金属薄板滚压冲裁过程数值模拟及模具参数

D0L:10.13374.issn1001-053x.2013.10.010 第35卷第10期 北京科技大学学报 Vol.35 No.10 2013年10月 Journal of University of Science and Technology Beijing 0ct.2013 金属薄板滚压冲裁过程数值模拟及模具参数 减勇凶，穆磊，吴迪平，秦勤，郜志英 北京科技大学机械工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:yzang@ustb.cdu.cm 摘要研究了在没有压下辊的情况下滚压冲裁过程的运动学特性，据此提出了通孔滚压冲裁模具的设计方案.在此基 础上，利用ABAQUS有限元软件进行了基于Shear Failure韧性断裂准则和任意拉格朗日-欧拉自适应网格技术的45 号钢薄板滚压冲裁过程有限元仿真，分析了主要参数对断面质量的影响.仿真结果表明：方形孔滚压冲裁时，前后刃口 依次经历板带弯曲、凸模压入、裂纹产生和发展、断裂和凸模拔出五个阶段：滚压冲裁断面的主要质量缺陷包括断面垂 直度、毛刺、塌角、压痕等：影响滚压冲裁断面质量的主要因素包括侧隙、凸模高度、辊子半径等.减小标称侧隙和凸模 高度、增大辊子半径均会使断面质量提高，其中又以对断面垂直度和毛刺高度的影响更为明显.对于45号钢一类的碳 钢，后刃口标称侧隙以板厚的5%10%为宜，前刃口标称侧隙可以更小：辊子半径应以大于板厚的100~150倍为宜：在 保证板材完全断裂的前提下，应使凸模高度尽量减小 关键词钢板；金属冲裁：模具：数值模拟：运动学 分类号TG385.2 Numerical simulation of metal sheet rotary blanking and die parameters ZANG Yong,MU Lei,WU Di-ping,QIN Qin,GAO Zhi-ying School of Mechanical Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:yzang@ustb.edu.cn ABSTRACT The kinematic characteristics of rotary blanking without press rollers was researched,and then a design scheme of dies was put forward for sheet metal rotary blanking.Finite element simulation of 45#steel sheet rotary blanking processes was performed by ABAQUS software based on shear failure criterion and arbitrary Lagrangian Eule- rian adaptive meshing method,and the influence of technical parameters on machining quality was analyzed according to this simulation result.It is found that the front and rear cutting edges of square holes undergo five stages during rotary blanking:metal sheet bending,punch indentation,crack initiation and propagation,material fracture and separation, and punch pullout.Quality defects in rotary blanking processes appear as perpendicularity,burr,corner collapse,in- dentation,etc.The main factors which influence cutting quality perspicuously include nominal clearance,punch height, roller radius,and so on.Decreasing the nominal clearance,lessening the punch height and enlarging the roller can improve cutting quality,especially are good to cutting perpendicularity and burr height.For carbon steel such as 45# steel,the nominal clearance of the rear cutting edge should be 5%to 10%of metal sheet thickness and this value of the front cutting edge can be smaller.The roller radius should be 100 to 150 times greater than metal sheet thickness.On the condition that the metal sheet could be fully separated,the punch height should be as small as possible. KEY WORDS steel sheet;sheet metal blanking:dies:numerical simulation:kinematics 冲裁是利用模具使板料分离的冲压工序，目前被广泛应用于汽车工业和电信工业山，主要用于生 收稿日期：2012-08-26

第 35 卷 第 10 期 北 京 科 技 大 学 学 报 Vol. 35 No. 10 2013 年 10 月 Journal of University of Science and Technology Beijing Oct. 2013 金属薄板滚压冲裁过程数值模拟及模具参数 臧 勇 ，穆 磊，吴迪平，秦 勤，郜志英 北京科技大学机械工程学院，北京 100083 通信作者，E-mail: yzang@ustb.edu.cn 摘 要 研究了在没有压下辊的情况下滚压冲裁过程的运动学特性，据此提出了通孔滚压冲裁模具的设计方案. 在此基 础上，利用 ABAQUS 有限元软件进行了基于 Shear Failure 韧性断裂准则和任意拉格朗日 - 欧拉自适应网格技术的 45 号钢薄板滚压冲裁过程有限元仿真，分析了主要参数对断面质量的影响. 仿真结果表明：方形孔滚压冲裁时，前后刃口 依次经历板带弯曲、凸模压入、裂纹产生和发展、断裂和凸模拔出五个阶段；滚压冲裁断面的主要质量缺陷包括断面垂 直度、毛刺、塌角、压痕等；影响滚压冲裁断面质量的主要因素包括侧隙、凸模高度、辊子半径等. 减小标称侧隙和凸模 高度、增大辊子半径均会使断面质量提高，其中又以对断面垂直度和毛刺高度的影响更为明显. 对于 45 号钢一类的碳 钢，后刃口标称侧隙以板厚的 5%∼10%为宜，前刃口标称侧隙可以更小；辊子半径应以大于板厚的 100∼150 倍为宜；在 保证板材完全断裂的前提下，应使凸模高度尽量减小. 关键词 钢板；金属冲裁；模具；数值模拟；运动学 分类号 TG385.2 Numerical simulation of metal sheet rotary blanking and die parameters ZANG Yong , MU Lei, WU Di-ping, QIN Qin, GAO Zhi-ying School of Mechanical Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China Corresponding author, E-mail: yzang@ustb.edu.cn ABSTRACT The kinematic characteristics of rotary blanking without press rollers was researched, and then a design scheme of dies was put forward for sheet metal rotary blanking. Finite element simulation of 45# steel sheet rotary blanking processes was performed by ABAQUS software based on shear failure criterion and arbitrary Lagrangian Eule￾rian adaptive meshing method, and the influence of technical parameters on machining quality was analyzed according to this simulation result. It is found that the front and rear cutting edges of square holes undergo five stages during rotary blanking: metal sheet bending, punch indentation, crack initiation and propagation, material fracture and separation, and punch pullout. Quality defects in rotary blanking processes appear as perpendicularity, burr, corner collapse, in￾dentation, etc. The main factors which influence cutting quality perspicuously include nominal clearance, punch height, roller radius, and so on. Decreasing the nominal clearance, lessening the punch height and enlarging the roller can improve cutting quality, especially are good to cutting perpendicularity and burr height. For carbon steel such as 45# steel, the nominal clearance of the rear cutting edge should be 5% to 10% of metal sheet thickness and this value of the front cutting edge can be smaller. The roller radius should be 100 to 150 times greater than metal sheet thickness. On the condition that the metal sheet could be fully separated, the punch height should be as small as possible. KEY WORDS steel sheet; sheet metal blanking; dies; numerical simulation; kinematics 冲裁是利用模具使板料分离的冲压工序，目前 被广泛应用于汽车工业和电信工业 [1]，主要用于生 收稿日期：2012-08-26 DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2013.10.010

