文獻翻譯完成版

1、Materials and Design 30 (2009) 21332142Contents lists available at ScienceDirectMaterials and Designjourn a l h o m e p a g e: www .e l se vi e r .c o m / lo ca t e/ m a td es 圓柱工件冷擺碾成型數(shù)值模擬分析Lin Hua *, Xinghui Han 1School of Materials Science and Engineering, Wuhan University of Technology, Wuhan, C

2、hina文章信息 Article history:Received 1 July 2008Accepted 19 August 2008Available online 12 September 2008關(guān)鍵詞:冷擺碾有限元模型變形機制圓柱工件摘要冷擺碾成型是一種先進的但很多復(fù)雜的漸進金屬成形工藝并受很多因素相互耦合的影響。由于實驗和分析方法的限制，許多問題，如變形機制，冷擺輾工藝參數(shù)的影響等都需要有限元建模方法通過總體分析和細節(jié)分析來解決。在目前的工作中，一個合理的三維彈塑性動力顯式有限元圓柱體工件的冷擺輾模型可以在在ABAQUS軟件環(huán)境下建立的。基于有效的三維有限元模型，三個主要工藝參數(shù)的

3、影響規(guī)律，下模供給速度v，旋轉(zhuǎn)速度n和上模在工件表面的傾斜角C，我們已經(jīng)知道冷擺碾成型工藝中工件的非均勻變形程度與力和功率參數(shù)之間的關(guān)系。 2008 Published by Elsevier Ltd.1. 簡介在常規(guī)鍛造中，金屬由兩個模具相互對沿著公共軸移動使得力施加到工件上的整個區(qū)域從而被加工成所需的形狀。在冷擺碾鍛造（圖1中示出） ，上模繞垂直機軸震蕩，下模具垂直移動。工件和上模接觸面積比在常規(guī)鍛造中觀察到的小得多，所以力和必要的變形功率只是常規(guī)鍛造的一小部分。冷旋鍛的優(yōu)點，包括噪音和振動水平較低，質(zhì)量均勻，表面光滑，公差小并大大節(jié)省能源和材料成本。至今為止，許多學(xué)者研究了擺輾成型工藝。

4、這些研究大多數(shù)主要集中在測量接觸區(qū)域1,2的壓力分布，計算和驗證功率參數(shù)3-5，并通過使用分析方法和實驗方法解析金屬的流動6-9。然而，由于分析方法和實驗方法的限制，難以獲得令人滿意的結(jié)果。有限元法已被證明是一個好的方法，它能夠在分析金屬成形過程中獲得更詳細的信息。截至目前，由于動態(tài)邊界條件和變形機制的復(fù)雜性的原因，利用有限元法研究冷擺輾工藝一直還是很少。王和趙10,11開發(fā)了一種三維剛塑性有限元程序來分析環(huán)形工件的冷擺輾工藝。劉等人12利用三維剛塑性有限元軟件DEFORM研究冷擺輾過程中的不均勻變形。袁等13人也用相同的軟件來模擬鉸鏈銷的冷擺碾工藝過程。 * Corresponding au

5、thor. Tel./fax: +86 27 87168391.E-mail addresses: lhuasvs (L. Hua), hanxinghuihlp (X. Han).1 Tel.: +86 27 87653422.然而，一方面，由于彈性變形對冷擺輾過程有重要影響，所以在剛塑性有限元分析很難實現(xiàn)快速仿真。另一方面，沒有研究顯示冷擺輾過程中主要工藝參數(shù)的影響規(guī)律，因此很難選擇合適的工藝參數(shù)，并控制形成過程。因此，本文在ABAQUS軟件的環(huán)境下開發(fā)了一個合理的三維彈塑性動態(tài)模型顯式有限元圓柱體工件冷擺碾鍛造工藝?；谟行У娜S有限元模型，三個主要工藝參數(shù)的影響規(guī)律，下模的供給速度v，

