方形管分流模雙孔擠壓過(guò)程中金屬的流動(dòng)行為

黃東男，李靜媛，張志豪，謝建新

(1. 北京科技大學(xué) 新材料技術(shù)研究院，北京 100083；2. 內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，呼和浩特 010051)

方形管分流模雙孔擠壓過(guò)程中金屬的流動(dòng)行為

黃東男1，2，李靜媛1，張志豪1，謝建新1

(1. 北京科技大學(xué) 新材料技術(shù)研究院，北京 100083；2. 內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，呼和浩特 010051)

采用Deform-3D有限元軟件，結(jié)合基于逆向工程的焊合面網(wǎng)格修復(fù)技術(shù)，建立方形管分流模雙孔擠壓時(shí)包括焊合過(guò)程在內(nèi)的全過(guò)程的三維有限元數(shù)值模擬方法，分析分流孔的配置方案對(duì)金屬流動(dòng)行為、擠壓力、擠壓溫度及成形質(zhì)量的影響。結(jié)果表明：中間分流孔與位于兩側(cè)分流孔的面積比值Q1/Q2是影響金屬流動(dòng)均勻性、焊縫位置和制品平直度的重要因素，比值Q1/Q2為0.93~1.03時(shí)，擠出的方管平直度好；分流孔外接圓直徑和擠壓筒直徑的比值對(duì)擠壓過(guò)程中溫升的影響較小，而對(duì)擠壓力有一定的影響，當(dāng)該比值為0.82時(shí)擠壓力最小，該比值超過(guò)0.82時(shí)擠壓力明顯增加。

分流模擠壓；有限元模擬；分流孔面積；金屬流動(dòng)行為

分流模擠壓是生產(chǎn)鋁及鋁合金空心型材的主要方法[1-2]。與一次擠壓生產(chǎn)一根制品的單孔模擠壓相比，一次擠壓生產(chǎn)兩根或多根制品的多孔模擠壓法，在非對(duì)稱復(fù)雜斷面型材擠壓成形時(shí)平衡金屬流動(dòng)、在大噸位擠壓機(jī)上生產(chǎn)小規(guī)格型材和提高型材生產(chǎn)效率等方面具有重要應(yīng)用前景。

在分流擠壓過(guò)程中，正確的模具設(shè)計(jì)是獲得高表面質(zhì)量和高形狀尺寸精度擠壓制品、提高擠壓生產(chǎn)效率、提高模具使用壽命的關(guān)鍵[3-4]。分析分流、焊合過(guò)程的金屬流動(dòng)行為，了解模具結(jié)構(gòu)和尺寸因素等對(duì)金屬流動(dòng)變形的影響規(guī)律，是正確設(shè)計(jì)模具的前提[5-6]。

由于多孔模擠壓時(shí)金屬流動(dòng)均勻性控制難度較大，常導(dǎo)致擠出型材產(chǎn)生刀彎、扭擰及各制品間流速不等缺陷，依靠源于實(shí)踐的經(jīng)驗(yàn)規(guī)律和模具設(shè)計(jì)者個(gè)人經(jīng)驗(yàn)的傳統(tǒng)的設(shè)計(jì)方法很難解決此類模具設(shè)計(jì)所面臨的問(wèn)題[7-8]。采用有限元數(shù)值模擬技術(shù)對(duì)變形金屬內(nèi)部的應(yīng)力場(chǎng)、應(yīng)變場(chǎng)、溫度場(chǎng)和速度場(chǎng)等物理量進(jìn)行分析，可預(yù)測(cè)制品成形質(zhì)量，為合理設(shè)計(jì)模具結(jié)構(gòu)和制定擠壓工藝提供理論依據(jù)[9-10]。