第10期 臧勇等：金属薄板滚压冲裁过程数值模拟及模具参数 .1361· 产诸如汽车部件，机器零件以及电气设备结构件的 9=0:x、y为对象点水平和垂直方向的坐标，以0=0 加工制造过程，同时还能满足大批量和高质量的生 时滚圆和板带表面的接触处为坐标原点，滚动方向 产要求回.随着时代的发展，传统冲裁越来越不能 和向上为正向. 满足制造业对低成本、低能耗、低噪音和高效率的 1.2轨迹的特性 要求2-.滚压冲裁工艺较传统冲裁优势明显，具 凸模高度用h表示，则b=r+h,凸模刃尖的 有生产率高、冲裁力小、噪音低，设备灵活、紧凑 轨迹曲线如图1所示.在轨迹最低处存在一个水滴 等优点3-司. 形的闭合区域.轨迹与板带上表面相交于两点，即 目前滚压冲裁工艺的理论和实验研究以德国 凸模同一刃尖在板带表面的垂直压入点和垂直拔出 幕尼黑工业大学的工作最为全面和先进5-)，大部 点，两点之间的距离就是水滴形的宽度.只有当凹 分工作集中于运动学特性、材料变形过程和滚压冲 模刃尖位于滚圆表面上时，水滴形的宽度为零.所 裁力等几个方面，并且都是在前后存在压下辊的条 以一般情况下，在凸模压入金属板带的过程中，前 件下完成的.德国的Baust Automation公司已将该 后刃口的侧隙是变化的.因此，模具侧面将受到来 技术用于了工业生产剧.在国内，北方工业大学最 自材料的反力，这将增加模具的磨损，降低剪切断 先进行了滚压冲裁工艺的研究，大部分工作集中于 面的质量剧 滚压冲裁设备的结构设计，并实现了滚压冲裁设备 与辊弯成型生产线的结合.目前有关滚压冲裁模具 滚动方向 参数对加工质量的影响机理研究还相对较少，需要 完善这方面的工作.在研究传统冲裁工艺时，很多 学者使用了有限元仿真法1-2,7-，这不仅能够节 约成本，还可以很好地描述加工过程中的材料行 为，给研究工作带来了巨大的帮助.鉴于此，本文 亦使用有限元仿真法对滚压冲裁工艺进行研究.研 究主要针对无压下辊的滚压冲裁工艺展开 板带上表面 本文首先以量纲为一化方式研究了无压下辊 时滚压冲裁的运动学特性，在此基础上提出了模 图1凸模刃尖轨迹 具设计方案，并对滚压冲裁过程进行了模拟仿真. Fig.1 Edge track of the punch 为了保证仿真的准确性，有限元模型采用了基于 利用式(1)，可以得到用辊半径r和凸模高度 Shear Failure韧性断裂准则的单元删除技术和自适 h表示的水滴形半宽L的关系式，即 应网格技术，并且采用了国内外学者使用的仿真参 数数据.最后分析了模具设计参数对加工质量的影 L=v2rh+h-rcos-1r r+h (2) 响，得到了具有规律性的结论 根据式（②）绘制出曲线图可以更加形象的表达 1 运动学及模具设计参数 水滴形半宽L随辊半径r和凸模高度h的变化规 律，图2所示为相应的量纲为一的关系.从图中可 1.1轨迹 半径一定的滚圆在一定直线上做无滑动滚动， 以看出：水滴形宽度随辊子半径的增大而减小：当 滚圆上一定点所描绘的曲线为摆线，而滚圆半径 辊半径较小时，水滴形半宽变化较快，而当辊径和 或其延长线上的定点所描绘的曲线，称为长短幅摆 凸模高度比大于100之后，水滴形半宽变化很小. 线山.滚压冲裁过程中，将板带视为静止，模具辊 另外，凸模高度愈大，水滴形愈宽 1.3模具设计 在板带上做纯滚动，那么凸模上一点相对于板带的 轨迹就是长短幅摆线.令r表示滚圆半径，b表示滚 滚压冲裁模具主要参数包括凸模高度h、辊子 圆上一定点到圆心的距离，根据几何关系确定这一 半径r及凸模前后标称侧隙C1和C2,如图3.其 定点的轨迹方程，即 设计步骤如下 (1)确定凸模高度h.凸模高度愈大，加工的切 x =re-bsin0. (1) 断性愈好，但水滴形宽度将增大，这会影响加工质 y=r-bcos0. 量.应根据材料特性选择合适的凸模高度h以保证 式中：为滚圆滚动角度，对象点处于垂直位置时 完全切断并兼顾加工质量

第 10 期 臧 勇等：金属薄板滚压冲裁过程数值模拟及模具参数 1361 ·· 产诸如汽车部件，机器零件以及电气设备结构件的 加工制造过程，同时还能满足大批量和高质量的生 产要求 [2] . 随着时代的发展，传统冲裁越来越不能 满足制造业对低成本、低能耗、低噪音和高效率的 要求 [2−3] . 滚压冲裁工艺较传统冲裁优势明显，具 有生产率高、冲裁力小、噪音低，设备灵活、紧凑 等优点 [3−5] . 目前滚压冲裁工艺的理论和实验研究以德国 慕尼黑工业大学的工作最为全面和先进 [5−6]，大部 分工作集中于运动学特性、材料变形过程和滚压冲 裁力等几个方面，并且都是在前后存在压下辊的条 件下完成的. 德国的 Baust Automation 公司已将该 技术用于了工业生产 [3] . 在国内，北方工业大学最 先进行了滚压冲裁工艺的研究，大部分工作集中于 滚压冲裁设备的结构设计，并实现了滚压冲裁设备 与辊弯成型生产线的结合. 目前有关滚压冲裁模具 参数对加工质量的影响机理研究还相对较少，需要 完善这方面的工作. 在研究传统冲裁工艺时，很多 学者使用了有限元仿真法 [1−2,7−9]，这不仅能够节 约成本 [10]，还可以很好地描述加工过程中的材料行 为 [1]，给研究工作带来了巨大的帮助. 鉴于此，本文 亦使用有限元仿真法对滚压冲裁工艺进行研究. 研 究主要针对无压下辊的滚压冲裁工艺展开. 本文首先以量纲为一化方式研究了无压下辊 时滚压冲裁的运动学特性，在此基础上提出了模 具设计方案，并对滚压冲裁过程进行了模拟仿真. 为了保证仿真的准确性，有限元模型采用了基于 Shear Failure 韧性断裂准则的单元删除技术和自适 应网格技术，并且采用了国内外学者使用的仿真参 数数据. 最后分析了模具设计参数对加工质量的影 响，得到了具有规律性的结论. 1 运动学及模具设计参数 1.1 轨迹 半径一定的滚圆在一定直线上做无滑动滚动， 滚圆上一定点所描绘的曲线为摆线，而滚圆半径 或其延长线上的定点所描绘的曲线，称为长短幅摆 线 [11] . 滚压冲裁过程中，将板带视为静止，模具辊 在板带上做纯滚动，那么凸模上一点相对于板带的 轨迹就是长短幅摆线. 令 r 表示滚圆半径，b 表示滚 圆上一定点到圆心的距离，根据几何关系确定这一 定点的轨迹方程，即 ( x = rθ − b sin θ, y = r − b cos θ. (1) 式中：θ 为滚圆滚动角度，对象点处于垂直位置时 θ=0；x、y 为对象点水平和垂直方向的坐标，以 θ=0 时滚圆和板带表面的接触处为坐标原点，滚动方向 和向上为正向. 1.2 轨迹的特性 凸模高度用 h 表示，则 b = r + h，凸模刃尖的 轨迹曲线如图 1 所示. 在轨迹最低处存在一个水滴 形的闭合区域. 轨迹与板带上表面相交于两点，即 凸模同一刃尖在板带表面的垂直压入点和垂直拔出 点，两点之间的距离就是水滴形的宽度. 只有当凹 模刃尖位于滚圆表面上时，水滴形的宽度为零. 所 以一般情况下，在凸模压入金属板带的过程中，前 后刃口的侧隙是变化的. 因此，模具侧面将受到来 自材料的反力，这将增加模具的磨损，降低剪切断 面的质量 [3] . 图 1 凸模刃尖轨迹 Fig.1 Edge track of the punch 利用式 (1)，可以得到用辊半径 r 和凸模高度 h 表示的水滴形半宽 L 的关系式，即 L = √ 2rh + h 2 − r cos−1 r r + h . (2) 根据式 (2) 绘制出曲线图可以更加形象的表达 水滴形半宽 L 随辊半径 r 和凸模高度 h 的变化规 律，图 2 所示为相应的量纲为一的关系. 从图中可 以看出: 水滴形宽度随辊子半径的增大而减小；当 辊半径较小时，水滴形半宽变化较快，而当辊径和 凸模高度比大于 100 之后，水滴形半宽变化很小. 另外，凸模高度愈大，水滴形愈宽. 1.3 模具设计 滚压冲裁模具主要参数包括凸模高度 h、辊子 半径 r 及凸模前后标称侧隙 C1 和 C2，如图 3. 其 设计步骤如下. (1) 确定凸模高度 h. 凸模高度愈大，加工的切 断性愈好，但水滴形宽度将增大，这会影响加工质 量. 应根据材料特性选择合适的凸模高度 h 以保证 完全切断并兼顾加工质量

