lagrangian-Euler（ALE）算法以及Smooth Partcle Hydrodynamic（SPH）算法等，每一種算法各有優(yōu)劣，所應(yīng)用的范圍也有所不同.如Lagrangian算法能夠非常精確地描述結(jié)構(gòu)邊界的運(yùn)動(dòng)，常用于處理小變形問(wèn)題，而對(duì)于大變形問(wèn)題，由于自身特點(diǎn)的限制，將會(huì)出現(xiàn)嚴(yán)重的網(wǎng)格畸變現(xiàn)象，不利于計(jì)算的進(jìn)行.Euler算法是處理大變形問(wèn)題的一種非常有效的手段，但在數(shù)值模擬過(guò)程中，各個(gè)迭代過(guò)程中計(jì)算數(shù)值的精度較低.

在擴(kuò)圈片安裝過(guò)程中，壓痕處金屬發(fā)生彈塑性變形，屬于局部大變形問(wèn)題.在數(shù)值模擬過(guò)程中，此處的六面體網(wǎng)格會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的畸變，使計(jì)算由于收斂問(wèn)題而中斷，同時(shí)由于需要較高的模擬精度，單純選用Lagrangian算法或Euler算法無(wú)法解決網(wǎng)格畸變和高精度問(wèn)題.對(duì)于大變形且需要精確模擬的問(wèn)題，ALE算法是最有效的算法.這種算法兼具Lagrangian方法和Euler方法的特長(zhǎng)，即在模擬過(guò)程中網(wǎng)格可以根據(jù)定義的參數(shù)在求解過(guò)程中適當(dāng)調(diào)整位置，使得網(wǎng)格不會(huì)出現(xiàn)嚴(yán)重的畸變，同時(shí)又能保證足夠的模擬精度，使得計(jì)算更高效、更穩(wěn)定［5］.

針對(duì)ALE方法的控制方程［6］（質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒方程）如式（3）所示：其中：ρ為密度；v為物質(zhì)速度；w為對(duì)流速度；b為單位體積物體上所受到的力；σ為柯西應(yīng)力張量；E為能量；t為時(shí)間；i和j取值范圍為1和2.

在數(shù)值模擬過(guò)程中，只有當(dāng)沖頭接觸到針桿表面并形成壓痕的過(guò)程中，金屬才產(chǎn)生嚴(yán)重的變形，其余過(guò)程如沖頭從原始位置到開(kāi)始接觸針桿表面以及沖頭返回原始位置的過(guò)程中，網(wǎng)格均只產(chǎn)生極小的變形.由于ALE算法的計(jì)算成本較高，因此只在沖頭接觸到針桿表面形成壓痕的過(guò)程中采用了ALE算法，其余過(guò)程均采用Lagrangian算法.

2.2 Partition Cell分割技術(shù)

實(shí)體模型的離散化是進(jìn)行數(shù)值模擬的重要步驟，本文采用C3D8R單元類型進(jìn)行網(wǎng)格劃分.對(duì)于安裝沖頭而言，由于存在大量的倒角使其形狀非常不規(guī)則，因此在使用智能網(wǎng)格劃分功能之前，需采用Partition Cell功能對(duì)沖頭進(jìn)行分割，將每一個(gè)圓角都當(dāng)作一個(gè)完整的個(gè)體分割出來(lái)，保證每個(gè)個(gè)體均是規(guī)則的形狀.分割后的沖頭如圖3（a）所示，然后采用C3D8R單元類型進(jìn)行網(wǎng)格的劃分.針桿上雖無(wú)圓角，但其形狀不規(guī)范，在劃分網(wǎng)格之前，同樣需要對(duì)模型進(jìn)行分割，分割后的針桿如圖3（b）所示.

圖3 沖頭和針桿分割后的模型圖Fig.3 Punch and needle bar for partition

對(duì)于分割后的零部件，不僅可以選用精度較高的六面體網(wǎng)格，而且可以在不同的區(qū)域布置不同的網(wǎng)格密度.同時(shí)，Partition Cell功能為無(wú)法采用智能網(wǎng)格劃分的復(fù)雜模型的網(wǎng)格劃分提供了一個(gè)有效的解決方法.

