孫凌燕 葉邦彥 郝少華 夏琴香

(華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院,廣東廣州 510640)

作為一種高效的局部塑性成形技術(shù),旋壓既能提高材料利用率、降低制造成本,又能避免材料流線的切斷,特別適合薄壁空心零件的成形[1].汽車、機(jī)械等行業(yè)對(duì)薄壁空心零件需求的增加為旋壓技術(shù)提供了全新的發(fā)展空間.在此情況下,國外的汽車零件配套廠商開始嘗試將旋壓技術(shù)應(yīng)用于杯形薄壁內(nèi)齒輪的加工[2].在傳統(tǒng)工藝中,車用杯形薄壁內(nèi)嚙合齒輪采用切削制齒與焊接工藝相結(jié)合的方式進(jìn)行生產(chǎn),而旋壓成形技術(shù)的出現(xiàn)有效地彌補(bǔ)了傳統(tǒng)工藝復(fù)雜、產(chǎn)品精度難以控制等不足.

有別于國外將研究重點(diǎn)放在成形設(shè)備方面上的做法,國內(nèi)的研究工作主要著眼于工藝參數(shù)[3]和旋輪型面[4]對(duì)內(nèi)嚙合齒輪旋壓成形的影響.此外,國內(nèi)的一些機(jī)構(gòu)對(duì)帶內(nèi)筋筒形件的旋壓成形進(jìn)行了研究,此類零件與杯形薄壁內(nèi)齒輪的差異在于后者帶有杯底,而前者則沒有;其研究內(nèi)容主要包括成形方法和工藝參數(shù)對(duì)旋壓成形的影響[5-6].

由此可知,前期對(duì)于薄壁內(nèi)嚙合齒輪旋壓成形的研究工作主要是圍繞成形方法、工藝參數(shù)對(duì)內(nèi)齒成形的影響以及成形缺陷展開.由于杯形薄壁內(nèi)嚙合齒輪旋壓變形機(jī)理十分復(fù)雜,有必要從成形過程中材料的流動(dòng)入手,對(duì)其變形特點(diǎn)進(jìn)行更深入的討論,以形成規(guī)律性的認(rèn)識(shí),從而為生產(chǎn)實(shí)踐提供理論性的指導(dǎo).文中采用有限元分析技術(shù),從分析變形區(qū)的應(yīng)力和應(yīng)變分布狀況入手,對(duì)成形過程中材料的變形和流動(dòng)特點(diǎn)進(jìn)行了研究,然后利用工藝試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了分析的可靠性.

1 分析模型

內(nèi)齒輪的旋壓成形是一個(gè)復(fù)雜的三維彈塑性變形過程,不僅涉及材料非線性和幾何非線性,還涉及邊界接觸條件的非線性.為了有效地求解成形過程中毛坯內(nèi)部的各種場變量,文中基于MSC.Marc平臺(tái)構(gòu)建了分析所使用的有限元模型.

1.1 計(jì)算模型的離散

有限元分析結(jié)果的精度很大程度上取決于模型離散化所采用的單元類型.金屬塑性成形問題一般采用四面體和六面體單元來進(jìn)行變形體的離散,六面體單元無論在分析精度還是在辨識(shí)度方面均高于四面體單元,同時(shí)還具有在大變形的情況下不易發(fā)生網(wǎng)格畸變的優(yōu)點(diǎn);分析對(duì)象屬于中心對(duì)稱回轉(zhuǎn)體零件,其形狀規(guī)整,有利于六面體單元的劃分,因此,在分析中選用八節(jié)點(diǎn)六面體等參單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分.

1.2 接觸邊界條件的處理

旋輪位置的不斷變化使得邊界條件不斷改變,同時(shí)也使旋輪與坯料外側(cè)、芯模與坯料內(nèi)側(cè)不斷地接觸與分離,這使得邊界條件高度非線性.為了準(zhǔn)確追蹤接觸前多個(gè)物體的運(yùn)動(dòng)以及接觸發(fā)生后物體間的相互作用,文中采用上下界盒形算法來判斷節(jié)點(diǎn)是否位于接觸段/片的附近.由于成形過程中接觸區(qū)的法向力或法向應(yīng)力很大,滑動(dòng)摩擦表現(xiàn)出高度非線性特性,因此在分析中,摩擦的處理采用經(jīng)非線性摩擦因數(shù)修正的剪切模型[7],摩擦系數(shù)取 0.1.

