冷滾打成形力及金屬變形的有限元數值模擬

李 龍 李 言 崔蒞沐 黃 賡 楊明順

西安理工大學機械與精密儀器工程學院，西安，710048

冷滾打成形力及金屬變形的有限元數值模擬

李 龍 李 言 崔蒞沐 黃 賡 楊明順

西安理工大學機械與精密儀器工程學院，西安，710048

為了得到能夠準確高效計算冷滾打成形實體零件外齒形的成形力和整體金屬塑性變形情況的數值模擬方法，根據冷滾打成形的基本原理，建立了能夠表征冷滾打成形實體零件外齒形特點的典型有限元模型，并參照實驗條件進行了實例計算。所得計算結果與實驗相比較，證明了該計算模型和方法能夠有效反映出穩定成形時主成形力的平均峰值。同時金屬塑性變形的計算結果能有效反映冷滾打成形齒形時的金屬變形情況，能夠預測和解釋外沿飛邊和縱向的弓形缺陷的發生。在此基礎上研究了提高數值計算效率的方法，得出質量縮放因子取60 000、最小單元格長度0.25 mm時可獲得較高的計算效率。

冷滾打；成形力；數值模擬；冷成形

0 引言

金屬通過塑性成形，可以直接生產出滿足或接近最終要求形狀的零件，不僅材料利用率高，而且能在一定程度上提高制成品的機械性能[1]。冷滾打成形技術是一種在常溫下利用滾打輪對被加工金屬材料進行沖擊和滾壓相復合的增量累計塑性成形技術[2]。該成形技術可用于成形花鍵軸[3-4]、齒條[5]、齒輪[6]、絲杠[7-8]等多類型具備功能齒形的零件，具有較高的生產柔性，同時其漸進增量的成形特點，使該成形方法具有成形力小、能耗低的特點,是一種先進的塑性成形技術[9]。為了優化塑性成形工藝參數，預測和控制產品的性能，以及設計和優化相關成形設備，需要對金屬成形時的成形力和材料的塑性變形情況進行準確的計算和預測，相關方法有理論解析、數值模擬和實驗歸納。對于實際工程問題，考慮到塑性成形過程理論解析的復雜性(涉及摩擦、動態加載和幾何非線性等問題)和實驗的局限性以及成本問題，多采用數值模擬方法來獲得足夠精度的數值解，以便直觀地反映和預測材料的受力和變形。在眾多數值模擬方法中，有限元法較為成熟，已用于分析復雜的塑性成形過程[10-11]。文獻[12]對冷滾軋薄板成形槽形工件這一準靜態成形過程通過Abaqus進行了數值模擬，討論了滾輪成形角、帶材厚度、摩擦等因素與工件縱向應變和弓形缺陷的關系。文獻[13]對沖擊加載條件下的噴丸強化過程采用LS-DYNA進行了數值模擬，分析了沖擊點瞬間的應力應變情況，并給出了應力波衰減與壓應力層深度的關系，預測了不同塑性應變率下的材料硬化現象。

針對冷滾打成形技術，已有學者進行了相關的數值模擬研究。文獻[5]對較小擊打深度下塊體材料冷滾打成形過程的主成形力進行了數值模擬。文獻[14]在簡化模型和不考慮摩擦的情況下對滾打輪單次擊打的成形力進行了有限元計算，并用其結果修正了采用主應力法所得的成形力模型。文獻[15]對漸開線花鍵的冷滾打成形進行了有限元模擬，分析了金屬在冷滾打成形時的流動情況，并給出了成形區域金屬流動的特點和規律。為了降低計算成本，這些研究多采用單次或多次擊打模型進行計算，這種簡化模型雖然能夠一定程度上反映出穩定成形時的成形力和金屬變形情況，但是無法描述完整成形過程的成形力和金屬變形情況，其計算結果只能反映局部和較小區域的成形力和金屬變形情況，且忽略了實際邊界情況對變形的影響，難以用來預測和解釋累計成形過程中產生的缺陷。