3 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

3.1 安裝沖頭應(yīng)力場(chǎng)的模擬

在安裝沖頭寬度為2.4 mm和倒角半徑為0.11 mm的條件下，用ABAQUS軟件對(duì)擴(kuò)圈片的安裝過(guò)程進(jìn)行模擬.在本次模擬中擴(kuò)圈片的安裝主要是依靠沖頭的運(yùn)動(dòng)來(lái)實(shí)現(xiàn)，將沖頭一個(gè)周期內(nèi)的運(yùn)動(dòng)過(guò)程分解為3個(gè)step，以便載荷的施加.step 1指沖頭從原始位置運(yùn)動(dòng)到針桿表面；step 2指沖頭從針桿表面繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)至一定深度，以便形成壓痕；step 3指沖頭從step 2的結(jié)束返回至原始位置，結(jié)束一個(gè)周期的運(yùn)動(dòng).

圖4為安裝沖頭所有節(jié)點(diǎn)在step 2中某一位置下數(shù)值模擬得到的應(yīng)力分布情況.由圖4可知，安裝沖頭的主要受力區(qū)域?yàn)閴汉鬯鶎?duì)應(yīng)的4個(gè)局部區(qū)域，這與試驗(yàn)過(guò)程中沖頭的失效部位是一致的，圖5為破碎的沖頭圖片.在擴(kuò)圈片安裝過(guò)程中，在正常情況下工字形安裝沖頭的中間部位并未與針桿或擴(kuò)圈片接觸，屬于不受力區(qū)域，而沖頭上部靠近側(cè)面0～0.2 mm寬度范圍內(nèi)的區(qū)域，則是直接與針桿上的金屬相接觸并迫使金屬流動(dòng)形成壓痕，因此是沖頭上的主要受力區(qū)域.在沖頭運(yùn)動(dòng)過(guò)程的3個(gè)step中，step 2是安裝沖頭承受應(yīng)力的主要時(shí)間段，所受應(yīng)力值主要集中在1 081～1 709 MPa.

3.2 不同倒角半徑時(shí)沖頭應(yīng)力場(chǎng)的模擬

為了研究不同倒角半徑對(duì)安裝沖頭應(yīng)力場(chǎng)的影響，在保證沖頭寬度、網(wǎng)格等級(jí)等參數(shù)不變的前提下，當(dāng)?shù)菇前霃椒謩e為0，0.02，0.04，0.05，0.07，0.09，0.10，0.11，0.12，0.13，0.14 mm時(shí)，模擬安裝沖頭上應(yīng)力場(chǎng)的分布情況.

圖6為不同倒角半徑的沖頭在step 2中同一時(shí)間增量步時(shí)的應(yīng)力場(chǎng)分布趨勢(shì)圖.由圖6可知，沖頭邊角從無(wú)倒角到有半徑為0.02 mm的倒角時(shí)，主要應(yīng)力值從1 608 MPa劇增到5 208 MPa.究其原因，主要是理論上沖頭的邊角處是兩個(gè)側(cè)面的交線，則曲率半徑應(yīng)為0 mm，但實(shí)際上沖頭的邊角處是一個(gè)圓?。?］，如圖7所示.理論上的沖頭邊角處為一條邊，因此形成同樣的壓痕，作用在沖頭上的反作用力較小，所以當(dāng)?shù)菇前霃綖? mm時(shí)，沖頭上的應(yīng)力值較小.在實(shí)際制造過(guò)程中，硬質(zhì)合金材料的零件一般在邊角處存在0.02～0.03 mm 的半徑［8］，所以當(dāng)沖頭邊角處的倒角半徑為0.02 mm時(shí)，由于應(yīng)力集中現(xiàn)象較嚴(yán)重使得應(yīng)力值非常大，此時(shí)的應(yīng)力值相當(dāng)于無(wú)倒角沖頭的應(yīng)力值.當(dāng)?shù)菇前霃皆?.02～0.11 mm范圍內(nèi)逐漸增大時(shí)，沖頭上主要受力區(qū)域的應(yīng)力值逐漸降低；倒角半徑為0.12～0.14 mm時(shí)，隨著半徑的增大，安裝沖頭主要受力區(qū)域的應(yīng)力值呈現(xiàn)平穩(wěn)上升的趨勢(shì).倒角的存在使得沖頭邊角處應(yīng)力集中的現(xiàn)象得以緩解，應(yīng)力值減小.但當(dāng)?shù)菇前霃皆龃蟮揭欢ㄖ禃r(shí)，安裝沖頭上實(shí)際參與壓制壓痕的面積減小了，使得在同樣的安裝力作用下應(yīng)力值有所增大.

