板材拉深成形电控永磁压边方法研究

时间：2024-07-28

张红升秦泗吉程啸曹丽琴

1.燕山大学先进锻压成形技术与科学教育部重点实验室，秦皇岛，066004 2.燕山大学环境与化学工程学院，秦皇岛，066004

0 引言

压边方法和压边力的施加方式是控制拉深成形质量的主要手段，也是人们研究的热点和难点[1-3]。传统压边方法根据所使用传力介质的不同可分为刚性压边和弹性压边。刚性压边通过控制压力机的压边滑块位置来限定压边力，但由于其无法实现压边力的精确控制，且一般只能用于倒装结构，故在实际生产中的应用越来越少。弹性压边采用橡胶和弹簧等作为力和运动的传递介质，通过存储的弹性势能来施加压边力，但弹性体的压缩量随着拉深高度的增大逐渐增大，导致弹性压边方法施加的压边力一般只能随拉深行程单调递增，很难满足拉深成形的要求[4-5]。

GUNNARSSON等[6]将气体弹簧与拉伸模具结合并改造了传统的压力机，借助气压系统实现了压边力的独立加载，可以较好地对压边力进行预测和控制。SIEGERT等[7]提出了一种利用计算机数值控制的液压系统施加压边力的方法，通过安装在压力机上的液压垫装置来控制压边圈所施加的压力，实现了对板坯平面内材料流动的控制。HASSAN等[8-9]将液压系统与分块压边方法相结合，通过液压驱动的双层可活动压边圈控制压边力的大小及作用位置，提高了板坯的成形极限。余海燕等[10]开发了多点调压压边力控制系统，能够提供随拉深行程和法兰位置变化的压边力。曹春平等[11]针对液压压边力控制系统动态响应和稳态性较差等特点，建立了基于PID模糊控制的压边力控制系统，一定程度上改善了液压控制的动态性能。

借助气压或液压系统的压边方法虽然可实现变压边力控制，但由于受系统迟滞特性的影响，压边力控制的实时性不强，且需要配备复杂的动力、传动及控制系统。为了克服这些缺点，SEO[12]提出了电磁压边方法，HUANG等[13]对其进行了深入研究。借助电磁力可以更容易地实现压边力的实时控制，操作也更方便，但电磁压边方法的主要缺点是：线圈持续通电，存在能耗大和过热等问题，线圈导线截面尺寸较大，也给模具设计带来一定的困难。

为了解决上述问题，本课题组在前期研究工作[14-15]的基础上，提出了电控永磁(electro-permanent magnet,EMP)压边方法[16]。电控永磁技术具有节能、结构简单等优点，已广泛应用于机床行业中工件的夹紧和固定[17]，还逐步用于记忆电机[18]以及船舶的系泊系统[19]等。电控永磁压边方法是根据电控永磁技术的特点，针对拉深工艺中压边力的加载和压边过程的做功需求而提出的。电控永磁磁垫集压边力加载的动力、传动和执行部件于一体，具有传动链短、结构简单和控制过程迅速等优点。压边力由多种永磁体构成的复合磁场提供。拉深过程中，只在加载和卸载压边力的瞬间通入瞬时脉冲电流，而在压边力作用的过程中不再需要通电。与传统采用弹簧、橡胶作为弹性元件的弹性压边，气压或液压压边以及电磁压边方法相比，电控永磁压边方法因在施加压边力的过程中不需要外部能源来维持能量供应，因此该方法具有能耗低、环保等优点。由于压边力是由永磁体而非电磁体提供的，且只需瞬时电流即可改变压边力的状态，因此具有发热量小、易于控制以及工作安全可靠等优点，没有断电失磁的风险。将电控永磁技术应用于压边力施加，可能存在的制约条件就是所设计的磁路中，永磁场提供的磁吸力大小能否满足压边要求，以及能否顺利实现不同等级磁场和压边力的控制。这将是电控永磁压边方法能否实现的决定性因素。

