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轉發自：第２３卷第６期 塑（sù）性工程學報 Ｖｏｌ．２３　Ｎｏ．６

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

作者：（山東科技（jì）大學機械電子工程學院，青島　２６６５９０）　蘇春建（jiàn）１　閆楠楠２　張曉東（dōng）４　陸　順５

（山東科技大學土木工程（chéng）與建築學院，青（qīng）島（dǎo）　２６６５９０）　王　清３

精衝時變形區的球形應（yīng）力張量Ｔεσ是Ｏ點所受的靜水壓，該張量（liàng）影響Ｏ點材料的塑性［６－７］。從（cóng）式（４）可以看出影（yǐng）響（xiǎng）變形區靜水壓力的因（yīn）素，可通過以下途（tú）徑來提高靜（jìng）水壓力：１）增大σｙ，主要是通過增（zēng）大頂件反力；２）增大（dà）σＮ，主要是通過在一定程度上減小凸凹模間（jiān）隙；３）增大σｖｘ＋σｖｙ，通過增大壓邊力Ｐｖ 來實現（xiàn）；４）采（cǎi）用最（zuì）佳（jiā）壓邊圈齒形內角 α。由圖１可知：

Ｐｖｘ＋Ｐｖｙ＝Ｐｖ（ｃｏｓα＋ｓｉｎα）

　　取極值（zhí）：令ｄ（Ｐｖｘ＋Ｐｖｙ）＝０，得（dé）：ｄα （５）

Ｐｖ（ｃｏｓα－ｓｉｎα）＝０ （６）

　　因為，壓邊力Ｐｖ 一定，所以，ｃｏｓα－ｓｉｎα＝０， α＝π／４

２　厚板精衝的有限（xiàn）元模擬仿真分析

２．１　有（yǒu）限（xiàn）元模（mó）型的建立

在有（yǒu）限元模擬過程中，為保（bǎo）證有限元模型精確描述（shù）精衝過程，又能保證模擬結果的正確性，根據（jù）實（shí）際條件做（zuò）簡化處（chù）理，因此把精衝過程（chéng）作為軸（zhóu）對（duì）稱問題來研（yán）究［８－９］。圖（tú）４為（wéi）精衝過程的有限元（yuán）模型，采用Ｖ形齒圈是精衝（chōng）與普通衝裁最顯著的區（qū）別之一，以點劃線為對稱軸，為了節省（shěng）時間和計算機內存，隻選取工件的１／２模型進行模擬分析，將板料設置塑性體（tǐ），其他工件視（shì）為剛性體（即不變形體），忽略模具的變形。

圖４　精衝過程的（de）有（yǒu）限元模（mó）型（xíng）

Ｆｉｇ．４　Ｆｉｎｉｔｅ　ｅｌｅｍｅｎｔ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｆｉｎｅ　ｂｌａｎｋｉｎｇ　ｐｒｏｃｅｓｓ本文有限元模擬選用（yòng）直徑Φ２０ｍｍ、板厚８ｍｍ的ＡＩＳＩ－２０鋼為研究對象，其他參數（shù）如下。

１） 模擬幾何參數（shù）：凹模外直（zhí）徑Φ５０ｍｍ，模具間隙０．５ｍｍ，模具圓角０．０３ｍｍ，板料厚度８ｍｍ，

Ｖ形齒圈速度２ｍｍ·ｓ－１，凸模速度（dù）１ｍｍ·ｓ－１。

２） 摩擦係（xì）數的選（xuǎn）擇：由於（yú）是冷衝壓，設置冷摩擦係數（shù）為０．１２；板料與其他零件的接觸容差為

０．００１。

３） 網格劃分：板料作為（wéi）塑性體分析（xī），采用四節點單元。塑性剪切區域集中在模具刃口（kǒu）之間極窄的（de）區域內，因此，在模具間隙處還需對網格進行（háng）局部（bù）細化。

