王　艷　胡捷飛　許光輝　李曙生　熊　巍

1.上海理工大學(xué)，上海，200093　　2.鎮(zhèn)江市鍛壓機床廠，鎮(zhèn)江，2120003.泰州職業(yè)技術(shù)學(xué)院，泰州，225300

?

三輥非對稱滾彎成形的數(shù)值仿真及試驗驗證

王艷1,2胡捷飛1許光輝2李曙生3熊巍1

1.上海理工大學(xué)，上海，2000932.鎮(zhèn)江市鍛壓機床廠，鎮(zhèn)江，2120003.泰州職業(yè)技術(shù)學(xué)院，泰州，225300

基于有限元法對三輥非對稱滾彎成形工藝進行了研究，對比分析了三輥非對稱滾彎成形和三輥對稱滾彎成形過程中，變形區(qū)應(yīng)力場、板材上表面的塑形應(yīng)變場及卷制力的變化規(guī)律。仿真結(jié)果表明：側(cè)輥位移進給量相同的工況下，三輥非對稱滾彎成形的卷制力大于三輥對稱滾彎成形的卷制力；三輥非對稱滾彎變形區(qū)的縱向應(yīng)力和徑向應(yīng)力均大于三輥對稱滾彎成形的縱向應(yīng)力和徑向應(yīng)力；三輥非對稱滾彎成形板材壓彎段的成形質(zhì)量高于三輥對稱滾彎成形的成形質(zhì)量。最后，經(jīng)三輥非對稱滾彎試驗驗證，有限元模型的成形誤差為6.8%，有較高的精度。

三輥非對稱滾彎；應(yīng)力場；卷制力；成形精度

0　引言

滾彎成形工藝是一種無切削、高效率、高質(zhì)量的生產(chǎn)工藝,相比傳統(tǒng)的板材加工工藝, 它具有高效、省材、低成本、精度高等優(yōu)點，因此，滾彎成形工藝在造船、石油化工、鍋爐、壓力容器等行業(yè)已經(jīng)得到廣泛的應(yīng)用[1]。三輥滾彎成形工藝是工業(yè)應(yīng)用最為廣泛的一種滾彎成形工藝，根據(jù)加工時三個軋輥間的相對位置分布，它又可分為對稱滾彎成形和非對稱滾彎成形兩種。與三輥對稱滾彎成形工藝相比，三輥非對稱滾彎成形工藝一次上料即可完成筒體卷制加工，并能有效減少成形筒體的剩余直邊，可進一步提高生產(chǎn)效率。

滾彎成形工藝涉及軋輥與板材間的摩擦、接觸以及板材的回彈，是一個復(fù)雜的成形過程[2]。板材滾彎成形工藝是設(shè)計卷板裝備、制定彎卷工藝、提高卷板精度和實現(xiàn)彎卷自動控制的理論基礎(chǔ)，具有重要研究價值和現(xiàn)實意義[3]。目前研究者對于三輥非對稱滾彎成形工藝的研究主要是分析工藝參數(shù)對三輥非對稱滾彎成形的影響和三輥非對稱滾彎工藝模型的建立等方面。Tran等[4]分析了側(cè)輥位移進給量、板材尺寸等工藝參數(shù)對三輥非對稱滾彎成形的影響，并研究了滾彎過程中板材表面塑性應(yīng)變的演變規(guī)律。Feng等[5]針對板材的三輥非對稱滾彎工藝建立了側(cè)輥位移進給量與板材最終成形半徑的滾彎工藝模型，并結(jié)合試驗對工藝模型進行了驗證。Zhang等[6]在考慮板材外形尺寸、工作輥直徑、板材與工作輥摩擦等因素的基礎(chǔ)上，對中厚板彈塑性三輥非對稱壓彎工藝過程進行了工藝模型的建立與試驗驗證。但是研究者對于三輥非對稱滾彎成形過程中，板材變形區(qū)內(nèi)部應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)、板材的回彈、塑性變形、卷制力等方面卻少有研究，也未能進一步結(jié)合三輥對稱滾彎成形工藝對三輥非對稱滾彎成形工藝的特點進行對比分析。