1 电控永磁压边方法及模具设计

1.1 压边方法

传统压边力施加方式如图1a所示。其中，压边力FB是由压边力施加装置3(弹簧、橡胶、液压或气压元件)经压料板4施加在成形板坯上的，F′B是由凹模产生的反作用力，FB与F′B大小相等方向相反。采用这种压边力施加方式，成形过程中由压力机滑块1提供的力F既要用于克服成形力FF，又要用于平衡压边反力F′B。以上模部分为对象进行受力分析，容易得到F=FF+F′B，即F=FF+FB。在这种情况下，压边力本质上还是由压力机提供的，这在很大程度上增加了压力机的负荷要求。由于在成形过程中，压料板与被压板坯在压边力作用方向上的相对位移很小(最大相对位移等于板坯厚度变化量)，即在压边过程中，压边力用于克服板坯起皱所需要的功很小，而在传统压边方法中，虽然施加压边力的过程会有很大的能量消耗，但大部分都转化成为了弹性元件的弹性势能或流体的动能，因此，从能量消耗角度而言，传统压边方法施加压边力的方式是不合理的。

基于电控永磁技术的压边方法可将压边力加载的动力、传动和执行部件都集于一体，构成一个集成压料板——“磁垫”，在成形过程中可方便地实现跟随运动。该方法可以实现压边力的独立加载，在拉深成形过程中可以根据需要，独立对板坯施加压边力和做功，而不受压力机滑块运动速度、位置以及加载情况的影响，也不会对压力机滑块产生直接的作用力。如图1b所示，将磁力吸盘3′和压料板4集成为一体(称为磁垫)，由于磁垫下表面和凹模5上表面距离很小，因此在二者之间会产生一定大小的磁吸力，使成形板坯被夹持在凹模和压料板之间。压边力的大小与磁吸力相等，当磁吸力足够大时，在拉深过程中可以抑制板坯起皱。采用这种压边力加载方式，由于压边力是独立施加的，因此压力机滑块1上的载荷只需用于平衡成形力，即F=FF。显然，这种压边方法不仅简化了压边力的施加过程，还可显著降低对压力机的吨位和装机功率的要求。此外，以永磁体产生的磁场施加压边力，由于不需要外加电流，因此除短时的充退磁消耗的电能以外，在压边力施加过程中，并无额外的能量消耗。

(a)传统压边 (b)磁力压边 1.压力机滑块 2.凸模 3.压边力施加装置 3′.磁力吸盘 4.压料板 5.凹模 6.底座图1 传统压边方法和磁力压边方法示意图Fig.1 Diagram of EPM and conventional blank holder

1.2 模具设计

图2为初步设计的电控永磁压边拉伸模具结构简图。磁垫位于上模部分，主要由磁极单元6和压料板5组成。磁极单元作为磁场发生元件置于磁垫内部，压料板由螺钉固定在磁垫的中部凹槽内。卸料螺钉4只起到悬吊磁垫的作用，其外面的弹簧起缓冲作用，弹簧压缩后所产生的反力对压边力的贡献很小。由于磁极单元布置在压料板外部区域，因此，磁场所产生的磁吸力不会直接影响到板坯的成形。被吸板8和下模板11之间通过刚性较大的垫块10固定连接，以此增加下模部分的整体刚度。

压力机滑块带动上模板1和凸模2向下运动过程中，磁垫在重力和弹簧的作用下保持与上模板同步下行。当压料板与板坯接触时，向磁极单元通入短时的脉冲电流进行充磁，使其进入充磁状态，此时磁垫和被吸板间气隙的磁感应强度最大。同时由于磁吸力的作用，板坯被压料板紧紧地压在凹模面上。随着凸模继续下行，完成对板坯的拉深成形。成形结束后，压力机滑块带动凸模上行至一定位置，此时磁垫仍留在凹模一侧，当成形制件逐渐从凸模上脱离后，向磁极单元通入反向脉冲电流，使其进入退磁状态，此时磁垫和凹模间气隙的磁感应强度最小，磁垫和被吸板之间的磁吸力接近于0。凸模继续上行，在卸料螺钉的作用下磁垫离开下模上行至初始位置，同时下顶出装置(图中未给出)将制件顶出凹模，整个拉深工艺过程结束。压边力的大小可以通过改变脉冲电流强度进行调节，也可通过更换凹模、压料板或增加垫片来改变磁垫和被吸板之间的气隙距离等进行调整。

