关于用于电动机转子和定子叶片生产的双层屏蔽技术的研究 艾米尔·斯皮沙克（Emil Spi?ák）， 马丁·马特伊·本达（Martin Matej Benda）， 彼得·穆利德兰（Peter Mulidrán）， 扬卡·马耶尔尼科娃（Janka Majerníková）以及 柳博什·卡施查克（?ubo? Ka??ák）

《Applied Sciences》：Investigation of Double-Layer Blanking Technology for Production of Sheets for the Rotor and Stator of an Electric Motor Emil Spi?ák, Martin Matej Benda, Peter Mulidrán, Janka Majerníková and ?ubo? Ka??ák

　　摘要
采用新型双层配置优化冲裁技术可以提高生产能力，但同时也带来了一些缺点，主要影响冲裁零件的质量。本研究评估了这种冲裁配置对两种用于生产转子和定子芯的电钢材料的影响。使用Simufact Forming 2022软件对冲裁过程进行了数值模拟。实验结果分析表明，双层配置制成的零件表现出显著的碟形变形：与单层样品相比，材料B的碟形变形增加了3.5倍以上，材料C的碟形变形增加了9倍以上。该配置的每一层还产生了不同形状的剪切边缘，并且不同区域的比例也各不相同。没有任何一层能够完全对应于传统冲裁工艺的结果。根据这一过程模拟的结果可以得出结论：该模拟软件预测双层冲裁的准确性有限，因为剪切边缘的实际参数与名义厚度之间的差异大多数在20%以内。

1. 引言
欧盟各国的汽车数量每年都在增加，这逐渐引起了人们和相关部门对内燃机对环境影响的关注[1,2,3]。因此，欧盟在过去几年中采取了措施，计划在2035年前将所有排放二氧化碳的车辆从市场上淘汰[4]。因此，汽车行业的许多制造商开始寻找替代方案，其中电动汽车和混合动力车成为最受欢迎的选择[1,5]。这些电动汽车使用电动机提供动力，从而消除了运行过程中的直接尾气排放。这些电动机的结构与内燃机完全不同。尽管电动机设计有多种类型，但所有类型的电动机都包含定子和转子部件。这些部件对于电动机的电磁循环是必需的，并且还具有结构功能[6,7]。这两种部件都是由多层薄薄的电钢片堆叠而成，形成一个层压芯。这些钢片表面涂有一层绝缘层，以防止层间产生涡流。这种设计能够减少电磁循环过程中的磁芯损耗，从而提高电动机的效率[8,9,10]。

电钢是一种软磁材料，其结构中通常含有较高比例的硅，对于常用在电动机中的常规非取向电钢，硅的含量范围为0%至3.3%（重量百分比）。硅在钢结构中的主要作用是提高材料的电 resistivity（电阻率），以减少涡流并降低矫顽力[9,11]。另一个直接影响电钢中涡流损耗的参数是钢片的厚度，用于电动机制造的钢片厚度通常在0.2至0.65毫米之间[12]。Uesaka等人的研究发现[13]，减小层厚可以降低逆变器应用中的涡流损耗。Wang等人在关于激光焊接堆叠的文章中描述[14]，较薄的层可以减少涡流损耗。最终产品的电磁性能直接受到切割和堆叠方法的影响[8]。切割是该过程的初始阶段，在此阶段会生成具有精确几何形状的单独层片，但这一过程也会对材料的电磁性能产生最大的破坏作用。最常用的两种切割技术是激光切割和冲裁，选择哪种技术主要取决于所需的生产能力。激光切割适用于原型制作和研究样品的生产，因为其工具可以快速且低成本地改变几何形状；而冲裁则适合大规模生产，但初始工具成本较高[8,15]。