本文針對上述問題，首先應(yīng)用有限元軟件ABAQUS，分別建立三輥對稱滾彎成形和三輥非對稱滾彎成形的二維動態(tài)有限元模型。其次通過對比分析對稱滾彎和非對稱滾彎成形過程中，變形區(qū)應(yīng)力的分布特點、卷制力的變化規(guī)律以及板材上表面塑性應(yīng)變場的分布規(guī)律，對三輥非對稱滾彎成形工藝的機理及特點進行研究。最后結(jié)合三輥非對稱滾彎成形試驗,對有限元模型的成形精度進行驗證。

1　三輥非對稱滾彎工藝模型

三輥非對稱滾彎時，通過調(diào)整側(cè)輥相對于上輥的位置來控制板材滾彎成形后的成形半徑。在上輥和下輥對變形區(qū)板材的夾持作用下，三輥非對稱滾彎變形區(qū)近似關(guān)于上輥與下輥輥心連線對稱，并假設(shè)板材在變形區(qū)內(nèi)成形曲率一致?；谏鲜黾僭O(shè)，根據(jù)側(cè)輥相對位置與成形后板材的幾何關(guān)系，即可推導(dǎo)出側(cè)輥位移進給量與板材成形半徑的數(shù)值關(guān)系。如圖1所示，非對稱滾彎時，側(cè)輥沿傾角方向的位移進給量為d，板材最終成形半徑為Rf，此時側(cè)輥輥心相對坐標(biāo)為(x0,y0)，距上輥輥心距離為a。圖1中，A表示側(cè)輥傾斜角與上下輥輥心連線的交點；ψ為側(cè)輥傾角。

圖1　側(cè)輥與板材成形半徑的幾何關(guān)系示意圖

假設(shè)非對稱滾彎成形時，塑性變形后的板材與直邊部分始終相切，則根據(jù)圖1所示的幾何關(guān)系，推導(dǎo)出側(cè)輥輥心相對坐標(biāo)(xs,ys)與板材回彈前成形半徑R的關(guān)系式[7]：

(1)

式中，Rb為下輥半徑；θ為側(cè)輥輥心與上輥輥心連線與垂線的夾角；T為板厚。

三輥非對稱滾彎成形時，側(cè)輥輥心初始位置相對坐標(biāo)(x0,y0)及側(cè)輥輥心相對位置坐標(biāo)(xs,ys)滿足下式：

(2)

側(cè)輥的位移進給量d為

(3)

板材回彈后的成形半徑才是最終成形半徑Rf?；貜椗c板材的彈性模量、屈服極限、板材厚度、板材自重、板與軋輥間的摩擦等因素有關(guān)，因此，難以建立高精度的回彈模型。工程上一般采用的板材回彈模型[8]，經(jīng)變換后為

(4)

式中，K0、K1分別為相對強化系數(shù)和形狀系數(shù)(矩形截面取值為1.5)；E為彈性模量；σs為屈服極限。

聯(lián)立式(1)～式(4)即可確定側(cè)輥位移進給量d與非對稱滾彎后板材成形半徑Rf間的數(shù)值關(guān)系。

2　有限元模型的建立

2.1幾何模型

本文采用ABAQUS/Explicit模塊的顯式中心差分算法對三輥非對稱滾彎成形和三輥對稱滾彎成形過程進行動態(tài)仿真。分別建立三輥非對稱滾彎成形和三輥對稱滾彎成形的二維有限元模型，如圖2所示。軋輥在滾彎過程中的彈性變形量很小，將其設(shè)定為剛體。板材厚度為30 mm，選用可變形的平面應(yīng)力應(yīng)變單元CPS4R，并沿厚度方向?qū)宀木W(wǎng)格劃分為6層。有限元模型中軋輥直徑參數(shù)見表1、表2。滾彎加工時上輥為主動輥，轉(zhuǎn)速為0.3 rad/s，下輥及側(cè)輥為從動輥。三輥非對稱滾彎成形加工時，側(cè)輥沿30°傾角傾斜向上進給；三輥對稱滾彎成形時，下輥也沿30°傾角傾斜向上進給，如圖2所示。