現(xiàn)有的有限元模擬方法只能對(duì)焊合面與對(duì)稱面位置一致的對(duì)稱斷面空心型材的分流模擠壓焊合過(guò)程進(jìn)行模擬分析[11-13](此時(shí)，通過(guò)假定焊合面為剛性面，可使焊合接觸面上不產(chǎn)生網(wǎng)格穿透現(xiàn)象)，而對(duì)于焊合面與對(duì)稱面不一致斷面空心型材，由于無(wú)法處理焊合面上網(wǎng)格穿透問(wèn)題，無(wú)法模擬其焊合過(guò)程，只能對(duì)其分流過(guò)程及穩(wěn)態(tài)成形過(guò)程進(jìn)行分析，因而難以獲得模具結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)擠壓制品的形狀和尺寸的影響規(guī)律。

謝建新等[14]提出了一種基于逆向工程技術(shù)的焊合面網(wǎng)格修復(fù)技術(shù)，對(duì)分流模擠壓過(guò)程中焊合面相互穿透的網(wǎng)格進(jìn)行修復(fù)，實(shí)現(xiàn)對(duì)空心型材分流模擠壓全過(guò)程的數(shù)值模擬分析。在此基礎(chǔ)上，本文作者重點(diǎn)研究分流孔配置對(duì)鋁合金A6005方管型材分流模雙孔擠壓過(guò)程中金屬流動(dòng)行為、擠壓力及擠壓溫度的影響，并在650 t擠壓機(jī)上進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

1 計(jì)算條件及焊合面穿透網(wǎng)格處理

1.1 計(jì)算條件

生產(chǎn)中一般采用如圖1(a)和(b)所示的雙孔分流模擠壓方管，模具名稱及組裝如圖 1(c)所示。為了改善金屬流動(dòng)的均勻性，兩側(cè)分流孔的外壁設(shè)計(jì)成圓弧形。分流孔外接圓直徑 Dc與擠壓筒直徑 D之比通常為0.7~0.9[3]。焊合角為 30?。

由圖1可知，流經(jīng)中間分流孔(以下簡(jiǎn)稱Q1孔)內(nèi)的金屬同時(shí)向兩個(gè)?？坠┝?，兩側(cè)分流孔(以下簡(jiǎn)稱Q2孔)各向一個(gè)模孔供料。因此，分流孔面積比(Q1/Q2)及分流孔位置(可用分流孔外接圓直徑與擠壓筒直徑比Dc/D來(lái)描述)是影響金屬流動(dòng)均勻性及方管成形質(zhì)量的關(guān)鍵因素。

采用有限元軟件Deform-3D對(duì)圖1所示方管分流模雙孔擠壓過(guò)程進(jìn)行模擬。考慮到模具結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，為減少單元網(wǎng)格數(shù)量及計(jì)算時(shí)間，并獲得較高的仿真精度，取如圖2所示的1/4模型進(jìn)行過(guò)程模擬。網(wǎng)格劃分采用絕對(duì)網(wǎng)格法，計(jì)算單元為四面體網(wǎng)格單元，并對(duì)塑性變形較劇烈的分流孔入口及?？兹肟谔庍M(jìn)行網(wǎng)格單元細(xì)化。設(shè)定模擬過(guò)程中單元最小尺寸為 0.5 mm，單元最大尺寸為15 mm。為了減少焊縫位置的

圖1 雙孔分流模結(jié)構(gòu)及擠壓模具裝配示意圖Fig.1 Schematic diagrams of structure of porthole die and die assembling: (a) Upper die; (b) Bottom die; (c) Die assembling

圖2 幾何模型及網(wǎng)格劃分Fig.2 Geometry model and meshes of FEM simulation

網(wǎng)格穿透量，將相對(duì)沖突干涉系數(shù)設(shè)為0.4。

擠壓的初始工藝條件如下：坯料溫度480 ℃，擠壓筒溫度400 ℃，模具溫度450 ℃，擠壓墊溫度30 ℃，擠壓墊速度4 mm/s。

將變形溫度下的A6005鋁合金坯料設(shè)為粘塑性材料，采用等溫?zé)釅嚎s實(shí)驗(yàn)，通過(guò)最小殘差平方和回歸分析方法，建立了合金本構(gòu)關(guān)系模型，為幾何模型提供材料流動(dòng)變形行為。

