文獻(xiàn)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(jī)制圓柱工件摘要冷擺碾成型是一種先進(jìn)的但很多復(fù)雜的漸進(jìn)金屬成形工藝并受很多因素相互耦合的影響。由于實(shí)驗(yàn)和分析方法的限制，許多問(wèn)題，如變形機(jī)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(guò)總體分析和細(xì)節(jié)分析來(lái)解決。在目前的工作中，一個(gè)合理的三維彈塑性動(dòng)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(gè)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(jiǎn)介在常規(guī)鍛造中，金屬由兩個(gè)模具相互對(duì)沿著公共軸移動(dòng)使得力施加到工件上的整個(gè)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(jī)軸震蕩，下模具垂直移動(dòng)。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(diǎn)，包括噪音和振動(dòng)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(cè)量接觸區(qū)域1,2的壓力分布，計(jì)算和驗(yàn)證功率參數(shù)3-5，并通過(guò)使用分析方法和實(shí)驗(yàn)方法解析金屬的流動(dòng)6-9。然而，由于分析方法和實(shí)驗(yàn)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(gè)好的方法，它能夠在分析金屬成形過(guò)程中獲得更詳細(xì)的信息。截至目前，由于動(dòng)態(tài)邊界條件和變形機(jī)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(kāi)發(fā)了一種三維剛塑性有限元程序來(lái)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(guò)程中的不均勻變形。袁等13人也用相同的軟件來(lái)模擬鉸鏈銷的冷擺碾工藝過(guò)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(duì)冷擺輾過(guò)程有重要影響，所以在剛塑性有限元分析很難實(shí)現(xiàn)快速仿真。另一方面，沒(méi)有研究顯示冷擺輾過(guò)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(guò)程。因此，本文在ABAQUS軟件的環(huán)境下開(kāi)發(fā)了一個(gè)合理的三維彈塑性動(dòng)態(tài)模型顯式有限元圓柱體工件冷擺碾鍛造工藝。基于有效的三維有限元模型，三個(gè)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(xiàng)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(guò)程中，模具與工件之間的接觸面在施壓時(shí)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(shí)，殘余應(yīng)力也會(huì)對(duì)最終產(chǎn)品的質(zhì)量有顯著影響。因?yàn)椋诶鋽[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(jī)軸nz上模軸線上模 接觸點(diǎn)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(dòng)態(tài)顯式程序具有獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)，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(wèn)題。冷擺碾鍛造工藝是一個(gè)復(fù)雜的動(dòng)態(tài)接觸和高度非線性問(wèn)題，動(dòng)態(tài)顯式過(guò)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(dòng)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(dòng)態(tài)接觸條件在冷擺輾中，有兩個(gè)接觸對(duì)。一個(gè)是

