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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 圆柱工件冷摆碾成型数值模拟分析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关键词:冷摆碾有限元模型变形机制圆柱工件摘要冷摆碾成型是一种先进的但很多复杂的渐进金属成形工艺并受很多因素相互耦合的影响。由于实验和分析方法的限制，许多问题，如变形机制，冷摆辗工艺参数的影响等都需要有限元建模方法通过总体分析和细节分析来解决。在目前的工作中，一个合理的三维弹塑性动力显式有限元圆柱体工件的冷摆辗模型可以在在ABAQUS软件环境下建立的。基于有效的三维有限元模型，三个主要工艺参数的

3、影响规律，下模供给速度v，旋转速度n和上模在工件表面的倾斜角C，我们已经知道冷摆碾成型工艺中工件的非均匀变形程度与力和功率参数之间的关系。 2008 Published by Elsevier Ltd.1. 简介在常规锻造中，金属由两个模具相互对沿着公共轴移动使得力施加到工件上的整个区域从而被加工成所需的形状。在冷摆碾锻造（图1中示出） ，上模绕垂直机轴震荡，下模具垂直移动。工件和上模接触面积比在常规锻造中观察到的小得多，所以力和必要的变形功率只是常规锻造的一小部分。冷旋锻的优点，包括噪音和振动水平较低，质量均匀，表面光滑，公差小并大大节省能源和材料成本。至今为止，许多学者研究了摆辗成型工艺。

4、这些研究大多数主要集中在测量接触区域1,2的压力分布，计算和验证功率参数3-5，并通过使用分析方法和实验方法解析金属的流动6-9。然而，由于分析方法和实验方法的限制，难以获得令人满意的结果。有限元法已被证明是一个好的方法，它能够在分析金属成形过程中获得更详细的信息。截至目前，由于动态边界条件和变形机制的复杂性的原因，利用有限元法研究冷摆辗工艺一直还是很少。王和赵10,11开发了一种三维刚塑性有限元程序来分析环形工件的冷摆辗工艺。刘等人12利用三维刚塑性有限元软件DEFORM研究冷摆辗过程中的不均匀变形。袁等13人也用相同的软件来模拟铰链销的冷摆碾工艺过程。 * 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，由于弹性变形对冷摆辗过程有重要影响，所以在刚塑性有限元分析很难实现快速仿真。另一方面，没有研究显示冷摆辗过程中主要工艺参数的影响规律，因此很难选择合适的工艺参数，并控制形成过程。因此，本文在ABAQUS软件的环境下开发了一个合理的三维弹塑性动态模型显式有限元圆柱体工件冷摆碾锻造工艺。基于有效的三维有限元模型，三个主要工艺参数的影响规律，下模的供给速度v，

6、旋转速度n和上模在金属表面的倾斜角度C，我们已经知道冷摆碾成型工艺中工件的非均匀变形程度与力和功率参数之间的关系。这项研究结果可能有助于优化和精确控制冷摆辗锻造工艺.2. 建立冷摆碾锻造的三维模型在冷摆碾锻造过程中，模具与工件之间的接触面在施压时产生塑性变形，而非接触面在接触面的横向压力作用下产生弹性或弹塑性变形。同时，残余应力也会对最终产品的质量有显著影响。因为，在冷摆碾锻造中所产生的弹性变形不能被忽略，因此采用了弹塑性有限元分析。0261-3069/$ - see front matter 2008 Published by Elsevier Ltd. 机轴nz上模轴线上模 接触点SoxF

7、ig. 3. Mesh deformation without constraining the rotation of cylinder workpiece.y工件下模v yCR B 接触面AoD xFig. 1. 圆柱工件冷摆碾示意图与静态隐式程序相比，动态显式程序具有独特的优势，如节约解决方案的成本，克服模拟复杂接触和大变形量加工的收敛问题。冷摆碾锻造工艺是一个复杂的动态接触和高度非线性问题，动态显式过程是更有效的。基于以上分析，在ABAQUS/ Explicit的环境下建立三维弹塑性动力显式有限元圆柱体工件的冷摆碾模型，如图2所示。2.1. 动态接触条件在冷摆辗中，有两个接触对。一个是