式中：σ為流變應(yīng)力，ε˙為應(yīng)變速率，T為變形溫度，R為摩爾氣體常數(shù)，A、α和n均為與材料狀態(tài)有關(guān)的系數(shù)，Q為熱變形激活能，Z為溫度補(bǔ)償?shù)膽?yīng)變速率因子，其中：

模具設(shè)為剛性材料，坯料和模具之間選用剪切摩擦模型， 摩擦因數(shù) m =/ σ (τ為接觸摩擦切應(yīng)力，σ為材料的流動(dòng)應(yīng)力)[15]。本研究根據(jù)A6005鋁合金的圓環(huán)壓縮實(shí)驗(yàn)結(jié)果，取m=1，施加在坯料與模具表面和擠壓筒內(nèi)表面。

1.2 焊合面穿透網(wǎng)格處理

模擬過(guò)程中，當(dāng)焊合面網(wǎng)格單元相互穿透時(shí)，依據(jù)塑性成形過(guò)程中體積不變?cè)?，?dāng)焊合面網(wǎng)格穿透體積和未穿透體積相等時(shí)，將此時(shí)的有限元網(wǎng)格模型轉(zhuǎn)化成由小三角形面為基本描述單元的三維模型，即STL(Stereo lithography)模型，通過(guò)三維實(shí)體設(shè)計(jì)軟件Pro/ENGINEER中的基于逆向工程技術(shù)的小平面特征技術(shù)，對(duì)STL模型中相互穿透的焊合面三角網(wǎng)格進(jìn)行修復(fù)，刪除產(chǎn)生穿透及畸變的三角形網(wǎng)格，然后依次選取3個(gè)相鄰的頂點(diǎn)重新構(gòu)建三角形網(wǎng)格，對(duì)其表面進(jìn)行填充。同時(shí)將焊合面尚未充滿區(qū)域的表面用三角形面片單元進(jìn)行填充，使得原始穿透區(qū)和未充滿區(qū)重新形成一個(gè)由三角形面片單元構(gòu)成的三維模型[14]。焊合面穿透網(wǎng)格修復(fù)前后的有限元模型如圖3所示，其中圖 3(a)所示為焊合面網(wǎng)格相互穿透時(shí)的有限元模型，圖3(b) 所示為焊合面網(wǎng)格修復(fù)前的有限元模型局部放大，圖3(c) 所示為修復(fù)后的有限元模型。

圖3 焊合面穿透網(wǎng)格修復(fù)前后的有限元模型Fig.3 FEM model of penetration mesh on welding surface before and after mesh repairing: (a) Mutual penetration meshes on welding surfaces; (b) Before mesh repairing; (c) After mesh repairing

在有限元軟件Deform-3D中對(duì)如圖3所示的修復(fù)模型添加單元節(jié)點(diǎn)數(shù)據(jù)，繼續(xù)計(jì)算，從而完成分流模擠壓焊合階段及擠壓全過(guò)程的模擬分析。

2 模擬結(jié)果與討論

2.1 擠壓各階段金屬的流動(dòng)行為分析

為便于與在650 t擠壓機(jī)上進(jìn)行實(shí)驗(yàn)的結(jié)果相比較，本研究首先以L15 mm×t2 mm(其中L表示邊長(zhǎng)，t表示厚度，下同)的方管為例，分析分流模雙孔擠壓過(guò)程中各個(gè)階段金屬的流動(dòng)行為。

擠壓筒直徑D為95 mm，分流孔外接圓直徑Dc為84 mm；上模高H1為50 mm，下模高H2為50 mm，焊合室高度h為13 mm；?？譫為15 mm，模芯dm為11 mm；Q1孔的寬度b為12 mm，相應(yīng)的Q1和Q2的面積比為0.71；焊合壓縮比K(俗稱分流比，即分流孔總面積與制品總斷面積之比)為 8.6，擠壓比 R為34.1。

圖4所示為擠壓不同階段的金屬流動(dòng)行為及速度場(chǎng)分布，各分圖中右圖所示為沿 x軸方向(擠壓方向)對(duì)稱面上的速度場(chǎng)矢量圖。