為獲得能夠有效描述冷滾打成形力和金屬變形情況的有限元計算模型，本文通過分析冷滾打成形的基本原理，運用Abaqus軟件建立能夠模擬冷滾打成形實體零件外齒形的通用有限元模型，通過實例計算和實驗來論證該仿真方法；并進一步分析提高計算效率的方法，討論質量縮放因子和網格尺寸對計算效率的影響，從而為需要進行大量數值計算的工藝參數優化和成形質量控制研究提供合理高效的有限元計算模型和方法。

1 有限元計算模型和實驗裝置

冷滾打成形基本原理如圖1所示，具有特定齒形的滾打輪偏心安裝在滾打主軸上，主軸轉動帶動滾打輪公轉，滾打輪擊打工件時在摩擦力作用下發生自轉，主軸每轉動一周，滾打輪打擊一次工件，工件不斷進給使每次擊打造成的塑性變形量逐步積累，最終在工件表面形成所需齒廓形狀。工件通過附加不同形式的旋轉運動可成形絲杠、外花鍵和外齒輪等零件，如圖2、圖3所示。盡管最終成形的零件種類不同，但各類零件外齒形的基本成形原理均可用圖1進行表述，主軸的回轉運動和工件的進給是成形過程的主要運動。

圖1 冷滾打成形基本原理圖Fig.1 Schematic of cold roll-beating forming

圖2 絲杠冷滾打成形Fig.2 Screw cold roll-beating forming

圖3 花鍵軸和齒輪冷滾打成形Fig.3 Spline shaft and gear cold roll-beating forming

根據上述冷滾打基本成形原理，在有限元軟件Abaqus中建立了相應的物理模型，如圖4所示。計算模型將滾打輪沿公轉軸均布為4個，與單打輪模型相比，在工件單位長度被擊打次數和被擊打速度一致的前提下，該模型可將計算時工件的進給速度提高3倍，以此縮短計算時間、提高計算效率。滾打輪截面尺寸如圖5所示，考慮到實際成形過程中滾打輪的強度遠高于工件，因此計算模型中將滾打輪設為解析剛體，仿真模型忽略滾打輪彈性變形和工藝系統的動態特性，滾打輪半徑和公轉半徑分別為24 mm和72 mm。

圖4 數值計算物理模型Fig.4 Finite element model

圖5 滾打輪截面尺寸Fig.5 The tooth profile of rolling wheel

為了提高仿真計算效率，仿真模型的工件尺寸應盡可能地小。工件沿進給方向的長度會影響成形范圍，如果長度過小將無法描述完整成形過程的成形力和金屬變形情況。工件厚度應不小于實際的變形區厚，若工件厚度過小，實際的變形過程就會失真。實際成形中，工件寬度較大，成形區域內金屬沿寬度方向會受到側面未參與變形金屬的約束，因此仿真模型應在小寬度工件兩寬側面施加法向自由度約束來等效實際工況。本文中計算模型工件尺寸為30 mm×25 mm×10 mm，在工件側壁施加限制z向自由度的邊界條件，采用C3D8R單元進行結構化網格劃分，單元邊長為0.5 mm，由于成形過程局部變形較大，所以在計算中采用自適應網格，并設置質量縮放因子為500。

工件材料本構關系采用J-C本構方程進行描述，其具體數學表達式為

(1)

為了論證計算模型的正確性，獲得與數值計算在同一成形條件下的實驗結果，本文根據上述冷滾打成形原理，對臥式銑床X62進行了改造，搭建了冷滾打成形的實驗平臺，如圖6所示。其中滾打輪材料采用20CrMnTi，滲碳調制處理。考慮到成形設備的剛度和強度，本文采用T2紫銅作為成形試件，T2紫銅各屬性參數如表1所示。實驗試件尺寸沿進給方向長60 mm，厚度20 mm，寬100 mm。成形條件為：滾打輪擊打線速度1.82 m/s，打深2 mm，進給速度保證工件每進給2 mm被擊打一次，為保證進給運動的可靠性，工件進給方向和擊打工件時主軸切速度方向相同。其余成形參數和數值計算模型一致。

圖6 冷滾打實驗平臺Fig.6 Experimental setup for cold roll-beating forming表1 T2紫銅屬性參數Tab.1 Material parameters of Copper T2

密度ρ(kg/m3)8900彈性模量E(GPa)124泊松比μ0．34屈服極限A(MPa)90加工硬化模量B(MPa)292硬化系數n0．31應變速率常數C0．03熱軟化系數m1．09熔化溫度(℃)1058

