復(fù)雜斷面空心鋁型材分流模擠壓焊合過程金屬流變行為分析

黃東男，于洋，李有來，左壯壯

（1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；2北京航空材料研究院，北京100095）

隨著航空航天、軌道交通、機械制造等領(lǐng)域的高速發(fā)展，對異形復(fù)雜的特種空心鋁型材需求逐漸增加。此類型材作為上述領(lǐng)域的重要構(gòu)件，要求具有高尺寸精度、形位公差及良好的綜合性能［1］。

采用平面分流組合模（以下簡稱分流模）擠壓特種空心鋁型材是目前最為可行的生產(chǎn)加工方法［2］。此類型材模具的分流孔數(shù)目多、模腔結(jié)構(gòu)復(fù)雜，相關(guān)尺寸繁雜，設(shè)計難度較大，依靠工程類比和模具設(shè)計師個人經(jīng)驗的傳統(tǒng)的模具設(shè)計方法很難滿足要求。目前以數(shù)值模擬取代部分實驗，已成為研究復(fù)雜構(gòu)件精確成形過程、制定合理模具結(jié)構(gòu)、優(yōu)化工藝、奠定成形理論的最有效手段［2］。

應(yīng)用于擠壓成形數(shù)值模擬的方法主要包括有限元法（FEM）、有限體積法（Finite Volume Method，F(xiàn)VM）及任意拉格朗日歐拉法（Arbitrary Lagrange Euler，ALE）?；贔EM和FVM的數(shù)值模擬方法主要用于模擬分析瞬態(tài)擠壓過程［3］，國內(nèi)外學(xué)者通過該方法獲得了焊合室深度對圓管擠壓時的擠壓力、應(yīng)力應(yīng)變場及模具受力的分布規(guī)律［4］；微通道管成形時的金屬流速分布和焊合質(zhì)量特征［5］；模具結(jié)構(gòu)參數(shù)對擠出空心型材外形質(zhì)量的影響［6］；擠壓速率對空心型材焊合質(zhì)量的影響［7］；方管擠壓成形過程中死區(qū)分布、金屬流速及其焊合質(zhì)量等信息［8，9］?；贏LE的數(shù)值模擬方法主要用于穩(wěn)態(tài)擠壓過程分析，如多腔壁板鋁型材擠壓成形過程的速度場、溫度場、應(yīng)力場及金屬流動情況［10］；阻流塊的截面形狀對流速控制的關(guān)鍵作用［11］；列車車體型材擠壓過程的金屬流速及模具結(jié)構(gòu)分析等［12］。

分流模擠壓焊合過程是連接分流與成形過程的紐帶［13］，尤其是對于復(fù)雜斷面空心型材，分流孔多且面積、形狀不同，焊合室內(nèi)金屬流變行為、焊縫位置難于預(yù)測，而只有準(zhǔn)確獲得分流模模腔內(nèi)圍繞模芯的金屬焊合過程、焊縫形狀與位置情況，才能合理設(shè)置分流孔配置，擠出表面平直的型材制品。

然而，對于焊合面無法簡化為剛性對稱面的空心型材，上述三種數(shù)值模擬方法都不能直接模擬其擠壓焊合過程，為此本文作者在有限元法的基礎(chǔ)上，提出了一種焊合區(qū)網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)［14］，解決了該計算難題，率先對雙孔模擠壓方管過程的分流孔面積比、死區(qū)形狀及分布、焊合室高度、模芯偏移等方面進(jìn)行了研究［15，16］。在上述研究的基礎(chǔ)上，本工作針對某企業(yè)的工業(yè)用復(fù)雜斷面空心鋁型材，采用該方法研究了該類型材擠壓焊合過程的金屬流變行為、焊合面位置、焊合力、型材成形質(zhì)量等問題。在此基礎(chǔ)上對分流孔配置中的分流孔面積、位置、寬展角等結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

1 幾何模型及焊合面網(wǎng)格重構(gòu)

某企業(yè)所需復(fù)雜斷面空心型材如圖1所示，斷面面積為1435.5mm2，有兩個型孔、一個凹槽、一個C形槽。

圖1 型材斷面形狀及尺寸Fig.1 Shape and dimensions of an industrial section

擠壓成形所需的分流模三維實體模型如圖2（a），（b）所示，相應(yīng)尺寸參數(shù)如圖2（c），（d）所示?？梢钥闯錾夏Ｓ?個分流孔、2個模芯和1個引流孔。下模焊合室輪廓尺寸和上模分流孔外輪廓尺寸相同。圖2（c）中，相鄰分流孔間 H1與H2為10mm，H3為23mm，H4為23mm；分流孔 Q2，Q3，Q6，Q7的寬度b為13mm；寬展角D為6.7°；分流孔Q1，Q5，Q8面積為1881.9mm2，Q2，Q3，Q6，Q7面積為1594.5mm2，Q4面積為1418.0mm2；Q4分流孔長度h為21mm，上模厚度為110mm；模芯長度為32mm；下模厚度為87mm，焊合角θ為30°；擠壓筒內(nèi)徑為φ238mm；引流槽寬度為11mm；擠壓比為30.4，焊合壓縮比為9.3。