由于速度快且成本低，冲裁是汽车行业的首选方法，非常适合高产能生产。冲裁的一个生产缺点是几何形状 ?? 的限制，因为大多数形状更改都需要制造新的工具，这会增加成本。另一个重要缺点是工具的磨损，这会负面影响冲裁片上毛边的形成。这些毛边会对磁芯的堆叠产生负面影响，并可能损坏相邻层之间的绝缘层，导致电气接触[16,17,18]。冲裁对冲裁片的机械影响会反映在最终的电磁性能上[8]。Senda等人的研究发现[19]，剪切边缘附近的塑性应变和残余应力会导致材料磁性能的恶化，因为磁畴结构发生了变化。Kashiwara等人[20]通过模拟和随后的钢板冲裁实验研究了塑性应变对磁性能的影响。他发现，磁性能的变化可以通过模拟准确预测，并且在计算磁场和冲裁过程时必须考虑弹性极限。从磁损耗的角度比较不同切割方法是有争议的。Belhadj等人[21]、Gaworska等人[22]和Bayraktar等人[23]认为激光切割会对磁性能造成更大的破坏，而Loisos等人[24]和Peksoz等人[25]则认为激光切割对磁性能的影响较小。由于切割对磁性能的影响受许多参数的影响（如研究使用的材料、切割技术参数以及测量磁损耗时的磁场参数），不同作者的研究结果存在差异。因此，考虑到生产效率，冲裁仍然是大规模生产中的首选技术[8,26]。

目前大多数冲裁技术的创新都旨在改善剪切边缘的质量，以防止磁性能的下降。Simonetto等人[27]试验了低于零度的冲裁技术，成功减少了剪切边缘的塑性变形区和硬度变化。Fang等人[28]试验了极小的切削间隙（仅为材料厚度的不到1%），从而提高了剪切边缘的质量。Roha?等人[29]试验了不同的工具涂层，减少了所需的冲裁力，表明工具的使用寿命有可能延长。虽然这些作者主要关注剪切边缘的质量，但制造商也致力于增加生产数量，以满足电动汽车行业日益增长的产量需求。一种潜在的提高生产率的创新是双层配置的冲裁技术。这种配置由两层相同厚度、相同材料的钢板组成；这两层钢板在冲头的单次冲程中同时被冲裁，除了通过导向销和夹具固定外，没有其他连接方式。这导致两个独立的变形过程同时发生，由于部分工具被材料本身替代，因此结果也有所不同。当上层变形时，工具被下层材料替代；当下层变形时，冲头被上层材料替代。由于材料没有工具的几何形状，并且其初始几何形状在变形过程中逐渐改变，剪切应力不会集中在切割边缘上，而是分布在材料的变形边缘上，从而替代了工具的作用。因此，很难准确预测冲裁片的最终形状和质量。尽管这一创新可能会引入质量问题，但它实际上使单台冲压机的生产效率翻了一番。

本研究基于作者之前的工作，这些工作集中在薄钢片的成形、使用各种技术的加工以及这些技术的数值模拟[30,31,32,33,34,35]。本工作的创新之处在于对双层冲裁过程的研究，特别是其对冲裁片质量的影响以及利用模拟软件预测结果的可能性。冲裁片的质量根据剪切边缘进行了评估，并评估了碟形变形情况。在实验前进行了数值模拟，并将结果与实验样品进行了比较。这项研究的结果将揭示双层配置可能带来的负面影响，并阐明模拟软件是否能够提供可靠的结果，这些结果可用于未来技术的优化。