8、上模的圆锥面与圆柱工件上端面之间的接触对。另一个是下模的上端面和圆柱工件下端面之间的接触对。两个接触对被定义为面 - 面接触型，它允许表面之间的滑动。有限滑动配方用于解释两种表面的相对运动。此外，金属模具和工件之间存在相对的滑动有利于描述库仑摩擦力模型接触对的摩擦条件。2.2. 约束和载荷在整体坐标系（在图2中示出） ，上模被限制为仅能绕整体2轴旋转，而其他的自由度被约束。类似地，下模被限制为仅沿着整体2轴平移，而其他的自由度也受到约束。在上模振荡的作用在，圆柱工件可以被粘贴到上模和与它一起旋转。结果，上模的振荡不起作用，并且圆柱工件仅受到轴向压缩，如图3所示。这样的约束施加在圆柱工件上，以防

9、止它与上模旋转。在ABAQUS中有几种约束类型，如连接，刚体，显示体，耦合，固耦合，嵌入区域和方程。基于成型特征，采用 ''分布耦合“来约束圆柱工件的旋转。上模空间坐标系工件 下模Fig. 2. 圆柱工件冷摆碾三维模型.从（1）和（2）我们可得到在冷摆碾锻造中，上模与工件表面之间接触面的是阿基米德螺面的一部分。因此，在下模停止轴向进给后，上模仍至少围绕机轴震荡一周从而使工件的上表面形成一平面。在这期间，成型时间（假设下模停止轴向进给上模仍振荡两转）可表达为以下方程：因此，从（3）和（4）可得精确的成型时间（上模的震荡时间）为Fig. 4. 对比有无网格自适应技术时的网格变形：（

10、a）不带网格自适应技术的网格变形 （b）带网格自适应技术的网格变形2.4.2. 测定三个主要处理参数初始值的范围如上所述，在上模具与工件之间的接触表面是阿基米德螺旋面的一部分。然而，在冷摆辗中每转进给量相对较小。因此，在冷摆2.3. 网格处理在冷摆辗锻造中，圆柱体工件是一个三维可变形固体和三维非稳态变形状态，所以三维线性减少8个集成连续节点单元（C3D8R）用于离散圆柱工件。圆柱体工件中的元素的个数是由圆柱体工件的尺寸和计算效率以及精度确定。模具当做刚体处理，不需划分网格。在模拟大塑性变形过程中，由于材料的流动，可能发生严重的网格畸变，这进行模拟仿真。在这项研究中，自适应网格技术来减少元素的失

11、真和控制零能量的模型。图4显示了在相同的条件下有、无网格自适应技术的圆柱工件网格的变形。从图4，可以看出，无网格自适应技术，网格扭曲而有网格自适应技术可保持高质量的网格。2.4. 关键成型条件的确立 碾锻造过程中工件的上表面可视为平面。在如图1所示的直角坐标系中，圆柱工件上表面的面积可用如下方程表示：其中是上模的倾斜角度。类似地，上模圆锥面的方程可表示为假设在冷摆辗锻造开始时上模与工件之间的接触是线接触并且接触线是x轴。在冷摆碾锻造过程中，曲线ABC是上模圆锥面和圆柱工件的交线。如图1所示阴影ABCDOA是上模与工件之间的接触面，从方程（6）和（7）可得到曲线ABC的表达式：2除了上面提到的有

12、限元分析中建模方法的关键技术，一些关键的成形条件对所开发的三维有限元模型的准确性和有效性上也有显著的影响。只有当这些关键的成型条件合理确定时，冷摆碾锻造工艺可成功进行并获得所需的产品。2.4.1. 精确成形时间的测定t1 ¼v Table 1冷摆辗三维有限元模拟的工艺参数冷摆辗锻造过程中，下模以一个恒定的进给速度V挤压工件直到工件达到最终高度，所以这一时期（下模的轴向进给时间）成型时间可表达为。其中H0和H分别为圆柱工件的初始高度和最终高度，V是下模进给速度，下模的进给速率V可以表示为其中n是上模绕机床主轴的旋转速度和S是每转的进给量参数 取值圆柱工件的初始半径 R (mm) 10圆

13、柱工件的初始高度 H0 (mm) 10减少高度的比例(%)50下模的进给速度 m (mm s 1) 3上模的旋转速度 n (r min 1) 300上模的倾斜角度 c ( ) 3工件和模具之间的摩擦系数0.15上模的运动轨迹圆线Table 2圆柱工件的机械性能120MaterialAISI1020密度q (kg m 3)7800100杨氏模量 E (GPa)210泊松比 l0.380初始屈服应力o5 (MPa)245分析结果 实验结果轴向锻压应力(KN)本构方程r = 850 0.25 60能量(KJ)1.00.20.0内部能量动能402000.0 0.1