2 結果分析

2.1 成形力

以滾打輪在成形過程中所受反力代表冷滾打成形時的成形力，數值模擬所得各方向成形力的變化情況如圖7所示，整個成形過程中每次擊打的徑向力以及切向力和軸向力的最大幅值均呈現出增大—穩定—減小的變化規律，從力的大小來看，相比于其他兩個方向的成形力，徑向力是主成形力，這與冷滾打成形時工件和滾打輪的相對運動關系相吻合，因此可將成形力的增大、穩定、減小和工件的打入、穩定、打出相聯系以分別描述。

如圖7所示，0～0.55 s為打入階段，滾打輪與工件初始接觸時，接觸面積較小，因此成形力較小，隨著工件的進給，其滾打接觸面積和擊打深度逐漸增大，因此單次擊打的各向成形力也逐漸增大。0.55～1.2 s為穩定階段，滾打輪達到最大擊打深度，每次擊打的接觸面積和工件的變形量不再增大，此階段各向成形力趨于穩定并達到峰值。但是由于受到共振和接觸處部分網格畸變的影響，造成穩定階段每次擊打時的成形力峰值存在一定幅度的波動，其中徑向成形力在穩定階段最大值的平均值為29.5 kN，平均波動幅度為6.8%，如圖7a所示；切向力此階段最大峰值的均值為2.6 kN，平均波動幅度為7.7%，如圖7b所示；軸向力峰值的平均值為1.6 kN，平均波動幅度為15.6%，如圖7c所示。1.2～1.8 s為打出階段，滾打輪靠近并擊打到工件另一邊界，此階段工件逐漸遠離滾打輪，擊打接觸面積和參與成形的金屬量逐漸減少，各向成形力的峰值也逐漸減小，直到滾打成形結束，在此階段臨近完成時，滾打輪和工件接觸角快速減小，而接觸面積變化較為平緩，造成切向力峰值減小較快，而徑向力峰值變化速度較為穩定，和打入階段基本一致。

(a)徑向力

(b)切向力

(c)軸向力圖7 各向成形力數值模擬結果Fig.7 Forming forces of numerical simulation

此外，圖7b中在0.75 s時，切向力于單次擊打結束時出現負值，并且這一現象持續到成形過程結束。這是因為隨著工件的進給，工件受擊打部位不再位于滾打輪公轉軸心O的一側，每次擊打結束時滾打輪會存在一個負擺角θ，所以產生了切向力Fy方向的反轉，并且在負擺角θ范圍內發生變形的金屬已經在前一次滾打輪擊打時發生過變形，因此負擺角θ范圍內的金屬變形量不大，使得反向切向力Fy較小，如圖8所示。在打出階段，尾部由于擊打部位位于滾打輪公轉軸心O的另一側，整個擊打過程中，滾打輪與工件接觸的擺角θ均為負值，所以此階段切向力均為負值，如圖7b所示。另由圖7c可知，整個成形過程中單次擊打的軸向力總以0為基準呈對稱波動，這與冷滾打成形齒形時幾何關系上的軸向對稱相符合。

圖8 切向力反轉Fig.8 Tangential force reversal

通過實驗得到冷滾打成形時各方向成形力的變化如圖9所示。由第1節可知，數值模擬進給速度為實驗的4倍，因此實驗所得時間尺度為數值模擬所得的4倍。如圖9所示，0.45～2.78 s為打入階段，8.9～11.5 s為打出階段，打入和打出階段各向成形力峰值大小和變化趨勢與數值模擬結果一致；2.78～8.90 s為穩定階段，由于受到夾裝的限制，實驗所用工件沿進給方向的長度大于數值模擬所用工件的長度，所以實驗測得的穩定階段時間較長。

由圖9a可知，穩定成形階段每次擊打的徑向力峰值的均值約為30.03 kN。實驗所得切向力和模擬結果相比在穩定成形階段有較大波動,如圖9b所示，這是因為實驗設備、傳感器及夾具在成形過程中受到沖擊產生了爬行、跳動和振動。此外，由圖9c可以看出成形過程中每次擊打時軸向力對稱，波動基準不為0，造成這一現象的原因在于實驗用滾打輪的精度及安裝精度不能保證其幾何形狀的完全對稱，此外，傳感器的測量y軸不能和實際進給方向完全重合，傳感器測量軸(y、z)和理想坐標軸存在一定偏角，該偏角約為3.8°，這同時還造成了實驗結果穩定階段切向力峰值平均值小于數值模擬結果。