6、旋轉(zhuǎn)速度n和上模在金屬表面的傾斜角度C，我們已經(jīng)知道冷擺碾成型工藝中工件的非均勻變形程度與力和功率參數(shù)之間的關(guān)系。這項研究結(jié)果可能有助于優(yōu)化和精確控制冷擺輾鍛造工藝.2. 建立冷擺碾鍛造的三維模型在冷擺碾鍛造過程中，模具與工件之間的接觸面在施壓時產(chǎn)生塑性變形，而非接觸面在接觸面的橫向壓力作用下產(chǎn)生彈性或彈塑性變形。同時，殘余應(yīng)力也會對最終產(chǎn)品的質(zhì)量有顯著影響。因為，在冷擺碾鍛造中所產(chǎn)生的彈性變形不能被忽略，因此采用了彈塑性有限元分析。0261-3069/$ - see front matter 2008 Published by Elsevier Ltd. 機軸nz上模軸線上模 接觸點SoxF

7、ig. 3. Mesh deformation without constraining the rotation of cylinder workpiece.y工件下模v yCR B 接觸面AoD xFig. 1. 圓柱工件冷擺碾示意圖與靜態(tài)隱式程序相比，動態(tài)顯式程序具有獨特的優(yōu)勢，如節(jié)約解決方案的成本，克服模擬復(fù)雜接觸和大變形量加工的收斂問題。冷擺碾鍛造工藝是一個復(fù)雜的動態(tài)接觸和高度非線性問題，動態(tài)顯式過程是更有效的?；谝陨戏治觯贏BAQUS/ Explicit的環(huán)境下建立三維彈塑性動力顯式有限元圓柱體工件的冷擺碾模型，如圖2所示。2.1. 動態(tài)接觸條件在冷擺輾中，有兩個接觸對。一個是

8、上模的圓錐面與圓柱工件上端面之間的接觸對。另一個是下模的上端面和圓柱工件下端面之間的接觸對。兩個接觸對被定義為面 - 面接觸型，它允許表面之間的滑動。有限滑動配方用于解釋兩種表面的相對運動。此外，金屬模具和工件之間存在相對的滑動有利于描述庫侖摩擦力模型接觸對的摩擦條件。2.2. 約束和載荷在整體坐標系（在圖2中示出） ，上模被限制為僅能繞整體2軸旋轉(zhuǎn)，而其他的自由度被約束。類似地，下模被限制為僅沿著整體2軸平移，而其他的自由度也受到約束。在上模振蕩的作用在，圓柱工件可以被粘貼到上模和與它一起旋轉(zhuǎn)。結(jié)果，上模的振蕩不起作用，并且圓柱工件僅受到軸向壓縮，如圖3所示。這樣的約束施加在圓柱工件上，以防

9、止它與上模旋轉(zhuǎn)。在ABAQUS中有幾種約束類型，如連接，剛體，顯示體，耦合，固耦合，嵌入?yún)^(qū)域和方程?；诔尚吞卣?，采用 ''分布耦合“來約束圓柱工件的旋轉(zhuǎn)。上?？臻g坐標系工件 下模Fig. 2. 圓柱工件冷擺碾三維模型.從（1）和（2）我們可得到在冷擺碾鍛造中，上模與工件表面之間接觸面的是阿基米德螺面的一部分。因此，在下模停止軸向進給后，上模仍至少圍繞機軸震蕩一周從而使工件的上表面形成一平面。在這期間，成型時間（假設(shè)下模停止軸向進給上模仍振蕩兩轉(zhuǎn)）可表達為以下方程：因此，從（3）和（4）可得精確的成型時間（上模的震蕩時間）為Fig. 4. 對比有無網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)時的網(wǎng)格變形：（

10、a）不帶網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)的網(wǎng)格變形 （b）帶網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)的網(wǎng)格變形2.4.2. 測定三個主要處理參數(shù)初始值的范圍如上所述，在上模具與工件之間的接觸表面是阿基米德螺旋面的一部分。然而，在冷擺輾中每轉(zhuǎn)進給量相對較小。因此，在冷擺2.3. 網(wǎng)格處理在冷擺輾鍛造中，圓柱體工件是一個三維可變形固體和三維非穩(wěn)態(tài)變形狀態(tài)，所以三維線性減少8個集成連續(xù)節(jié)點單元（C3D8R）用于離散圓柱工件。圓柱體工件中的元素的個數(shù)是由圓柱體工件的尺寸和計算效率以及精度確定。模具當做剛體處理，不需劃分網(wǎng)格。在模擬大塑性變形過程中，由于材料的流動，可能發(fā)生嚴重的網(wǎng)格畸變，這進行模擬仿真。在這項研究中，自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)來減少元素的失