8、上模的圓錐面與圓柱工件上端面之間的接觸對(duì)。另一個(gè)是下模的上端面和圓柱工件下端面之間的接觸對(duì)。兩個(gè)接觸對(duì)被定義為面 - 面接觸型，它允許表面之間的滑動(dòng)。有限滑動(dòng)配方用于解釋兩種表面的相對(duì)運(yùn)動(dòng)。此外，金屬模具和工件之間存在相對(duì)的滑動(dòng)有利于描述庫(kù)侖摩擦力模型接觸對(duì)的摩擦條件。2.2. 約束和載荷在整體坐標(biāo)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(lái)約束圓柱工件的旋轉(zhuǎn)。上?？臻g坐標(biāo)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(jìn)給后，上模仍至少圍繞機(jī)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(shí)間（假設(shè)下模停止軸向進(jìn)給上模仍振蕩兩轉(zhuǎn)）可表達(dá)為以下方程：因此，從（3）和（4）可得精確的成型時(shí)間（上模的震蕩時(shí)間）為Fig. 4. 對(duì)比有無(wú)網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)時(shí)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(cè)定三個(gè)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(jìn)給量相對(duì)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(gè)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(gè)集成連續(xù)節(jié)點(diǎn)單元（C3D8R）用于離散圓柱工件。圓柱體工件中的元素的個(gè)數(shù)是由圓柱體工件的尺寸和計(jì)算效率以及精度確定。模具當(dāng)做剛體處理，不需劃分網(wǎng)格。在模擬大塑性變形過(guò)程中，由于材料的流動(dòng)，可能發(fā)生嚴(yán)重的網(wǎng)格畸變，這進(jìn)行模擬仿真。在這項(xiàng)研究中，自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)來(lái)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(wú)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(wú)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(guò)程中工件的上表面可視為平面。在如圖1所示的直角坐標(biāo)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(kāi)始時(shí)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(guò)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(dá)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(duì)所開(kāi)發(fā)的三維有限元模型的準(zhǔn)確性和有效性上也有顯著的影響。只有當(dāng)這些關(guān)鍵的成型條件合理確定時(shí)，冷擺碾鍛造工藝可成功進(jìn)行并獲得所需的產(chǎn)品。2.4.1. 精確成形時(shí)間的測(cè)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(guò)程中，下模以一個(gè)恒定的進(jìn)給速度V擠壓工件直到工件達(dá)到最終高度，所以這一時(shí)期（下模的軸向進(jìn)給時(shí)間）成型時(shí)間可表達(dá)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(jìn)給速度，下模的進(jìn)給速率V可以表示為其中n是上模繞機(jī)床主軸的旋轉(zhuǎn)速度和S是每轉(zhuǎn)的進(jìn)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(jìn)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(yùn)動(dòng)軌跡圓線Table 2圓柱工件的機(jī)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(shí)驗(yàn)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(dòng)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(shí)驗(yàn)軸向鍛壓應(yīng)力對(duì)比隨成形時(shí)間的增加，內(nèi)部能量值逐漸增加而動(dòng)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(kāi)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(shí)間(s)Fig. 5. 圓柱工件變形的能量曲線為了驗(yàn)證所提出的三維有限元模型實(shí)驗(yàn)的有效性，仿真結(jié)果（表1和2中的仿真條件與參考文獻(xiàn)4中的實(shí)驗(yàn)條件是相同的）與從參考文獻(xiàn)4中獲得的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)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(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，最大相對(duì)誤差為17.62?；谝陨戏治觯岢龅?/p>

15、冷擺輾3D彈塑性動(dòng)力顯式有限元模型被證明是可靠的理論和實(shí)驗(yàn)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(jìn)給速度V、旋轉(zhuǎn)速度n和上模傾斜角C不是隨機(jī)選擇的，這三個(gè)主要工藝參數(shù)的 初始值可由方程近似地確定（11）。3. 驗(yàn)證和評(píng)估開(kāi)發(fā)的冷擺碾3D有限元模型在進(jìn)一步使用三維有限元方法研究冷擺輾工藝之前，對(duì)開(kāi)發(fā)的三維有限元模型的有效性需進(jìn)行評(píng)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(jìn)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(gè)仿真過(guò)程中，如果變形材料的動(dòng)能（ALLKE）沒(méi)有超過(guò)它內(nèi)部能量（ALLIE）的一小部分（通常為5-10），那么這兩個(gè)能量的變化曲線是平滑的，所以開(kāi)發(fā)的三維有限元模型可以被認(rèn)為是有效的。圖5顯示出變形圓柱工件在冷擺輾過(guò)程中的內(nèi)部能量和動(dòng)能的變化曲線?？梢钥闯觯@兩個(gè)曲線是平滑的。在冷擺輾鍛造開(kāi)始時(shí)，內(nèi)部能量和動(dòng)能的值都

17、是零。 上模的運(yùn)動(dòng)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(shí)間(s)Fig. 7. 工件和模具之間接觸面積隨時(shí)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(gè)主要工藝參數(shù)對(duì)冷擺輾過(guò)程的影響規(guī)律已被揭露出來(lái)。圓柱工件的機(jī)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(jì)算條件條件1：為了研究下模進(jìn)給速度v對(duì)冷擺輾過(guò)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(duì)冷擺碾成型過(guò)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(jìn)給量S和上模的傾斜角y對(duì)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(dāng)然，V，N，的值可由已得到的方程（11）確定。4.2. 三個(gè)主要工藝參數(shù)對(duì)金屬流動(dòng)的影響圖7顯示了在冷擺輾鍛造過(guò)程中模具與工件之間接觸面積的變化曲線?？梢钥闯觯夏：凸ぷ髦g的接觸面積先迅速的從零增加到一定值，然后再隨時(shí)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(shí)間逐漸減小。在冷擺輾鍛造過(guò)程結(jié)束時(shí)，因?yàn)橄履ＭＶ馆S向進(jìn)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(guò)比較兩個(gè)接觸區(qū)的歷史，可以發(fā)現(xiàn)，在冷擺輾過(guò)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(shí)間的接觸面積都要小。因此，在上