(a)徑向力

(b)切向力

(c)軸向力圖9 各向成形力實驗結果Fig.9 Forming forces of numerical experimentation

對實驗中因工藝系統剛度不足造成的切向成形力波動進行濾除，并修正因傳感器測量軸和理想坐標軸偏角造成的誤差后，比較每次擊打時各向成形力的峰值與數值模擬所得結果如表2所示，徑向力峰值均值的數值模擬結果誤差為1.76%；切向力峰值的均值誤差為10.64%；軸向力峰值的均值誤差為11.11%。

表2 各向成形力穩定階段峰值平均值的實驗 和數值模擬結果Tab.2 Comparing the average peak of forming forces at the stable stage

2.2 材料變形情況

圖10給出了冷滾打成形完成后材料的各向真實應變情況。所成形齒形齒底發生很大的徑向壓應變，齒側則呈現很高的軸向壓應變，這與冷滾打成形徑向力是主成形力的結果相符合，齒底真實壓應變均值為0.74，齒側表層真實軸向壓應變均值達到了0.89，且呈現較大的徑向拉應變，并且在成形穩定階段達到最大，其均值為0.62，如圖10a和圖10c所示。這是由于齒形成形時，齒底金屬被壓縮從而迫使金屬沿齒壁方向被拉伸且軸向受壓。工件切向應變主要呈拉伸應變，并在打入和打出階段的齒底部較大，打入階段真實應變略高于打出階段，最大值為0.39，如圖10b、圖10d所示。這是由于在打入打出階段，金屬一側切向變形阻力較小，因此齒底被壓縮的材料向較小阻力側切向流動，當進入穩定成形階段被壓縮的金屬切向方向兩側阻力趨于一致且高于軸向阻力，金屬難以沿切向繼續發生變形，而沿軸向變形，因此在穩定成形階段齒底呈現較高的軸向拉應變，最大值達到0.95，而打入和打出段較小，如圖10c所

(a)徑向真實應變

(b)切向真實應變

(c)軸向真實應變

(d) A-A截面切向真實應變圖10 各向真實應變Fig.10 True strain of the different directions

示。綜上所述，所成形齒形的齒壁是材料在法向擠壓和切向拉伸的共同作用下形成的，并由于切向變形的不均勻性，產生了飛邊和弓形缺陷，如圖10d所示。

截取數值模擬結果工件中間位置處的中間齒槽單齒齒廓與實驗所成形齒形齒廓進行對比，其結果如圖11所示，兩者對比可知，如果不考慮因數值計算受到節點密度的影響而產生的誤差，其數值計算結果能夠有效而準確地反映出實際成形齒廓形狀，證明數值計算所得成形結果是可靠有效的。

圖11 成形齒形齒廓Fig.11 Shaped tooth profile

實驗所得成形件如數值模擬結果一樣也出現了外沿飛邊和弓形缺陷，如圖12所示。表3對比了數值計算結果和實驗結果所得最大飛邊長度和弓形撓度。由對比結果可以看出數值計算方法可以對這兩類成形缺陷進行有效的預測。

(a)外沿飛邊 (b)弓形缺陷圖12 實驗試件成形缺陷Fig.12 Forming defect of experimentation表3 成形件成形缺陷的數值計算結果和實驗結果Tab.3 Forming defects of numerical results and experimental results

數值計算(mm)實驗(mm)誤差(%)最大飛邊長度1．822．0310．34弓形撓度1．291．244．03

3 提高計算效率的方法和討論

冷滾打成形屬于大變形動態非線性問題，在對該成形過程進行有限元數值模擬時采用了動力學顯式算法，該算法采用中心差分法通過對時間求導進行計算，無需迭代直接根據時間步長進行遞推計算。在求解具體問題時，時間步長不能大于由該問題求解方程性質所決定的臨界時間步長Δtmin，否則算法將不收斂。臨界時間步長Δtmin可由下式表示：