(a)三维视图

(b)截面剖视图图2 电控永磁压边拉深模具结构简图Fig.2 Structural diagram of EPM drawing die

2 磁场有限元模拟

2.1 磁极单元充退磁原理

图3为基于电控永磁技术设计的一对磁极单元结构及其在充磁(加载)和退磁(卸载)时的磁力线分布示意图。在磁极单元下部，线圈绕组4缠绕在可逆永磁体6上，用于控制可逆永磁体的极性和磁感应强度。可逆永磁体采用具有高剩磁和低矫顽力特性的铝镍钴永磁材料。工业纯铁制作的极芯3位于可逆永磁体的上部，起导磁作用，具有高导磁率、高饱和磁通密度的特性。极芯的四周布置高剩磁和高矫顽力的主永磁体2，材料为强磁性的钕铁硼。通过在磁极单元内的空隙中浇注环氧树脂5以固定各个零件，并提高磁极单元的整体刚度。

(a)加载(充磁)

(b)卸载(退磁)

磁极单元的结构形式和参数对充退磁状态下的磁感应强度和磁吸力都有重要影响，是设计磁路和确定磁垫结构参数的重要依据。

由于主永磁体的磁极方向是恒定的，因此充磁时可以向线圈中通入脉冲电流将可逆永磁体的极性调整为与相邻的主永磁体的极性相同，如图3a所示。此时绝大部分从N极透出的磁力线为了寻求最近的S极回归，会穿过磁极单元表面，对外部铁基材料表现出一定的磁吸力。磁极单元的退磁状态如图3b所示，此时可逆永磁体与相邻主永磁体的极性相反，大部分磁力线只在磁极单元内部穿行，对外表现为很小的磁吸力。图3c 为磁极单元的3D视图，为便于清晰表达内部结构，隐藏了磁轭的前两个面。

2.2 磁力压边装置充退磁有限元模拟

根据拉深模具结构要求和磁极单元作用原理设计的磁垫如图4所示，共计46个磁极单元布置在方形压料板的周围。通过调节通入线圈的脉冲电流强度，可以得到不同的磁感应强度。实际工作中，将磁场分为1～16个级别，可根据需要选择磁场等级，等级越高磁吸力越大。

图4 磁垫示意图Fig.4 Schematic diagram of magnetic cushion

为了验证所设计磁垫的充退磁效果，采用ANSYS软件分别进行磁垫和被吸板在充磁状态和退磁状态下的磁场有限元模拟。有限元模型包括磁垫和被吸板等，二者之间的气隙设置为0，材料属性见表1。

表1 磁场分析的材料属性

图5a和图5b分别为充磁和退磁状态下磁垫与被吸板交界面处的磁感应强度分布云图。可以看出，在充磁状态下，磁力线主要集中于磁极单元对应的区域内，此时，被吸板和磁垫的磁吸力达到最大值。从结果文件中可以提取磁垫和被吸板之间的磁吸力，最高可达153 kN。如图5b所示，退磁状态下，磁力线大都位于磁垫内部的磁极单元之间，被吸板上的磁感应强度几乎为0，总磁吸力也接近于0，即实现了退磁。从上述模拟结果可以看出，所设计的磁垫可以实现充磁和退磁的功能。

3 耦合场有限元分析

3.1 磁吸力作用下的压边装置结构有限元分析

(a)充磁状态

(b)退磁状态图5 充退磁状态下的磁感应强度分布Fig.5 The magnetic flux density distributions of the magnetic cushion in magnetization state and demagnetization state

由前文的分析可知，采用电控永磁压边方法，在磁垫和被吸板之间产生磁吸力，进而将磁吸力作用在板坯上以施加压边力，因此，所研究的问题就是计算磁场力施加在板坯上的接触压力，从而得到压边力的分布情况。采用ANSYS软件进行结构有限元分析，图6所示有限元模型包括磁垫、板坯和下模部分(被吸板、凹模、垫块和下模板)，磁垫和被吸板之间的初始平行间距按实际设定。模型的约束和力边界条件为：下模板底面为固定约束，板坯和磁垫之间、板坯和被吸板之间按接触边界条件处理，在磁极单元表面及对应的被吸板上表面区域施加由磁场分析确定的单位面积磁吸力。根据计算结果可以得到板坯上的接触压力(即单位面积上的压边力)分布和压边装置结构的变形情况。