圖2 模具結(jié)構(gòu)示意圖（a）上模；（b）下模；（c）上模尺寸參數(shù)；（d）下模尺寸參數(shù)Fig.2 Model and structure of the porthole extrusion die（a）upper die；（b）bottom die；（c）main dimensions of the upper die；（d）main dimensions of the bottom die

模擬計算時將A6xxx鋁合金坯料設(shè)為黏塑性材料，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)（τ為接觸摩擦切應(yīng)力，σ為材料的流動應(yīng)力）。根據(jù)A6xxx鋁合金的圓環(huán)壓縮實驗結(jié)果，取m＝1。參考現(xiàn)場生產(chǎn)工藝，坯料溫度500℃、模具溫度480℃、擠壓筒溫度420℃、擠壓墊溫度30℃，擠壓速率2mm／s，有限元模型沿箭頭方向裝配前的位置情況如圖3所示。

圖3 有限元幾何模型（裝配前）Fig.3 Geometry model of FEM simulation（before assembling）

對于該類空心型材的焊合過程模擬計算時，存在焊合面網(wǎng)格單元相互接觸，重疊的網(wǎng)格單元節(jié)點不能合并為一個節(jié)點，導(dǎo)致網(wǎng)格單元產(chǎn)生穿透，模擬計算被迫終止的現(xiàn)象。為此本文作者提出了一種基于Deform－3D結(jié)合Pro／Engineer的焊合面網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)［14］，當(dāng)焊合面網(wǎng)格單元相互穿透區(qū)域和未穿透區(qū)域的體積相等時，刪除相互穿透區(qū)域同時填補未充滿區(qū)域網(wǎng)格，以滿足擠壓成形過程中體積不變準(zhǔn)則。對于本工作的空心型材，根據(jù)模具結(jié)構(gòu)，共有9個焊合區(qū)，在模擬計算時根據(jù)焊合順序?qū)?個焊合區(qū)逐一進(jìn)行網(wǎng)格重構(gòu)才能獲得所需結(jié)果，如引流孔內(nèi)的焊合區(qū)網(wǎng)格重構(gòu)情況如圖4所示。

圖4 引流孔內(nèi)的焊合區(qū)網(wǎng)格重構(gòu)Fig.4 Meshes reconstruction of welding－planes in draining hole

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 焊合過程金屬流動行為分析

圖5 分流和成形階段（a）行程21.2mm；（b）行程36.7mm；（c）行程52.0mm Fig.5 Dividing and forming stage（a）with stroke of 21.2mm；（b）with stroke of 36.7mm；（c）with stroke of 52.0mm

分流模擠壓通常分為分流、焊合、成形三個過程。對于該類型材，通常的模擬手段只能獲得分流和成形階段。圖5為分流和成形階段的模擬結(jié)果。由圖5（a）可知，在分流階段金屬從上模的8個分流孔中流出，中部4孔流速快、邊部4孔流速慢，隨著擠壓行程的增加，各孔內(nèi)分流的金屬長度差逐漸增大，當(dāng)中部孔的金屬率先與焊合室底面接觸、開始徑向流動時（中間4孔內(nèi)分流的金屬頭部呈平面），邊部孔內(nèi)金屬尚距離焊合室底面有一定的距離，如圖5（b）所示。在成形階段，擠出型材的斷面流速不均，中部流速遠(yuǎn)大于左側(cè)邊部，型材底邊中間部位上產(chǎn)生了卷翹，如圖5（c）所示。

根據(jù)上述計算結(jié)果，很難準(zhǔn)確推斷產(chǎn)生缺陷的各分流孔的關(guān)聯(lián)情況。而清楚再現(xiàn)密閉的焊合室內(nèi)金屬圍繞模芯的流動行為、焊合面的焊合順序及位置等金屬流變焊合特征，可為分流孔配置優(yōu)化設(shè)計提供有效的理論依據(jù)。

在分流階段，中部4孔內(nèi)的金屬流速遠(yuǎn)高于兩側(cè)4孔。當(dāng)行程為36.7mm時，中部4孔金屬開始同時填充焊合室，而此時兩側(cè)4孔的金屬尚處于分流階段，在行程達(dá)到41.3mm時，抵達(dá)焊合室，此時分流階段完成，8孔內(nèi)的金屬開始填充焊合室。在焊合室內(nèi)的金屬流動行為如圖6所示，焊合的初始階段如圖6（a）所示。