11、真和控制零能量的模型。圖4顯示了在相同的條件下有、無網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)的圓柱工件網(wǎng)格的變形。從圖4，可以看出，無網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)，網(wǎng)格扭曲而有網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)可保持高質(zhì)量的網(wǎng)格。2.4. 關(guān)鍵成型條件的確立 碾鍛造過程中工件的上表面可視為平面。在如圖1所示的直角坐標系中，圓柱工件上表面的面積可用如下方程表示：其中是上模的傾斜角度。類似地，上模圓錐面的方程可表示為假設(shè)在冷擺輾鍛造開始時上模與工件之間的接觸是線接觸并且接觸線是x軸。在冷擺碾鍛造過程中，曲線ABC是上模圓錐面和圓柱工件的交線。如圖1所示陰影ABCDOA是上模與工件之間的接觸面，從方程（6）和（7）可得到曲線ABC的表達式：2除了上面提到的有

12、限元分析中建模方法的關(guān)鍵技術(shù)，一些關(guān)鍵的成形條件對所開發(fā)的三維有限元模型的準確性和有效性上也有顯著的影響。只有當這些關(guān)鍵的成型條件合理確定時，冷擺碾鍛造工藝可成功進行并獲得所需的產(chǎn)品。2.4.1. 精確成形時間的測定t1 ¼v Table 1冷擺輾三維有限元模擬的工藝參數(shù)冷擺輾鍛造過程中，下模以一個恒定的進給速度V擠壓工件直到工件達到最終高度，所以這一時期（下模的軸向進給時間）成型時間可表達為。其中H0和H分別為圓柱工件的初始高度和最終高度，V是下模進給速度，下模的進給速率V可以表示為其中n是上模繞機床主軸的旋轉(zhuǎn)速度和S是每轉(zhuǎn)的進給量參數(shù) 取值圓柱工件的初始半徑 R (mm) 10圓

13、柱工件的初始高度 H0 (mm) 10減少高度的比例(%)50下模的進給速度 m (mm s 1) 3上模的旋轉(zhuǎn)速度 n (r min 1) 300上模的傾斜角度 c ( ) 3工件和模具之間的摩擦系數(shù)0.15上模的運動軌跡圓線Table 2圓柱工件的機械性能120MaterialAISI1020密度q (kg m 3)7800100楊氏模量 E (GPa)210泊松比 l0.380初始屈服應(yīng)力o5 (MPa)245分析結(jié)果 實驗結(jié)果軸向鍛壓應(yīng)力(KN)本構(gòu)方程r = 850 0.25 60能量(KJ)1.00.20.0內(nèi)部能量動能402000.0 0.1

14、0.2 0.3 0.4 0.5減少的高度Fig. 6. 仿真和實驗軸向鍛壓應(yīng)力對比隨成形時間的增加，內(nèi)部能量值逐漸增加而動能先增大到一定值，然后保持不變。鑒于這樣的規(guī)律，冷擺輾開發(fā)的三維有限元模型是合理的理論。 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0時間(s)Fig. 5. 圓柱工件變形的能量曲線為了驗證所提出的三維有限元模型實驗的有效性，仿真結(jié)果（表1和2中的仿真條件與參考文獻4中的實驗條件是相同的）與從參考文獻4中獲得的實驗數(shù)據(jù)進行比較，如圖6所示，可以看出，在冷擺輾工藝中軸向鍛造力的模擬結(jié)果與實驗結(jié)果吻合較好，最大相對誤差為17.62?；谝陨戏治?，提出的

15、冷擺輾3D彈塑性動力顯式有限元模型被證明是可靠的理論和實驗研Table 3冷擺碾三維模型的工藝參數(shù)ð11Þ其中R為圓柱工件的初始半徑。因此，如果圓柱工件的初始半徑已被選擇，下模進給速度V、旋轉(zhuǎn)速度n和上模傾斜角C不是隨機選擇的，這三個主要工藝參數(shù)的 初始值可由方程近似地確定（11）。3. 驗證和評估開發(fā)的冷擺碾3D有限元模型在進一步使用三維有限元方法研究冷擺輾工藝之前，對開發(fā)的三維有限元模型的有效性需進行評估。仿真條件示于表1和表2。 參數(shù)取值圓柱工件的初始半徑 R (mm)20圓柱工件的初始高度 H0 (mm)15減少高度的比例(%)20下模的進給速度 v (mm s 1