表1　三輥非對稱有限元模型軋輥直徑

表2　三輥對稱有限元模型軋輥直徑

2.2接觸定義

(a)非對稱滾彎有限元模型

(b)對稱滾彎有限元模型圖2　滾彎成形有限元模型

滾彎成形涉及復(fù)雜的接觸過程，對于板材與軋輥間的接觸，采用surface to surface接觸，并將剛體軋輥表面定義為主面，板材表面定義為從面。采用罰函數(shù)摩擦模型求解軋輥與板材間的接觸，其中三輥非對稱滾彎模型中，為減小側(cè)輥對板材的摩擦阻力，保證板材的順利送料[9]，將上下輥與板材間的摩擦因數(shù)設(shè)為0.15[10]，將側(cè)輥與板材間的摩擦因數(shù)設(shè)為0.1；在對稱滾彎模型中，將上輥與板材間的摩擦因數(shù)分別設(shè)為0.15，而下輥與板材間的摩擦因數(shù)設(shè)為0.1。

2.3材料模型

仿真試驗選用的鋼板材料為Q235B鋼板，材料屬性[6]如下：屈服應(yīng)力σs為235MPa；彈性模量E為210GPa；泊松比μ為0.3；密度ρ為7800kg/m3；強化系數(shù)K為1900。假設(shè)板材材料為各向同性，且不考慮板材自重對滾彎成形的影響。

滾彎成形過程中板材發(fā)生彈塑性變形，必須在ABAQUS中設(shè)置板材材料的本構(gòu)關(guān)系。因雙線性強化模型能夠較好地擬合材料的真實本構(gòu)關(guān)系[11]，本文采用雙線性強化模型定義板材的本構(gòu)關(guān)系，以模擬板材在滾彎成形過程中發(fā)生的塑性變形。本構(gòu)方程為

(5)

式中，σ為應(yīng)力；ε為應(yīng)變；εe為彈性應(yīng)變極限。

3　仿真結(jié)果分析

3.1三輥非對稱滾彎成形工藝過程

三輥非對稱滾彎仿真模擬過程如圖3所示，與三輥對稱滾彎成形過程相同[11]，可將三輥非對稱滾彎成形過程分為三個階段：①壓彎階段。此時側(cè)輥沿傾角斜向進給，對板材端部進行壓彎。②過渡滾彎階段。上輥轉(zhuǎn)動對板材端部進行滾彎。③穩(wěn)態(tài)滾彎階段。上輥繼續(xù)轉(zhuǎn)動對板材進行連續(xù)的滾彎。過渡滾彎階段是壓彎階段到穩(wěn)態(tài)滾彎階段的一個過渡階段，歷時較短，因此，可將滾彎成形后的板材沿長度方向主要分為壓彎段和穩(wěn)態(tài)滾彎段，而穩(wěn)態(tài)滾彎段筒體的成形半徑即為筒體的整體半徑。