圖6 不同倒角半徑的沖頭在step 2中時(shí)間增量步為0.5 s時(shí)的應(yīng)力場(chǎng)分布Fig.6 The stress distribution in different chamfer radius’punch at incrementation step being 0.5 s of step 2

圖7 安裝沖頭邊角圖Fig.7 The corner edge in punch

在擴(kuò)圈片的安裝過(guò)程中，沖頭的主要失效形式是出現(xiàn)裂紋或破碎，因此，應(yīng)將沖頭上所受的應(yīng)力值作為其使用壽命長(zhǎng)短的主要評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn).由模擬結(jié)果可知，當(dāng)?shù)菇前霃綖?.11 mm或0.12 mm時(shí)，沖頭上的應(yīng)力值主要集中在1 091～1 727 MPa.由文獻(xiàn)［9］可知，經(jīng)放電等離子技術(shù)燒結(jié)出的 WC-Co類普通硬質(zhì)合金的抗拉強(qiáng)度可達(dá)到1 860 MPa，當(dāng)?shù)菇前霃綖?.11 mm或0.12 mm時(shí)，沖頭上的應(yīng)力值在WC-Co類硬質(zhì)合金鋼所能承受的范圍內(nèi)，此時(shí)安裝沖頭是有較高的使用壽命.

3.3 倒角半徑對(duì)擴(kuò)圈片安裝牢度的影響

倒角半徑的選擇不僅應(yīng)使安裝沖頭具有較長(zhǎng)的使用壽命，還應(yīng)保證擴(kuò)圈片的安裝牢度，因此，擴(kuò)圈片的安裝牢度是選擇沖頭倒角半徑的另一主要參考標(biāo)準(zhǔn).將安裝過(guò)程結(jié)束后擴(kuò)圈片與針槽的接觸力作為擴(kuò)圈片能否被裝牢的衡量標(biāo)準(zhǔn)，由文獻(xiàn)［10］可知，接觸力應(yīng)大于85 N.

擴(kuò)圈片與針槽的接觸力隨沖頭倒角半徑變化的數(shù)值模擬結(jié)果如圖8所示.由圖8可知，隨著倒角半徑的增大，擴(kuò)圈片與針槽的接觸力逐漸降低，但接觸力的大小均集中在130～200 N，此值均可保證擴(kuò)圈片被安裝牢固.由于擴(kuò)圈片工作時(shí)需要反復(fù)地張開(kāi)-閉合，這種特殊的工作狀態(tài)使得擴(kuò)圈片的脫落成為移圈針?lè)钦ＪУ闹饕蛑?，因此，要求移圈針上的擴(kuò)圈片必須具備絕對(duì)的安裝牢度，即在一定范圍內(nèi)擴(kuò)圈片和針槽的接觸力越大越好.當(dāng)?shù)菇前霃綖?.11和0.12 mm時(shí)，二者的接觸力差值為16 N，所以倒角半徑為0.11 mm時(shí)更合適.

圖8 不同倒角半徑時(shí)的接觸力Fig.8 The contact force in difference chamfer radius

綜合倒角半徑對(duì)安裝沖頭應(yīng)力場(chǎng)分布和擴(kuò)圈片與針槽接觸力的影響，最適宜的倒角半徑為0.11 mm，此時(shí)既能保證安裝沖頭的使用壽命，又能使得擴(kuò)圈片被牢固安裝在針槽中.

將以上的研究結(jié)果應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)中，對(duì)沖頭進(jìn)行邊角控制，有效地解決了沖頭的崩裂和擴(kuò)圈片安裝不牢固問(wèn)題.實(shí)際應(yīng)用表明，在針桿和擴(kuò)圈片尺寸符合技術(shù)要求的前提下，單枚沖頭的使用壽命與之前相比提高了近5倍，且擴(kuò)圈片的安裝牢固率達(dá)到100%.即通過(guò)選用合適倒角半徑能很好地保證沖頭的使用壽命和擴(kuò)圈片安裝牢度.