根據(jù)圖6（b）可知，在行程為48.4mm，Q2和Q3孔間的焊合面最先開始焊合，此時Q6和Q7等孔間焊合面尚未開始焊合。當(dāng)行程達(dá)到49.7mm時，Q2和Q3孔、Q6和Q7孔焊合面完成焊合，如圖6（c）所示。由圖6（c）還可知，由于此4孔內(nèi)金屬流速明顯高于邊部（Q1，Q4，Q5和Q8）分流孔，使得向邊部分流的焊合面流過分流橋的對稱面，導(dǎo)致焊合位置偏離分流橋?qū)ΨQ線，如圖6（d）所示。這種分流橋下的金屬流動不均，不僅對擠出型材的平直度產(chǎn)生影響，也將使得分流橋受力不均，影響使用壽命。

圖6 焊合過程金屬流動行為（a）行程41.3mm；（b）行程48.4mm；（c）行程49.7mm；（d）行程50.2mm；（e）行程51.0mm；（f）行程51.8mm Fig.6 Metal flowing behaviors in welding stage （a）with stroke of 41.3mm；（b）with stroke of 48.4mm；（c）with stroke of 49.7mm；（d）with stroke of 50.2mm；（e）with stroke of 51.0mm；（f）with stroke of 51.8mm

當(dāng)擠壓行程為51.0mm，根據(jù)圖6（e）可知，圖中Ⅰ～Ⅸ代表9個焊合部位，此時Q1和Q2孔（Ⅰ）、Q5和Q6孔（Ⅴ）、Q7和Q8孔（Ⅶ）、Q3和Q6（Ⅸ）引流孔的金屬都已經(jīng)完成焊合，加上率先完成焊合的Q2和Q3孔（Ⅱ）、Q6和Q7孔（Ⅵ），焊合室內(nèi)9個焊合部位，已經(jīng)完成了6個。剩余3個部位中，Q3和Q4孔（Ⅲ）間焊合面即將產(chǎn)生焊合，只有Q4和Q5孔（Ⅳ）、Q1和Q8（Ⅷ）孔內(nèi)焊合面相距較遠(yuǎn)。隨著擠壓行程的增加，在剩余3個未完成的焊合部位（Ⅲ、Ⅳ、Ⅷ）中，由于Q4和Q5孔（Ⅳ）處的凹形槽角部難于填充、同時Q4和Q5孔處于邊部、金屬流速慢，因此是整個焊合室內(nèi)最后充滿的部位，如圖6（f）所示。當(dāng)擠壓行程達(dá)到52.0mm時，整個焊合過程結(jié)束，開始完全進(jìn)入成形階段，擠出型材頭部形狀如圖5（c）所示。

2.2 分流孔配置優(yōu)化

通過上述模擬結(jié)果可得，產(chǎn)生擠出型材缺陷的主要原因是模具的邊部Q1，Q4，Q5和Q8等4個分流孔相對中部4孔流速過慢，其中Q4孔流速最慢同時金屬流量少；中間4孔流速也存在不均勻現(xiàn)象，Q2和Q3孔快，Q6和Q7孔慢。為了使焊合部位盡量保持在分流橋的對稱線附近，同時盡量滿足各焊合面能夠同步焊合，對分流孔尺寸配置優(yōu)化如下：

（1）為提高邊部4孔流速，將寬展角D 由6.7°減小為5.2°。

（2）通過減小Q4孔與模具中心的距離、增加分流孔面積，提高Q4孔金屬流速及流量。為此將H3由23mm減為20mm，使得Q4與Q3的間距變?yōu)?8mm，分流孔底部距離中心線距離B1由13mm減為10mm，相應(yīng)的h1增加到58mm，從而Q4孔面積增為1796.7 mm2。

（3）為了有利于凹形槽部位的填充，將Q5和Q6孔間距H4由23mm增為25mm。

（4）通過減小中部Q2和Q7孔的金屬流量，改善Q1和Q2、Q7和Q8孔間的焊合位置。為此將Q2和Q7孔的寬度b由32mm減為30mm，其面積減為1505.1mm2，與擠壓筒中心距離H1由10mm增加到13mm。

分流孔配置尺寸優(yōu)化前后，當(dāng)Q2和Q3孔（Ⅱ）開始焊合時，焊合室內(nèi)各焊合面的流速及位置情況如圖7所示，v1和v2分別為優(yōu)化前后焊合面流速，圖中深顏色區(qū)為優(yōu)化前焊合面的流動位置，淺色區(qū)為優(yōu)化后的位置。