14、0.2 0.3 0.4 0.5减少的高度Fig. 6. 仿真和实验轴向锻压应力对比随成形时间的增加，内部能量值逐渐增加而动能先增大到一定值，然后保持不变。鉴于这样的规律，冷摆辗开发的三维有限元模型是合理的理论。 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0时间(s)Fig. 5. 圆柱工件变形的能量曲线为了验证所提出的三维有限元模型实验的有效性，仿真结果（表1和2中的仿真条件与参考文献4中的实验条件是相同的）与从参考文献4中获得的实验数据进行比较，如图6所示，可以看出，在冷摆辗工艺中轴向锻造力的模拟结果与实验结果吻合较好，最大相对误差为17.62。基于以上分析，提出的

15、冷摆辗3D弹塑性动力显式有限元模型被证明是可靠的理论和实验研Table 3冷摆碾三维模型的工艺参数ð11Þ其中R为圆柱工件的初始半径。因此，如果圆柱工件的初始半径已被选择，下模进给速度V、旋转速度n和上模倾斜角C不是随机选择的，这三个主要工艺参数的 初始值可由方程近似地确定（11）。3. 验证和评估开发的冷摆碾3D有限元模型在进一步使用三维有限元方法研究冷摆辗工艺之前，对开发的三维有限元模型的有效性需进行评估。仿真条件示于表1和表2。 参数取值圆柱工件的初始半径 R (mm)20圆柱工件的初始高度 H0 (mm)15减少高度的比例(%)20下模的进给速度 v (mm s 1

16、)0.2, 0.3, 0.6, 1, 2, 3, 4上模的旋转速度 n (r min 1)75, 100, 150, 300, 500, 1000,圆线上模的倾斜角度 c ( )0.5, 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7工件和模具之间的摩擦系数0.15作为一般规则，在几乎整个仿真过程中，如果变形材料的动能（ALLKE）没有超过它内部能量（ALLIE）的一小部分（通常为5-10），那么这两个能量的变化曲线是平滑的，所以开发的三维有限元模型可以被认为是有效的。图5显示出变形圆柱工件在冷摆辗过程中的内部能量和动能的变化曲线。可以看出，这两个曲线是平滑的。在冷摆辗锻造开始时，内部能量和动能的值都

17、是零。 上模的运动轨迹工件和模具之间的接触面积ece(m2)×10-3 工件和上模的接触面积工件和下模的接触面积1.00.20.0024681012时间(s)Fig. 7. 工件和模具之间接触面积随时间的变化曲线4. 结果与讨论使用有效的三维有限元模型，三个主要工艺参数对冷摆辗过程的影响规律已被揭露出来。圆柱工件的机械性能示于表2中，在仿真中采用的工艺参数列于表3。4.1. 计算条件条件1：为了研究下模进给速度v对冷摆辗过程的影响，选择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）确定），并保持其他参数与表2和表3保持一致。条件2：为了研究上模旋转速度n对冷摆碾成型过程的影响，选择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）确定），并保持其他参数与表2和表3保持一致。Fig. 8. 变形圆柱工件轴向截面peeq分布。为了研究每转进给量S和上模的倾斜角y对冷摆辗锻造工艺的交互作用，选择= 0.5，1，2，3，4，5，6，7（°），S = 0.04（条件3）；选择 = 0.5，1，2，3，4，5，6，7（°），S = 0.2（条件4）；选择= 0.5，1

19、，2，3，4，5，6，7（°），S = 0.8（条件5）。当然，V，N，的值可由已得到的方程（11）确定。4.2. 三个主要工艺参数对金属流动的影响图7显示了在冷摆辗锻造过程中模具与工件之间接触面积的变化曲线。可以看出，上模和工作之间的接触面积先迅速的从零增加到一定值，然后再随时间缓慢增加。下模和工件之间的接触面积先迅速的减小到一定值，然后再随时间逐渐减小。在冷摆辗锻造过程结束时，因为下模停止轴向进给，但上模仍持续振荡，所以模具与工件之间的接触面积急剧减少。通过比较两个接触区的历史，可以发现，在冷摆辗过程中，上模具与工件之间的接触面积比下模具与工件任何时间的接触面积都要小。因此，在上