2. 材料与方法
2.1 材料
实验中使用了两种电钢材料，分别标记为材料B和材料C。这两种材料均由斯洛伐克科希策的U.S. Steel Ko?ice公司生产，材料厚度均标准化为0.5毫米。材料B的硅含量约为1.855%（重量百分比），机械强度高于材料C。材料C的硅含量较低，约为0.744%（重量百分比），机械强度低于材料B。这两种材料的化学成分在Belec Compact Port光谱仪（Belec Spektrometrie Opto-Elektronik GmbH，德国Georgsmarienhütte）上进行了分析，结果见表1。表1列出了实验所用材料的化学成分（重量百分比）。
为了确定所用钢材的机械和塑性性能，在标准化的试样上进行了单轴拉伸试验（图1a）。拉伸试验根据STN EN ISO 10113: 2020 [36]、STN ISO 10275: 2020 [37]和STN EN ISO 6892-1:2019 [38]标准进行。用于测量这些性能的设备是TIRAtest 2300（TIRA Maschinenbau GmbH，德国Rauenstein）（图1b）。图1显示了拉伸试验试样的尺寸（a）；实验中使用的TIRATEST 2300设备（b）。每种材料制备了十个样品，并测定了它们的机械性能。五个样品沿材料轧制方向的0°方向制备，另外五个样品沿90°方向制备。测试结果已取平均值，并分别列在表2（材料B）和表3（材料C）中。
2.2 实验装置
常规冲裁和双层配置冲裁都是在液压压力机上进行的，应变为10毫米/秒，名义力为200千牛，使用的渐进式实验工具如图2a所示。夹具夹紧力为6.4千牛，该力由四个弹簧提供。冲裁过程中未使用润滑剂。这种工具制造的最终冲裁片呈环形，有利于在Epstein框架设备中进一步研究该技术生产的片材的磁性能。冲裁工具具有两个主要工作站：第一站是冲孔站，用于切割环形件的中心孔；冲头直径为?15.039毫米，模具直径为?15.049毫米。第二站是冲裁站，用于从钢板中冲裁环形件，冲头直径为?25.003毫米，模具直径为?25.013毫米。这些参数见图2b。图中还列出了四种配置（表4），以及剪切间隙和名义冲裁厚度。表4列出了这些配置的详细信息。实验配置列表、剪切间隙和名义冲裁厚度。对于传统的冲裁配置，根据公式（1）可以确定切割间隙为2%，该公式包含了剪切间隙，剪切间隙是模具直径Ddie与冲头直径Dpunch之差以及名义冲裁厚度tn。在双层配置的情况下，由于材料在两个变形过程中部分替代了工具，我们无法准确确定切割间隙。材料本身没有切削刃；因此，我们无法确定计算切割间隙所需的剪切间隙，但可以假设在顶层冲裁时，通过下层材料的变形过程，有效间隙接近于零。对于底层材料，在我们的假设中，有效切割间隙大于0%且小于2%。

（1）

2.3. 仿真设置
使用Simufact Forming 2022（瑞典斯德哥尔摩Hexagon AB公司）软件进行了仿真，因为这是一款常用于冲裁仿真的工具。工具和材料几何形状以IGES格式导入作为CAD模型，随后根据工艺要求进行定位（图3）。工具是不可变形的对象。冲头速度设置为10毫米/秒。压板力设置为6.4千牛。数值仿真是使用Simufact Forming的一般成形模块进行的轴对称二维对称仿真。每一层材料都使用全局网格进行网格划分，在剪切过程中应力积累最多的区域进行了局部网格细化。全局网格使用四边形元素，细化前的尺寸为0.08毫米。剪切区域内的元素细化级别设置为3。在数值仿真中使用了Advancing Front Quad重新网格化技术。

图3. 用于数值仿真的工具CAD模型。
两种材料的属性都是根据抗拉强度试验获得的数据来定义的，这些属性是定义变形行为和Cockroft–Latham损伤模型中使用标准的基础。为了定义金属板的弹塑性行为，在Simufact Forming中使用了Hollomon各向同性硬化模型。Hollomon模型的参数是根据抗拉试验获得的机械属性由软件计算得出的。实验中没有使用润滑剂；因此，摩擦系数设置为0.2。

仿真的目的是将数值结果与实验结果进行比较，并评估所使用两种材料的单层和双层配置的冲裁仿真。

3. 结果与分析
最初，实验的目的是研究冲裁件的剪切边缘；然而，在处理由双层配置制成的冲裁件时观察到了明显的凹陷变形。因此，凹陷变形被作为一个额外的测量参数，并在样品浇注到树脂中进行微观评估之前进行了评估。

3.1. 凹陷变形分析
使用校准好的卡尺对每种配置的每层三个样品进行了凹陷变形测量。每次测量后将样品旋转25度，然后重复测量四次。每种配置类型的最终值是通过平均所有测量值计算得出的。凹陷变形表示为凹陷增量，即平均值与实验开始时材料的名义厚度之差，如图4所示。各种配置的平均值和凹陷增量见表5。
图4. 带有测量特征的凹陷样品。
表5. 测量得到的凹陷变形的平均值。