(2)

式中，Lmin為模型中單元格的最小長度；ρ為材料密度；E為彈性模量；μ為泊松比。

同時，進行計算時需要處理的最小增量數nmin可表示為

(3)

式中，tr為工件冷滾打成形的實際時間。

由式(3)可知，為了減少需要進行運算的增量數，可以通過縮短工件冷滾打成形的實際時間和增大臨界時間步長Δtmin來完成。本文在不改變工件單位長度、被擊打密度和滾打輪擊打速度的前提下，在建立計算模型時，通過增加滾打輪數量的方法提高了工件的進給速度，從而縮短了工件冷滾打成形的實際時間。如果想要進一步提高運算效率，就要增大臨界時間步長Δtmin。

時間步長也會影響求解精度，時間步長越小，計算精度越高，太大的時間步長會導致結果的失真。此外，質量縮放因子過大會產生較大的虛擬慣性力，從而影響到計算的結果甚至使計算不能收斂。因此需要選取適當的質量縮放因子和網格尺寸，在能夠保持計算精度和穩定結果的同時提高計算效率。

3.1 質量縮放因子

本文針對上述計算模型，采用不同質量放大系數進行計算，得到了完成一個計算步所需要的平均計算時間和質量放大系數的關系，如圖13所示。質量放大系數小于1000時，計算耗時隨著質量放大系數的增大急速減少，當質量放大系數在1000～60 000時，計算耗時隨質量放大系數增大而下降的速度趨于平緩，當質量放大系數大于60 000時，計算耗時基本保持不變。此外，通過比較不同質量放大系數下所得成形力的變化結果發現，質量放大系數小于60 000時對整個成形過程中徑向力的影響不大，當其大于150 000時，計算所得徑向力波動開始變大，且與質量放大系數較小時計算結果有較大誤差。

圖13 質量放大系數對計算耗時的影響Fig.13 Effect of mass scale on time consuming ts

圖14給出了質量放大系數取500、60 000、150 000和300 000時，0.3～1.2 s內每次擊打時徑向力最大峰值的變化情況。質量放大系數取500和60 000時所得結果基本一致，僅在打出階段誤差較大，質量放大系數取150 000和300 000時，穩定成形階段計算所得單次擊打徑向力峰值變化的波動很大，且質量放大系數在300 000時其結果誤差較大，已不具備參考價值。

圖14 不同質量放大系數的徑向力Fig.14 The radial forming force with different mass scale

3.2 網格尺寸對計算的影響

網格的疏密對有限元計算結果影響很大，一般來說，網格越密計算結果的精度和可靠性越高，但是過密會導致分析計算耗時和內存需求的增加，網格過疏又容易使計算時網格發生過度扭曲變形而導致求解精度的下降，甚至無法收斂。因此需要根據求解精度的需求合理選取合適的網格密度，以平衡仿真效率和精度的關系。

圖15給出了網格邊長分別為1 mm、0.5 mm、0.25 mm的情況下，穩定成形階段每次擊打徑向力最大峰值的變化情況，并與統一時間軸后所截取較穩定的一段實驗結果相比，可以看到網格尺寸越大所得徑向力峰值的波動也越大。

圖15 不同網格尺寸下穩定階段徑向力峰值的變化Fig.15 The change of radial forming force peaks with different element length at stable forming stage

由表4分析可知網格尺寸取1 mm、0.5 mm、0.25 mm時，計算所得冷滾打穩定成形階段徑向力峰值的平均值基本一致，和實驗值很接近，但是隨著網格尺寸的減小，單次擊打的計算結果和實驗結果的最大誤差明顯減小，整個過程的平均誤差也明顯減小。

表4 不同網格尺寸下徑向力峰值的比較Tab.4 Comparison of radial forming force peaks at stable forming with different element length

圖16所示為工件中間位置的單齒齒廓在不同網格尺寸下的數值模擬結果，和實驗結果相比，網格尺寸為1 mm時所得的齒廓形狀不能反映實際情況，網格尺寸為0.5 mm時所得結果已具備足夠的精度，當網格尺寸為0.25 mm時所得齒廓的形狀與實驗齒廓重合度最高，且與網格尺寸為0.5 mm時相比有更多的節點數據對所得齒廓進行描述。