20、模对金属的轴向单位压力高于下模对金属的轴向单位压力。所以，上模附近的金属更容易满足屈服条件进入塑性变形状态。图8显示了冷旋转锻造过程中PEEQ（等效塑性应变）在变形圆柱体工件轴向剖面上的分布。可以看出变形圆柱工件上的金属流动具有以下特点：（4）在冷摆碾锻造过程中，上模附近的塑性变形金属总是多于下模具附近的塑性变形金属。所以变形圆柱工件会变成“蘑菇形”，如图8E所示。工件件下部直径生长率(%) 工件上部直径生长率(%)17.0a16.5条件1：改变v条件2：改变 n16.015.515.014.514.013.513.0（1） 如上所述，上模附近的金属更容易满足屈服条件。所以在冷摆辗过程的早期阶

21、段，塑性变形区首先发生在圆柱工件上表面的中心部位，如图8所示。（2） 如上所述，上模附近的金属更容易满足屈服条件。所以在冷摆辗过程的早期阶段，塑性变形区首先发生在圆柱工件上表面的中心部位，如图8所示。（3） 随成型时间的增加，塑性变形区沿径向逐渐朝向圆柱表面发展并且沿轴向朝向所述变形圆柱工件的下端面发展。更重要的是，塑性变形区首先穿过径向半径，如图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每转的进给量 (mm r-1)条件1:改变 v条件2: 改变nb0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

22、每转的进给量(mm r-1)工件圆柱表面的粗糙度 (%)11c109 条件1: 改变v条件2: 改变 n87650.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8每转的进给量(mm r-1)DFig. 9. 定义了变形圆柱工件的上部直径增长率，下部直径增长率和圆柱面粗糙度，其中是圆柱工件的初始直径，和分别代表变形圆柱工件圆柱表面的最大直径和最小直径。Fig. 10. 下模进给速度和上模旋转速度对金属流动的影响： （a）下模进给速度和上模旋转速度对的影响（b）下模进给速度和上模旋转速度对的影响（c）下模进给速度和上模旋转速度对的影响图9定义了变形圆柱工件的上部直径增长率，下部

23、直径增长率和圆柱面粗糙度。图10显示出下模供给速度v和上模旋转速度n对金属流动的影响。从图10可以看出，无论怎样改变v和n的值，只要每转进给量S保持不变，那么他们对金属流动的影响规律基本不变。 c以从图12中看出每转进给量S越小，上模倾斜角C对金属流动的影响越明显。这表明上模的倾斜角度和每转的进给量可以更有效地控制圆柱工件的金属流动。但是，较大的每转进给量会使金属流动的控制效果变差。另外，随着上模倾斜角度的增大，每转进给量S对金属流动的影响更加明显。工件上部直径的增长率(%)因此v和n对金属流动的作用可以归因于S 的作用。进而，我们研究了S对金属流动的影响规律。它也可以从从图10中看出，当S超

24、过0.2 时，随着S的增加，和 先迅速下降，然后缓慢下降，而当S超过0.2 时先迅速增加，然后缓慢增加。24条件3： S=0.04mm r-1a22 条件4： S=0.2mm r-1条件5：S=0.8mm r-1201816也就是说，随着S的增加，'蘑菇形“的影响变得越来越不明显，这是因为该塑性变形区沿轴向从圆柱工件的上端面逐渐发展到圆柱工件的下端面。当每转S的进给量变小时，上模与工件之间的接触面积也变小，如图11 所示。从而，塑性变形区（位于上模和工件之间的接触面积上）也变小。在此情况下，塑性变形区很难穿透从圆柱工件上表面到圆柱工件下表面上的整个轴向高度。所以在上模附近的金属处于大塑

25、性变形状态，而下模附近的金属处于弹性变形或小塑料形变状态，从而导致明显的''蘑菇形“的效果。随着S的增加，上模与工件之间的接触面积也增加（图11中示出），从而导致塑性变形区的增加。这样塑性变形区可以更容易地穿透圆柱工件的整个轴向高度并且整个圆柱工件的塑性变形变得更均匀，从而使''蘑菇形“的影响不太明显。图12显示出每转S的进给量和上模倾斜角C在金属流中的交互影响。从图12中可以看出，在每一转S相同进给量的情况下，随着上模倾斜角度的增加， 和逐渐增加但逐渐减小。也就是说，随着上模倾斜角C的增加，''蘑菇状“的影响效果变得越来越明显。这归因于上模与工