16、)0.2, 0.3, 0.6, 1, 2, 3, 4上模的旋轉(zhuǎn)速度 n (r min 1)75, 100, 150, 300, 500, 1000,圓線上模的傾斜角度 c ( )0.5, 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7工件和模具之間的摩擦系數(shù)0.15作為一般規(guī)則，在幾乎整個仿真過程中，如果變形材料的動能（ALLKE）沒有超過它內(nèi)部能量（ALLIE）的一小部分（通常為5-10），那么這兩個能量的變化曲線是平滑的，所以開發(fā)的三維有限元模型可以被認為是有效的。圖5顯示出變形圓柱工件在冷擺輾過程中的內(nèi)部能量和動能的變化曲線。可以看出，這兩個曲線是平滑的。在冷擺輾鍛造開始時，內(nèi)部能量和動能的值都

17、是零。 上模的運動軌跡工件和模具之間的接觸面積ece(m2)×10-3 工件和上模的接觸面積工件和下模的接觸面積1.00.20.0024681012時間(s)Fig. 7. 工件和模具之間接觸面積隨時間的變化曲線4. 結(jié)果與討論使用有效的三維有限元模型，三個主要工藝參數(shù)對冷擺輾過程的影響規(guī)律已被揭露出來。圓柱工件的機械性能示于表2中，在仿真中采用的工藝參數(shù)列于表3。4.1. 計算條件條件1：為了研究下模進給速度v對冷擺輾過程的影響，選擇V=0.2，0.3，0.6，1，2，3，4 中，n= 300 ，C =2°（V，N，的值可由已得到的方程

18、（11）確定），并保持其他參數(shù)與表2和表3保持一致。條件2：為了研究上模旋轉(zhuǎn)速度n對冷擺碾成型過程的影響，選擇N =75，100，150，300，500，1000，1500 ， V = 1，C= 2°（V，N，的值可由已得到的方程（11）確定），并保持其他參數(shù)與表2和表3保持一致。Fig. 8. 變形圓柱工件軸向截面peeq分布。為了研究每轉(zhuǎn)進給量S和上模的傾斜角y對冷擺輾鍛造工藝的交互作用，選擇= 0.5，1，2，3，4，5，6，7（°），S = 0.04（條件3）；選擇 = 0.5，1，2，3，4，5，6，7（°），S = 0.2（條件4）；選擇= 0.5，1

19、，2，3，4，5，6，7（°），S = 0.8（條件5）。當然，V，N，的值可由已得到的方程（11）確定。4.2. 三個主要工藝參數(shù)對金屬流動的影響圖7顯示了在冷擺輾鍛造過程中模具與工件之間接觸面積的變化曲線?？梢钥闯?，上模和工作之間的接觸面積先迅速的從零增加到一定值，然后再隨時間緩慢增加。下模和工件之間的接觸面積先迅速的減小到一定值，然后再隨時間逐漸減小。在冷擺輾鍛造過程結(jié)束時，因為下模停止軸向進給，但上模仍持續(xù)振蕩，所以模具與工件之間的接觸面積急劇減少。通過比較兩個接觸區(qū)的歷史，可以發(fā)現(xiàn)，在冷擺輾過程中，上模具與工件之間的接觸面積比下模具與工件任何時間的接觸面積都要小。因此，在上

20、模對金屬的軸向單位壓力高于下模對金屬的軸向單位壓力。所以，上模附近的金屬更容易滿足屈服條件進入塑性變形狀態(tài)。圖8顯示了冷旋轉(zhuǎn)鍛造過程中PEEQ（等效塑性應(yīng)變）在變形圓柱體工件軸向剖面上的分布。可以看出變形圓柱工件上的金屬流動具有以下特點：（4）在冷擺碾鍛造過程中，上模附近的塑性變形金屬總是多于下模具附近的塑性變形金屬。所以變形圓柱工件會變成“蘑菇形”，如圖8E所示。工件件下部直徑生長率(%) 工件上部直徑生長率(%)17.0a16.5條件1：改變v條件2：改變 n16.015.515.014.514.013.513.0（1） 如上所述，上模附近的金屬更容易滿足屈服條件。所以在冷擺輾過程的早期階