４） 邊界條件的設（shè）定（dìng）：衝裁方向是沿Ｙ軸負（fù）方向，在Ｘ方向上不允許發生金屬流動，把配料（liào）的軸對稱麵設為（wéi）Ｘ方（fāng）向固定不（bú）動。

５） 衝裁力是選用壓力機和設計模具的重（chóng）要依（yī）據之一，影響衝（chōng）裁力的因素主要包括：材料機械性能及其厚度（dù）、零件尺寸、模具幾何參數等。由於精衝是在三向受力狀態下（xià）進（jìn）行（háng）衝裁的，變形抗力要比普通衝裁大（dà）得多，因（yīn）此精衝（chōng）總壓力為：

　　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———精衝總壓力

　　　Ｆ———衝（chōng）裁力

　　　ＦＹ———壓（yā）料力

　　　ＦＦ———頂（推）件板（bǎn）的反頂力

　　　Ｌ———剪切輪廓線長

　　　ｔ———材料（liào）厚度

　　　τｂ———材料的抗剪強度

　　　σｂ———材料的抗拉強（qiáng）度

　　　Ａ———精衝零件的承壓麵積

　　　ｐ———單位麵積反壓力（lì），取２０～７０ＭＰａ

２．２　應力分析（xī）

圖５是凸模壓入板料不同位置時各階段的等效應力分布情況（kuàng）。

從圖５可以看出，雙側齒圈壓邊方式下的剪切區內等效（xiào）應力分布較為廣泛（fàn），主要集中在剪切區域的模具刃口連（lián）線附近以及Ｖ形齒圈內側附近（jìn），在（zài）剪切變形中（zhōng），材料水平方向的橫向流動受到（dào）Ｖ形齒圈的阻礙作用，對成形中翹曲抑製作用（yòng）明（míng）顯，且能（néng）夠增加剪切（qiē）區域內的壓應力值，使得材料的塑性增加，有利於精衝（chōng）變形的進行（háng）。

從衝裁成形前期可以看出，由於頂件板的作用，遠離刃（rèn）口連線附近的應力也較大，這樣就能有效抑製衝裁時（shí）所產生的彎曲，隨著凸模的下行剪切區域麵積逐漸減小，等效應力也隨之降低（dī），但是由於在衝裁成形過程中不可避免的（de）出現加工硬化現象，變形區的等效應力依舊很大。

衝裁成形中變形區的最大等效應力隨凸模下行變化（huà）曲線如圖（tú）６所示。在衝裁成形前期，遠離刃口連線附近的（de）應力較大（dà），有（yǒu）效抑製衝裁時所產生的彎曲。隨著凸模壓入量（liàng）的增加，變（biàn）形區的（de）等效（xiào）應力呈明顯減小的趨勢，並逐漸趨於一個定值（zhí）。

圖５　等效應力分布圖（tú）

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

圖６　最大等效應力與（yǔ）凸模壓入量關係曲線

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

２．３　應變分析

圖７是凸模壓入板料不同位置時各階段（duàn）的等（děng）效應變分布情況（kuàng）。

從圖７中可以看出，等效應變分布與等效應力相似，主要集中在（zài）模具刃口連線附（fù）近，衝裁初期模具（jù）刃口應變分布較（jiào）小，隨著凸模壓入量增加模具刃口連線附近局部（bù）剪切區的應變較（jiào）大，說明板（bǎn）料在精衝變形中是在剪切狀態下（xià）進行（háng），有利於板料塑性流動。與等效應力最大區別是在非變形區板料的等（děng）效應變幾乎為０。

圖（tú）８為衝裁成形中變形（xíng）區的（de）最大（dà）等（děng）效應變隨凸模下行的變化曲線圖。從圖中可知，隨著凸模壓入

圖７　等效應變分布圖（tú）

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，變形區（qū）的等效應變呈先增大後（hòu）減小的趨勢。

