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转发自：第２３卷第６期 塑性工程学报 Ｖｏｌ．２３　Ｎｏ．６

２０１６年１２月 ＪＯＵＲＮＡＬ　ＯＦ　ＰＬＡＳＴＩＣＩＴＹ　ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ Ｄｅｃ．　２０１６ｄｏｉ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００７－２０１２．２０１６．０６．００９

作者：（山东科技大学机械电子工程学院，青岛　２６６５９０）　苏春建１　闫楠楠２　张晓东４　陆　顺５

（山东科技大学土木工程与建筑学院，青岛　２６６５９０）　王清３

该张量影响Ｏ点材料的塑性［６－７］。从式（４）可以看出影响变形区静水压力的因素，可通过以下途径来提高静水压力：１）增大σｙ，主要是通过增大顶件反力；２）增大σＮ，主要是通过在一定程度上减小凸凹模间隙；３）增大σｖｘ＋σｖｙ，通过增大压边力Ｐｖ 来实现；４）采用最佳压边圈齿形内角 α。由图１可知：

Ｐｖｘ＋Ｐｖｙ＝Ｐｖ（ｃｏｓα＋ｓｉｎα）

　　取极值：令ｄ（Ｐｖｘ＋Ｐｖｙ）＝０，得：ｄα （５）

Ｐｖ（ｃｏｓα－ｓｉｎα）＝０ （６）

　　因为，压边力Ｐｖ 一定，所以，ｃｏｓα－ｓｉｎα＝０， α＝π／４

２　厚板精冲的有限元模拟仿真分析

２．１　有限元模型的建立

在有限元模拟过程中，为保证有限元模型精确描述精冲过程，又能保证模拟结果的正确性，根据实际条件做简化处理，因此把精冲过程作为轴对称问题来研究［８－９］。图４为精冲过程的有限元模型，采用Ｖ形齿圈是精冲与普通冲裁最显著的区别之一，以点划线为对称轴，为了节省时间和计算机内存，只选取工件的１／２模型进行模拟分析，将板料设置塑性体，其他工件视为刚性体（即不变形体），忽略模具的变形。

图４　精冲过程的有限元模型

Ｆｉｇ．４　Ｆｉｎｉｔｅ　ｅｌｅｍｅｎｔ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｆｉｎｅ　ｂｌａｎｋｉｎｇ　ｐｒｏｃｅｓｓ本文有限元模拟选用直径Φ２０ｍｍ、板厚８ｍｍ的ＡＩＳＩ－２０钢为研究对象，其他参数如下。

１） 模拟几何参数：凹模外直径Φ５０ｍｍ，模具间隙０．５ｍｍ，模具圆角０．０３ｍｍ，板料厚度８ｍｍ，

Ｖ形齿圈速度２ｍｍ·ｓ－１，凸模速度１ｍｍ·ｓ－１。

２） 摩擦系数的选择：由于是冷冲压，设置冷摩擦系数为０．１２；板料与其他零件的接触容差为

０．００１。

３） 网格划分：板料作为塑性体分析，采用四节点单元。塑性剪切区域集中在模具刃口之间极窄的区域内，因此，在模具间隙处还需对网格进行局部细化。

４） 边界条件的设定：冲裁方向是沿Ｙ轴负方向，在Ｘ方向上不允许发生金属流动，把配料的轴对称面设为Ｘ方向固定不动。

５） 冲裁力是选用压力机和设计模具的重要依据之一，影响冲裁力的因素主要包括：材料机械性能及其厚度、零件尺寸、模具几何参数等。由于精冲是在三向受力状态下进行冲裁的，变形抗力要比普通冲裁大得多，因此精冲总压力为：