测量结果证实了所有双层样品的凹陷变形都有所增加。在单层配置中，材料C的变形最小，凹陷增量仅为名义材料厚度的16%。而在双层配置中，顶层的凹陷增量增加到148%，底层的凹陷增量增加到162%。单层配置中的材料C显示出更高的凹陷增量，最大达到名义材料厚度的52%。双层配置也遵循这一趋势，底层的凹陷增量为192%，顶层的凹陷增量为182%。这些材料之间凹陷变形的差异主要是由它们的强度属性不同造成的。两种材料配置中顶层和底层的凹陷差异分别为：材料C为14%，材料B为材料厚度的10%。

3.2. 实验中剪切边缘的分析
使用Keyence VHX-5000（日本大阪Keyence公司）显微镜观察了每种配置的六个样品，并根据冲裁过程中产生的区域长度来评估剪切边缘——翻边区、塑性剪切区、断裂区和毛刺区。
单层材料B的样品具有典型的传统冲裁剪切边缘。该样品的翻边区占名义厚度的16.22%。塑性剪切区占46.74%，且呈直线状，占名义厚度的31.54%。该样品没有观察到毛刺。靠近剪切边缘的区域有局部变薄现象，占总名义材料厚度的6.64%。显微镜下的剪切边缘如图5所示。
图5. 单层配置材料B的剪切边缘。
由材料C制成的样品显示出与材料B相似的结果。翻边区占名义厚度的17.04%，塑性剪切区占51.38%，断裂区呈直线状，占32.56%。样品没有观察到毛刺或局部变薄现象。

双层材料B的配置产生了两个具有完全不同剪切边缘的样品。顶层的翻边区较大，占名义厚度的31.24%，塑性剪切区占63.06%，断裂区较短且呈直线状，仅占10.52%。未观察到变薄或毛刺现象，但毛刺的缺失可能归因于材料B较低的延展性，这可能导致其通过撕裂而被去除。该样品如图7所示。
底层材料的翻边区较小，仅占名义厚度的20.4%。由于双层配置的变形过程，剪切边缘被拉长，产生了占名义厚度41.18%的毛刺长度。剪切区占据了剪切边缘剩余的79.82%，并与拉长部分一起占到了相对于名义厚度的120.78%。该样品如图8所示。
图7. 双层配置顶层材料B的剪切边缘。
图8. 双层配置底层材料B的剪切边缘。

双层材料C的配置也产生了两个不同的样品。顶层的翻边区增大，占名义厚度的31.38%，塑性剪切区仅占39.3%。观察到局部变薄现象，占12.86%，这导致剪切边缘长度增加了11.76%。断裂占名义厚度的41.08%。该样品如图9所示。
底层材料的情况要好得多，翻边区仅为18.6%，塑性剪切区占名义厚度的64.58%，断裂占15.44%。未观察到变薄现象，且由于延展产生了占名义厚度18.22%的毛刺长度。该样品如图10所示。
图9. 双层配置顶层材料C的剪切边缘。
图10. 双层配置底层材料C的剪切边缘。

3.3. 仿真结果分析
单层材料B的冲裁仿真显示，翻边区占名义厚度的7.59%，塑性剪切区占56.71%。该样品的断裂区呈直线状，几乎与塑性剪切区连续，占名义厚度的34.2%。没有产生毛刺，但在其区域内观察到了长度为2.71%的局部变薄现象。仿真结果如图11所示。
图11. 单层配置材料B的模拟剪切边缘。
单层配置C样品的仿真结果类似。其翻边区占名义厚度的7.88%，塑性剪切区占46.73%，断裂区几乎与塑性剪切区连续，占名义厚度的44.27%。没有观察到毛刺，存在1.78%的局部变薄现象。仿真结果如图12所示。
图12. 单层配置材料C的模拟剪切边缘。