(a)壓彎階段

(b)過渡滾彎階段

(c)穩(wěn)態(tài)滾彎階段圖3　非對稱滾彎模擬過程

3.2變形區(qū)應(yīng)力場演變分析

圖4所示為滾彎成形過程中變形區(qū)厚度方向截面應(yīng)力分布曲線。由圖4a，在側(cè)輥位移進給量相同的工況下，三輥非對稱滾彎成形時，變形區(qū)內(nèi)縱向應(yīng)力和徑向應(yīng)力均大于三輥對稱滾彎成形的縱向應(yīng)力和徑向應(yīng)力。對于三輥對稱滾彎成形，其變形區(qū)內(nèi)截面縱向應(yīng)力遠大于徑向應(yīng)力，因此，變形區(qū)內(nèi)徑向應(yīng)力對三輥對稱滾彎成形的影響可忽略。但是由于上下輥的夾持作用，三輥非對稱滾彎變形區(qū)內(nèi)徑向應(yīng)力要明顯大于對稱滾彎成形的徑向應(yīng)力，因此，必須考慮徑向應(yīng)力對非對稱滾彎成形的影響。板材的回彈是一個彈性應(yīng)變能釋放的過程，滾彎成形后板材的殘余應(yīng)力會隨著彈性應(yīng)變能釋放量的增加而減小。圖4b所示為回彈后板材厚度方向截面應(yīng)力分布曲線。由圖4b，三輥非對稱滾彎成形后，板材截面應(yīng)力要小于對稱滾彎成形的應(yīng)力，即非對稱滾彎成形后板材的殘余應(yīng)力比對稱滾彎成形的殘余應(yīng)力小。在滾彎變形區(qū)內(nèi)，板材受力狀態(tài)為上壓下拉，這種受力狀態(tài)會增大板材回彈量[12]。非對稱滾彎成形時，變形區(qū)截面縱向應(yīng)力大于對稱滾彎成形的縱向應(yīng)力，因此，其回彈量也會相應(yīng)增大，而隨著板材回彈量的增大，殘余應(yīng)力也會隨之減小。

(a)變形區(qū)截面應(yīng)力分布曲線

(b)回彈后殘余應(yīng)力分布曲線圖4　截面厚度方向上應(yīng)力演變

3.3板材周向應(yīng)變場分布分析

滾彎成形后，板材上表面的塑性應(yīng)變場分布體現(xiàn)了滾彎成形質(zhì)量。圖5所示為滾彎成形后板材上表面的塑性應(yīng)變場分布情況。由圖5可知，三輥對稱滾彎成形與三輥非對稱滾彎成形后，在壓彎段，板材均存在較大的殘余塑性應(yīng)變。對稱滾彎成形后，壓彎段與穩(wěn)態(tài)滾彎段的塑性應(yīng)變差為0.013，非對稱滾彎成形的兩段間的塑性應(yīng)變差為0.003。板材純彎曲時上表面應(yīng)變與成形半徑的關(guān)系如下：

εr=1-r/rm

(6)

式中，εr為板材上表面應(yīng)變；r為上表面成形半徑；rm為板材中心層成形半徑。

圖5　板材上表面塑性應(yīng)變場分布

由式(6)可知，壓彎段與穩(wěn)態(tài)滾彎段間的塑性應(yīng)變差必然導(dǎo)致壓彎段與穩(wěn)態(tài)滾彎段的成形半徑不一致，而兩段成形半徑的一致性是滾彎成形質(zhì)量的重要體現(xiàn)。因此，三輥非對稱滾彎成形后，壓彎段與穩(wěn)態(tài)滾彎段間成形半徑的一致性要高于對稱滾彎成形兩段成形半徑的一致性，即三輥非對稱滾彎成形后板材壓彎段成形質(zhì)量較高。隨著滾彎過程由壓彎階段過渡至穩(wěn)態(tài)滾彎階段，板材上表面的塑性應(yīng)變波動也逐漸趨于穩(wěn)定。在穩(wěn)態(tài)滾彎階段，與三輥非對稱滾彎成形相比，對稱滾彎成形后板材上表面的塑性應(yīng)變分布波動較小，分布更加均勻，說明對稱滾彎成形后板材穩(wěn)態(tài)滾彎段的成形均勻度較高。經(jīng)計算，在側(cè)輥位移進給量為50 mm的工況下，穩(wěn)態(tài)滾彎時，三輥非對稱滾彎成形與對稱滾彎成形，上輥與板材間的接觸弧長分別為35 mm和20 mm。與板材軋制過程相似，滾彎成形過程中，接觸弧長的增大會增大接觸力，加劇軋輥的彈性變形，降低成形質(zhì)量。而較小的接觸弧長有益于提高成形的精度，并減小卷制力。因此，在側(cè)輥位移進給量為50 mm的工況下，三輥非對稱滾彎成形會增大滾彎變形區(qū)板材與軋輥間的接觸面積，增大卷制力并加劇板材上表面的塑形應(yīng)變波動，進而會降低滾彎成形質(zhì)量。