由圖 4(a)可知，在鐓粗階段的后期，坯料開(kāi)始進(jìn)入分流孔，但分流孔內(nèi)金屬流速小于擠壓軸速度，主要由于鐓粗和分流同時(shí)進(jìn)行，導(dǎo)致分流速度減小。

由圖4(b)可知，在分流階段，金屬在分流橋的作用下被拆分為3股進(jìn)入分流孔，分流孔內(nèi)金屬流速遠(yuǎn)高于擠壓軸速度。同時(shí)，由于擠壓筒中心附近金屬流動(dòng)阻力小，受擠壓筒內(nèi)壁摩擦力影響也小，使得 Q1孔內(nèi)金屬流速明顯大于Q2孔的金屬流速，因此Q1孔所擠壓出的金屬長(zhǎng)度比Q2孔的長(zhǎng)。

由圖 4(c)可知，在填充焊合階段，3股金屬相繼與焊合室底面接觸，形成徑向流動(dòng)開(kāi)始填充焊合室。在填充焊合室過(guò)程中，Q2孔內(nèi)的金屬只向模具中心側(cè)流動(dòng)填充，而Q1孔的金屬進(jìn)入焊合室后向兩側(cè)分流填充，使得金屬?gòu)姆至骺變?nèi)進(jìn)入焊合室后，其速度被分解，導(dǎo)致填充過(guò)程中焊合面端部速度小于由Q2孔內(nèi)流入焊合室的焊合面端部速度。同時(shí)，由于Q1/Q2=0.71，即Q1孔面積相對(duì)較小，即從Q1孔流出的金屬量較少，因此從Q2孔流出的金屬成為填充焊合室的主要來(lái)源，從而最終導(dǎo)致焊縫偏向模具中心位置，并使焊縫兩側(cè)方管表面流速不等。

圖4 擠壓過(guò)程金屬流動(dòng)行為及速度場(chǎng)Fig.4 Metal flowing behaviors and velocity fields(Dc/D =0.88, Q1/Q2=0.71): (a) Upsetting stage (with stroke of 6 mm); (b)Dividing stage (with stroke of 20.5 mm); (c)Filling welding chamber stage (with stroke of 24.8mm) ; (d) Welding and forming stage(with stroke of 26.2mm)

圖 4(c)還表明，在金屬坯料填充焊合室過(guò)程中，即焊縫尚未完全焊合前，已有部分金屬先期被擠出模孔形成了方管的料頭。

由圖4(d)可知，在焊合及成形階段，延續(xù)了填充焊合階段的金屬不均勻流動(dòng)，Q2孔對(duì)應(yīng)的方管外側(cè)金屬流量大、速度快，導(dǎo)致焊縫位置偏離方管的對(duì)稱中心，型材離開(kāi)?？缀笙蚰＞咧行膫?cè)彎曲，形成刀彎，并產(chǎn)生碰觸。

上述對(duì)分流模雙孔擠壓方管時(shí)金屬流動(dòng)行為的分析表明，方管向中心側(cè)彎曲的主要因素是Q1孔的金屬流量過(guò)小，因此為消除方管產(chǎn)生的內(nèi)側(cè)彎曲缺陷，應(yīng)該增大Q1孔的面積。

2.2 分流孔面積比Q1/Q2對(duì)金屬流動(dòng)行為的影響

將Q1孔寬度b從12 mm增加至16、18和20 mm，而Q2孔面積保持不變，即Q1/Q2由上述的0.71增加至0.93、1.03和1.13。

圖5所示為擠壓行程為20.5 mm時(shí)，不同分流孔面積比時(shí)各分流孔內(nèi)流出金屬長(zhǎng)度比。由圖5可見(jiàn)，隨Q1/Q2的增加，Q1與Q2孔內(nèi)金屬的長(zhǎng)度比值增加，即Q1和Q2孔流出金屬的長(zhǎng)度差增加，使得由Q1孔流出并充填焊合室的金屬量增大。