图6 有限元分析模型Fig.6 Finite element analysis model

由于结构变形会引起磁场的重新分布，进而改变磁吸力的大小和作用方向，因此，求解磁吸力施加在板坯上的接触压力是一个求解磁场和结构力场耦合问题的过程。考虑所用ANSYS分析软件不能直接进行磁力问题的耦合分析，下文将给出对所研究问题的耦合分析方法。

3.2 磁力耦合分析方法

由于磁场和结构力场都是非线性的，因此通常需要多次迭代才能得到问题的解。一般磁力耦合问题的求解过程为：先进行磁场分析，再求出在磁力作用下结构的变形，然后根据变形情况重构磁场分析模型再次进行磁场分析。重复上述过程，直至计算所得前后两次结果的差异满足收敛条件为止。

对于图6所示的电控永磁压边装置，在磁吸力作用下，磁垫和被吸板的外边缘变形位移最大，而处于中心部分的板坯变形最小。根据结构的旋转对称性和实际变形情况，为了简化分析过程，不考虑板坯的变形。分别在磁垫和被吸板的外缘选取4个参考点，如图6所示，假设参考点至与板坯接触位置的质点之间的变形位移是线性变化的，且相邻参考点之间的变形位移也是线性变化的，则可在每次结构分析之后，根据计算结果重构磁场分析模型，再进行磁场分析，直至得到收敛的计算结果。

充磁后，在磁吸力作用下，磁垫与被吸板之间的间距将减小，间距减小又会导致磁力增大且重新分布。图7为某参考点位移变化示意图，δc和δb分别为磁垫和被吸板在竖直方向的位移，δ0和δ分别为磁垫和被吸板之间的初始间距和最终间距。考虑多个参考点时，上述变量以列向量的形式表示，依次为δc、δb、δ0和δ，并以F表示磁吸力向量，则各参考点的位移向量为δ0-δ。

图7 磁吸力和变形示意图Fig.7 Schematic diagram of magnetic force and deformation

一般地，可将磁吸力F表示成δ的函数，即

F=F(δ)

(1)

根据弹性力学理论，在弹性变形和小位移情况下，可认为刚度矩阵K不变，则力与位移成线性关系：

F=-Kδ+Kδ0

(2)

事实上，式(2)中刚度矩阵K不变的条件，除弹性变形和位移小外，载荷F的施加位置和作用方向也应不变。显然，严格说来，结构发生变形对磁吸力的影响很大，使得磁吸力F的大小和作用位置都发生变化，进而刚度矩阵K也发生变化。

一般地，认为K可表示成结构参数δ的函数：

K=K(δ)

(3)

因此，所研究的问题可归结为如何求解式(1)和式(2)而得到最终的载荷参数F和结构参数δ，从而进一步求出作用在板坯上的接触压力。

3.3 磁力耦合问题的迭代解法

以下借助有限元方法，采用迭代解法进行求解。设X=δ、X0=δ0，则由式(2)可得

X=-F(X)(K(X))-1+X0

(4)

可将式(4)写成迭代形式：

Xn+1=φ(Xn)

(5)

φ(Xn)=-F(Xn)(KXn)-1+X0

式中，n为迭代次数，n≥1。

按式(5)给出的迭代公式计算过程如下：

(1)给定X0，采用磁场有限元分析方法得到磁吸力F0。

(2)在载荷F0作用下，采用结构有限元分析方法得到结构位移参数X1。

(3)采用X1重构磁场模型后，再次进行磁场分析，得到F1。

(4)施加载荷F1，进行结构分析计算得到X2。

(5)反复迭代，直至分析得到Xi。

(6)当-Xi-Xi-1-小于某设定值时，结束迭代，Fi和Xi即为问题的解。

上述迭代过程采用的是直接迭代法，为了加速迭代收敛过程，可将迭代方法加以改进，具体步骤如下：

(1)给定X0，根据式(1)，采用磁场有限元分析方法可得到磁吸力F0。

(2)在载荷F0作用下，采用结构有限元分析方法可得X1，并计算刚度KX1。

(3)由X1重新建模，再进行磁场分析得到F1。

(4)令K1=KX1，由X0、X1、F0和F1按割线法构造如下算式计算X2：

X2=(KsX1+K1X0-F1)(Ks+K1)-1

(6)

(7)

(5)根据计算得到的X2重新建模，再进行磁场分析，得到F2。

(6)反复迭代，且对任意迭代步i(i≥2)，令Ki-1=KXi-1，构造如下算式计算Xi：

(8)