3.4滾彎卷制力變化分析

滾彎成形過程中，側(cè)輥與板材的接觸力即為滾彎成形的卷制力。側(cè)輥位移進給量為50 mm時，滾彎加工過程中卷制力隨時間的變化曲線如圖6所示。由圖6，在壓彎階段，三輥非對稱滾彎與對三輥對稱滾彎的卷制力相近，并在壓彎階段結(jié)束時達到峰值142.5 kN。但隨著滾彎過程由壓彎階段過渡至穩(wěn)態(tài)滾彎階段后，非對稱滾彎與對稱滾彎的卷制力均有所減小。在穩(wěn)態(tài)滾彎階段，三輥非對稱滾彎成形所需的卷制力約為134.3 kN，而對稱滾彎成形的卷制力約為118.2 kN。在三輥對稱滾彎成形的壓彎階段，變形區(qū)近似關(guān)于上下輥輥心連線對稱，但隨著滾彎成形過程由壓彎階段向穩(wěn)態(tài)滾彎階段過渡，滾彎變形區(qū)也發(fā)生了轉(zhuǎn)移[6]。而三輥非對稱滾彎成形過程中，上輥和下輥對板材的夾持，使得非對稱滾彎變形區(qū)的轉(zhuǎn)移量小于三輥對稱滾彎成形的轉(zhuǎn)移量，因此，三輥非對稱滾彎由壓彎向穩(wěn)態(tài)滾彎階段過渡后，其卷制力的變化幅度會小于對稱滾彎成形時卷制力的變化幅度。

圖6　滾彎成形卷制力變化曲線

圖7所示為穩(wěn)態(tài)滾彎階段的卷制力隨側(cè)輥位移進給量的變化曲線。由圖7,在側(cè)輥位移進給量相同的工況下，穩(wěn)態(tài)滾彎階段，三輥非對稱滾彎成形的卷制力要大于三輥對稱滾彎成形的卷制力，且隨側(cè)輥位移進給量的增大，三輥非對稱滾彎成形與三輥對稱滾彎成形的卷制力的差值也逐漸增大。在側(cè)輥位移進給量從30 mm逐漸增加至70 mm的過程中，三輥非對稱滾彎成形與三輥對稱滾彎成形的卷制力的差值也逐漸從13.1 kN增加至27.2 kN。

圖7　不同側(cè)輥位移進給量時卷制力變化曲線

4　試驗驗證

筒件的成形半徑是滾彎變形區(qū)應(yīng)力、應(yīng)變及卷制力對滾彎成形的影響的直接體現(xiàn)，也是衡量滾彎成形質(zhì)量的重要標(biāo)準(zhǔn)。本文通過三輥非對稱試驗，分析有限元數(shù)值仿真后筒件的成形半徑精度，即可判斷出有限元模型的準(zhǔn)確性和可靠性。采用W1130×2500型三輥非對稱卷板機，對尺寸為30 mm×1500 mm×7500 mm的Q235B鋼板進行三輥非對稱滾彎加工試驗。驅(qū)動右輥沿側(cè)輥傾角方向傾斜向上進給50 mm對板材進行三輥非對稱滾彎加工。圖8為三輥非對稱卷板機滾彎加工后的筒件與有限元數(shù)值仿真后筒件的對比圖。

(a)試驗滾彎加工后筒件

(b)仿真試驗滾彎加工后筒件圖8　滾彎試驗與仿真結(jié)果對比

將滾彎成形后的筒件沿周向分為五段，采用數(shù)字半徑測量儀，對各段筒件的中截面內(nèi)徑值進行測量。同時也將仿真成形后的筒件沿周向分為五段，并應(yīng)用MATLAB數(shù)值擬合對各段板材成形半徑進行測量。將試驗實測成形半徑值與仿真計算成形半徑值列于表3。由表3可知，經(jīng)三輥非對稱滾彎成形后的筒件平均半徑為1197.5 mm，在相同的加工工況下，有限元仿真得到的筒件平均半徑為1115.1 mm，有限元模型成形半徑誤差為6.8%。整體上分析，有限元模型成形半徑誤差不超過7.0%，有較高的精度，驗證了有限元模型的準(zhǔn)確性和可靠性。