·1362 北京科技大学学报 第35卷 88 一凸模高度为0.8 滚压冲裁的顺利进行，应使凹模孔型弧长稍大于凸 0.70 0.65 一凸模高度为0.9 模端面的弧长.设凸模端面的弧长B等于孔长，则 0.60 …凸模高度为1.0 0.55 凹模孔型的弧长B1=B+C+C2. 0.50 0,45 这里的C和C2是以凸模刃尖与凸模辊圆心 0.30 连线呈竖直状态时的标称侧隙，如图3(a)所示.实 .25 际上在滚压冲裁过程中刃口侧隙是变化的，某一时 0.0 0.05 刻的侧隙称为瞬时侧隙.滚压冲裁过程中，前刃口 0255075100125150175200225250275 瞬时侧隙由最大侧隙C1+工减小到最小侧隙C-L, 辊半径 后刃口瞬时侧隙由最小侧隙C2-L增大到最大侧隙 图2不同凸模高度下辊半径对水滴形闭合区半宽的影响 为C2+L.在图3(a)中，凹模辊以展平状态示出， Fig.2 Effect of roller radius on drop-shaped area half-width 以便于说明标称侧隙和瞬时侧隙的变化情况，而图 under different punch heights (b)所示为实际状态. (2)确定辊子半径r.为控制加工质量，应适当 般情况下，应根据工件厚度、凸模高度、材 增大辊子半径，一般取r≥100h:凸模辊和凹模辊 料特性等确定标称侧隙，以避免出现凸凹模干涉并 的半径相同. 保证加工质量.当凸模高度小于工件厚度时没有凸 (3)确定冲模前后标称侧隙C1和C2.为保证 凹模干涉的问题 (a) 6 辊半径 后刃口 :前刃口 凸模高度 标称侧隙 标称侧隙 弧长 弧长 标称侧隙 ∠标称侧隙 图3滚压冲裁过程的模具设计.(a)标称侧隙；(b)真实凹模 Fig.3 Die design of rotary blanking:(a)nominal clearance;(b)cavity die 2滚压冲裁过程二维数值模拟 式中，σ表示真实应力，A表示强化系数，e表示真 2.1几何模型 实应变，n表示形变硬化指数.材料符合von Mises 屈服准则，强化方式采用等向强化，材料参数如表 方形孔的几何参数如图4所示，长度为5mm, 宽度为10mm,板带厚度为1mm.视方形孔的宽 1所示2 度无限大，将问题简化为平面应变问题，利用二维 5 mm 有限元模型进行仿真可以方便地研究前后刃口的应 力应变分布，这有助于研究参数对滚压冲裁过程和 质量的影响.有限元几何模型如图5所示 6=1mm 2.2材料模型 模具设定为刚体，板带采用45号钢，其应力应 变关系采用幂指强化模型，即 图4孔型尺寸 0=AET. (3) Fig.4 Dimension of the hole

· 1362 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 图 2 不同凸模高度下辊半径对水滴形闭合区半宽的影响 Fig.2 Effect of roller radius on drop-shaped area half-width under different punch heights (2) 确定辊子半径 r. 为控制加工质量，应适当 增大辊子半径，一般取 r >100h；凸模辊和凹模辊 的半径相同. (3) 确定冲模前后标称侧隙 C1 和 C2. 为保证 滚压冲裁的顺利进行，应使凹模孔型弧长稍大于凸 模端面的弧长. 设凸模端面的弧长 B 等于孔长，则 凹模孔型的弧长 B1 = B + C1 + C2. 这里的 C1 和 C2 是以凸模刃尖与凸模辊圆心 连线呈竖直状态时的标称侧隙，如图 3(a) 所示. 实 际上在滚压冲裁过程中刃口侧隙是变化的，某一时 刻的侧隙称为瞬时侧隙. 滚压冲裁过程中，前刃口 瞬时侧隙由最大侧隙 C1+L 减小到最小侧隙 C1–L， 后刃口瞬时侧隙由最小侧隙 C2–L 增大到最大侧隙 为 C2 + L. 在图 3(a) 中，凹模辊以展平状态示出， 以便于说明标称侧隙和瞬时侧隙的变化情况，而图 3(b) 所示为实际状态. 一般情况下，应根据工件厚度、凸模高度、材 料特性等确定标称侧隙，以避免出现凸凹模干涉并 保证加工质量. 当凸模高度小于工件厚度时没有凸 凹模干涉的问题. 图 3 滚压冲裁过程的模具设计. (a) 标称侧隙; (b) 真实凹模 Fig.3 Die design of rotary blanking: (a) nominal clearance; (b) cavity die 2 滚压冲裁过程二维数值模拟 2.1 几何模型 方形孔的几何参数如图 4 所示，长度为 5 mm， 宽度为 10 mm，板带厚度为 1 mm. 视方形孔的宽 度无限大，将问题简化为平面应变问题，利用二维 有限元模型进行仿真可以方便地研究前后刃口的应 力应变分布，这有助于研究参数对滚压冲裁过程和 质量的影响. 有限元几何模型如图 5 所示. 2.2 材料模型 模具设定为刚体，板带采用 45 号钢，其应力应 变关系采用幂指强化模型，即 σ = Aεn. (3) 式中，σ 表示真实应力，A 表示强化系数，ε 表示真 实应变，n 表示形变硬化指数. 材料符合 von Mises 屈服准则，强化方式采用等向强化，材料参数如表 1 所示 [12] . 图 4 孔型尺寸 Fig.4 Dimension of the hole