(9)

(7)根据计算得到的Xi重新建模，再进行磁场分析，得到Fi。

(8)当-Xi-Xi-1-小于某设定值时，结束迭代，Fi和Xi即为问题的解。

实际计算时，选用成形板坯的直径为180 mm，厚度为0.98 mm，磁场等级f为16，磁垫和被吸板初始间距δ0为0.4 mm，选择图6所示的4个参考点对应的结构位移参数为求解变量。采用改进后的迭代方法求解，经过3次迭代后结果收敛，具体结果为：F1=103 616 N，F2=104 816 N，F3=105 092 N(F1～F3为1～3次迭代的总磁吸力)，X1=(0.310 0，0.229 9，0.324 5，0.313 5)Tmm，X2=(0.303 1，0.216 9，0.318 6，0.306 8)Tmm，X3=(0.302 1，0.215 0，0.317 8，0.305 9)Tmm。

由受力平衡条件可知，产生的磁力等于所施加的压边力。此外，通过耦合迭代计算可以看出，耦合计算结果差异不超过10%。因此，为了便于后续压边设计和压边力的选取，可采用原始结构模型计算所得磁力来预估压边力，结果如图8所示。根据选择的磁垫和被吸板之间的初始气隙宽度和磁场等级，采用此图即可对压边力进行预估。

图8 磁吸力随气隙宽度的变化曲线Fig.8 Magnetic force variations with width of air gap

因所设计的磁垫设置了1～16个等级，在实际使用中，可以方便地通过调整磁力等级达到所需要的压边效果。

3.4 作用在板坯上的初始压边力分布

由磁力耦合分析得到的磁吸力即为作用在板坯上的压边力。进一步分析后可得到作用在板坯上的接触压力，即作用在板坯上的单位面积压边力。

根据图8中的曲线可以初步判断，选择磁场等级为4，取磁垫和被吸板的初始气隙为0.4 mm，可以满足所选板坯的压边要求。进行耦合场分析后，可得总压边力约为37.1 kN，作用在板坯上的接触压力分布情况如图9所示,应力云图所示为有限元模型沿板坯平面法向的受力状态，对于板坯来说，接触面上的接触应力负值即为接触压力。可以看出，在圆周方向上压边力分布基本一致，而在半径方向，压边力主要集中于板坯外缘的一个很窄的区域内。

图9 接触压力的分布云图Fig.9 Nephogram of contact pressure

分析结果显示，采用电控永磁压边方法所产生的压边力沿径向的初始分布明显不同于传统压边方法的压边力分布。实际上，在拉深过程中，由于板坯外缘变厚，且板坯厚度从外缘向凹模口单调递减，采用传统压边方法和电控永磁压边方法，压边力都主要作用于法兰外缘的一个很窄的区域内，因此，在总压边力相等且其他条件相同的情况下，从压边力分布角度看，电控永磁压边方法与传统压边方法的差别可能不大。具体的压边效果还需进一步的分析论证。

4 成形过程有限元模拟和实验研究

4.1 成形过程有限元模拟

采用DYNAFORM软件分别对电控永磁压边方法和传统压边方法作用下的板坯成形过程进行模拟，有限元模型如图10所示。板坯采用厚度为0.98 mm的08Al冷轧钢板，材料属性和化学成分见表2，模具几何参数见表3。模拟采用Hill屈服准则，选择具有较高精度和较快收敛速度的单点积分形式的Belytschko-Lin-Tsay壳单元用于成形板坯的网格划分。凸模与板坯之间、凹模与板坯之间以及板坯和压料板之间的摩擦因数统一设置为0.12。

图10 有限元模型网格图Fig.10 Grid chart of FE model

表2 成形板坯材料属性和化学成分

表3 模具参数

根据经验以及福井、吉田公式[20]，并根据耦合场分析结果，采用两种压边方法的总压边力都取37.1 kN，但压边力沿径向分布不同。传统压边方法在压边圈上施加初始压边力，而电控永磁压边方法压边力的分布按照3.4节的方法确定。

图11所示是不同拉深高度(30 mm，40 mm和50 mm)下的模拟成形件。图12所示为模拟成形件的应变分布情况(拉深深度为50 mm)，R0为毛坯初始半径，r为质点初始位置半径。结果表明，在总压边力相同但初始分布不同的压边力作用下，两种压边方法得到的圆筒形件的应变分布相差很小。这说明了采用电控永磁压边方法的压边效果与传统方法是一致的。