20、模對(duì)金屬的軸向單位壓力高于下模對(duì)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(jìn)入塑性變形狀態(tài)。圖8顯示了冷旋轉(zhuǎn)鍛造過(guò)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(dòng)具有以下特點(diǎn)：（4）在冷擺碾鍛造過(guò)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(huì)變成“蘑菇形”，如圖8E所示。工件件下部直徑生長(zhǎng)率(%) 工件上部直徑生長(zhǎng)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(guò)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(guò)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(shí)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(guò)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(jìn)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(jìn)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(jìn)給量(mm r-1)DFig. 9. 定義了變形圓柱工件的上部直徑增長(zhǎng)率，下部直徑增長(zhǎng)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(jìn)給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對(duì)金屬流動(dòng)的影響： （a）下模進(jìn)給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對(duì)的影響（b）下模進(jìn)給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對(duì)的影響（c）下模進(jìn)給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對(duì)的影響圖9定義了變形圓柱工件的上部直徑增長(zhǎng)率，下部

23、直徑增長(zhǎng)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(duì)金屬流動(dòng)的影響。從圖10可以看出，無(wú)論怎樣改變v和n的值，只要每轉(zhuǎn)進(jìn)給量S保持不變，那么他們對(duì)金屬流動(dòng)的影響規(guī)律基本不變。 c以從圖12中看出每轉(zhuǎn)進(jìn)給量S越小，上模傾斜角C對(duì)金屬流動(dòng)的影響越明顯。這表明上模的傾斜角度和每轉(zhuǎn)的進(jìn)給量可以更有效地控制圓柱工件的金屬流動(dòng)。但是，較大的每轉(zhuǎn)進(jìn)給量會(huì)使金屬流動(dòng)的控制效果變差。另外，隨著上模傾斜角度的增大，每轉(zhuǎn)進(jìn)給量S對(duì)金屬流動(dòng)的影響更加明顯。工件上部直徑的增長(zhǎng)率(%)因此v和n對(duì)金屬流動(dòng)的作用可以歸因于S 的作用。進(jìn)而，我們研究了S對(duì)金屬流動(dòng)的影響規(guī)律。它也可以從從圖10中看出，當(dāng)S超

24、過(guò)0.2 時(shí)，隨著S的增加，和 先迅速下降，然后緩慢下降，而當(dāng)S超過(guò)0.2 時(shí)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(shuō)，隨著S的增加，'蘑菇形“的影響變得越來(lái)越不明顯，這是因?yàn)樵撍苄宰冃螀^(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(dāng)每轉(zhuǎn)S的進(jìn)給量變小時(shí)，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(gè)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(gè)軸向高度并且整個(gè)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(jìn)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(jìn)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(shuō)，隨著上模傾斜角C的增加，''蘑菇狀“的影響效果變得越來(lái)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(gè)軸向高度并且整個(gè)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(zhǎng)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(jìn)給量(mm r-1)Fig. 11. 每轉(zhuǎn)進(jìn)給量對(duì)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(jìn)給量和上

28、模傾斜角對(duì)金屬流動(dòng)的交互作用: （a）每轉(zhuǎn)進(jìn)給量和上模傾斜角對(duì)金屬流動(dòng)的交互作用（b）每轉(zhuǎn)進(jìn)給量和上模傾斜角對(duì)金屬流動(dòng)的交互作用（c）每轉(zhuǎn)進(jìn)給量和上模傾斜角對(duì)金屬流動(dòng)的交互作用4.3 三大參數(shù)對(duì)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(lái)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(jìn)給速度v和上模旋轉(zhuǎn)速度n對(duì)非均勻變形程度的影響。從圖14中可以看出，v和n對(duì)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(jìn)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(jìn)給量S對(duì)非均勻變形程度的影響效果越顯著。每轉(zhuǎn)進(jìn)給量S和上模傾斜角對(duì)非均勻變形程度的這種交互影響的規(guī)律和機(jī)制，對(duì)和的影響也是一樣的。非均勻變形程度3.5當(dāng)每轉(zhuǎn)進(jìn)給量S超過(guò)0.2后，隨著每轉(zhuǎn)進(jìn)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(duì)和的影響規(guī)律和機(jī)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(jìn)給量S和上模傾斜角對(duì)非均勻變形的程度的交互影響?？梢钥闯龅氖?，在每轉(zhuǎn)進(jìn)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(guò)程中每轉(zhuǎn)進(jìn)