26、件之间的接触面积随上模倾斜角度c的增加逐渐减少（在图13中示出），从而导致塑性变形区（位于上模和工件之间的接触面积上）的减少。其结果是，塑性变形区更加难以穿透整个轴向高度并且整个圆柱工件的塑性变形变得更加不均匀，从而导致更明显的''蘑菇形“影响。我们可214120 1 2 3 4 5 6 7 8上模倾斜角度(° )工件下部直径的增长率(%)9b87654 条件3： S=0.04mm r-1-13 条件4： S=0.2mm r条件5：: S=0.8mm r-120 1 2 3 4 5 6 7 8上模倾斜角度(° )Dper revolution S, u1an

27、d uD gradually increase while uDgradually24条件3: S=0.04mm r-1 c上模和工件的接触面积 (m2)×10-320 条件 4: S=0.2mm r-1条件5: S=0.8mm r-1工件圆柱表面的粗糙度(%)0.6 160.5 120.40.38条件1：改变 v条件2：改变n 40.20.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8每转的进给量(mm r-1)Fig. 11. 每转进给量对上模和工件接触面积的影响0 1 2 3 4 5 6 7 8 上模倾斜角度(° )Fig. 12. 每转进给量和上

28、模倾斜角对金属流动的交互作用: （a）每转进给量和上模倾斜角对金属流动的交互作用（b）每转进给量和上模倾斜角对金属流动的交互作用（c）每转进给量和上模倾斜角对金属流动的交互作用4.3 三大参数对非均匀变形的影响最大等效塑性应变和最小等效塑性应变之间的差被采用来表示变形圆柱体工件非均匀变形的程度，即。越大，圆柱工件非均匀变形程度越大，反之亦然。图14显示出下模的进给速度v和上模旋转速度n对非均匀变形程度的影响。从图14中可以看出，v和n对影响非均匀变形影响程度的作用可归结为S的作用。由上模倾斜角更精确的控制圆柱工件非均匀变形的程度，但随着每转进给量的增大，控制效果越差。从图15中也可以看出，随着

29、上模倾斜角的增加，每转进给量S对非均匀变形程度的影响效果越显著。每转进给量S和上模倾斜角对非均匀变形程度的这种交互影响的规律和机制，对和的影响也是一样的。非均匀变形程度3.5当每转进给量S超过0.2后，随着每转进给量S的增加，非均匀变形程度先迅速减小再缓慢减小，这和S对和的影响规律和机制是一样的。条件 3: S=0.04mm r-13.0 条件 4: S=0.2mm r-1条件 5: S=0.8mm r-12.52.01.5图15显示出每转进给量S和上模倾斜角对非均匀变形的程度的交互影响。可以看出的是，在每转进给量S相同的前提下，非均匀变形程度随上模倾斜角的增加而增加。在冷摆碾锻造过程中每转进

30、给量越小时，这种趋势将越显著，而每转进给量越大是这种趋势越不明显。这表明可以在较小的每转进给量的前提下，1.00.50.00 1 2 3 4 5 6 7 8上模倾斜角度(° )工件和上模之间的接触面积(m2)×10-31.6Fig. 15. 每转进给量和上模倾斜角度对非均匀变形程度的交互作用1.41.2 条件3: S=0.04mm r-1-1最大轴向锻造力 (kN)a 4001.00.2 条件4: S=0.2mm r 条件5: S=0.8mm r-10 1 2 3 4 5 6 7 8上模倾斜角度(° )350300250200150条件 1: C

31、hange v条件2: Change nFig. 13. 每转进给量和上模的倾斜角度对模具和工件之间接触面积的交互作用.0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8每转进给量(mm r-1)b 1200非均匀变形程度0.9条件1: 改变 v条件2: 改变n0.8· 1050最大轴向力矩(N m)9000.4750600450300条件1: Change v条件2: Change n 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8每转进给量(mm r-1)Fig. 14.下模进给速度和上模旋转速度对非均匀变形

32、程度的影响.0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8每转进给量(mm r-1)Fig. 16. 下模进给速度和上模旋转速度对最大轴向锻造力和最大轴向力矩的影响: (a) 下模进给速度和上模旋转速度对最大轴向锻造力; (b) 下模进给速度和上模旋转速度对最大轴向力矩的影响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条件3: S=0.04mm r-1700 条件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条件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最大轴向锻造力(kN)0 1 2 3 4 5 6 7 8上模倾斜角度(° )b 2500Dupper die on the degree of inhomogeneous deformation, u1uD are the same.and最大轴向力矩(N m)· 2000 条件3: S=0.04mm r-1我们也可从上面的分析发现，冷摆碾过程中的非均匀变形可导致圆柱工件产生''蘑菇形“。在如铣