21、段，塑性變形區(qū)首先發(fā)生在圓柱工件上表面的中心部位，如圖8所示。（2） 如上所述，上模附近的金屬更容易滿足屈服條件。所以在冷擺輾過程的早期階段，塑性變形區(qū)首先發(fā)生在圓柱工件上表面的中心部位，如圖8所示。（3） 隨成型時間的增加，塑性變形區(qū)沿徑向逐漸朝向圓柱表面發(fā)展并且沿軸向朝向所述變形圓柱工件的下端面發(fā)展。更重要的是，塑性變形區(qū)首先穿過徑向半徑，如圖8C所示。8.58.07.57.06.56.00.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8每轉(zhuǎn)的進給量 (mm r-1)條件1:改變 v條件2: 改變nb0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

22、每轉(zhuǎn)的進給量(mm r-1)工件圓柱表面的粗糙度 (%)11c109 條件1: 改變v條件2: 改變 n87650.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8每轉(zhuǎn)的進給量(mm r-1)DFig. 9. 定義了變形圓柱工件的上部直徑增長率，下部直徑增長率和圓柱面粗糙度，其中是圓柱工件的初始直徑，和分別代表變形圓柱工件圓柱表面的最大直徑和最小直徑。Fig. 10. 下模進給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對金屬流動的影響： （a）下模進給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對的影響（b）下模進給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對的影響（c）下模進給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對的影響圖9定義了變形圓柱工件的上部直徑增長率，下部

23、直徑增長率和圓柱面粗糙度。圖10顯示出下模供給速度v和上模旋轉(zhuǎn)速度n對金屬流動的影響。從圖10可以看出，無論怎樣改變v和n的值，只要每轉(zhuǎn)進給量S保持不變，那么他們對金屬流動的影響規(guī)律基本不變。 c以從圖12中看出每轉(zhuǎn)進給量S越小，上模傾斜角C對金屬流動的影響越明顯。這表明上模的傾斜角度和每轉(zhuǎn)的進給量可以更有效地控制圓柱工件的金屬流動。但是，較大的每轉(zhuǎn)進給量會使金屬流動的控制效果變差。另外，隨著上模傾斜角度的增大，每轉(zhuǎn)進給量S對金屬流動的影響更加明顯。工件上部直徑的增長率(%)因此v和n對金屬流動的作用可以歸因于S 的作用。進而，我們研究了S對金屬流動的影響規(guī)律。它也可以從從圖10中看出，當S超

24、過0.2 時，隨著S的增加，和 先迅速下降，然后緩慢下降，而當S超過0.2 時先迅速增加，然后緩慢增加。24條件3： S=0.04mm r-1a22 條件4： S=0.2mm r-1條件5：S=0.8mm r-1201816也就是說，隨著S的增加，'蘑菇形“的影響變得越來越不明顯，這是因為該塑性變形區(qū)沿軸向從圓柱工件的上端面逐漸發(fā)展到圓柱工件的下端面。當每轉(zhuǎn)S的進給量變小時，上模與工件之間的接觸面積也變小，如圖11 所示。從而，塑性變形區(qū)（位于上模和工件之間的接觸面積上）也變小。在此情況下，塑性變形區(qū)很難穿透從圓柱工件上表面到圓柱工件下表面上的整個軸向高度。所以在上模附近的金屬處于大塑

25、性變形狀態(tài)，而下模附近的金屬處于彈性變形或小塑料形變狀態(tài)，從而導(dǎo)致明顯的''蘑菇形“的效果。隨著S的增加，上模與工件之間的接觸面積也增加（圖11中示出），從而導(dǎo)致塑性變形區(qū)的增加。這樣塑性變形區(qū)可以更容易地穿透圓柱工件的整個軸向高度并且整個圓柱工件的塑性變形變得更均勻，從而使''蘑菇形“的影響不太明顯。圖12顯示出每轉(zhuǎn)S的進給量和上模傾斜角C在金屬流中的交互影響。從圖12中可以看出，在每一轉(zhuǎn)S相同進給量的情況下，隨著上模傾斜角度的增加， 和逐漸增加但逐漸減小。也就是說，隨著上模傾斜角C的增加，''蘑菇狀“的影響效果變得越來越明顯。這歸因于上模與工