1.3 有限元列式

旋壓成形時(shí),其材料的變形過程涉及材料非線性和幾何非線性,有限元求解過程復(fù)雜.由虛位移原理建立增量形式的有限元求解方程為

式中:K為系統(tǒng)的整體剛度矩陣;Δu為增量位移向量;ΔP為不平衡力向量.它們分別由單元的各個(gè)對(duì)應(yīng)量集合而成.

在變形過程中,彈塑性材料物體內(nèi)按其變形的性質(zhì)可分為4類區(qū)域:彈性區(qū)、塑性區(qū)(彈塑性區(qū))、由彈性狀態(tài)到塑性狀態(tài)的過渡區(qū)和由塑性狀態(tài)到彈性狀態(tài)的卸載區(qū).對(duì)于彈塑性變形過程,其總剛度矩陣為

1.4 模型的計(jì)算

對(duì)構(gòu)建的非線性有限元列式,采用迭代增量有限元方程組進(jìn)行求解,為提高收斂速度,采用 Newton-Raphson算法進(jìn)行迭代,同時(shí)采用計(jì)算精度較高的相對(duì)位移檢查作為收斂判據(jù).矩陣方程求解器采用求解速度和存儲(chǔ)效率都優(yōu)于傳統(tǒng)算法的稀疏多波前算法.

1.5 工藝條件

在實(shí)際生產(chǎn)中,芯模安裝在機(jī)床主軸上,杯形毛坯被尾頂固定在芯模上;成形時(shí),毛坯和芯模隨主軸旋轉(zhuǎn),呈120°均勻分布的三旋輪在伺服電機(jī)的驅(qū)動(dòng)下沿徑向進(jìn)給一定的壓下量后,沿主軸軸線方向作縱向直線進(jìn)給,在旋輪和芯模的共同作用下毛坯產(chǎn)生塑性變形,如圖 1所示.考慮到多道次變形引起的材料硬化會(huì)降低旋壓產(chǎn)品的質(zhì)量[6],文中采用單道次成形.由于內(nèi)齒輪的成形是通過工件與旋輪的相對(duì)運(yùn)動(dòng)——沿螺旋軌跡逐步推進(jìn)來完成的,因此,文中所構(gòu)建的有限元模型中,將旋輪與毛坯間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)簡化為旋輪的螺旋式進(jìn)給.

圖1 杯形薄壁梯形內(nèi)齒輪旋壓成形裝置Fig.1 Spin-forming apparatus of cup-shaped thin-walled trapezoidal inner gear1—主軸;2—芯模;3—毛坯;4—旋輪;5—尾頂

模擬和試驗(yàn)用材料為SPCC,通過拉伸實(shí)驗(yàn)(GB/T 228—2002)獲得的真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線為σ= 553.47(ε+0.00925)0.234.材料的性能參數(shù):楊氏模量為205GPa,泊松比為0.31,屈服強(qiáng)度為185MPa,抗拉強(qiáng)度為325MPa.毛坯、圓形旋輪[4]、芯模的結(jié)構(gòu)參數(shù)和成形工藝參數(shù)如表1所示.