　　其中： ＦＺ＝Ｆ＋ＦＹ＋ＦＦ （７）

Ｆ＝１．２５Ｌｔτｂ ＝Ｌｔσｂ （８）

ＦＹ＝（０．３－０．６）Ｆ （９）

ＦＦ＝Ａｐ （１０）

式中　ＦＺ———精冲总压力

　　　Ｆ———冲裁力

　　　ＦＹ———压料力

　　　ＦＦ———顶（推）件板的反顶力

　　　Ｌ———剪切轮廓线长

　　　ｔ———材料厚度

　　　τｂ———材料的抗剪强度

　　　σｂ———材料的抗拉强度

　　　Ａ———精冲零件的承压面积

　　　ｐ———单位面积反压力，取２０～７０ＭＰａ

２．２　应力分析

图５是凸模压入板料不同位置时各阶段的等效应力分布情况。

从图５可以看出，双侧齿圈压边方式下的剪切区内等效应力分布较为广泛，主要集中在剪切区域的模具刃口连线附近以及Ｖ形齿圈内侧附近，在剪切变形中，材料水平方向的横向流动受到Ｖ形齿圈的阻碍作用，对成形中翘曲抑制作用明显，且能够增加剪切区域内的压应力值，使得材料的塑性增加，有利于精冲变形的进行。

从冲裁成形前期可以看出，由于顶件板的作用，远离刃口连线附近的应力也较大，这样就能有效抑制冲裁时所产生的弯曲，随着凸模的下行剪切区域面积逐渐减小，等效应力也随之降低，但是由于在冲裁成形过程中不可避免的出现加工硬化现象，变形区的等效应力依旧很大。

冲裁成形中变形区的最大等效应力随凸模下行变化曲线如图６所示。在冲裁成形前期，远离刃口连线附近的应力较大，有效抑制冲裁时所产生的弯曲。随着凸模压入量的增加，变形区的等效应力呈明显减小的趋势，并逐渐趋于一个定值。

图５　等效应力分布图

ａ）凸模下降１ｍｍ；ｂ）凸模下降２ｍｍ

ｃ）凸模下降４ｍｍ；ｄ）凸模下降５ｍｍ

Ｆｉｇ．５　Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ　ｏｆ　ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ　ｓｔｒｅｓｓ

图６　最大等效应力与凸模压入量关系曲线

Ｆｉｇ．６　Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ　ｃｕｒｖｅ　ｏｆ　ｍａｘｉｍｕｍ　ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ　ｓｔｒｅｓｓａｎｄ　ｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｐｕｎｃｈ　ｉｎ　ｐｌａｔｅ

２．３　应变分析

图７是凸模压入板料不同位置时各阶段的等效应变分布情况。

从图７中可以看出，等效应变分布与等效应力相似，主要集中在模具刃口连线附近，冲裁初期模具刃口应变分布较小，随着凸模压入量增加模具刃口连线附近局部剪切区的应变较大，说明板料在精冲变形中是在剪切状态下进行，有利于板料塑性流动。与等效应力最大区别是在非变形区板料的等效应变几乎为０。

图８为冲裁成形中变形区的最大等效应变随凸模下行的变化曲线图。从图中可知，随着凸模压入

图７　等效应变分布图

ａ）凸模下降１ｍｍ；ｂ）凸模下降２ｍｍ

ｃ）凸模下降４ｍｍ；ｄ）凸模下降５ｍｍ

Ｆｉｇ．７　Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ　ｏｆ　ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ　ｓｔｒａｉｎ量的增加，变形区的等效应变呈先增大后减小的趋势。

２．４　静水应力分析

静水应力（即平均应力）对板料的塑性成形性能非常重要，静水压力对抑制剪切区以外的材料流动有很大作用［１０］。图９是齿圈压入量对静水压力影响的变化曲线图，从图中可以看出，静水压力随着齿圈压入量的增加而增大，当齿圈全部压入板料之

图８　最大等效应变与凸模压入量关系曲线

Ｆｉｇ．８　Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ　ｃｕｒｖｅ　ｏｆ　ｍａｘｉｍｕｍ　ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ　ｓｔｒａｉｎａｎｄ　ｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｐｕｎｃｈ　ｉｎ　ｐｌａｔｅ

后，齿圈附近区域的静水压力最大，其值约为－１０２ＭＰａ。随着远离齿圈，静水压力虽然不断减小，但在整个精冲变形区内静水压力依然较大，有助于板材塑性的发挥，从而获得质量更佳的冲裁件。

图９　齿圈压入量对静水压力的影响

Ｆｉｇ．９　Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ　ｏｆ　ｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｇｅａｒ　ｒｉｎｇ　ｉｎ　ｐｌａｔｅｏｎ　ｈｙｄｒｏｓｔａｔｉｃ　ｐｒｅｓｓｕｒｅ