4 結(jié) 語(yǔ)

（1）隨著沖頭倒角半徑的增加，擴(kuò)圈片安裝時(shí)沖頭所受應(yīng)力整體呈大幅下降趨勢(shì)，而倒角半徑為0.12～0.14 mm時(shí)，其緩慢上升，即隨著倒角半徑的增大，沖頭的使用壽命可得到提高.

（2）擴(kuò)圈片與針槽的接觸力隨著倒角半徑的增大呈整體下降趨勢(shì)，即隨著倒角半徑的增大，擴(kuò)圈片的牢固度降低.

（3）綜合考慮倒角半徑對(duì)沖頭使用壽命和擴(kuò)圈片安裝牢度的影響，得知沖頭邊角處的倒角半徑最佳值為0.11 mm.

（4）將模擬結(jié)果應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)中，沖頭的使用壽命與之前相比提高了近5倍，且擴(kuò)圈片的安裝牢固率達(dá)到100%.

［1］劉國(guó)華.針織大圓機(jī)和橫機(jī)的銷售量［J］.國(guó)際紡織導(dǎo)報(bào)，2002（4）：46-47.

［2］繆宏，左敦穩(wěn)，張敏，等.飛機(jī)起落架高強(qiáng)度鋼內(nèi)螺紋冷擠壓成形金屬流動(dòng)規(guī)律研究［J］.中國(guó)機(jī)械工程，2010，21（14）：1714-1715.

［3］SHEN L J.Studies on constitutive relations of isotropic and kinematic hardening materials at finite elastic-plastic deformation［J］.寧波大學(xué)學(xué)報(bào)：理工版，2001，14（4）：7-19.［4］程堯舜.彈性力學(xué)基礎(chǔ)［M］.上海：同濟(jì)大學(xué)出版社，2009：54-63.

［5］USAMA U，XIE L J，WANG X B.Finte element analysis for chip formation in high speed turning operations by arbitrary Lagrangian Eulerian method［J］.Chinese Journal of Mechanical Engingeering，2006，19（4）：480-482.

［6］LIU W K，CHEN J S，BELYTSCHKO T，et al.Adaptive ALE finite elements with particular reference to external work rate on frictional interface ［J］.Comput Meths Appl Mech Engrg，1991，93（2）：189-216.

［7］原一高，朱世根.纖維切割過(guò)程中切斷刀鋒利性能分析［J］.紡織學(xué)報(bào)，2004，25（6）：34-35.

［8］XIE Y F，WANG X Q，CHEN L D，et al.Preparation of superfine-cemented carbide by spark plasma sintering［J］.Journal of Wuhan University of Technology：Material Science Edition，2006，21（1）：42-45.

［9］趙世賢，宋曉艷，王名勝，等.預(yù)處理工藝對(duì)放電等離子燒結(jié)超細(xì)晶WC-Co硬質(zhì)合金組織和性能的影響［J］.稀有金屬材料與工程，2010，39（5）：896-901.

［10］FZ／T 97005.3—1991針織用舌針橫機(jī)針［S］.

Stress Field Simulation on the Spring Installation Process of Transfer-Needle

CHENGJing，DINGHao，ZHUShi-gen

（College of Mechanical Engineering，Donghua University，Shanghai 201620，China）

To solve the cracking of the punch and the shedding of the spring in the process of spring installation，influence law of the punch's chamfering radius on the stress value and contact force between spring and groove was simulated and analyzed with the finite analysis software of ABAQUS.The results showed that with the increase of the chamfering radius，the stress values in punch followed a whole descending trend and the contact force gradually decreased.The longest service life for punch and the optimum installing effect for spring were obtained in the punch with a chamfering radius of 0.11 mm.The results were applied and examined in the actual production of transfer-needle，a punch's service life increased 5 times longer than before，and the spring's installation rate reached 100%.

transfer-needle；punch；ABAQUS；stress field；contact stress

TH 164

A

2012-04-09

“十一五”國(guó)家科技支撐計(jì)劃“電腦橫機(jī)移圈針高性能化關(guān)鍵技術(shù)研究”資助項(xiàng)目（2007BAF24B04 4）

程 靜（1986—），女，河南周口人，碩士研究生，研究方向?yàn)闄C(jī)械制造及其自動(dòng)化.E-mail：chengjing04241＠126.com

丁 浩（聯(lián)系人），男，副教授，E-mail：dinghao＠dhu.edu.cn

1671-0444（2013）02-0214-05