37、刀片和弹簧片零件的一些实际生产中，为减少''蘑菇形”的影响，增大每转的进给量或减小上模倾斜角从而使变形更加均匀。然而， ''蘑菇形“的影响效果具有两重性。在生产汽车使用的半轴，和耦合器铰链销（长杆法兰）等一些部件是，“蘑菇形”效应可用来形成头部。该''蘑菇形“效应，也可应用在铆接过程中。采用小的每转进给量和大的上模倾斜角则该''蘑菇形“的效果更加明显。因此，铆钉杆在弹性或小塑性变形状态可疏松铆接。反之，采用大的每转进给量或较小的上模倾斜角度，''蘑菇形“的效果就不那么明显了。因此，铆钉杆在大塑性变形状态可紧定铆接。

38、150010005000条件4: S=0.2mm r-1条件 5: S=0.8mm r-10 1 2 3 4 5 6 7 8上模倾斜角度(° )4.4 三大参数对力和功率的影响 图16显示出下模进给速度v和上模旋转速度n对最大轴向锻造力和锻造力矩的影响。从图16中可以看出，v和n对最大轴向锻造力和锻造力矩的作用可归结为S的作用。最大轴向锻造力和锻造力矩随每转进给量S的增加而逐渐增加。这是因为，随着每转进给量S的增加，圆柱工件的塑性变形会变得更加均匀并且更多的金属会进入到塑性变形状态。所以需要为塑性变形提供更多的能量。图17显示出每转进给量S和上模倾斜角对最大轴向锻造力和锻造力矩的交互

39、影响。我们可以看出，每转进给量S一定时，随着上模倾斜角的不断增加，最大轴向锻造力和锻造力矩先迅速下降然后缓慢下降。这可以归结为，当上模倾斜角越大时，圆柱工件的塑性变形变得越不均匀，此时更多金属处在弹性或小塑性变形状态，从而导致较少的金属参与塑性变形。因此，较少的能量就能产生塑性变形。从图17中也可以看出每转进给量S越大，上模倾斜角对最大轴向锻造力和锻造力矩的影响也就越显著。这表明在每转进给量越大，上模倾斜角度越可以精确控制最大轴向锻造力和锻造力矩。但是，当每转进给量越小时，这种控制就会变得越来越差。此外，随着上模倾斜角的增，每转进给量S对最大轴向锻造力和锻造力矩的影响变得越来越不显著。 Fig

40、. 17. 每转进给量和上模倾斜角度对最大轴向锻造力和最大轴向力矩的影响: (a) 每转进给量和上模倾斜角度对最大轴向锻造力; (b) 每转进给量和上模倾斜角度对最大轴向力矩的影响对图17进一步研究可知，当每转进给量S在0.04到0.8之间区任意值并且上模的倾斜角度小于3时，最大轴向锻造力和锻造力矩随上模倾斜角度的增加而显著减少。当上模倾斜角位于36之间是，最大轴向锻造力和锻造力矩下降缓慢。而当上模倾斜角是大于6，它们不再下降并保持不变。因此，在现在的冷摆碾锻压机中上模倾斜角通常被设计低于6。 5. 结论(1) 基于冷摆辗工艺的特点，在ABAQUS软件环境下建立的圆柱工件冷摆碾三维弹塑性动力显

41、式有限元模型可以解决建模方法的一些关键技术，并且可以制定合理的成型条件。所提出的有限元模型进行了可靠的理论和实验验证。(2) 在圆柱工件冷摆碾锻造中下模的进给速度的作用和上模旋转速度的作用可归结为每转进给量的作用。随着每转进给量的增加， ''蘑菇形“的效果变得越不明显，圆柱工件的变形将变得更均匀，此时最大轴向锻造力和锻造力矩逐渐增加。随着上模倾斜角的增加，''蘑菇形“的效果变得更加明显，变形变得更加不均匀，此时最大轴向锻造力和锻造力矩逐渐减小。每转进给量越小，通过上模倾斜角可更加精确的控制圆柱工件的金属流动和变形的不均匀程度，此外，每转进给量越大，也可通过上模倾

42、斜角更精确的控制最大轴向锻造力和锻造力矩(3) 研究结果充分揭示了圆柱工件冷摆辗锻造的变形机制，并有助于优化工艺参数，精确控制冷摆辗工艺。 感谢作者感谢中国杰出青年学者自然科学基金（50725517号）给予本研究的支持。参考文献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