图１０是凸模压入量对静水压力影响的变化曲线，从图中可以看出，冲裁初期，在塑性变形区形成较大的静水压力，有利于材料的进一步变形，当凸模下行５０％以后，剪切变形区内的静水压力逐渐减小，拉应力逐渐增大，静水压力随凸模压入量的增加呈减小趋势。剪切区的拉应力容易导致裂纹的产生及扩展，因此静水压力对冲裁成形非常重要。

图１０　凸模压入量对静水压力的影响

Ｆｉｇ．１０　Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ　ｏｆ　ｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｐｕｎｃｈ　ｉｎ　ｐｌａｔｅｏｎ　ｈｙｄｒｏｓｔａｔｉｃ　ｐｒｅｓｓｕｒｅ

２．５　材料流动分析

图１１是在双侧齿圈压边方式下的材料流动状态图。材料流动速度用矢量方式表示，材料在各个时刻的流动方向可以由速度矢量箭头清楚地显示，速度的大小用不同的箭头颜色表示。由于精冲的落料部分可以视为理想刚性区，对其中的材料视为静止，因此不对落料区域作考虑。

图１１　材料流动图

ａ）凸模下行０．５ｍｍ；ｂ）凸模下行１ｍｍ；ｃ）凸模下行２ｍｍ

Ｆｉｇ．１１　Ｄｉａｇｒａｍ　ｏｆ　ｍａｔｅｒｉａｌ　ｆｌｏｗ

在冲裁初期，如图１１ａ所示，凸模下压量较小，材料在三向压应力状态下产生流动涡流，此时的金属流动速度较慢，凸模下行一段距离后，如图１１ｂ、图１１ｃ所示，此时材料受三向压应力作用，抑制非变形区材料向变形区转移。当凸模下行至中后期时，凸模压入量加大，凸缘部分以刚性体状态继续下移，由于在中后期压应力作用减小，材料转移速度增大，在模具刃口附近金属内部晶粒变形加大，纤维变形加剧，这时极易出现裂纹，因此金属材料流动规律的研究对于冲裁成形具有重要意义。

２．６　板厚对双侧齿圈压边精冲的影响

板厚是影响厚板精密冲裁的主要因素之一，在实际生产加工中，不同制件对板厚的要求也不同，因此需考虑多种板厚的分析，本文分别对６、８、１０和１２ｍｍ厚的板材进行有限元模拟分析，相对间隙保持不变，分析模拟后的冲裁力曲线和断面情况，总结出冲裁力随板厚变化的规律，为实际生产中的模具设计和设备选择提供理论帮助。

图１２是冲裁后不同板厚的断面状况，从图中可以看出，４种不同板厚的板料冲裁完成后，断面状况都不相同，光亮带（光亮带主要是产生塑性剪切的材料在和模具侧面接触中被模具侧面挤压而形成的光亮垂直的断面，即图中断面上部较光滑的部分）随着板厚的增加有所减少，由６ｍｍ的５０％减小到１２ｍｍ的３０％左右，断裂带（断裂带是由刃口处的微裂纹在拉应力的作用下不断扩展而形成的断裂面，断面粗糙，即图中断面下部较粗糙的部分）的长度增加。

图１２　不同板厚的断面质量

ａ）６ｍｍ板厚；ｂ）８ｍｍ板厚；ｃ）１０ｍｍ板厚；ｄ）１２ｍｍ板厚

Ｆｉｇ．１２　Ｓｈｅａｒｉｎｇ　ｓｅｃｔｉｏｎ　ｗｉｔｈ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ　ｓｈｅｅｔ　ｔｈｉｃｋｎｅｓｓｅｓ

３　实验结果

实验通过精冲模具冲制不同板厚（６，８，１０和１２ｍｍ）的钢板，验证双侧齿圈压边的模拟结果的准确性。将本次实验获得制件（图１３）与模拟结果相比可以得出，实验结果与模拟结果基本相一致，如图１４所示。