圖5 擠壓行程為20.5 mm時(shí)金屬分流長(zhǎng)度比與分流孔面積比的關(guān)系Fig.5 Relationship of portholes metal length ratio and porthole area ratio with stroke of 20.5 mm

圖6 穩(wěn)態(tài)擠壓時(shí)方管成形情況Fig.6 Simulation results of square tube extrusion at steady stage (Dc/D=0.88): (a) Q1/Q2=0.71(L15 mm×t2 mm) ; (b) Q1/Q2=0.93(L15 mm×t2 mm); (c) Q1/Q2=1.03(L15 mm×t2 mm); (d) Q1/Q2=1.13(L15 mm×t2 mm)

圖6 所示為不同分流孔面積比條件下，穩(wěn)態(tài)成形階段方管分流模擠壓成形模擬結(jié)果。由圖6可以看出，當(dāng)Q1/Q2=0.71和Q1/Q2=1.13時(shí)(見(jiàn)圖6(a)和(d))，擠出方管各部位流速不均勻，方管向內(nèi)側(cè)和外側(cè)產(chǎn)生刀彎，說(shuō)明分流孔Q1面積過(guò)小和過(guò)大。當(dāng)Q1/Q2=1.03時(shí)(見(jiàn)圖6 (c))，擠出方管各部位流速最均勻，外形最佳。當(dāng)Q1/Q2=0.93時(shí)(見(jiàn)圖6(b))，只是方管的料頭略有彎曲，而隨著擠壓行程的增加，方管各部位流速逐漸趨于均勻，外形較好。

因此可以認(rèn)為，當(dāng)分流孔外接圓直徑和擠壓筒直徑比為Dc/D=0.88時(shí)，分流孔Q1/Q2=0.93~1.03時(shí)，擠出方管流出速度均勻，外形平直。

以上合適的分流孔面積比(Q1/Q2=0.93~1.03)是在擠壓筒直徑D為95 mm、分流孔外接圓直徑Dc為84 mm(即 Dc/D=0.88)的條件下確定的。為了驗(yàn)證其普遍性，本研究計(jì)算了不同Dc/D、不同斷面尺寸方管的分流模雙孔擠壓時(shí)的成形情況，結(jié)果如表1所列。由表1模擬結(jié)果可知，對(duì)于此類分流模雙孔擠壓方管時(shí)，當(dāng)分流孔面積Q1/Q2為0.93~1.03時(shí)，擠出的方管外形平直。

2.3 分流孔位置對(duì)最大擠壓力及溫度的影響

模擬結(jié)果表明，在其它結(jié)構(gòu)參數(shù)相同的條件下，Dc/D對(duì)金屬流動(dòng)行為的影響較小，但對(duì)擠壓力的影響較大。方管(L30 mm×t2 mm)擠壓時(shí)的擠壓力及穩(wěn)態(tài)擠壓時(shí)?？诔隹谔?，由熱變形及摩擦生熱所得的方管表面溫度隨Dc/D的變化如圖7所示。由圖7可知，分流孔外接圓直徑和擠壓筒直徑比對(duì)擠壓過(guò)程中的金屬溫度變化影響很小，而對(duì)擠壓力有一定的影響，即隨著比值的增加，擠壓力呈先略有減小然后增大。當(dāng)比值Dc/D為0.82時(shí)最大擠壓力最小，比值超過(guò)0.82時(shí)最大擠壓力明顯增加。因此，Dc/D存在一個(gè)最佳值，使得擠壓力最小。

圖 7 分流孔外接圓直徑和擠壓筒直徑之比對(duì)擠壓力及方管表面溫度的影響Fig.7 Effects of Dc/D on extrusion load and tube surface temperature

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證模擬結(jié)果，以方管(L15 mm×t2 mm)為例，設(shè)計(jì)加工了Q1/Q2=0.93的雙孔分流模，并在650 t臥式擠壓機(jī)上進(jìn)行擠壓實(shí)驗(yàn)。擠壓工藝參數(shù)和上述模擬參數(shù)相同。為了便于從模具中取出坯料，以及觀測(cè)分流孔內(nèi)金屬的流動(dòng)情況和焊合室內(nèi)焊縫的位置，擠壓前在模具內(nèi)表面涂敷少量石墨乳。