２．４　靜（jìng）水應力分析

靜水應（yīng）力（即平均應力）對板料的塑性成形性（xìng）能非常重要，靜水壓力對抑製剪切區（qū）以外的材料流動有很大作用［１０］。圖９是齒（chǐ）圈壓入量對靜水壓力影響（xiǎng）的變化（huà）曲線圖（tú），從圖中可以看出，靜水（shuǐ）壓力隨著齒圈壓入量的增加而增大，當齒圈全部壓入板料之後，齒圈附近區域的靜水壓力最大，其（qí）值約為－１０２ＭＰａ。

隨著遠離齒圈，靜水壓（yā）力（lì）雖然不斷減（jiǎn）小，但（dàn）在整個精（jīng）衝（chōng）變形區內靜水壓力依然較大，有助於板材塑性的（de）發（fā）揮，從（cóng）而獲得質量更佳的衝裁件。

圖９　齒圈壓入量對靜水壓力的影響

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

圖１０是凸模壓入量對靜水壓（yā）力影響的變化曲線，從（cóng）圖（tú）中可以看出，衝裁初期，在塑性變形區形成較大的靜水壓力，有利於材料的進一步變形，當凸（tū）模下（xià）行５０％以（yǐ）後，剪切變形區內的靜水壓力逐漸減小，拉（lā）應力逐漸增大，靜水（shuǐ）壓力隨凸模壓入量的（de）增加（jiā）呈減小（xiǎo）趨勢。剪（jiǎn）切區的拉應力容易導致裂紋的產生及擴展，因此靜水壓力對（duì）衝裁（cái）成形非常（cháng）重要。

圖１０　凸模壓（yā）入量對靜水壓力的影（yǐng）響

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

２．５　材料流動分析

圖１１是（shì）在雙側齒圈壓邊方式下的材料流動狀態圖。材料流動速度（dù）用矢量方式表示，材料在各個時刻的（de）流動方向可以由速度矢量箭頭清楚地（dì）顯（xiǎn）示，速度的大小用不同的箭頭顏色表示。由於精（jīng）衝的（de）落料部分可以視為理想剛性區，對其中的材料視為靜止，因此不對落料區域作考慮。

圖１１　材（cái）料流動圖

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

在衝裁初期，如圖１１ａ所示，凸模下壓（yā）量較小，材料在（zài）三向壓應力（lì）狀態下（xià）產生（shēng）流動渦流，此（cǐ）時（shí）的金屬流動速（sù）度較（jiào）慢，凸模下行（háng）一段距離後，如圖１１ｂ、圖１１ｃ所示，此時材料受三向壓應力作用，抑製非變形區材（cái）料向變形（xíng）區轉移（yí）。當凸模下行至中後（hòu）期時，凸模壓入量加大，凸緣（yuán）部分以剛性體狀態（tài）繼續（xù）下移，由於在中後期壓應力（lì）作用減小，材（cái）料轉移速度增大，在模具刃口附近（jìn）金屬內部晶粒（lì）變形加大，纖維變形加劇，這時極易出現裂紋（wén），因此金屬材料流動規律的研究對於衝裁成形具有重（chóng）要意義。

２．６　板厚對雙側齒圈壓邊精衝的影響

板厚是影響厚板精密衝裁的主要因素之一（yī），在實際生產加工中，不同（tóng）製（zhì）件對板厚的（de）要求也（yě）不同，因此需考慮多種板厚的分析，本（běn）文（wén）分別對６、８、１０和１２ｍｍ厚的板材進行有（yǒu）限元模擬分（fèn）析，相對間（jiān）隙保持不變，分析模擬後的衝（chōng）裁力曲線和（hé）斷麵情況，總結出衝裁力（lì）隨板厚變化的規律，為實際（jì）生產中的模具（jù）設計和設備選擇提供理論幫助。