图１３　冲裁件试样图

Ｆｉｇ．１３　Ｓａｍｐｌｅｓ　ｆｉｇｕｒｅ　ｏｆ　ｂｌａｎｋｉｎｇ　ｐａｒｔｓ

图１４　模拟结果与实验结果对照

Ｆｉｇ．１４　Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ　ｂｅｔｗｅｅｎ　ｓｉｍｕｌａｔｅｄ　ａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｒｅｓｕｌｔｓ

由图１３实验所得制件和图１４模拟结果与实验结果对照可以看出，冲裁力随着厚板厚度的增大而增大，经过双侧齿圈压边精密冲裁的冲裁力在比普通冲裁并没有大多少（＜２５％）的情况下断面质量较好，断裂带也能够得到改善，圆角及毛刺都较小，制件结果较为理想。

４　结　论

１） 采用双侧齿圈压边成形的方法可以一次得到断面光洁的冲裁件，且断面质量较高。

２） 在冲裁过程中，模具刃口附近首先出现最大应力，增加剪切区域内的压应力值，使得材料的塑性增加，有利于精冲变形的进行，随着凸模压入量的增加，变形区的等效应力呈明显减小的趋势，等效应变呈先增大后减小的趋势。

３） 在双侧齿圈压边冲裁过程中，静水压力提高了金属的流动塑性，冲裁中后期压应力作用减小，材料转移速度增大，在模具刃口附近金属内部晶粒变形加大，纤维变形加剧，这时极易出现裂纹。

４） 采用双侧齿圈压边时，冲裁件断面质量随着板厚的增加有降低趋势，冲裁力随着板厚的增加而增大，但间隙在一定范围内对冲裁力影响不大。

参考文献

［１］ Ｋｏｚｏ　Ｏｓａｋａｄａ．Ｓｔａｔｅ－ｏｆ－ｔｈｅ－ａｒｔ　ｏｆ　ｐｒｅｃｉｓｉｏｎ　ｆｏｒｇｉｎｇ　ｉｎＪａｐａｎ［Ｃ］．Ｔａｋａｓｈｉ　Ｉｓｈｉｋａｗａ．Ｔｈｅ　ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ　ｏｆ　ｔｈｅ

１１ｔｈ　Ａｓｉａｎ　Ｓｙｍｐｏｓｉｕｍ　ｏｎ　Ｐｒｅｃｉｓｉｏｎ　Ｆｏｒｇｉｎｇ．Ｋｙｏｔｏ：Ｔｈｅ　Ｊａｐａｎ　Ｓｏｃｉｅｔｙ　ｆｏｒ　Ｔｈｅｃｈｎｏｌｏｇｙ　ｏｆ　Ｐｌａｓｔｉｃｉｔｙ，２０１０：

２６－３１

［２］ 国家自然科学基金委员会工程与材料科学部．机械工程学科发展战略报告（２０１１－２０２０）［Ｍ］．北京：科学出

版社，２０１０

［３］ 林忠钦，李淑慧．汽车板精益成形技术［Ｍ］．北京：机械工业出版社，２００９

［４］ 康凤．厚板冲裁过程的模拟仿真及其参数化设计［Ｄ］．重庆：重庆大学，２００５

［５］ 李传民．ＤＥＦＯＲＭ５．０３金属成形有限元分析实例指导教程［Ｍ］．北京：机械工业出版社，２００７

［６］ 彭群，赵彦启，李荣洪，等．强力压边精冲技术的数值模

拟［Ｊ］．锻压技术，２００４．２９（４）：２３－２５

［７］ 权国政，周杰，佟莹，等．基于数值模拟的厚板冲裁变形机理研究［Ｊ］．金属铸锻焊技术，２００８．３７（１５）：１０－１３

［８］ Ｒｉｄｂａ　Ｈａｍｂｌｉ．Ｆｉｎｉｔｅ　ｅｌｅｍｅｎｔ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｆｉｎｅ　ｂｌａｎ－

ｋｉｎｇ　ｐｒｏｃｅｓｓｅｓ　ｕｓｉｎｇ　ａｐｒｅｓｓｕｒｅ－ｄｅｐｅｎｄｅｎｔ　ｄａｍａｇｅｍｏｄｅｌ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ　Ｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏ－ｇｙ，２０１１．１１６（２－３）：２５２－２６４