表1 毛坯、工具參數(shù)及工藝參數(shù)Tab le 1 Parameters ofb lank,tool and processing

2 應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)分析

盡管成形過程中旋輪與工件的接觸區(qū)域集中在坯料表面很小的一部分,但在旋輪接觸區(qū)材料主動(dòng)變形的影響下,接觸區(qū)周圍的材料也產(chǎn)生流動(dòng),如圖2所示.此外,內(nèi)齒輪的旋壓需要杯形毛坯上單面成形出復(fù)雜的齒形,輪齒和齒槽處明顯的壁厚差異必將使材料的流動(dòng)更為復(fù)雜.為了更清晰地描述旋輪接觸區(qū)和周圍區(qū)域金屬的變形情況,文中將加工過程中的金屬變形區(qū)分為 5個(gè)部分,各區(qū)域的分布如圖2(a)所示.其中,A區(qū)為旋輪接觸區(qū);B區(qū)為接觸區(qū)軸向前側(cè)的待加工區(qū);C區(qū)為接觸區(qū)軸向后側(cè)的已加工區(qū);D區(qū)為接觸區(qū)切向的待加工區(qū);E區(qū)為接觸區(qū)切向的已加工區(qū).

圖2 接觸狀態(tài)及三向應(yīng)力分布云圖Fig.2 Contact status and stress distribution contour bands in three directions

在旋輪接觸齒槽區(qū)域材料的瞬間,變形區(qū)域內(nèi)的應(yīng)力應(yīng)變分布情況如圖 3所示.旋輪和芯模外輪廓的擠壓使得A區(qū)材料在徑向產(chǎn)生了壓縮變形,在切向和軸向產(chǎn)生伸長變形.A區(qū)材料的軸向和切向流動(dòng)受到周圍區(qū)域材料的約束,導(dǎo)致 A區(qū)材料在軸向和切向也承受壓應(yīng)力,因此,接觸區(qū)內(nèi)的材料處于三向壓應(yīng)力狀態(tài),具有良好的塑性.

圖3 齒槽部分變形區(qū)域內(nèi)應(yīng)力及應(yīng)變分布狀況Fig.3 Distribution status of stress and strain in deformation area during gear-groove forming

旋輪接觸輪齒處材料的瞬間,變形區(qū)域內(nèi)的三向應(yīng)力分布情況如圖4所示.從圖4中可以看出,A區(qū)內(nèi)的材料在軸向、徑向和切向均存在塑性變形.由于材料的切向流動(dòng)受到芯模凹槽側(cè)壁的約束,三向壓應(yīng)力狀態(tài)下的材料在切向產(chǎn)生壓縮變形,軸向和徑向則伸長.

圖4 輪齒部分變形區(qū)域內(nèi)應(yīng)力及應(yīng)變分布狀況Fig.4 Distribution status of stress and strain in deformation area during gear-tooth form ing

在接觸區(qū)材料變形的同時(shí),接觸區(qū)周圍的材料也產(chǎn)生了相應(yīng)的變形,以保證材料內(nèi)部變形的連續(xù)性.接觸區(qū)周圍材料承受兩向應(yīng)力作用,其應(yīng)力狀態(tài)或?yàn)橐幌蚶幌驂?或?yàn)閮上驂簯?yīng)力(如圖 3和 4所示).在遠(yuǎn)離接觸區(qū)的區(qū)域內(nèi),由于應(yīng)力分布不滿足屈服條件,因此不發(fā)生塑性變形.

3 材料變形特點(diǎn)

應(yīng)力應(yīng)變的分析結(jié)果表明:齒槽處的變形類似“鐓粗”,壁厚明顯減小(如圖3中A區(qū)所示);而輪齒處的變形類似“擠壓”,壁厚存在一定的增加(如圖4中A區(qū)所示).在這樣一個(gè)材料從增厚到減薄、再從減薄到增厚的周而復(fù)始的成形過程中,內(nèi)齒輪旋壓制件的變形在圓周方向呈現(xiàn)出周期性,如圖 5所示.這一變形特點(diǎn)是由制件壁厚分布的特點(diǎn)決定的,而旋壓工藝連續(xù)局部成形的特點(diǎn)使得內(nèi)齒輪旋壓制件的變形呈現(xiàn)出另外兩個(gè)特點(diǎn):不均勻性和不對(duì)稱性.