當(dāng)擠壓行程為20 mm，即擠壓處于分流階段末期時(shí)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖8(a)所示，Q1孔內(nèi)流出金屬長(zhǎng)度為55 mm，Q2孔內(nèi)金屬長(zhǎng)度為42 mm。同一行程時(shí)的模擬結(jié)果如圖8(b)所示，Q1孔內(nèi)流出金屬長(zhǎng)度為57 mm，Q2孔內(nèi)金屬長(zhǎng)度為45 mm。金屬長(zhǎng)度的模擬結(jié)果比實(shí)測(cè)結(jié)果長(zhǎng)2~3 mm，誤差小于7%。

表1 不同Dc/D、斷面尺寸的方管成形情況Table1 Simulation results of square tube extrusion with various Dc/D and section sizes

圖8 分流階段及焊縫位置的實(shí)驗(yàn)和模擬結(jié)果對(duì)比Fig.8 Comparison of simulation and experimental results at welding line position and dividing stage: (a) Experimental result of flowing behavior; (b) Simulation result of flowing behavior; (c) Experimental result of welding line position; (d) Simulation result of welding line position

當(dāng)金屬充滿焊合室并從?？琢鞒鰰r(shí)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果如圖8(c)、(d)所示。從圖8中可以看出，模擬與實(shí)際結(jié)果在外形和焊縫位置上皆吻合，焊縫位置偏向Q1孔，擠壓實(shí)驗(yàn)的焊縫位置偏移了1.2 mm，模擬結(jié)果為1.1 mm，誤差小于10%。

4 結(jié)論

1)采用Deform-3D有限元計(jì)算軟件，結(jié)合基于逆向工程的焊合面網(wǎng)格修復(fù)技術(shù)，建立了方形管分流模雙孔擠壓時(shí)包括焊合過(guò)程在內(nèi)的全過(guò)程的三維有限元數(shù)值模擬技術(shù)。

2) 中間分流孔和兩側(cè)分流孔面積的比值Q1/Q2是影響金屬流速、焊縫位置的重要因素，比值 Q1/Q2為0.93~1.03時(shí)，擠出方管外形平直。

3) 分流孔外接圓和擠壓筒直徑的比值對(duì)擠壓過(guò)程中的溫升影響很小，而對(duì)擠壓力有一定的影響；隨著該比值的增大，擠壓力先呈減小趨勢(shì)，然后有明顯增大；在本研究條件下，當(dāng)該比值為0.82時(shí)擠壓力最小，該比值超過(guò)0.82時(shí)擠壓力明顯增大。

REFERENCES

[1] MURAKAMI S. Adoption of aluminum extrusion and its technology[J]. Journal of the Japan Society for Technology of plasticity, 2008, 49(567): 25-30.

[2] 謝建新, 劉靜安. 金屬擠壓理論與技術(shù)[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 2001.XIE Jian-xin, LIU Jing-an. Theory and technology for metal extrusion[M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2001.

[3] XIE J X, MURAKAMI T, IKEDA K. Experimental simulation of metal flow in porthole-die extrusion[J]. Journal of Materials Processing Technology, 1995, 49(1/2): 1-11.

[4] CHANDA T, ZHOU J, KOWALSKI L. 3D FEM simulation of the thermal events during AA6061 aluminum extrusion[J].Scripta Materialia, 1999, 41(2): 195-202.

[5] YANG D Y, PARK K, KANG Y S. Integrated finite element simulation for the hot extrusion of complicated Al alloy profile[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2001,111(1/3): 25-30.

[6] JO H H, LEE S K, JUNG S C. A non-steady state FE analysis of Al tubes hot extrusion by a porthole die[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2006, 173(2): 223-231.

[7] YANG D Y, KIM K J. Design of processes and products through simulation of three-dimensional extrusion[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2007, 191(1/3): 2-6.