［９］ Ｚｈａｏ　Ｚｈｅｎ，Ｚｈｕａｎｇ　Ｘｉｎｃｕｎ，Ｘｉｅ　Ｘｉａｏｌｏｎｇ．Ａｎ　ｉｍｐｒｏｖｅｄｕｃｔｉｌｅ　ｆｒａｃｔｕｒｅ　ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ　ｆｏｒ　ｆｉｎｅ　ｂｌａｎｋｉｎｇ　ｐｒｏｃｅｓｓ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｓｈａｎｇｈａｉ　Ｊｉａｏｔｏｎｇ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ（Ｓｃｉｅｎｃｅ），

２００８．１３（６）：７０２－７０６

［１０］ Ｆａｎ　Ｗ　Ｆ，Ｌｉ　Ｊ　Ｈ．Ａｎ　ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｄａｍａｇｅ　ｏｆＡＩＳＩ－１０４５ａｎｄ　ＡＩＳＩ－１０２５ｓｔｅｅｌｓ　ｉｎ　ｆｉｎｅ－ｂｌａｎｋｉｎｇ　ｗｉｔｈｎｅｇａｔｉｖｅ　ｃｌｅａｒａｎｃｅ［Ｊ］．Ｍａｔｅｒｉａｌｓ　Ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒ－ｉｎｇ　Ａ，２００９．４９９：２４８－２５１

（上接第２３页）

［３］ Ｅｎｇｅｌ　Ｕ，ＭｅＸｎｅｒ　Ａ，Ｇｅｉｇｅｒ　Ｍ．Ａｄｖａｎｃｅｄ　ｃｏｎｃｅｐｔ　ｆｏｒ

ｔｈｅ　ＦＥ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｍｅｔａｌ　ｆｏｒｍｉｎｇ　ｐｒｏｃｅｓｓｅｓ　ｆｏｒ　ｔｈｅｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ　ｏｆ　ｍｉｃｒｏｐａｒｔｓ［Ｃ］／／Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　Ｆｉｆｔｈ

ＩＣＴＰ，Ｏｈｉｏ，１９９６：９０３－９０７

［４］ 郭斌，龚峰，单德彬．微成形摩擦研究进展［Ｊ］．塑性工

程学报，２００９．１６（４）：１４６－１５１

［５］ 周健，王春举，单德彬，等．铝合金微型齿轮等温精密微成形工艺研究［Ｊ］．塑性工程学报，２００５．１２（ｚ１）：３６－３９

［６］ Ｃｈａｎ　Ｗ，Ｆｕ　Ｍ，Ｙａｎｇ　Ｂ．Ｓｔｕｄｙ　ｏｆ　ｓｉｚｅ　ｅｆｆｅｃｔ　ｉｎ　ｍｉｃｒｏ－ｅｘｔｒｕｓｉｏｎ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｏｆ　ｐｕｒｅ　ｃｏｐｐｅｒ［Ｊ］．Ｍａｔｅｒｉａｌｓ　＆Ｄｅ－ｓｉｇｎ，２０１１．３２（７）：３７７２－３７８２

［７］ 单德彬，袁林，郭斌，等．精密微塑性成形技术的现状和发展趋势［Ｊ］．塑性工程学报，２００８．１５（２）：４６－５３

［８］ Ｃａｏ　Ｊｉａｎ，Ｚｈｕａｎｇ　Ｗｅｉｍｉｎ，Ｌｉｎ　Ｊｉａｎｇｕｏ．Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ　ｏｆａ　ＶＧＲＡＩＮ　ｓｙｓｔｅｍ　ｆｏｒ　ＣＰＦＥ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｉｎ　ｍｉｃｒｏｆｏｒｍｉｎｇａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｉｎｔ．Ｊ．Ａｄｖ．Ｍａｎｕｆ．Ｔｅｃｈｎｏｌ．，２０１０．４７：

９８１－９９１

［９］ 李仕成，陈泽中，王东峰，等．Ｇｒａｐｈｉｔ－ｉｃ涂层模具微挤压成形及数值模拟［Ｊ］．塑性工程学报，２０１４．２１（６）：３８－

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