双层材料B的冲裁仿真显示了有趣的结果。该配置的顶层剪切边缘变形严重，且在切割过程中发生了变化。翻边区占名义厚度的23.28%，塑性剪切区是变形区域，包含两个不同的表面，占名义厚度的69.2%。第一个区域相对于平板区域呈较大角度，占厚度的46.44%；第二个区域几乎垂直于平板区域，占剩余的22.76%。仿真中未观察到断裂区。样品没有毛刺，但观察到7.62%的局部变薄现象。
图13. 双层配置材料B顶层的模拟剪切边缘。
底层材料的剪切边缘具有类似于传统冲裁的形状。翻边区占名义厚度的17.02%，在仿真中样品经历了相对于名义厚度18.28%的延展。塑性剪切区覆盖了剩余的名义厚度，并延伸到延展部分，使得总长度占名义厚度的101.27%。仿真结果如图14所示。
图14. 双层配置底层材料B的模拟剪切边缘。

双层材料C的冲裁仿真也显示出相似的结果。顶层的翻边变形较大，占名义厚度的29.63%，塑性剪切区占57.1%，断裂占7.05%。变形过程产生了占名义厚度3.9%的毛刺，且在毛刺附近观察到长度为3.78%的局部变薄现象。
图15. 双层配置材料C的模拟剪切边缘。
底层的翻边区占名义厚度的10.58%，塑性剪切区占87.06%，并没有延伸到延展部分。样品上的延展占名义厚度的11.92%，断裂占14.1%。仿真结果如图16所示。
图16. 双层配置材料C顶层的模拟剪切边缘。

表6显示了材料B的实验结果和仿真结果之间的比较，表7显示了材料C的比较结果。表8显示了实验中使用的材料B和C的样品的测量边缘参数之间的差异。
表6. 材料B（SL—单层，DL—双层，tn—层的名义厚度）的实验样品和仿真输出的测量参数及其比较。
表7. 材料C（SL—单层，DL—双层，tn—层的名义厚度）的实验样品和仿真输出的测量参数及其比较。
表8. 实验中使用的材料B和C的样品的测量边缘参数之间的差异。讨论
本研究评估了双层配置冲裁对剪切边缘的影响，剪切边缘是影响电动机工作循环期间磁损耗的因素之一。本文呈现的结果可用于未来对该技术进行优化研究，或者将其引入工业或汽车应用中，从而可能使生产能力翻倍。主要地，该工艺对毛坯形状及其剪切边缘的影响可以用于评估其在转子和定子叠片生产中的可行性。实验中观察到的凹陷变形表明，具有较高抗拉强度的B种电气钢材料在单层和双层情况下都出现了更严重的凹陷。?esnik [39]、Song [40] 和 Hirota [41] 提到，应变硬化指数、屈服强度和弹性模量等材料属性是影响凹陷的主要特征。双层样品的每一层都比单层样品经历了更严重的凹陷；在B种材料中，凹陷幅度增加了近四倍，而在C种材料中，则增加了九倍以上。此外，还观察到了双层配置中各层的凹陷差异。这种差异在两种材料中相似，但在样品被压入模具狭窄开口后再弹出时，测量结果可能受到了影响。

实验样品中的剪切边缘表明，双层配置对产品的形状和质量有显著影响。双层配置的任何一层都没有显示出与传统冲裁相似的结果。在顶层，两种材料都没有断裂区域，且其翻边区域几乎比单层样品大了一倍。虽然B种材料没有伸长或局部变薄现象，但C种材料的顶层却有3.8%的变薄，这转化为24.6%的伸长。由于显著的伸长作用，双层配置的底层与单层样品的形状截然不同，其形状模仿了顶层的翻边区域。翻边值与单层样品相当；塑性剪切区显著增大，而断裂区减小。对于单层材料，B种材料和C种材料之间的塑性剪切区大小差异为23.2微米。这个区域特别重要，因为它能够提供更好的表面质量（比断裂区更光滑）。然而，当采用双层配置进行冲裁时，剪切区大小的区别更加明显：顶层的剪切区为118.8微米，底层为281微米。这些差异可以归因于两种材料不同的机械性能。