圖16 不同網格尺寸成形齒形齒廓Fig.16 Shaped tooth profiles with different element length

考慮到網格節點數與計算時間和需求內存的反比關系，在對計算精度要求不高的情況下，將網格尺寸控制在0.5 mm時就能滿足對整個冷滾打成形過程成形力的預測，如需對齒形進行更高精度的預測以及獲得更加穩定可靠的成形力參數，則需將網格尺寸減至0.25 mm或更小。

4 結論

(1)本文建立了能夠代表冷滾打成形實體零件外齒形的一般有限元仿真模型，應用該模型對冷滾打成形實例進行了仿真計算，并進行了實驗論證，結果表明,數值計算結果能夠準確描述成形過程中徑向成形力的變化情況，對切向力和軸向力的預測受到仿真模型簡化的影響，數值計算結果與實驗結果誤差較大。同時，數值計算結果能夠有效描述所得齒形，并能有效預測外沿飛邊和弓形缺陷的發生。

(2)數值計算結果表明冷滾打成形的齒形，其齒壁受到法向擠壓和切向拉伸共同作用，齒底區壓應變明顯，并在穩定成形階段主要向齒側延展，打入和打出階段由于切向變形阻力的不平衡，會形成外沿飛邊和弓形缺陷。

(3)為提高計算效率可放大質量因子或網格尺寸，質量放大因子大于60 000時，對計算效率的影響逐漸減弱，計算準確性開始下降，當質量放大因子達到150 000時，結果失真。計算網格得最小邊長在0.5 mm時即可得到較準確的成形力計算結果，需要得到較高計算精度和較準確的齒形預測時最小網格邊長應不大于0.25 mm。

[1] TEKKAYA A E, ALLWOOD J M, BARIANI P F, et al. Metal Forming beyond Shaping: Predicting and Setting Product Properties[J]. CIRP Annals—Manufacturing Technology, 2015, 64(2): 629-653.

[2] 張璐，李言，楊明順，等. 增量成形研究進展[J]. 宇航材料工藝, 2011, 41(6): 32-38. ZHANG Lu, LI Yan, YANG Mingshun. Recent Development of Incremental Forming [J]. Aerospace Materials & Technology, 2011, 41(6): 32-38.

[3] GROB E，KRAPFENBAUER H. Roller Head for Cold Rolling of Splined Shafts or Gears： US, US3818735[P]. 1974-06-25.

[4] 馬群，李言，楊明順，等. 連續分度冷滾打機床滾打頭結構改進[J]. 兵工學報, 2015, 36(8): 1587-1593. MA Qun, LI Yan, YANG Mingshun, et al. Structure Improvement of Roll-beating Head for Continuous Indexing Cold Roll-beating Machine [J]. Acta Armamentarii, 2015, 36(8): 1587-1593.

[5] 袁啟龍，李言，楊明順，等. 塊體材料冷滾打成形變形力研究[J]. 中國機械工程, 2014, 25(2): 251-256. YUAN Qilong, LI Yan, YANG Mingshun, et al. Research on Deforming Force of Slab Cold Roll-beating [J]. China Mechanical Engineering, 2014, 25(2): 251-256.

[6] KRAPFENBAUER H. New Aspects for the Mass Production of Spur Gears by Cold Rolling[J]. IPE International Industrial&Production Engineering, 1984, 8(3): 39-4l.

[7] 李玉璽，李言，楊明順，等. 滾珠絲杠冷滾打的齒形理論誤差研究[J]. 兵工學報, 2015, 36(8): 1594-1600. LI Yuxi, LI Yan, YANG Mingshun， et al. Investigation of the Tooth Profile Error Based on the Forming Theory of Balloscrew Manufactured by Cold Rolling [J]. Acta Armamentarii, 2015, 36(8): 1594-1600.

[8] 李言，楊明順，李玢，等. 絲杠冷滾打成形動力學仿真及分析[J]. 西安理工大學學報, 2009, 25(4): 383-387. LI Yan, YANG Mingshun, LI Fen, et al. Dynamics Simulation and Analysis of Lead Screw Cold Roll-beating[J]. Journal of Xi’an University of Technology, 2009, 25(4): 383-387.