[8] 程 磊, 謝水生, 黃國(guó)杰, 吳鵬越, 和優(yōu)鋒. 分流組合模擠壓過(guò)程的有限元分步模擬[J].系統(tǒng)仿真學(xué)報(bào), 2008, 20(24):6603-6608.CHEN Lei, XIE Shui-sheng, HUANG Guo-jie, WU Peng-yue,HE You-feng. Multi-stage finite element simulation of porthole die extrusion process[J]. Journal of System Simulation, 2008,20(24): 6603-6608.

[9] 邸利青, 張士宏. 分流組合模擠壓過(guò)程數(shù)值模擬及模具優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]. 塑性工程學(xué)報(bào), 2009, 16(2): 123-127.DI Li-qing, ZHANG Shi-hong. Porthole die extrusion process numerical simulation and optimal die design[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2009, 16(2): 123-127.

[10] JUNG M L, BYUNG M K, CHUNG G K. Effects of chamber shapes of porthole die on elastic deformation and extrusion process in condenser tube extrusion[J]. Materials and Design,2005, 26(4): 327-336.

[11] LI L, ZHANG H, ZHOU J. Numerical and experimental study on the extrusion through a porthole die to produce a hollow magnesium profile with longitudinal weld seams[J]. Materials and Design, 2008, 29(6): 1190-1198.

[12] JO H H, LEE S K, LEE S B. Prediction of welding pressure in the non-steady state porthole die extrusion of Al7003 tubes[J].International Journal of Machine Tools and Manufacture, 2002,42(6): 753-759.

[13] DONATI L, TOMESANI L. The prediction of seam welds quality in aluminum extrusion[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2004, 153: 366-373.

[14] 謝建新, 黃東男, 李靜媛, 張志豪. 一種空心型材分流模擠壓焊合過(guò)程數(shù)值模擬技術(shù): CN101604350A[P].2009-12-16.XIE Jian-xin, HUANG Dong-nan, LI Jing-yuan, ZHANG Zhi-hao. A numerical simulation technology for hollow profile extrusion by porthole die: CN101604350A[P].2009-12-16.

[15] LIU G, ZHOU J, DUSZCZYK J. FE analysis of metal flow and weld seam formation in a porthole die during the extrusion of a magnesium alloy into a square tube and the effect of ram speed on weld strength[J]. Journal of Materials Processing Technology,2008, 200(1/3):185-198.

Metal flowing behaviors during diplopore extrusion of square tube with porthole die

HUANG Dong-dan1,2, LI Jing-yuan1, ZHANG Zhi-hao1, XIE Jian-xin1
(1. Institute of Advanced Materials and Technologies, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China;2. School of Materials Science and Engineering, Inner Mongolia University of Technology, Hohhot 010051, China)

Applying welding plane meshes repairing technology based on reverse engineering and commercial FEM soft Deform-3D, a three dimensions finite element method for simulating the whole diplopore extrusion process of square tube with porthole die, including bonding stage, were developed. The effects of the portholes configuration scheme on the metal flowing behaviors, extrusion load, tube temperature and forming quality were analyzed. The results show that, the area ratio of the center to the side porthole (Q1/Q2) is an important factor affecting the flow uniformity, seam position and straightness of the tube. When the area ratio (Q1/Q2) ranges in 0.93-1.03, the straightness of the extrusion tube is satisfied.The diameter ratio of the porthole circumcircle to the extrusion container (Dc/D) has little effect on the temperature-rising,but has great effect on the extrusion load. When the diameter ratio is 0.82, the extrusion load is at minimum. When the diameter ratio is larger than 0.82, the extrusion load increases obviously.

porthole die extrusion; finite element simulation; porthole area; metal flowing behavior

TG379

A

1004-0609(2010)03-0488-08

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃資助項(xiàng)目(2007CB613703)；國(guó)家“十一五”科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2007BAE38B00)

2009-06-20；

2009-12-04

謝建新，教授，博士；電話：010-62332254；E-mail：jxxie@mater.ustb.edu.cn

(編輯 何學(xué)鋒)