表3　滾彎試驗值、仿真模擬值對比

誤差產(chǎn)生的原因主要是有限元模型采用了二維建模，假設(shè)板材材料為各向同性，忽略板材自重及軋輥彈性變形對滾彎成形的影響。并且有限元模型采用了雙線性強化模型，相對于材料的真實本構(gòu)模型存在一定誤差。同時有限元模型難以真實模擬出滾彎成形過程中板材的回彈，也會對有限元模型的精度產(chǎn)生影響，但其整體誤差不超過7.0%，有著較高的精度和可靠性，可滿足工程應(yīng)用要求。

5　結(jié)論

(1)在側(cè)輥位移進給量相同的工況下，穩(wěn)態(tài)滾彎階段，三輥非對稱滾彎成形變形區(qū)內(nèi)，板材厚度方向截面的縱向應(yīng)力和徑向應(yīng)力均大于三輥對稱滾彎成形的縱向應(yīng)力和徑向應(yīng)力。

(2)在側(cè)輥位移進給量相同的工況下，穩(wěn)態(tài)滾彎階段，三輥非對稱滾彎成形的卷制力大于三輥對稱滾彎成形的卷制力，且隨側(cè)輥位移進給量的增大，三輥非對稱滾彎成形與三輥對稱滾彎成形的卷制力的差值也逐漸增大。

(3)三輥非對稱滾彎成形后，板材壓彎段與穩(wěn)態(tài)滾彎段的等效塑性應(yīng)變差值小于三輥對稱滾彎成形的等效塑性應(yīng)變差值，因而三輥非對稱滾彎成形后板材壓彎段成形質(zhì)量較高。

(4)三輥非對滾彎試驗結(jié)果表明，有限元模型的成形半徑誤差為6.8%，有著較高的精度和可靠性。

[1]刑偉榮. 卷板機的現(xiàn)狀與發(fā)展[J].鍛壓裝備與制造技術(shù), 2010, 45(2): 10-16.

Xing Rongwei. Status and Development of the Bending Machine for Plate[J]. China Metal Forming Equipment & Manufacturing Technology, 2010, 45(2): 10-16.

[2]楊建國, 方洪淵, 萬鑫, 等. 大尺寸板材滾彎過程應(yīng)力場特點分析[J].塑性工程學(xué)報, 2008, 16(5):684-687.

Yang Jianguo, Fang Hongyuan, Wan Xin, et al. Character of Stress in Large Dimensional PlateduringThree-roll Bending[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2008, 16(5):684-687.

[3]仉志強, 宋建麗, 付建華, 等. 板材彎卷成形工藝的研究現(xiàn)狀[J].塑性工程學(xué)報, 2014, 21(1): 1-6.

Zhang Zhiqiang, Song Jianli, Fu Jianhua, et al. Research Status of Plate Bending and Roll-bending Process[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2014, 21(1): 1-6.

[4]Tran Q H, Champliaud H, Feng Zhengkun. Ana-lysis of the Asymmetrical Roll Bending Process through Dynamic FE Simulations and Experimental Study[J].The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2014, 75(5/8):1233-1244.

[5]Feng Zhengkun, Champliaud H. Modeling and Simulation of Asymmetrical Three-roll Bending Process[J]. Simulation Modeling Practice and Theory, 2011, 19(9): 1913-1917.

[6]Zhang Zhiqiang, Song Jianli, Fu Jianhua, et al. A Refined Model of Three-roller Elastoplastic Asymmetrical Pre-bending of Plate[J]. Journal of Iron and Steel Research, International, 2014, 21(3):328-334.

[7]全建輝, 崔鳳奎, 楊建璽, 等.基于ANSYS/LS-DYNA的花鍵冷滾軋成形數(shù)值模擬[J].中國機械工程, 2008, 19(4):419-421.