第10期 臧勇等：金属薄板滚压冲裁过程数值模拟及模具参数 ,1363· 表145号钢性能 Table 1 Properties of 45#steel 弹性模量/GPa泊松比 密度/kgm-3) 抗拉强度MPa 屈服强度/MPa 。 延伸率/% A/MPa 210 0.3 7800 585 505 12 1019.7 0.11 导向板 凸模辊 变形. 凸模辊 (3)裂纹产生和发展.塑性变形继续增加，满足 凹模辊 Shear Failure准则后，上下刃口附近出现裂纹并发 凸模 展. 凹模辊 板带 (4)断裂.上下裂纹重合，板带断裂 凹模 (⑤)凸模拔出.由于水滴形轨迹的特点，凸模在 上升的过程中其侧面还会对板带断面产生压力，将 图5有限元几何模型 断面略微带动翘起，发生干涉，此过程会对模具带 Fig.5 Geometric model of finite element analysis 来磨损. 2.3裂纹模拟 (a) (b) 材料的力学性能和材料在剪切区的韧性断裂 情况决定了金属板带的冲裁质量1！.冲裁过程中 材料的韧性断裂现象包括裂纹产生、裂纹成长和材 料彻底断裂.很多学者采用了基于韧性断裂准则的 d (e) 单元删除技术来准确地模拟裂纹产生和裂纹成长过 程12-1，由断裂准则确定单元的损伤参数，当损 伤参数超过了临界值时，将该单元删除并生成新的 内部边界.在众多韧性断裂准则中，Shear Failure准 图6滚压冲裁的变形过程仿真模拟图.(a)板带弯曲：(b)凸 则已被应用于剪切仿真中，并被证明其结果是与剪 模压入；(c)裂纹产生和发展；(d断裂；(@凸模拔出 切实验一致的，尤其在预测断面质量方面).本 Fig.6 Deformation of a workpiece during rotary blanking 文亦选择Shear Failure准则.Shear Failure准则是 by simulation:(a)sheet bending;(b)punch indentation;(c) 基于单元积分点处等效塑性应变来判断失效的，当 crack initiation and propagation;(d)material fracture and 等效塑性应变达到阀值时认为该处单元失效， separation;(e)punch pullout 并将该单元删除.不同材料的不同，本文取 为1.941四.此外，在对材料塑性加工过程进行有 前后刃口的约束条件示意图如图7所示，后刃 限元仿真时，局部大变形会导致单元网格畸变，使 口的变形过程在两个方面与前刃口不同. 仿真过程难以实现可，鉴于此，自适应网格技术 (1)凸模拔出.在后刃口处，凸模上升的过程中 得到了广泛的应用4,17-19.本文采用任意拉格朗 其侧面逐渐远离板带断面，故后刃口在凸模拔出时 日-欧拉自适应网格技术解决因大变形引起的网格 不存在干涉现象 扭曲问题. (2)压痕.前刃口处存在辊子的约束作用，使板 2.4滚压冲裁变形过程 带下表面与凹模辊端面完全接触，如图7(a)所示. 图6为滚压冲裁的变形过程仿真模拟图.从仿 后刃口处不存在辊子的约束作用，使板带下表面与 真结果可以看到在前刃口处，板带依次经过了板带 凹模辊端面局部接触，如图7(b)所示.约束条件的 弯曲、凸模压入、裂纹产生和发展、断裂和凸模拔 不同使得前刃口断面压痕不明显，而后刃口断面存 出五个阶段 在明显压痕 (1)板带弯曲.随着模具辊的旋转，凸模压下， 使板带向下弯曲，直到板带下表面与凹模接触，此 3模具参数对质量的影响 过程的弯曲变形属于弹性变形. 3.1质量评价 (2)凸模压入.凸模端面继续压下，凹模逐渐上 根据断口形貌，选择断面垂直度、毛刺高度、 升，对板带的压力增加，刃口附近发生显著的塑性 塌角、压痕深度等来评价断面质量，具体如图8所

第 10 期 臧 勇等：金属薄板滚压冲裁过程数值模拟及模具参数 1363 ·· 表 1 45 号钢性能 Table 1 Properties of 45# steel 弹性模量/GPa 泊松比 密度/(kg·m−3 ) 抗拉强度/MPa 屈服强度/MPa 延伸率/% A/MPa n 210 0.3 7800 585 505 12 1019.7 0.11 图 5 有限元几何模型 Fig.5 Geometric model of finite element analysis 2.3 裂纹模拟 材料的力学性能和材料在剪切区的韧性断裂 情况决定了金属板带的冲裁质量 [10] . 冲裁过程中 材料的韧性断裂现象包括裂纹产生、裂纹成长和材 料彻底断裂. 很多学者采用了基于韧性断裂准则的 单元删除技术来准确地模拟裂纹产生和裂纹成长过 程 [12−16]，由断裂准则确定单元的损伤参数，当损 伤参数超过了临界值时，将该单元删除并生成新的 内部边界. 在众多韧性断裂准则中，Shear Failure 准 则已被应用于剪切仿真中，并被证明其结果是与剪 切实验一致的，尤其在预测断面质量方面 [13] . 本 文亦选择 Shear Failure 准则. Shear Failure 准则是 基于单元积分点处等效塑性应变来判断失效的，当 等效塑性应变达到阀值 ε¯ pl f 时认为该处单元失效， 并将该单元删除. 不同材料的 ε¯ pl f 不同，本文取 ε¯ pl f 为 1.94[12] . 此外，在对材料塑性加工过程进行有 限元仿真时，局部大变形会导致单元网格畸变，使 仿真过程难以实现 [17]，鉴于此，自适应网格技术 得到了广泛的应用 [14,17−19] . 本文采用任意拉格朗 日 – 欧拉自适应网格技术解决因大变形引起的网格 扭曲问题. 2.4 滚压冲裁变形过程 图 6 为滚压冲裁的变形过程仿真模拟图. 从仿 真结果可以看到在前刃口处，板带依次经过了板带 弯曲、凸模压入、裂纹产生和发展、断裂和凸模拔 出五个阶段. (1) 板带弯曲. 随着模具辊的旋转，凸模压下， 使板带向下弯曲，直到板带下表面与凹模接触，此 过程的弯曲变形属于弹性变形. (2) 凸模压入. 凸模端面继续压下，凹模逐渐上 升，对板带的压力增加，刃口附近发生显著的塑性 变形. (3) 裂纹产生和发展. 塑性变形继续增加，满足 Shear Failure 准则后，上下刃口附近出现裂纹并发 展. (4) 断裂. 上下裂纹重合，板带断裂. (5) 凸模拔出. 由于水滴形轨迹的特点，凸模在 上升的过程中其侧面还会对板带断面产生压力，将 断面略微带动翘起，发生干涉，此过程会对模具带 来磨损. 图 6 滚压冲裁的变形过程仿真模拟图. (a) 板带弯曲; (b) 凸 模压入; (c) 裂纹产生和发展; (d) 断裂; (e) 凸模拔出 Fig.6 Deformation of a workpiece during rotary blanking by simulation: (a) sheet bending; (b) punch indentation; (c) crack initiation and propagation; (d) material fracture and separation; (e) punch pullout 前后刃口的约束条件示意图如图 7 所示，后刃 口的变形过程在两个方面与前刃口不同. (1) 凸模拔出. 在后刃口处，凸模上升的过程中 其侧面逐渐远离板带断面，故后刃口在凸模拔出时 不存在干涉现象. (2) 压痕. 前刃口处存在辊子的约束作用，使板 带下表面与凹模辊端面完全接触，如图 7(a) 所示. 后刃口处不存在辊子的约束作用，使板带下表面与 凹模辊端面局部接触，如图 7(b) 所示. 约束条件的 不同使得前刃口断面压痕不明显，而后刃口断面存 在明显压痕. 3 模具参数对质量的影响 3.1 质量评价 根据断口形貌，选择断面垂直度、毛刺高度、 塌角、压痕深度等来评价断面质量，具体如图 8 所

