分流組合模在擠壓多孔薄壁鋁型材過程中的應(yīng)力分析＊

程 磊，謝水生，黃國杰，和優(yōu)鋒，付 垚

北京有色金屬研究總院有色金屬材料制備加工國家重點實驗室，北京100088

分流組合模在擠壓多孔薄壁鋁型材過程中的應(yīng)力分析＊

程 磊，謝水生，黃國杰，和優(yōu)鋒，付 垚

北京有色金屬研究總院有色金屬材料制備加工國家重點實驗室，北京100088

采用彈性有限元模擬的方法，建立了分流組合模在擠壓空心鋁型材過程中的應(yīng)力計算模型，以典型的多孔薄壁口琴管型材為研究對象，對分流組合模具在擠壓型材過程中的應(yīng)力及彈性變形進(jìn)行了分析．結(jié)果表明：分流組合模上模的應(yīng)力分布極其不均，模芯根部有明顯的應(yīng)力集中，易產(chǎn)生裂紋，使模具過早失效；模芯和模孔部位的彈性變形會使擠出的型材制品尺寸產(chǎn)生偏差，在設(shè)計分流組合模具時應(yīng)考慮尺寸補(bǔ)償．

空心鋁型材；分流模；模具應(yīng)力；數(shù)值模擬

鋁合金空心型材以其重量輕、強(qiáng)度高、加工性能好、耐腐蝕等良好特性，在航空航天、鐵道車輛、汽車和建筑裝飾材料等領(lǐng)域中得到了非常廣泛的應(yīng)用[1]．目前，90%以上的鋁合金空心型材都采用分流組合模進(jìn)行擠壓生產(chǎn)，其原理是在普通的擠壓機(jī)上采用實心鑄錠，鋁液先經(jīng)分流組合模具的分流孔分流后再流入高溫、高壓的焊合室重新焊合后流出模孔，擠出符合要求的各種復(fù)雜截面的空心型材[2]．?dāng)D壓空心鋁型材時，由于受到擠壓筒壁、模具端面、分流孔、焊合腔、死區(qū)以及工作帶的強(qiáng)烈摩擦作用，金屬流動的不均勻現(xiàn)象十分嚴(yán)重，使得模具的受力狀況變得十分復(fù)雜．分流組合模具是空心型材擠壓過程中承受高溫（溫度可達(dá)到600℃）、高壓（單位壓力超過100 kg/mm2）、高摩擦（剪切摩擦因子接近1）作用最嚴(yán)重的工具，從而引起工模具的磨損、塑性變形、疲勞破壞和開裂等失效或損壞，模具的使用壽命很低[3]．尤其是在擠壓多孔薄壁的空心型材時由于分流組合模的模芯和?？资芰Σ痪瑫l(fā)生彈性變形，使擠出的型材尺寸發(fā)生偏差[4]．

為保證產(chǎn)品質(zhì)量，提高模具的使用壽命，必須詳細(xì)研究模具的應(yīng)力及彈性變形情況，以便合理地設(shè)計模具．但由于分流模的結(jié)構(gòu)復(fù)雜，在擠壓過程中，金屬的流動方向多變、變形劇烈，難以采用理論分析和實驗的方法進(jìn)行研究[5]．針對這一情況，本文選取某一典型的薄壁復(fù)雜截面口琴管為研究對象，在商業(yè)模擬軟件Deform－3D平臺上，對分流模在擠壓過程中的應(yīng)力和彈性變形進(jìn)行分析，所得結(jié)果為分流模具結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計提供了理論參考．

1 分流組合模具的設(shè)計

口琴管因其端面形狀類似口琴而得名，是汽車?yán)淠到y(tǒng)和工業(yè)熱交換器上的重要零部件，在實際使用中，口琴管內(nèi)充有冷卻介質(zhì)，用作熱交換器的流體導(dǎo)管[6]．為提高其導(dǎo)熱率，口琴管通常被設(shè)計成4～25孔，壁厚0．4～1．0 mm，高度約5 mm，這使其生產(chǎn)難度極大．本文所研究的口琴管為5孔，壁厚1 mm，其橫截面尺寸如圖1所示．口琴管的材料選用1050鋁合金，模具材料選用H－13熱模工具鋼．圖2為擠壓此型材所需的分流組合模具結(jié)構(gòu)示意圖，為了增加口琴管內(nèi)壁金屬的供給量，在分流模的模芯部位增設(shè)了引流孔．