圖１２是衝裁後不同板厚的斷麵狀況，從圖中可以看出，４種不同板（bǎn）厚的板料衝裁完（wán）成後，斷（duàn）麵（miàn）狀況都不相同，光亮帶（dài）（光亮帶主要是產生塑性剪切的材料在和（hé）模具側麵接觸中被模具側麵擠壓而形成的光亮垂（chuí）直的（de）斷麵，即圖中斷麵上部較（jiào）光（guāng）滑的部（bù）分）隨著板厚（hòu）的增（zēng）加有所減（jiǎn）少，由（yóu）６ｍｍ的５０％減小到１２ｍｍ的３０％左（zuǒ）右，斷（duàn）裂帶（斷裂帶是由刃口處的微裂紋在拉應力（lì）的作用下（xià）不斷擴展而形成的斷裂麵，斷麵粗糙，即圖中斷麵下部較粗糙的部分（fèn））的長度增加。

圖１２　不同板厚的斷麵質量（liàng）

ａ）６ｍｍ板厚；ｂ）８ｍｍ板厚；ｃ）１０ｍｍ板厚（hòu）；ｄ）１２ｍｍ板厚

Ｆｉｇ．１２　Ｓｈｅａｒｉｎｇ　ｓｅｃｔｉｏｎ　ｗｉｔｈ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ　ｓｈｅｅｔ　ｔｈｉｃｋｎｅｓｓｅｓ

３　實（shí）驗結（jié）果

實驗通過精衝模具衝製不同板厚（６，８，１０和１２ｍｍ）的鋼板（bǎn），驗證雙側齒（chǐ）圈（quān）壓邊的模擬結果的（de）準確性。將本次實（shí）驗獲得製件（圖１３）與模擬（nǐ）結果相比可以得出，實驗結果與模擬結果基本相一致，如（rú）圖１４所示（shì）。

圖１３　衝裁件試樣圖

Ｆｉｇ．１３　Ｓａｍｐｌｅｓ　ｆｉｇｕｒｅ　ｏｆ　ｂｌａｎｋｉｎｇ　ｐａｒｔｓ

圖１４　模擬結（jié）果與（yǔ）實驗結果對照

Ｆｉｇ．１４　Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ　ｂｅｔｗｅｅｎ　ｓｉｍｕｌａｔｅｄ　ａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｒｅｓｕｌｔｓ

由圖１３實驗所得製件和圖１４模擬結果與實驗結果對照可以看出，衝（chōng）裁力隨著（zhe）厚板厚度的增大（dà）而增大，經過雙側齒圈壓邊精密衝裁的衝裁力在比普通衝裁並（bìng）沒有大多少（＜２５％）的情況下（xià）斷麵質量較好，斷裂帶也能夠得到改善，圓角及毛刺都較小，製件結果較為（wéi）理想（xiǎng）。

４　結（jié）　論

１） 采用雙側齒圈壓邊成形的方（fāng）法可以一次得到斷麵（miàn）光潔的衝裁件，且斷麵質量較高（gāo）。

２） 在（zài）衝裁過程中，模具刃（rèn）口附（fù）近首先出現最（zuì）大應力，增加（jiā）剪切區域內的壓應力值，使得材料的塑性增加，有利於精衝變形的進行，隨著凸模壓入量的增加，變形區（qū）的（de）等效應力呈明顯減小的趨勢，等（děng）效（xiào）應變呈先增大後減小的趨勢。

３） 在雙側齒（chǐ）圈壓邊（biān）衝裁（cái）過程中，靜水壓力提高了金屬的流（liú）動塑性，衝裁中後期壓應力作（zuò）用減小，材料轉移速度增（zēng）大，在模具刃口附近金屬內部晶粒變形加大，纖（xiān）維變（biàn）形加劇，這時極易出現（xiàn）裂紋。

４） 采用雙側齒圈壓邊時，衝裁件斷麵質（zhì）量隨著板厚的增加有降低趨勢，衝裁力（lì）隨著板厚的增加而增大，但間隙在一定範圍內對衝（chōng）裁力影響不大。

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（上接第２３頁）

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