·1364· 北京科技大学学报 第35卷 (a) (b) 口在断裂前的瞬时侧隙较为合适，使上下裂纹会合， 毛刺较小：而标称侧隙较大时，前后刃口在断裂前 的瞬时侧隙偏大，使得上方裂纹从刃口尖端萌生扩 展后不能与从下方刃口发展过来的裂纹重合，从而 使材料断裂后在断口上留下粗大的毛刺，如图11 所示.这种情况类似于文献[20中有关冲裁间隙对 图7前刃口(a)和后刃口(b)的约束条件 裂纹成长影响的描述.另一方面，同样由于瞬时侧 Fig.7 Constraint conditions of the front (a)and rear (b) cutting edges 隙的变化，标称侧隙相同时前刃口处毛刺高度较后 刃口处大.因此，按上面原则确定的前后刃口处标 用 称侧隙同样可以获得较好的毛刺控制效果. (a) (b) (c) 毛刺高度 压痕深度 ■■斯面垂直度 图8断面质量评价指标 Fig.8 Quality evaluation indexes of sheared edges 示.影响断面质量的主要因素包括侧隙、辊子半径、 凸模高度等 3.2标称侧隙对断面质量的影响 以辊子半径为80mm、凸模高度为0.8mm的 图9标称侧隙C1对前刃口断面形貌的影响.(a)C1=0mm: 工况为例.在前刃口处，随着标称侧隙C1增加，断 (b)C1=0.1mm:(c)C1=0.2mm 面形貌的变化如图9所示.从图中可以看出标称侧 Fig.9 Effects of the nominal clearance Ci on the front 隙对切口的断面垂直度、断面的平面度、毛刺高度 sheared edge appearance:(a)C1=0 mm;(b)C1=0.1 mm; 和端部的平直度均有较大影响.单从前刃口情况看， (c)C1=0.2mm 标称侧隙增大，断面的大多数质量指标是下降的. 标称侧隙值对前后刃口加工质量的具体影响 此外，前后断面的塌角随标称侧隙的增加直线 如图10所示.图10(a)为标称侧隙对断面垂直率 上升，变化范围分别为0.1mm和0.043mm,因此 的影响.从图10(a)可以看出，随着标称侧隙的增 按断面垂直度和毛刺高度确定的标称侧隙也可以获 加，前断面的垂直度越来越大，后断面则先减小后 得较好的塌角控制效果.另外，后刃口压痕深度很 增大.这一现象的出现是由瞬时侧隙变化情况造成 小，一般不超过0.005mm,标称侧隙对其几乎没有 的：前刃口处板带断裂前的瞬时侧隙一直大于标称 影响. 侧隙C1,当取C大于零时，断裂前的瞬时侧隙 3.3辊子半径对加工质量的影响 始终为正，这时断面垂直度随标称侧隙的增大而增 取凸模高度为0.8mm,前后刃口标称侧隙均 大.后刃口处板带断裂前的瞬时侧隙一直为小于标 为0.1mm,辊半径由80mm增加到320mm.仿 称侧隙C2,C2较大时的情况与C1较大时一样不 真结果显示：毛刺高度和断面垂直度随着辊半径增 利于断面的平直，而当C2较小时断裂前的瞬时侧 加而减小，但变化范围很小，且毛刺高度变化率随 隙可能小于零，即存在负侧隙，这同样不利于断面 着辊半径增加而减小：前断面毛刺高度变化仅有 的平直.只有当C2适中时，后断面才比较平直.仿 0.008mm,后断面毛刺高度变化仅有0.018mm: 真结果表明，C愈小愈好，C2的选取与水滴形半 前断面垂直度变化仅有0.012mm,后断面垂直度 宽L有密切关系，当辊半径大于100mm,且凸模 变化仅有0.045mm:辊半径在上述范围内变化时 高度可取范围有限时，二者共同作用使L的变化范 对前后断面的塌角的影响很小，仅为0.02mm~ 围很小，因此影响后刃口断面垂直度的关键因素主 0.006mm:而压痕深度随辊子半径的改变几乎没有 要是C2,此时C2以板厚的5%~10%为宜. 变化.所以，当标称侧隙适当、辊子半径相对板厚 图10(b)为断面毛刺高度随标称侧隙变化规律. 较大时，虽然辊半径增大可以使加工质量有所提高， 由图可以发现：一方面，毛刺高度随标称侧隙的增 但影响有限，故辊子半径不用再特别设计，但应以 大均是增大的，这是因为标称侧隙较小时，前后刃 大于板厚的100~150倍为宜