26、件之間的接觸面積隨上模傾斜角度c的增加逐漸減少（在圖13中示出），從而導(dǎo)致塑性變形區(qū)（位于上模和工件之間的接觸面積上）的減少。其結(jié)果是，塑性變形區(qū)更加難以穿透整個軸向高度并且整個圓柱工件的塑性變形變得更加不均勻，從而導(dǎo)致更明顯的''蘑菇形“影響。我們可214120 1 2 3 4 5 6 7 8上模傾斜角度(° )工件下部直徑的增長率(%)9b87654 條件3： S=0.04mm r-1-13 條件4： S=0.2mm r條件5：: S=0.8mm r-120 1 2 3 4 5 6 7 8上模傾斜角度(° )Dper revolution S, u1an

27、d uD gradually increase while uDgradually24條件3: S=0.04mm r-1 c上模和工件的接觸面積 (m2)×10-320 條件 4: S=0.2mm r-1條件5: S=0.8mm r-1工件圓柱表面的粗糙度(%)0.6 160.5 120.40.38條件1：改變 v條件2：改變n 40.20.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8每轉(zhuǎn)的進給量(mm r-1)Fig. 11. 每轉(zhuǎn)進給量對上模和工件接觸面積的影響0 1 2 3 4 5 6 7 8 上模傾斜角度(° )Fig. 12. 每轉(zhuǎn)進給量和上

28、模傾斜角對金屬流動的交互作用: （a）每轉(zhuǎn)進給量和上模傾斜角對金屬流動的交互作用（b）每轉(zhuǎn)進給量和上模傾斜角對金屬流動的交互作用（c）每轉(zhuǎn)進給量和上模傾斜角對金屬流動的交互作用4.3 三大參數(shù)對非均勻變形的影響最大等效塑性應(yīng)變和最小等效塑性應(yīng)變之間的差被采用來表示變形圓柱體工件非均勻變形的程度，即。越大，圓柱工件非均勻變形程度越大，反之亦然。圖14顯示出下模的進給速度v和上模旋轉(zhuǎn)速度n對非均勻變形程度的影響。從圖14中可以看出，v和n對影響非均勻變形影響程度的作用可歸結(jié)為S的作用。由上模傾斜角更精確的控制圓柱工件非均勻變形的程度，但隨著每轉(zhuǎn)進給量的增大，控制效果越差。從圖15中也可以看出，隨著

29、上模傾斜角的增加，每轉(zhuǎn)進給量S對非均勻變形程度的影響效果越顯著。每轉(zhuǎn)進給量S和上模傾斜角對非均勻變形程度的這種交互影響的規(guī)律和機制，對和的影響也是一樣的。非均勻變形程度3.5當每轉(zhuǎn)進給量S超過0.2后，隨著每轉(zhuǎn)進給量S的增加，非均勻變形程度先迅速減小再緩慢減小，這和S對和的影響規(guī)律和機制是一樣的。條件 3: S=0.04mm r-13.0 條件 4: S=0.2mm r-1條件 5: S=0.8mm r-12.52.01.5圖15顯示出每轉(zhuǎn)進給量S和上模傾斜角對非均勻變形的程度的交互影響?？梢钥闯龅氖?，在每轉(zhuǎn)進給量S相同的前提下，非均勻變形程度隨上模傾斜角的增加而增加。在冷擺碾鍛造過程中每轉(zhuǎn)進

30、給量越小時，這種趨勢將越顯著，而每轉(zhuǎn)進給量越大是這種趨勢越不明顯。這表明可以在較小的每轉(zhuǎn)進給量的前提下，1.00.50.00 1 2 3 4 5 6 7 8上模傾斜角度(° )工件和上模之間的接觸面積(m2)×10-31.6Fig. 15. 每轉(zhuǎn)進給量和上模傾斜角度對非均勻變形程度的交互作用1.41.2 條件3: S=0.04mm r-1-1最大軸向鍛造力 (kN)a 4001.00.2 條件4: S=0.2mm r 條件5: S=0.8mm r-10 1 2 3 4 5 6 7 8上模傾斜角度(° )350300250200150條件 1: C