30、給量越小時(shí)，這種趨勢(shì)將越顯著，而每轉(zhuǎn)進(jìn)給量越大是這種趨勢(shì)越不明顯。這表明可以在較小的每轉(zhuǎn)進(jìn)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(jìn)給量和上模傾斜角度對(duì)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(jìn)給量和上模的傾斜角度對(duì)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(jìn)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(jìn)給量(mm r-1)Fig. 14.下模進(jìn)給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對(duì)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(jìn)給量(mm r-1)Fig. 16. 下模進(jìn)給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對(duì)最大軸向鍛造力和最大軸向力矩的影響: (a) 下模進(jìn)給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對(duì)最大軸向鍛造力; (b) 下模進(jìn)給速度和上模旋轉(zhuǎn)速度對(duì)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(guò)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(shí)際生產(chǎn)中，為減少''蘑菇形”的影響，增大每轉(zhuǎn)的進(jìn)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(zhǎng)桿法蘭）等一些部件是，“蘑菇形”效應(yīng)可用來(lái)形成頭部。該''蘑菇形“效應(yīng)，也可應(yīng)用在鉚接過(guò)程中。采用小的每轉(zhuǎn)進(jìn)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(jìn)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(duì)力和功率的影響 圖16顯示出下模進(jìn)給速度v和上模旋轉(zhuǎn)速度n對(duì)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(duì)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(jìn)給量S的增加而逐漸增加。這是因?yàn)?，隨著每轉(zhuǎn)進(jìn)給量S的增加，圓柱工件的塑性變形會(huì)變得更加均勻并且更多的金屬會(huì)進(jìn)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(jìn)給量S和上模傾斜角對(duì)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(jìn)給量S一定時(shí)，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(dāng)上模傾斜角越大時(shí)，圓柱工件的塑性變形變得越不均勻，此時(shí)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(jìn)給量S越大，上模傾斜角對(duì)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(jìn)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(dāng)每轉(zhuǎn)進(jìn)給量越小時(shí)，這種控制就會(huì)變得越來(lái)越差。此外，隨著上模傾斜角的增，每轉(zhuǎn)進(jìn)給量S對(duì)最大軸向鍛造力和鍛造力矩的影響變得越來(lái)越不顯著。 Fig

40、. 17. 每轉(zhuǎn)進(jìn)給量和上模傾斜角度對(duì)最大軸向鍛造力和最大軸向力矩的影響: (a) 每轉(zhuǎn)進(jìn)給量和上模傾斜角度對(duì)最大軸向鍛造力; (b) 每轉(zhuǎn)進(jìn)給量和上模傾斜角度對(duì)最大軸向力矩的影響對(duì)圖17進(jìn)一步研究可知，當(dāng)每轉(zhuǎn)進(jìn)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(shí)，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(dāng)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(dāng)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(jī)中上模傾斜角通常被設(shè)計(jì)低于6。 5. 結(jié)論(1) 基于冷擺輾工藝的特點(diǎn)，在ABAQUS軟件環(huán)境下建立的圓柱工件冷擺碾三維彈塑性動(dòng)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(jìn)行了可靠的理論和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。(2) 在圓柱工件冷擺碾鍛造中下模的進(jìn)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(jìn)給量的作用。隨著每轉(zhuǎn)進(jìn)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(shí)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(shí)最大軸向鍛造力和鍛造力矩逐漸減小。每轉(zhuǎn)進(jìn)給量越小，通過(guò)上模傾斜角可更加精確的控制圓柱工件的金屬流動(dòng)和變形的不均勻程度，此外，每轉(zhuǎn)進(jìn)給量越大，也可通過(guò)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(jī)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(guó)杰出青年學(xué)者自然科學(xué)基金（50725517號(hào)）給予本研究的支持。參考文獻(xiàn)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