· 1364 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 图 7 前刃口 (a) 和后刃口 (b) 的约束条件 Fig.7 Constraint conditions of the front (a) and rear (b) cutting edges 图 8 断面质量评价指标 Fig.8 Quality evaluation indexes of sheared edges 示. 影响断面质量的主要因素包括侧隙、辊子半径、 凸模高度等. 3.2 标称侧隙对断面质量的影响 以辊子半径为 80 mm、凸模高度为 0.8 mm 的 工况为例. 在前刃口处，随着标称侧隙 C1 增加，断 面形貌的变化如图 9 所示. 从图中可以看出标称侧 隙对切口的断面垂直度、断面的平面度、毛刺高度 和端部的平直度均有较大影响. 单从前刃口情况看， 标称侧隙增大，断面的大多数质量指标是下降的. 标称侧隙值对前后刃口加工质量的具体影响 如图 10 所示. 图 10(a) 为标称侧隙对断面垂直率 的影响. 从图 10(a) 可以看出，随着标称侧隙的增 加，前断面的垂直度越来越大，后断面则先减小后 增大. 这一现象的出现是由瞬时侧隙变化情况造成 的：前刃口处板带断裂前的瞬时侧隙一直大于标称 侧隙 C1，当取 C1 大于零时，断裂前的瞬时侧隙 始终为正，这时断面垂直度随标称侧隙的增大而增 大. 后刃口处板带断裂前的瞬时侧隙一直为小于标 称侧隙 C2，C2 较大时的情况与 C1 较大时一样不 利于断面的平直，而当 C2 较小时断裂前的瞬时侧 隙可能小于零，即存在负侧隙，这同样不利于断面 的平直. 只有当 C2 适中时，后断面才比较平直. 仿 真结果表明，C1 愈小愈好，C2 的选取与水滴形半 宽 L 有密切关系，当辊半径大于 100 mm，且凸模 高度可取范围有限时，二者共同作用使 L 的变化范 围很小，因此影响后刃口断面垂直度的关键因素主 要是 C2，此时 C2 以板厚的 5%∼10%为宜. 图 10(b) 为断面毛刺高度随标称侧隙变化规律. 由图可以发现：一方面，毛刺高度随标称侧隙的增 大均是增大的，这是因为标称侧隙较小时，前后刃 口在断裂前的瞬时侧隙较为合适，使上下裂纹会合， 毛刺较小；而标称侧隙较大时，前后刃口在断裂前 的瞬时侧隙偏大，使得上方裂纹从刃口尖端萌生扩 展后不能与从下方刃口发展过来的裂纹重合，从而 使材料断裂后在断口上留下粗大的毛刺，如图 11 所示. 这种情况类似于文献 [20] 中有关冲裁间隙对 裂纹成长影响的描述. 另一方面，同样由于瞬时侧 隙的变化，标称侧隙相同时前刃口处毛刺高度较后 刃口处大. 因此，按上面原则确定的前后刃口处标 称侧隙同样可以获得较好的毛刺控制效果. 图 9 标称侧隙 C1 对前刃口断面形貌的影响. (a) C1=0 mm; (b) C1=0.1 mm;(c) C1=0.2 mm Fig.9 Effects of the nominal clearance C1 on the front sheared edge appearance: (a) C1=0 mm; (b) C1=0.1 mm; (c) C1=0.2 mm 此外，前后断面的塌角随标称侧隙的增加直线 上升，变化范围分别为 0.1 mm 和 0.043 mm，因此 按断面垂直度和毛刺高度确定的标称侧隙也可以获 得较好的塌角控制效果. 另外，后刃口压痕深度很 小，一般不超过 0.005 mm，标称侧隙对其几乎没有 影响. 3.3 辊子半径对加工质量的影响 取凸模高度为 0.8 mm，前后刃口标称侧隙均 为 0.1 mm，辊半径由 80 mm 增加到 320 mm. 仿 真结果显示：毛刺高度和断面垂直度随着辊半径增 加而减小，但变化范围很小，且毛刺高度变化率随 着辊半径增加而减小；前断面毛刺高度变化仅有 0.008 mm，后断面毛刺高度变化仅有 0.018 mm； 前断面垂直度变化仅有 0.012 mm，后断面垂直度 变化仅有 0.045 mm；辊半径在上述范围内变化时 对前后断面的塌角的影响很小， 仅为 0.02 mm∼ 0.006 mm；而压痕深度随辊子半径的改变几乎没有 变化. 所以，当标称侧隙适当、辊子半径相对板厚 较大时，虽然辊半径增大可以使加工质量有所提高， 但影响有限，故辊子半径不用再特别设计，但应以 大于板厚的 100∼150 倍为宜

第10期 臧勇等：金属薄板滚压冲裁过程数值模拟及模具参数 .1365· 0.2251(a 0.0651(b) 0.200 0.060 一前刃口 0.055 -前刃口 0.175 一一后刃口 0.050 入 一一后刃口 0.150 目0.045 0.040 .0.125 定0.035 0.100 袋 0.030 0.075 0.025 0.050 0.020 0.015 0.025 - 0.010 0.0051 0.050.100.15 0.20 0 0.050.10 0.150.20 标称侧隙/mm 标称侧隙/mm 图10标称侧隙对断面垂直度(a)及断面毛刺高度(b)的影响 Fig.10 Effect of nominal clearance on the perpendicularity (a)and burr height (b)of cutting edges +1.937e+00 +1.776e+00 这将产生较小的瞬时侧隙，使断面金属被挤出而增 +1.614e+00 +8 大毛刺.但是，总体来讲，在其他参数适当时，毛 +1.130e+00 刺高度很小.图13(b)为凸模高度对最大上翘量的 9.686e01 +8.071e-01 影响.由图可以看出滚压冲裁过程中在凸模拔出时 6.45 .843e-01 会出现凸模和板带的干涉现象，前刃口处板带会被 +.614e-0 翘起，翘起量与凸模的高度关系类似于抛物线的关 +0.000e+00 系.此外，凸模高度对断面垂直度、塌角和压痕深度 的影响类似于辊半径.因此，综合考虑，在保证板 材完全断裂的前提下，应使凸模高度尽量减小 (a) (b) (c) 图11刃口中粗大的毛刺 Fig.11 Large burr in cutting edges 3.4凸模高度对加工质量的影响 以辊子半径为120mm,前后刃口标称侧隙均 为0.1mm的工况为例.凸模高度h对后刃口断面 形貌的影响如图12所示.由图可以看出，凸模高 图12凸模高度h对后刃口断面形貌的影响.(a)h=0.5mm: 度变化对断面的整体形貌（断面垂直度和头部弯曲 (b)h=0.6mm;(c)h=0.7mm 等)影响不大，但随凸模高度的增大，断面下方的 Fig.12 Effects of punch height on the rear sheared edge ap- 毛刺有所增大.凸模高度对加工质量的具体影响如 pearance:(a)h=0.5 mm;(b)h=0.6 mm;(c)h=0.7 mm 图13所示.图13(a)为凸模高度对前刃口断面毛刺 高度影响.由图可以看出：一方面再次证实标称侧 4结论 隙相同时，由于瞬时侧隙的变化前刃口处毛刺高度 (1)确定了水滴形闭合区半宽L与辊半径π和 较后刃口处大：另一方面，同样由于瞬时侧隙的变 凸模高度h的关系. 化，在冲裁过程中前刃口处的瞬时侧隙一直较大， (2)设计滚压冲裁模具时，应先确定凸模高度 凸模高度对前刃口断面毛刺高度影响反而不大，而 h和辊子半径r,以控制水滴形半宽L,最后选择合 在后刃口处，凸模高度的增加增大了水滴形半宽， 适的标称侧隙C1和C2