31、hange v條件2: Change nFig. 13. 每轉(zhuǎn)進給量和上模的傾斜角度對模具和工件之間接觸面積的交互作用.0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8每轉(zhuǎn)進給量(mm r-1)b 1200非均勻變形程度0.9條件1: 改變 v條件2: 改變n0.8· 1050最大軸向力矩(N m)9000.4750600450300條件1: Change v條件2: Change n 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8每轉(zhuǎn)進給量(mm r-1)Fig. 14.下模進給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對非均勻變形

32、程度的影響.0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8每轉(zhuǎn)進給量(mm r-1)Fig. 16. 下模進給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對最大軸向鍛造力和最大軸向力矩的影響: (a) 下模進給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對最大軸向鍛造力; (b) 下模進給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對最大軸向力矩的影響D1.a 900tion S and inclination angle c of the upper die on the degree of inhomogeneous deformation. It can be seen that, under the samefeed amount per

33、 revolution S, the degree of inhomogeneous defor-800條件3: S=0.04mm r-1700 條件4: S=0.2mm r-1-1ation gradually increases with the increasing of inclination angle c of the upper die. This trend becomes more signicant for the cold rotary forging process with a smaller feed amount per revolution, but is le

34、ss signicant with a larger feed amount per revolution. Thisindicates that the degree of inhomogeneous deformation of cylin- der workpiece can be more effectively controlled by inclination an- gle of the upper die with a smaller feed amount per revolution. Butthe control becomes less effective with a

35、 larger feed amount per600500400300200條件5: S=0.8mm rrevolution. From Fig. 15, it can be also seen that with the increasing of inclination angle c of the upper die, the effect of feed amount per revolution S on the degree of inhomogeneous deformation be- comes more signicant. The interactive effect l

36、aws and mechanism of feed amount per revolution S and inclination angle c of the100最大軸向鍛造力(kN)0 1 2 3 4 5 6 7 8上模傾斜角度(° )b 2500Dupper die on the degree of inhomogeneous deformation, u1uD are the same.and最大軸向力矩(N m)· 2000 條件3: S=0.04mm r-1我們也可從上面的分析發(fā)現(xiàn)，冷擺碾過程中的非均勻變形可導(dǎo)致圓柱工件產(chǎn)生''蘑菇形“。在如銑

37、刀片和彈簧片零件的一些實際生產(chǎn)中，為減少''蘑菇形”的影響，增大每轉(zhuǎn)的進給量或減小上模傾斜角從而使變形更加均勻。然而， ''蘑菇形“的影響效果具有兩重性。在生產(chǎn)汽車使用的半軸，和耦合器鉸鏈銷（長桿法蘭）等一些部件是，“蘑菇形”效應(yīng)可用來形成頭部。該''蘑菇形“效應(yīng)，也可應(yīng)用在鉚接過程中。采用小的每轉(zhuǎn)進給量和大的上模傾斜角則該''蘑菇形“的效果更加明顯。因此，鉚釘桿在彈性或小塑性變形狀態(tài)可疏松鉚接。反之，采用大的每轉(zhuǎn)進給量或較小的上模傾斜角度，''蘑菇形“的效果就不那么明顯了。因此，鉚釘桿在大塑性變形狀態(tài)可緊定鉚接。

38、150010005000條件4: S=0.2mm r-1條件 5: S=0.8mm r-10 1 2 3 4 5 6 7 8上模傾斜角度(° )4.4 三大參數(shù)對力和功率的影響 圖16顯示出下模進給速度v和上模旋轉(zhuǎn)速度n對最大軸向鍛造力和鍛造力矩的影響。從圖16中可以看出，v和n對最大軸向鍛造力和鍛造力矩的作用可歸結(jié)為S的作用。最大軸向鍛造力和鍛造力矩隨每轉(zhuǎn)進給量S的增加而逐漸增加。這是因為，隨著每轉(zhuǎn)進給量S的增加，圓柱工件的塑性變形會變得更加均勻并且更多的金屬會進入到塑性變形狀態(tài)。所以需要為塑性變形提供更多的能量。圖17顯示出每轉(zhuǎn)進給量S和上模傾斜角對最大軸向鍛造力和鍛造力矩的交互