圖5 等效塑性應(yīng)變分布云圖Fig.5 Contour bands of equivalent plastic strain distribution

3.1 不均勻變形

變形分布不均勻性是塑性成形中常見的情況,內(nèi)齒輪旋壓制件的這種變形不均勻性不僅表現(xiàn)在壁厚方向,還表現(xiàn)在軸向.圖5(b)為距杯底10mm處橫截面的等效應(yīng)變分布情況,由圖 5(b)中可以看出,壁厚方向的變形分布并不均勻,齒槽處尤為明顯,這與旋輪的局部加載有關(guān).局部加載使受力面積沿加載方向逐漸擴(kuò)大,從而導(dǎo)致應(yīng)力的絕對(duì)值沿壁厚方向逐漸減小,因此,毛坯沿壁厚方向的變形量也隨之減小,相應(yīng)地,工件外側(cè)的變形要大于內(nèi)側(cè).毛坯厚度的增加和壓下量的減小將會(huì)使這種差異更加明顯.

軸向的變形不均勻則與加工過程中未變形材料的減少有關(guān).未變形材料的減少使得未變形區(qū)材料對(duì)變形區(qū)的軸向約束隨之減小,變形區(qū)材料受力狀況的這一變化直接導(dǎo)致了材料沿軸向的變形狀況.

3.2 不對(duì)稱性

在結(jié)構(gòu)上對(duì)稱的輪齒側(cè)壁,在變形上則表現(xiàn)出了不對(duì)稱性.如圖5(a)所示,左側(cè)輪齒的等效塑性應(yīng)變(真實(shí)應(yīng)變)范圍為0.3152～0.7856,而右側(cè)的等效塑性應(yīng)變則為0.7856～1.3060,二者的差異很大.同時(shí),右側(cè)側(cè)壁(圖5(a)箭頭所示位置)還與工件外側(cè)齒槽處(如圖5(b)箭頭所示位置)一起,成為最大等效應(yīng)變出現(xiàn)的部位,也是容易出現(xiàn)裂縫的位置.

側(cè)壁變形的不對(duì)稱性與旋壓的成形方式有關(guān),旋壓屬于局部連續(xù)成形技術(shù),故兩側(cè)的輪齒不是同時(shí)成形的.在文中所采用的模型中,工件以逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)的方式進(jìn)入旋輪接觸區(qū),所以左側(cè)輪齒先成形,右側(cè)的后成形.而這兩側(cè)的輪齒又分別與兩個(gè)不同的齒槽相鄰,因此兩處的材料流動(dòng)存在差異,進(jìn)而在變形方面的表現(xiàn)也不同.

4 材料流動(dòng)分析

內(nèi)齒輪旋壓制件所表現(xiàn)出的變形特點(diǎn)與成形過程中材料的流動(dòng)有關(guān),而對(duì)成形過程中材料流動(dòng)的分析不僅有助于進(jìn)一步理解成形機(jī)理,還能發(fā)現(xiàn)因材料流動(dòng)而導(dǎo)致的成形缺陷.

由應(yīng)力應(yīng)變分析可知,在內(nèi)齒輪的成形中,輪齒和齒槽在軸向的變形均為伸長,而在切向和徑向的變形則迥然不同,因此,成形過程中材料在切向和徑向的流動(dòng)更值得關(guān)注.此外,內(nèi)齒輪成形的目的不是整體減薄,而是局部增厚[3],因此,輪齒部分的增厚才是成形的關(guān)鍵所在.鑒于此,文中在距杯底10mm處選取了一個(gè)橫截面(穩(wěn)定成形階段),對(duì)該截面內(nèi)輪齒和齒槽的成形狀況進(jìn)行了研究,以便更好地了解內(nèi)齒輪旋壓成形中材料在切向和徑向的材料流動(dòng)特點(diǎn),材料在截面內(nèi)的受力狀況和流動(dòng)分布如圖 6所示.

圖6 材料在截面內(nèi)的受力狀況及流動(dòng)分布Fig.6 Mechanics status and flow distribution of material in cross-section

4.1 材料的整體流動(dòng)情況

成形過程中的材料流動(dòng),由該處的受力狀況決定.在文中所用模型中,旋輪以順時(shí)針方向旋轉(zhuǎn)的方式接觸工件,故此旋輪施加在工件上載荷的切向分量將按順時(shí)針方向分布(見圖6(a)),而徑向分量將指向工件的圓心.在這樣的載荷作用下,材料呈現(xiàn)出順時(shí)針流動(dòng)的趨勢,如圖6(b)所示.