第 10 期 臧 勇等：金属薄板滚压冲裁过程数值模拟及模具参数 1365 ·· 图 10 标称侧隙对断面垂直度 (a) 及断面毛刺高度 (b) 的影响 Fig.10 Effect of nominal clearance on the perpendicularity (a) and burr height (b) of cutting edges 图 11 刃口中粗大的毛刺 Fig.11 Large burr in cutting edges 3.4 凸模高度对加工质量的影响 以辊子半径为 120 mm，前后刃口标称侧隙均 为 0.1 mm 的工况为例. 凸模高度 h 对后刃口断面 形貌的影响如图 12 所示. 由图可以看出，凸模高 度变化对断面的整体形貌 (断面垂直度和头部弯曲 等) 影响不大，但随凸模高度的增大，断面下方的 毛刺有所增大. 凸模高度对加工质量的具体影响如 图 13 所示. 图 13(a) 为凸模高度对前刃口断面毛刺 高度影响. 由图可以看出：一方面再次证实标称侧 隙相同时，由于瞬时侧隙的变化前刃口处毛刺高度 较后刃口处大；另一方面，同样由于瞬时侧隙的变 化，在冲裁过程中前刃口处的瞬时侧隙一直较大， 凸模高度对前刃口断面毛刺高度影响反而不大，而 在后刃口处，凸模高度的增加增大了水滴形半宽， 这将产生较小的瞬时侧隙，使断面金属被挤出而增 大毛刺. 但是，总体来讲，在其他参数适当时，毛 刺高度很小. 图 13(b) 为凸模高度对最大上翘量的 影响. 由图可以看出滚压冲裁过程中在凸模拔出时 会出现凸模和板带的干涉现象，前刃口处板带会被 翘起，翘起量与凸模的高度关系类似于抛物线的关 系. 此外，凸模高度对断面垂直度、塌角和压痕深度 的影响类似于辊半径. 因此，综合考虑，在保证板 材完全断裂的前提下，应使凸模高度尽量减小. 图 12 凸模高度 h 对后刃口断面形貌的影响. (a) h=0.5 mm; (b) h=0.6 mm; (c) h=0.7 mm Fig.12 Effects of punch height on the rear sheared edge ap￾pearance: (a) h=0.5 mm; (b) h=0.6 mm; (c) h=0.7 mm 4 结论 (1) 确定了水滴形闭合区半宽 L 与辊半径 r 和 凸模高度 h 的关系. (2) 设计滚压冲裁模具时，应先确定凸模高度 h 和辊子半径 r，以控制水滴形半宽 L，最后选择合 适的标称侧隙 C1 和 C2

·1366 北京科技大学学报 第35卷 0.0351(a) 2.001(b) 1.90 0.030 1.80- 1.70- 0.025 1.60 目1.0 .0.020 1.40 0.015 型1.30- 一前刃口 1.20- 0.010 一一后刃口 1.00- 0.005 0.90- 0.80- 0 0.70- 0.60+ 0.450.500.550.600.650.700.750.80 0.450.500.550.600.650.700.750.80 凸模高度/mm 凸模高度/mm 图13凸模高度对断面毛刺高度(a)和最大上翘量(b)的影响 Fig.13 Effect of punch height on burr height (a)and maximum up-warp (b) (3)数值模拟分析表明：方形孔滚压冲裁时，前 terials.Prod Eng.2007,1(3):259 后刃口依次经历板带弯曲、凸模压入、裂纹产生、断 5 Schweitzer M.Prozessspezifische Merkmale des Rotation- 裂和凸模拔出五个阶段：在凸模拔出阶段，前刃口 sschneidens [Dissertation].Miinchen:Technische Univer- 处存在凸模和板带的干涉现象，后刃口处则没有： sitat Miinchen,2001 前后刃口处板带断裂前的约束条件不同，使后刃口 6 Schmidt T.Verbesserung der Schnittflaeche Durch An- passung der Stempelgeometrie an die Kinematik des Ro- 压痕更为明显 tationsschneidens Dissertation].Miinchen:Technische (④)滚压冲裁断面质量可以用断面垂直度、毛 Universitat Miinchen,2004 刺高度、塌角、压痕深度等来评价.影响滚压冲裁 [7]Chenot J L,Fourment L,Ducloux R,et al.Finite element 断面质量的主要因素包括侧隙、凸模高度和辊子半 modelling of forging and other metal forming processes 径等.减小标称侧隙和凸模高度、增大辊子半径均 Int J Mater Forming,2010,3(1):359 会使断面质量的各项指标提高，其中又以对断面垂 [8]Thipprakmas S,Jin M,Tomokazu K,et al.Prediction of 直度和毛刺高度的影响更为明显 fineblanked surface characteristics using the finite element method.J Mater Process Technol,2008,198(1-3):391 (⑤)45号钢的滚压冲裁数值模拟表明：后刃口 9Thipprakmas S.Finite-element analysis of V-ring inden- 标称侧隙以板厚的5%~10%为宜，前刃口标称侧隙 ter mechanism in fine-blanking process.Mater Des,2009. 可以更小：辊子半径应以大于板厚的100~150倍为 30(3):526 宜：在保证板材完全断裂的前提下，应使凸模高度 [10]Yu S,Xie X L,Zhang J,et al.Ductile fracture model- 尽量减小 ing of initiation and propagation in sheet-metal blanking processes.J Mater Process Technol,2007,187/188:169 [11]Litvin F L.Gear Geometry and Applied Theory.Guo 参考文献 K,Ye L Y,Translated.Shanghai:Shanghai Science and Technology Press,2008 [1]Husson C,Correia J P M,Daridon L,et al.Finite ele- (Litvin F L.齿轮几何学与应用理论.因楷，叶凌云，译.上 ments simulations of thin copper sheets blanking:Study 海：上海科学技术出版社，2008) of blanking parameters on sheared edge quality.J Mater [12]Ding M,Wu D P,Qin Q.Finite element modeling of shear- Process Technol,2008,199(1-3):74 slitting process.Adv Mater Res,2012,459:3 [2]Hein C,Hong S,Suh J,et al.Finite element analysis [13]Hubert C,Dubar L,Dubar M,et al.Finite element sim- of rotary blanking:Effects of punch geometries on cut- ulation of the edge-trimming/cold rolling sequence:anal- ting area and stress distribution.IntJ Automot Technol, ysis of edge cracking.J Mater Process Technol,2012, 2008,9(2):211 212(5):1049 3]Hoffmann H,Schweitzer M,Milberg J.Rotary blanking. [14]Zhang J,Cherouat A,Borouchaki H.FE simulation of CIRP Ann Manuf Technol,1999,48(1):213 metal orthogonal cutting processes based on 3D adaptive [4 Hoffmann H,Hein C,Hong S.Rotary blanking:tool ma- remeshing procedure.Adu Mater Res,2011,409:461