圖1 口琴管橫截面尺寸圖Fig．1 Cross－section dimensional drawing of harmonica－shaped tube

圖2 分流組合模具的結(jié)構(gòu)示意圖Fig．2 Schematic diagrams of porthole die structure

2 模具應(yīng)力分析模型的建立

分流模的擠壓過程屬于金屬塑性大變形過程，且變形過程劇烈，在數(shù)值模擬過程中如果只考慮工件的塑性變形，而忽略工件和模具的彈性變形，則無法直接進(jìn)行模具的應(yīng)力分析．因此，當(dāng)分流模的擠壓成形過程的數(shù)值模擬完成后，需分別提取分流階段和穩(wěn)態(tài)成形階段的工件載荷施加到模具上，進(jìn)行分流組合模具的應(yīng)力分析．為簡化邊界條件，將擠壓筒和分流模的上、下模作為一個整體進(jìn)行分析．圖3為模具應(yīng)力分析過程中所施加的邊界約束條件．

為了與實際的擠壓成形過程相符，在進(jìn)行模具應(yīng)力分析時，把模具設(shè)定為彈性材料，進(jìn)行熱力耦合彈性有限元計算，并且施加如下約束：

（1）對下模底面z向的位移施加約束，擠壓筒外表面的x，y，z方向的位移都施加約束；

（2）依據(jù)模具的對稱性，選取模具的1/4進(jìn)行受力分析，并且設(shè)定分流組合模具的兩個對稱面；

（3）模具所受的載荷邊界條件從擠壓成形分析的后處理結(jié)果中提取，通過力的形式插入到模具的節(jié)點中．

圖3 分流模應(yīng)力分析中的邊界約束條件Fig．3 Edge－restraint conditions in porthole die stress analysis

3 模具應(yīng)力分析結(jié)果

圖4分別為分流階段和焊合成形階段分流組合模具的等效應(yīng)力分布圖．由圖4可知，在分流階段模具的等效應(yīng)力較小，并且主要集中在上模的模橋部位；在成形階段，模具體內(nèi)的等效應(yīng)力增加較大且分布不均勻，最大應(yīng)力出現(xiàn)在模芯根部，模芯根部和引流孔內(nèi)的應(yīng)力集中很明顯，此處等效應(yīng)力達(dá)到最大值725 MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于模具的其它部位，在此部位容易產(chǎn)生裂紋，這與實際情況完全吻合，說明應(yīng)力集中是模具產(chǎn)生橋裂的主要原因之一．

圖4 分流組合模的等效應(yīng)力分布圖（a）分流階段；（b）成形階段Fig．4 Effective stress distributions of porthole die（a）dividing stage；（b）forming stage

圖5為分流階段分流組合模具在x，y，z方向的彈性變形．從圖5中可以看出，在分流階段，由于模橋部位所受的應(yīng)力較大，所以模橋部位的變形量也較大．模橋的橫向偏移很小，可以忽略不計，變形主要是發(fā)生在沿擠壓方向的z軸，且越靠近擠壓筒的中心部位模橋的變形量越大，模橋的中心部位向下壓塌了約0．04 mm．

圖5 分流階段分流組合模的彈性變形（a）x軸方向；（b）y軸方向；（c）z軸方向Fig．5 Elastic deformations of porthole die in dividing stage（a）x axis direction；（b）y axis direction；（c）z axis direction

圖6為成形階段分流組合模具上模的彈性變形情況．從圖6中可以看出，在成形階段，模橋的彈性變形進(jìn)一步增加，這時模橋的中心部位向下壓塌了約0．12 mm，擠壓時，多個模芯之間由于受力不均，發(fā)生了橫向變形，使?？壮叽绨l(fā)生了變化．

圖6 成形階段上模的彈性變形（a）z軸方向；（b）x軸方向Fig．6 Elastic deformation of the upper die in forming stage（a）z axis direction；（b）x axis direction