輪齒和齒槽處的變形狀況決定著材料的流動(dòng).齒槽處的切向伸長使得該處材料的切向流動(dòng)得以增強(qiáng),而徑向收縮使材料的徑向流動(dòng)得以減緩;在工件內(nèi)側(cè),材料幾乎以平行于芯模外輪廓的方式流動(dòng).相反地,輪齒處材料的切向收縮減緩了輪齒處材料的切向流動(dòng),徑向伸長使得輪齒處材料的徑向流動(dòng)有所加強(qiáng),輪齒處材料呈現(xiàn)出填充芯模凹槽的趨勢,見圖6(c).

4.2 輪齒側(cè)壁和過渡圓角處的材料流動(dòng)

芯模的外輪廓在輪齒側(cè)壁和過渡圓角處的變化使得芯模作用在工件上的法向接觸力 Fn方向發(fā)生了變化,這將導(dǎo)致輪齒處材料的切向應(yīng)力和徑向應(yīng)力發(fā)生改變.應(yīng)力狀況的這一變化將直接影響材料的變形和流動(dòng),因此該區(qū)域內(nèi)的材料變形和流動(dòng)情況遠(yuǎn)比輪齒和齒槽處的要復(fù)雜.為了方便對(duì)該區(qū)域材料流動(dòng)情況進(jìn)行分析,在輪齒與齒槽過渡圓角處分別設(shè)定P點(diǎn)和Q點(diǎn),見圖6(c).

對(duì)材料整體流動(dòng)的分析顯示,齒槽處材料的切向流動(dòng)要快于輪齒處,因此 P點(diǎn)左側(cè)齒槽材料的切向流動(dòng)將會(huì)對(duì)輪齒側(cè)壁處材料造成擠壓.齒槽處材料的這種切向擠壓作用一方面會(huì)導(dǎo)致輪齒側(cè)壁材料的流動(dòng)偏離芯模凹槽側(cè)壁(如圖6(c)所示),對(duì)輪齒左側(cè)壁貼模產(chǎn)生不良影響;另一方面則會(huì)增大左側(cè)壁處材料所承受的切向應(yīng)力(如圖6(d)所示),對(duì)輪齒成形高度的增加具有積極意義.這是因?yàn)樵谄渌鼉蓚€(gè)方向應(yīng)力變化很小的情況下,切向應(yīng)力的增加使切向應(yīng)變 ε3減小(ε3為負(fù)),根據(jù)變形材料體積不變的原則,徑向應(yīng)變 ε2和軸向應(yīng)變?chǔ)?將增大(ε2和ε1為正).隨著齒槽內(nèi)材料的切向流動(dòng),這種擠壓效果將逐步減弱,切向應(yīng)力隨之減小;相應(yīng)地,徑向應(yīng)變 ε2和軸向應(yīng)變 ε1也將減小.因此,先成形一側(cè)的輪齒的徑向和軸向伸長量要比其它部位大.

在齒槽的另一側(cè) Q點(diǎn)處,材料出現(xiàn)了分流,一部分流入芯模凹槽成形出輪齒右側(cè)壁,而另一部分則沿芯模外輪廓流動(dòng)成形出齒槽(見圖6(c)).故在過渡圓角處材料將承受局部拉應(yīng)力,如果工藝參數(shù)選擇不合理,該處將出現(xiàn)裂紋.同時(shí),流入芯模凹槽的材料將對(duì)輪齒處材料造成擠壓,因此 Q點(diǎn)附近的齒高也將有所增加.與P點(diǎn)相比,在Q點(diǎn)流入芯模凹槽的材料量較少,所以齒高增加不明顯,而且工件內(nèi)部材料順時(shí)針運(yùn)動(dòng)的趨勢保證了該處材料的貼模,因此,輪齒的后成形一側(cè)不可能出現(xiàn)不貼模的缺陷.