数值模拟的结果与实验结果相比较令人鼓舞。单层模拟的断裂角度有所不同，大多数测量区域的公差偏差为10%。模拟的B种材料顶层形状相似；塑性剪切区延长了6.1%；翻边区缩短了8%；模拟中存在7.6%的局部变薄，而实验样品中并未观察到这种现象。在模拟的双层配置中，B种材料的预测参数值与实验结果更为接近。模拟的B种材料顶层的形状与实验结果一致；翻边区缩短了名义厚度的8%，塑性剪切区延长了6.1%，且模拟中未出现断裂现象，而在实验样品中断裂区域占名义厚度的10.5%。模拟中存在局部变薄现象，而实验样品中并未观察到；模拟中的局部变薄比例为名义厚度的7.6%。模拟的C种材料底层形状与实验结果相似，但各区域的大小差异更大。翻边区仅比实验结果短3.4%的名义厚度；塑性剪切区缩短了19.5%，且模拟和实验中均没有出现断裂现象。实验样品和模拟中都观察到了伸长现象，但在模拟中伸长比例为名义厚度的22.9%，比实验样品中的伸长比例短。

模拟的C种材料顶层形状与实验样品明显不同，实验样品中材料厚度增加了11.8%，而模拟中则没有伸长现象。模拟中的翻边区仅为名义厚度的1.8%，比实验样品中的翻边区短。实验样品中的塑性剪切区延长了17.8%，断裂区占名义厚度的34.03%。模拟中的局部变薄比例为名义厚度的9.1%，比实验样品中的变薄比例小。模拟的C种材料底层形状与实验结果类似；其翻边区仅比实验结果短8%的名义厚度；塑性剪切区延长了22.5%，且模拟和实验中均没有出现断裂现象。实验样品和模拟中都观察到了伸长现象，但在模拟中伸长比例为名义厚度的4.9%，比实验样品中的伸长比例短。模拟不准确的原因可能在于难以正确预测双层钢板之间的摩擦；此外，模拟中没有考虑裂纹的产生和扩展以及内部结构、晶粒大小和晶界的影响。此外，在双层冲裁过程中，应力集中器（工具边缘）部分缺失，因为在冲裁底层或顶层材料时，冲头（相应地，模具）并未完全接触材料。对于顶层，虽然有冲头，但模具功能由底层材料承担；对于底层，虽然有模具，但冲头功能由顶层材料承担，这与传统的基于有限元的方法不同。最近的研究表明，这类方法在边界条件和材料行为复杂的情况下可以提高预测精度[42,43]。

5. 结论
双层配置是一种有前景的冲裁技术优化方案，可以提高转子和定子叠片的生产能力；然而，它也带来了一些缺点。本研究通过比较双层冲裁与传统单层冲裁对产品质量的影响，对这一技术进行了研究。通过使用两种不同材料制作实验样品，并在Simufact Forming模拟软件中对该过程进行模拟，以确定是否可以可靠地模拟这一过程。通过比较实验结果和模拟结果，可以得出以下结论：

双层冲裁技术生产的所有层的凹陷变形均显著高于单层冲裁（表5）。凹陷程度的增加因材料属性而异。根据实验结果（表8），双层技术的每一层都产生了不同的剪切边缘形状。顶层的翻边区域较大，而底层则有较大的伸长现象，其形状模仿了顶层的翻边区域。各层边缘区域的比例不同，这可以归因于工具与材料之间的接触条件，以及刚性工具部分被可变形材料替代的事实。

尽管顶层的伸长现象可能对堆叠过程不构成关键影响，因为其形状与底层的翻边区域相似，但如果在堆叠过程中保持叠片的排列顺序，可以最大限度地减少隔离层的损坏风险。

Simufact Forming模拟软件对双层冲裁过程的预测精度有限，因此观察到了可测量的差异（表6和表7）。未来研究中可以探索若干精细的冲裁优化方案和测试，以改善双层技术的效果。潜在的优化选项包括：
- 使用对冲头进行冲裁，可能减少凹陷变形并提高剪切边缘的质量；
- 采用带V形环的挡料板，可能提高剪切边缘的质量；
- 优化切削间隙，可能提高剪切边缘的质量并延长工具寿命；
- 测量磁损耗（磁滞和涡流）。