39、影響。我們可以看出，每轉(zhuǎn)進給量S一定時，隨著上模傾斜角的不斷增加，最大軸向鍛造力和鍛造力矩先迅速下降然后緩慢下降。這可以歸結(jié)為，當上模傾斜角越大時，圓柱工件的塑性變形變得越不均勻，此時更多金屬處在彈性或小塑性變形狀態(tài)，從而導(dǎo)致較少的金屬參與塑性變形。因此，較少的能量就能產(chǎn)生塑性變形。從圖17中也可以看出每轉(zhuǎn)進給量S越大，上模傾斜角對最大軸向鍛造力和鍛造力矩的影響也就越顯著。這表明在每轉(zhuǎn)進給量越大，上模傾斜角度越可以精確控制最大軸向鍛造力和鍛造力矩。但是，當每轉(zhuǎn)進給量越小時，這種控制就會變得越來越差。此外，隨著上模傾斜角的增，每轉(zhuǎn)進給量S對最大軸向鍛造力和鍛造力矩的影響變得越來越不顯著。 Fig

40、. 17. 每轉(zhuǎn)進給量和上模傾斜角度對最大軸向鍛造力和最大軸向力矩的影響: (a) 每轉(zhuǎn)進給量和上模傾斜角度對最大軸向鍛造力; (b) 每轉(zhuǎn)進給量和上模傾斜角度對最大軸向力矩的影響對圖17進一步研究可知，當每轉(zhuǎn)進給量S在0.04到0.8之間區(qū)任意值并且上模的傾斜角度小于3時，最大軸向鍛造力和鍛造力矩隨上模傾斜角度的增加而顯著減少。當上模傾斜角位于36之間是，最大軸向鍛造力和鍛造力矩下降緩慢。而當上模傾斜角是大于6，它們不再下降并保持不變。因此，在現(xiàn)在的冷擺碾鍛壓機中上模傾斜角通常被設(shè)計低于6。 5. 結(jié)論(1) 基于冷擺輾工藝的特點，在ABAQUS軟件環(huán)境下建立的圓柱工件冷擺碾三維彈塑性動力顯

41、式有限元模型可以解決建模方法的一些關(guān)鍵技術(shù)，并且可以制定合理的成型條件。所提出的有限元模型進行了可靠的理論和實驗驗證。(2) 在圓柱工件冷擺碾鍛造中下模的進給速度的作用和上模旋轉(zhuǎn)速度的作用可歸結(jié)為每轉(zhuǎn)進給量的作用。隨著每轉(zhuǎn)進給量的增加， ''蘑菇形“的效果變得越不明顯，圓柱工件的變形將變得更均勻，此時最大軸向鍛造力和鍛造力矩逐漸增加。隨著上模傾斜角的增加，''蘑菇形“的效果變得更加明顯，變形變得更加不均勻，此時最大軸向鍛造力和鍛造力矩逐漸減小。每轉(zhuǎn)進給量越小，通過上模傾斜角可更加精確的控制圓柱工件的金屬流動和變形的不均勻程度，此外，每轉(zhuǎn)進給量越大，也可通過上模傾

42、斜角更精確的控制最大軸向鍛造力和鍛造力矩(3) 研究結(jié)果充分揭示了圓柱工件冷擺輾鍛造的變形機制，并有助于優(yōu)化工藝參數(shù)，精確控制冷擺輾工藝。 感謝作者感謝中國杰出青年學(xué)者自然科學(xué)基金（50725517號）給予本研究的支持。參考文獻1 Hawkyard JB, Gurnani CKS, Johnson W. Pressure-distribution measurements in rotary forging. J Mech Eng Sci 1977;19:13542.2 Pei Xinghua, Zhou Decheng, Wang Zhongren. Some basic problems

43、of the rotary forging and its application. In: Proceedings of the second international conference on rotary metalworking processes; 1982. p. 8190.3 Oudin J, Ravalard Y, Verwaerde G, Gelin JC. Force, torque and plastic ow analysis in rotary upsetting of ring shaped billets. Int J Mech Sci1985;27:76180.4 Choi S, Na KH, Kim JH. Upper-bound analysis