4.3 材料流動(dòng)對(duì)變形的影響

對(duì)P點(diǎn)和Q點(diǎn)材料流動(dòng)的分析表明,齒槽處材料向芯模凹槽的流動(dòng)使輪齒中間材料的變形量要稍小于兩側(cè).這一變化在軸向表現(xiàn)為輪齒中部成為波浪狀口部的最低點(diǎn)[8](如圖5(a)所示),而在徑向則表現(xiàn)為成形齒高兩側(cè)高中間低.成形齒高的這一特點(diǎn)直接影響了輪齒在成形結(jié)束前的應(yīng)力和應(yīng)變狀況.在輪齒的終成形階段,輪齒的兩側(cè)在旋輪的擠壓下先于中部與芯模凹槽底部接觸,材料產(chǎn)生切向流動(dòng),產(chǎn)生類似“鐓粗”的變形(如圖3(a)所示),最終成形出輪齒的齒面.

5 工藝試驗(yàn)

旋壓是一個(gè)累積連續(xù)局部變形的過程,實(shí)際生產(chǎn)中不僅無法獲得各種場變量,也很難像數(shù)值模擬一樣獲得指定截面材料流動(dòng)狀況.文中通過調(diào)整壓下量和進(jìn)給比這兩個(gè)對(duì)內(nèi)齒輪成形影響最大的工藝參數(shù)[3,9],成形出各種帶有缺陷的內(nèi)齒輪,以此為切入點(diǎn)來了解材料的流動(dòng)特點(diǎn).試驗(yàn)在HGPX-WSM型多功能臥式數(shù)控旋壓機(jī)上進(jìn)行,成形裝置見圖1.

需要說明的是,為了保證芯模的剛度,在保證齒高、齒寬和齒形角不變的前提下,將工藝試驗(yàn)用芯模的直徑增加了一倍,相應(yīng)地,芯模齒數(shù)和毛坯直徑也增加了一倍.文中旨在探討梯形內(nèi)齒輪旋壓成形的機(jī)理,而芯模的變化不可能從根本上改變內(nèi)齒輪成形的機(jī)理,因此,工藝試驗(yàn)的結(jié)果仍然有助于了解內(nèi)齒輪成形過程中材料的流動(dòng).

成形過程主軸按逆時(shí)針方向旋轉(zhuǎn),故右側(cè)輪齒先成形,工藝試驗(yàn)中所出現(xiàn)的內(nèi)輪齒成形缺陷如圖7所示.在圖7(a)中,右側(cè)的輪齒高于左側(cè),這說明先成形一側(cè)的輪齒確實(shí)要比后成形一側(cè)的高;由圖7(b)中可以看出,填充未滿的部位出現(xiàn)在輪齒中間偏左側(cè)位置,成形過程中齒高具有兩側(cè)高中間低的特點(diǎn);在圖7(c)中,輪齒的中間位置是波浪狀口部的最低點(diǎn);圖7(d)中,右側(cè)輪齒的齒形角要小于左側(cè)輪齒,這說明先成形一側(cè)的輪齒存在材料貼模的問題;圖7(e)中,工件外側(cè)齒槽側(cè)壁處的裂紋說明該處確實(shí)是成形中的危險(xiǎn)部位.輪齒成形過程中的這些缺陷與前文對(duì)內(nèi)齒輪成形過程中材料變形和流動(dòng)的分析完全一致.

圖7 內(nèi)齒輪成形缺陷Fig.7 Forming defects of inner gear

6 結(jié)論

文中基于MSC.Marc平臺(tái),構(gòu)建了內(nèi)齒輪旋壓成形的數(shù)值模擬模型,根據(jù)數(shù)值模擬的結(jié)果對(duì)內(nèi)齒輪成形過程進(jìn)行分析和工藝試驗(yàn).結(jié)果表明:

(1)內(nèi)齒輪輪齒的成形過程是一個(gè)“鐓擠”復(fù)合過程,齒槽處的變形類似“鐓粗”,壁厚明顯減小;而輪齒成形前期的變形類似“擠壓”,壁厚存在一定的增加,但后期變形類似“鐓粗”.