· 1366 · 北 京 科 技 大 学 学 报 第 35 卷 图 13 凸模高度对断面毛刺高度 (a) 和最大上翘量 (b) 的影响 Fig.13 Effect of punch height on burr height (a) and maximum up-warp (b) (3) 数值模拟分析表明：方形孔滚压冲裁时，前 后刃口依次经历板带弯曲、凸模压入、裂纹产生、断 裂和凸模拔出五个阶段；在凸模拔出阶段，前刃口 处存在凸模和板带的干涉现象，后刃口处则没有； 前后刃口处板带断裂前的约束条件不同，使后刃口 压痕更为明显. (4) 滚压冲裁断面质量可以用断面垂直度、毛 刺高度、塌角、压痕深度等来评价. 影响滚压冲裁 断面质量的主要因素包括侧隙、凸模高度和辊子半 径等. 减小标称侧隙和凸模高度、增大辊子半径均 会使断面质量的各项指标提高，其中又以对断面垂 直度和毛刺高度的影响更为明显. (5) 45 号钢的滚压冲裁数值模拟表明：后刃口 标称侧隙以板厚的 5%∼10%为宜，前刃口标称侧隙 可以更小；辊子半径应以大于板厚的 100∼150 倍为 宜；在保证板材完全断裂的前提下，应使凸模高度 尽量减小. 参 考 文 献 [1] Husson C, Correia J P M, Daridon L, et al. Finite ele￾ments simulations of thin copper sheets blanking: Study of blanking parameters on sheared edge quality. J Mater Process Technol, 2008, 199(1-3): 74 [2] Hein C, Hong S, Suh J, et al. Finite element analysis of rotary blanking: Effects of punch geometries on cut￾ting area and stress distribution. Int J Automot Technol, 2008, 9(2): 211 [3] Hoffmann H, Schweitzer M, Milberg J. Rotary blanking. CIRP Ann Manuf Technol, 1999, 48(1): 213 [4] Hoffmann H, Hein C, Hong S. Rotary blanking: tool ma￾terials. Prod Eng, 2007, 1(3): 259 [5] Schweitzer M. Prozessspezifische Merkmale des Rotation￾sschneidens [Dissertation]. M¨unchen: Technische Univer￾sit¨at M¨unchen, 2001 [6] Schmidt T. Verbesserung der Schnittflaeche Durch An￾passung der Stempelgeometrie an die Kinematik des Ro￾tationsschneidens [Dissertation]. M¨unchen: Technische Universit¨at M¨unchen, 2004 [7] Chenot J L, Fourment L, Ducloux R, et al. Finite element modelling of forging and other metal forming processes. Int J Mater Forming, 2010, 3(1): 359 [8] Thipprakmas S, Jin M, Tomokazu K, et al. Prediction of fineblanked surface characteristics using the finite element method. J Mater Process Technol, 2008, 198(1-3): 391 [9] Thipprakmas S. Finite-element analysis of V-ring inden￾ter mechanism in fine-blanking process. Mater Des, 2009, 30(3): 526 [10] Yu S, Xie X L, Zhang J, et al. Ductile fracture model￾ing of initiation and propagation in sheet-metal blanking processes. J Mater Process Technol, 2007, 187/188: 169 [11] Litvin F L. Gear Geometry and Applied Theory. Guo K, Ye L Y, Translated. Shanghai: Shanghai Science and Technology Press, 2008 (Litvin F L. 齿轮几何学与应用理论. 国楷, 叶凌云, 译. 上 海: 上海科学技术出版社, 2008) [12] Ding M, Wu D P, Qin Q. Finite element modeling of shear￾slitting process. Adv Mater Res, 2012, 459: 3 [13] Hubert C, Dubar L, Dubar M, et al. Finite element sim￾ulation of the edge-trimming/cold rolling sequence: anal￾ysis of edge cracking. J Mater Process Technol, 2012, 212(5): 1049 [14] Zhang J, Cherouat A, Borouchaki H. FE simulation of metal orthogonal cutting processes based on 3D adaptive remeshing procedure. Adv Mater Res, 2011, 409: 461

第10期 臧勇等：金属薄板滚压冲裁过程数值模拟及模具参数 ·1367· [15]Soyarslan C,Tekkaya A E,Akyuz U.Application of con- elastoplastic damage model with 2D adaptive remeshing tinuum damage mechanics in discontinuous crack forma- procedure for fracture prediction in metal forming simu- tion:Forward extrusion chevron predictions.ZAMM J lation.Int J Mater Form,2008,1(Suppl 1):109 Appl Math Mech,2008,88(6):436 [19 Giraud-Moreau L,Cherouat A,Borouchaki H.Influence of [16]Takata Y,Hirota K.Numerical simulation of blanking pro- the adaptive remeshing during simulations of sheet metal cess over a wide range of clearances.J Solid Mech Mater forming processes.Key Eng Mater,2011,473:691 Emg,2009,3(12):1249 [20 Chuan T K D.Sheet Metal Punching Process.Guo Q [17]Labergere C,Rassineux A,Saanouni K.2D adaptive mesh S,Translated.Tianjin:Tianjin Science and Technology methodology for the simulation of metal forming processes Press,1982 with damage.Int J Mater Form,2011,4(3):317 (中川威雄.板料冲压加工.郭青山，译.天津：天津科学技 [18]Badreddine H,Labergere C,Saanouni K,et al.F.E. 术出版社，1982)

第 10 期 臧 勇等：金属薄板滚压冲裁过程数值模拟及模具参数 1367 ·· [15] Soyarslan C, Tekkaya A E, Akyuz U. Application of con￾tinuum damage mechanics in discontinuous crack forma￾tion: Forward extrusion chevron predictions. ZAMM J Appl Math Mech, 2008, 88(6): 436 [16] Takata Y, Hirota K. Numerical simulation of blanking pro￾cess over a wide range of clearances. J Solid Mech Mater Eng, 2009, 3(12): 1249 [17] Laberg`ere C, Rassineux A, Saanouni K. 2D adaptive mesh methodology for the simulation of metal forming processes with damage. Int J Mater Form, 2011, 4(3): 317 [18] Badreddine H, Laberg`ere C, Saanouni K, et al. F.E. elastoplastic damage model with 2D adaptive remeshing procedure for fracture prediction in metal forming simu￾lation. Int J Mater Form, 2008, 1(Suppl 1): 109 [19] Giraud-Moreau L, Cherouat A, Borouchaki H. Influence of the adaptive remeshing during simulations of sheet metal forming processes. Key Eng Mater, 2011, 473: 691 [20] Chuan T K D. Sheet Metal Punching Process. Guo Q S, Translated. Tianjin: Tianjin Science and Technology Press, 1982 (中川威雄. 板料冲压加工. 郭青山, 译. 天津: 天津科学技 术出版社, 1982)