由模擬結(jié)果可以確定每個模芯的偏移量和偏移方向（圖7）．由圖7可見，在B處和C處模芯都發(fā)生了向外擴(kuò)展變形，口琴管擠出成形后在這兩處內(nèi)腔的壁厚均大于1 mm，B處的偏差量比C處的小；由于A處模芯向?？椎亩瞬繑U(kuò)展，導(dǎo)致此處圓弧型材的壁厚小于1 mm．

圖7 成形階段模芯的位移Fig．7 Displacement of the mandrel in forming stage

圖8是在成形階段分流組合模具下模的彈性變形情況．從圖8中可以看出，下模的彈性變形主要集中在工作帶處，而且工作帶處的變形主要發(fā)生在擠壓方向z向，下模工作帶沿擠壓方向移動了0．08 mm，這會使得工作帶的有效長度變小，為此需要進(jìn)行補(bǔ)償，以確保出口鋁液的流速均勻．

圖8 成形階段下模的彈性變形Fig．8 Elastic deformation of the lower die in forming stage

4 結(jié) 論

基于數(shù)值模擬方法，建立了分流組合模具的應(yīng)力分析模型，通過對分流組合模在擠壓口琴管的過程中的應(yīng)力及彈性變形的計算，得出以下結(jié)論：

（1）在空心型材的擠壓過程中，分流模具的應(yīng)力主要集中在模橋部分，最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在模芯根部，應(yīng)力集中很明顯，在此部位最容易產(chǎn)生裂紋；

（2）分流模具的彈性變形主要集中在模橋部位，且主要是沿擠壓方向產(chǎn)生變形，越靠近擠壓筒的中心部位模橋的變形量越大；

（3）擠壓多孔空心型材需要多個模芯，在擠壓時這些模芯不僅產(chǎn)生縱向變形，而且由于每個模芯橫向受力不均勻，還會產(chǎn)生不同的橫向變形，使擠出型材的內(nèi)孔尺寸出現(xiàn)偏差；

（4）分流模的模孔在擠壓方向上易發(fā)生較大的彈性變形，使得工作帶的有效長度變小，為此需要進(jìn)行補(bǔ)償，以確保鋁液在模具出口處的流速均勻．

[1]謝水生，黃國杰．鋁加工生產(chǎn)技術(shù)500問[M]．北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2006．

[2]謝水生，劉靜安，王濤．鋁加工技術(shù)實用手冊[M]．北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2005．

[3]劉靜安．鋁型材擠壓模具設(shè)計、制造、使用及維修[M]．北京：冶金工業(yè)出版社，1999．

[4]倪正順，帥詞?。疅釘D壓模具失效工程分析[J]．輕金屬，2003，40（4）：52－54．

[5]LEE J M，KIM Y M，KANG C G．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．

[6]鄭祥?。嚀Q熱器用鋁合金口琴管擠壓模具[J]．輕合金加工技術(shù)，2004，32（5）：24－27．

Stress analysis of the porthole die for multi－h(huán)oled and thin－walled aluminum profiles extrusion

CHENG Lei，XIE Shuisheng，HUANG Guojie，HE Youfeng，F(xiàn)U Yao
State Key Laboratory of Nonferrous Metals and Processes，Beijing General Research Institute for Nonferrous Metals，Beijing 100088，China

The porthole die for extruding an aluminum harmonica－shaped tube was investigated．Stress analytical model of porthole die was established by numerical simulation method．The effective stress and elastic deformation distribution of die during the porthole die extrusion process were calculated．The results show that the stress distribution of the porthole die is very uneven．The stress concentration is rather severe in bridge position of the porthole die，where it is very easy to cracking，leading to the die early failure．The dimensions of extruded profile will change because of the elastic deformation of mandrel．Therefore，the dimension compensation should be considered into structure design of the porthole die．

hollow aluminum profiles；porthole die；die stress；numerical simulation

TG376

A

1673－9981（2011）03－0198－05

2011－11－04

“973”項目（2010CB735811），“十一五”國家科技支撐計劃（2007BAE38B04）

程磊（1981—），男，河南新蔡人，工程師，博士．