(2)內(nèi)齒輪制件的壁厚分布使得變形呈現(xiàn)出周期性的特點(diǎn);而旋壓工藝的成形特點(diǎn)使得制件變形分布呈現(xiàn)出不均勻性和不對(duì)稱性.

(3)成形過程中,工件轉(zhuǎn)動(dòng)方向影響輪齒的成形,使輪齒兩側(cè)面的應(yīng)力應(yīng)變狀況出現(xiàn)很大差異,并且輪齒側(cè)面極易出現(xiàn)缺陷.

[1] Wong C C,Dean T A,Lin J.A review of spinning,shear form ing and flow forming processes[J].International Journal of Machine Tools and Manufacture,2003,43(14): 1419-1435.

[2] 夏琴香,陳依錦,丘宏揚(yáng).旋壓技術(shù)在汽車零件制造成形中的應(yīng)用[J].新技術(shù)新工藝,2003(9):29-30.

Xia Qin-xiang,Chen Yi-jin,Qiu Hong-yang.Application of the spinning technology in the automobile parts products form ing[J].New Technology＆New Process,2003 (9):29-30.

[3] 夏琴香,楊明輝,陳家華,等.工藝參數(shù)對(duì)杯形薄壁內(nèi)嚙合齒輪旋壓成形影響的數(shù)值模擬研究 [J].塑性工程學(xué)報(bào),2006,13(4):1-5.

Xia Qin-xiang,Yang Ming-hui,Chen Jia-hua,et al.Numerical simulation of the influence of the processing parameters on the spin-form ing of the innermeshing gear of cups [J].Journalof Plasticity Engineering,2006,13(4):1-5.

[4] 夏琴香,胡昱,孫凌燕,等.旋輪型面對(duì)矩形內(nèi)齒旋壓成形影響的數(shù)值模擬 [J].華南理工大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2007,35(8):1-6.

Xia Qin-xiang,Hu Yu,Sun Ling-yan,et al.Numerical simulation of the roller working surface influence on the spin-form ing in innermeshing gear of cups[J].Journal of South China University of Technology:Natural Science Edition,2007,35(8):1-6.

[5] 許春停,薛克敏,李萍.帶縱向內(nèi)筋筒形件滾珠反旋工藝模擬和缺陷分析 [J].河南科技大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2006,27(4):9-11,21.

Xu Chun-ting,Xue Ke-min,Li Ping.Process simu lation and deflection analysis of tube with longitudinal inner rib in ball backward spinning[J].Journal of Henan University of Science and Technology:Natural Science,2006,27 (4):9-11,21.

[6] 薛克敏,江樹勇,康達(dá)昌.帶縱向內(nèi)筋薄壁筒形件強(qiáng)旋成形[J].材料科學(xué)與工藝,2002,10(3):287-290.

Xue Ke-min,Jiang Shu-yong,Kang Da-chang.Powerspinning deformation of thin-walled cylinderswith longitudinal inner ribs[J].Materials Science＆Technology,2002,10 (3):287-290.

[7] 格魯捷夫,吉利貝格,季里克.金屬壓力加工中的摩擦和潤滑手冊(cè)[M].北京:航空工業(yè)出版社,1990.

[8] 夏琴香,楊明輝,胡昱,等.杯形薄壁矩形內(nèi)齒旋壓成形數(shù)值模擬及試驗(yàn)研究 [J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2006,42 (12):192-196.

Xia Qin-xiang,Yang Ming-hui,Hu Yu,et al.Numerical and experimentation cup-shaped thin-walled inner rectangular gear formed by spinning[J].Journal of Mechanical Engineering,2006,42(12):192-196.

[9] 張濤,劉智沖,馬世成.旋壓成形帶內(nèi)筋筒形件的工藝研究及數(shù)值模擬 [J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2007,43(4): 109-112,118.

Zhang Tao,Liu Zhi-chong,Ma Shi-cheng.Technologic research and numerical analysis of spinning of cylinders with inner ribs[J].Journal of Mechanical Engineering, 2007,43(4):109-112,118.