[9] 崔鳳奎，朱文娟，王曉強，等. 高速冷滾打成形技術研究現狀與發展趨勢[J]. 河南理工大學學報(自然科學版), 2012, 31(2): 191-200. CUI Fengkui, ZHU Wenjuan, WANG Xiaoqiang, et al. Current Research and Development Trends of High-speed Cold Rolling Technology [J]. Journal of Henan Polytechnic University(Natural Science), 2012, 31(2): 191-200.

[10] 劉相華. 塑性有限元在金屬軋制過程中應用的進展[J]. 金屬學報, 2010, 46(9): 1025-1033. LIU Xianghua. Progress and Application of Plastic Finite Element Method in Metals Rolling Process [J]. Acta Metallurgica Sinica, 2010, 46(9): 1025-1033.

[11] ANDRIETTI S，CHENOT J L，BERNACKI M， et al. Recent and Future Developments in Finite Element Metal Forming Simulation[J]. Computer Methods in Materials Science, 2015, 15(2): 265-293.

[12] SAFDARIAN R，NAEINI H M. The Effects of Forming Parameters on the Cold Roll Forming of Channel Section[J]. Thin-Walled Structures, 2015, 92: 130-136.

[13] 張洪偉，張以都，吳瓊. 噴丸強化過程及沖擊效應的數值模擬[J]. 金屬學報, 2010, 46(1): 111-117. ZHANG Hongwei, ZHANG Yidu, WU Qiong. Numerical Simulations of Shot-peening Process and Impact Effect [J]. Acta Metallurgica Sinica, 2010, 46(1): 111-117.

[14] 張璐，楊明順，李言，等. 高速冷滾打過程變形力解析方法及其修正[J]. 塑性工程學報, 2011, 18(5): 1-7. ZHANG Lu, YANG Mingshun, LI Yan， et al. Analytic Method and Its Modification for Deformation Force of High-speed Cold Roll-beating Forming [J]. Journal of Plasticity Engineering, 2011, 18(5): 1-7.

[15] CUI Fengkui，WANG Xiaoqian，ZHANG Fengshou， et al. Metal Flowing of Involute Spline Cold Roll-beating Forming[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2013, 26(5): 1056-1062.

(編輯 王旻玥)

Finite Element Numerical Simulation of Forming Forces and Metal Deformations in ColdRoll-beating Forming Processes

LI Long LI Yan CUI Limu HUANG Geng YANG Mingshun

School of Machinery and Precision Instrument Engineering,Xi’an University of Technology,Xi’an，710048

To get an accurate and efficient numerical simulation method of forming forces and the overall metal plastic deformations of the external tooth cold roll-beating forming, based upon the basic principles of cold rolling forming, a typical finite element model was established to characterize external tooth cold roll-beating forming, and the example was calculated according to the experimental conditions. The culculation results compared with the experimental ones, it is shown that this calculation model and method may describe the main forming force average peaks in stable forming. Meanwhile the calculation results of metal plastic deformations may effectively reflect tooth formations of cold rolling forming, predict and explain the occurrences of the flashes on the edges and the bow defects. Then, the method was investigated to improve the efficiency of the numerical calculation, the higher computational efficiency may be obtained when the mass scaling factor is as 60 000 and the minimum element length is as 0.25 mm.

cold roll-beating; forming force; numerical simulation; cold forming

2017-04-01

國家自然科學基金資助項目(51475366，51475146)；高等學校博士學科點專項科研基金資助項目(20116118110005)；西安理工大學博士學位論文創新基金資助項目(310-252071601)

O344

10.3969/j.issn.1004-132X.2017.16.009

李 龍，男，1989年生。西安理工大學機械與精密儀器工程學院博士研究生。主要研究方向為先進制造技術。E-mail：lilong678@sina.com.cn。李 言，男，1960年生。西安理工大學機械與精密儀器工程學院教授、博士研究生導師。崔蒞沐，男，1992年生。西安理工大學機械與精密儀器工程學院碩士研究生。黃 賡，男，1992年生。西安理工大學機械與精密儀器工程學院碩士研究生。楊明順，男，1974年生。西安理工大學機械與精密儀器工程學院副教授。