Quan Jianhui, Cui Fengkui, Yang Jianxi, et al. Numerical Simulation of Involute Spline Shaft’s Cold-rolling Forming Based on ANSYS/LS-DYNA[J]. China Mechanical Engineering, 2008, 19(4):419-421.

[8]李森, 陳富林, 李斌, 等. 四輥卷板機彎卷過程中側(cè)輥位移計算[J].鍛壓技術(shù), 2011, 36(6):76-79.

Li Sen, Chen Fulin, Li Bin, et al. Calculation of Side Roller Displacement for Four-roll Bending Plate Process[J]. Forging & Stamping Technology, 2011, 36(6):76-79.

[9]龔靖平, 黎向鋒, 左敦穩(wěn), 等.小直徑開縫襯套雙軸柔性滾彎成形的三維有限元分析[J].中國機械工程, 2015, 26(8):1117-1123.

Gong Jingping, Li Xiangfeng, Zuo Dunwen, et al.Three-dimensional FEA of Manufacturing Process of Small-diameter Split Sleeve by Two-axle Bending[J]. China Mechanical Engineering, 2015, 26(8):1117-1123.

[10]俞漢清, 陳金德. 金屬塑性成形原理[M].北京:機械工業(yè)出版社, 1999.

[11]仉志強, 宋建麗, 付建華,等.中厚板三輥彈塑性壓彎建模與試驗[J].塑性工程學(xué)報, 2013, 20(5):102-106.

Zhang Zhiqiang, Song Jianli, Fu Jianhua, et al. Modelling and Testing for Three-roller Elastic-plastic Bending of Moderate-thick Plate[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2013, 20(5):102-106.

[12]劉章光, 高海濤, 劉繼偉, 等.TA15鈦合金板材冷折彎成形的有限元模擬及實驗研究[J].熱加工工藝, 2014, 43(13):129-133.

Liu Zhangguang, Gao Haitao, Liu Jiwei, et al. Finite Element Simulation and Experimental Study on Cold Bending Forming of TA15 Titanium Alloy Sheet[J].Hot Working Technology, 2014, 43(13):129-133.

(編輯陳勇)

Numerical Simulation and Experimental Verification of Asymmetrical Three-roll Bending Process

Wang Yan1,2Hu Jiefei1Xu Guanghui2Li Shusheng3Xiong Wei1

1.University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai, 200093 2.Forging Machine Tool Plant of Zhenjiang, Zhenjiang, Jiangsu,212000 3.Taizhou Polytechnic College, Taizhou, Jiangsu,225300

The stress field of deformation zone, the stain field of upper plate surface and the changes of roll bending forces were analyzed during the asymmetrical and symmetrical roll bending process by the finite element(FE) simulation method. The simulation results show that the bending force during the asymmetrical roll bending process is larger than that during symmetrical roll bending under the same feed distance of the side roll. Compared to the asymmetrical roll bending process, the longitudinal and radial stress in deformation zone in the symmetrical roll bending process are smaller. The forming accuracy of the asymmetrical roll bending process of the pre-bending section is higher than that of symmetrical roll bending process.The experimental verification of a typical plates for the asymmetrical roll bending process was conducted, the result show that the forming error of FEA model is 6.8%.The FEA model has a higher forming accuracy.

asymmetrical three-roll bending; stress field; bending force; forming accuracy

2015-10-26

2015江蘇省重點研發(fā)計劃資助項目(BE2015139)

TG306

10.3969/j.issn.1004-132X.2016.15.018

王艷，女，1969年生。上海理工大學(xué)機械工程學(xué)院教授、博士。主要研究方向為磨削加工與特種加工。胡捷飛，男，1990年生。上海理工大學(xué)機械工程學(xué)院碩士研究生。許光輝，男，1975年生。鎮(zhèn)江市鍛壓機床廠工程師。李曙生，男，1972年生。泰州職業(yè)技術(shù)學(xué)院機電技術(shù)學(xué)院教授、博士。熊巍，男，1982年生。上海理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院講師。