(a)传统压边 (b)电控永磁压边图11 拉深制件的成形模拟结果Fig.11 Simulation results of drawn cups

图12 成形模拟件的三个方向的应变分布Fig.12 Strain distributions of the drawn part by FEM

4.2 拉深成形实验

为了验证电控永磁压边方法的实际效果，选取08Al材料的板坯进行了拉深成形实验。按前述设计方案制造的电控永磁拉深实验模具如图13所示。

1.压力机滑块 2.上模板 3.凸模 4.磁垫 5.凹模 6.被吸板 7.下模板 8.控制器图13 拉深实验装置Fig.13 Experimental setup

实验是在H1F-80伺服压力机上进行的。控制器8用于对磁垫中的磁极单元进行充磁和退磁，选择不同的等级可以控制压边装置中的磁感应强度和所产生的压边力。

图14a为毛坯直径为180 mm的板坯(厚度为0.98 mm)在磁场等级为4的压边力作用下得到的拉深件，成形高度约为48 mm。图14b为毛坯直径为195 mm的板坯在磁场等级为12的压边力作用下的拉深件，成形高度约为45 mm，由于压边力过大，成形件底部出现了破裂。

从实验结果可以看出，对所设计的成形模具和所选择的成形板坯，采用电控永磁压边方法可以提供足够大的压边力。所设计的磁垫仅作为拉深成形的压边使用时，其中的磁极单元数量可减少一半以上，这样，压边装置的水平尺寸也可以显著减小。

(a)毛坯外径180 mm (b)毛坯外径195 mm图14 拉深成形试件Fig.14 Drawn cups

5 能耗计算和优点分析

通过数值模拟和实验已经验证了电控永磁压边方法的可行性，在压边效果上可以达到普通压边的水平。为了进一步说明本文压边方法的优点和意义，以实验条件和磁垫最大磁场等级为例，对其节能效果进行量化计算，并对比分析三种压边方法的优劣。

所设计磁垫在磁场等级为4和16时，充磁电流强度Im分别为7 A(压边力约为37.1 kN)和15 A(压边力约为153 kN)，磁退电流强度Id都为8 A，充退磁耗时t都为20 ms。拉深实验中，一次拉深过程中需要维持压边力的时长约为1 s。

传统压边方法中，根据能量守恒定律，施加压边力消耗的能量Qc等于压边力做功，即压边力与作用距离(压边行程)h的乘积：

(10)

取压边行程h=48 mm，当压边力分别为37.1 kN和153 kN时，对应的压边力做功分别为1.8 kJ和7.3 kJ。

电磁压边方法中，以耗能最小的脉冲电流压边方法为对比对象进行能耗分析。根据研究结果[21]可知， 37.1 kN压边力维持1 s电流耗能约为36 kJ，压边力为153 kN时的耗能约为77 kJ。

电控永磁压边中，磁垫线圈绕组的总电阻R约为290 Ω，一次拉深过程需要充磁和退磁各1次，电流耗能可用下式计算：

(11)

磁场等级为4和16时的电流强度分别为7 A和15 A，代入式(11)可得电流耗能分别为0.66 kJ和1.68 kJ。

图15所示为不同压边方法的能耗对比情况，可以看出，三种压边方法中，电控永磁压边方法节能效果最好，传统压边方法次之，而电磁压边能耗远大于前两种压边方法能耗。电控永磁压边方法相对于传统压边方法节能在60%以上，而相对于电磁压边方法，节能更高达95%以上。随着压边力的增大，电控永磁压边方法的节能效果更加明显。

图15 三种压边方法的能耗对比Fig.15 Comparison of energy consumptions

三种压边方法的特点如表4所示。虽然电磁压边耗能很大，但由于其易于控制，已成为近期的研究热点。而本文提出的电控永磁压边技术，在继承了电磁压边优点的基础上，耗能还不到电磁压边方法的5%，因此具有很好的应用前景。

表4 不同压边方法的对比

从分析结果可以看出，在最大压边力相同的情况下，采用电控永磁压边方法所消耗的能量只有电磁压边的几十分之一，因此，在连续工作时，新压边方法可避免电磁压边中的过热问题。