圖7 模具優(yōu)化前后焊合面流速Fig.7 Velocities of welding planes before and after optimization

由圖7可知，對于焊合部位Ⅲ，焊合面優(yōu)化前的流速v1為3.46，6.14mm／s，左低右高，兩者流速相差2.68mm／s；使得焊合部位在分流橋?qū)ΨQ線的左側(cè)。優(yōu)化后流速v2為6.21，5.68mm／s，兩者流速差僅為0.53mm／s，使得焊合部位基本保持在分流橋的對稱線。同理可知，各個焊合面的流速差均得到較大改善，同時焊合部位從原來的僅有1個Ⅱ，增加Ⅰ、Ⅱ、Ⅳ、Ⅵ、Ⅶ共5個部位，焊合的同步性得到較大改善，如圖8所示。可見分流孔配置優(yōu)化后，焊合室內(nèi)金屬的流動均勻性得到了較大改善，消除了優(yōu)化前擠出型材斷面流速不均、底面卷翹、分流橋受力不均等缺陷，改善了擠出型材的外形質(zhì)量，提高了模具壽命，如圖9所示。

圖8 模具優(yōu)化前后焊合面位置（a）優(yōu)化前；（b）優(yōu)化后Fig.8 The positions of welding planes before and after optimization（a）before optimization；（b）after optimization

圖9 擠出型材外形（a）優(yōu)化前；（b）優(yōu)化后Fig.9 The shapes of the extruded section in forming stage（a）before optimization；（b）after optimization

分流模擠壓過程中，焊合室內(nèi)靜水壓力決定焊合質(zhì)量及模芯均勻受力情況，模具結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，穩(wěn)態(tài)擠壓時金屬變形體的靜水壓力分布如圖10所示。由圖10可知，焊合室內(nèi)的靜水壓力分布由焊合室周邊向模芯表面逐漸減小，模芯周圍所受靜水壓力分布均勻，約為253MPa，能夠滿足焊合要求。由于模芯受到不均應(yīng)力作用而產(chǎn)生偏移是導(dǎo)致型材斷面壁厚偏差的主要因素之一，由圖10還可知，模芯受力均勻，不容易產(chǎn)生偏移，有利于提高模具使用壽命，減小和避免型材壁厚超差缺陷。

圖10 焊合室內(nèi)靜水壓力分布Fig.10 Hydrostatic stress distribution in welding chamber

3 實驗驗證

根據(jù)優(yōu)化后的模具尺寸，加工制作的分流模實物，如圖11所示。采用模擬工藝參數(shù)，在2500噸臥式擠壓機上進(jìn)行生產(chǎn)實驗，初始階段（擠出型材的頭部）和穩(wěn)態(tài)擠壓時型材外形的模擬和擠壓實驗結(jié)果，如圖12所示。可知，兩者金屬流動行為的趨勢基本相同，表明采用此計算方法可為復(fù)雜斷面空心鋁型材分流模擠壓分流、焊合、成形過程金屬流動行為規(guī)律以及模具結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計提供理論參考。

圖11 分流模（a）上模；（b）下模Fig.11 Porthole dies（a）upper die；（b）bottom die

圖12 模擬和實驗結(jié)果（a）初始階段（模擬結(jié)果）；（b）初始階段（實驗結(jié)果）；（c）穩(wěn)態(tài)階段（模擬結(jié)果）；（d）穩(wěn)態(tài)階段（實驗結(jié)果）Fig.12 Simulation and experimental results（a）initial stage（simulation）；（b）initial stage（experimental）；（c）steady stage（simulation）；（d）steady stage（experimental）

4 結(jié)論

（1）采用Deform－3D有限元計算軟件，通過焊合面網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)實現(xiàn)了復(fù)雜斷面空心鋁型材分流模擠壓時包括焊合過程在內(nèi)的全過程三維有限元數(shù)值模擬。

（2）在獲得焊合室內(nèi)金屬圍繞模芯的流動行為、焊合面的焊合順序及位置等金屬流變特征的基礎(chǔ)上，通過調(diào)整分流孔面積、各分流孔與擠壓筒中心距離、兩側(cè)分流孔的寬展角的配置，改善了焊合過程的金屬流動均勻性，使得同步焊合部位由原來1個增加到5個，進(jìn)而消除了擠出型材斷面中部流速快、左部慢與底面卷翹等成形缺陷。

（3）焊合室內(nèi)靜水壓力為196～484MPa，能夠滿足焊合質(zhì)量；模芯周圍所受靜水壓力分布均勻，不容易產(chǎn)生偏移，有利于提高模具使用壽命，減小或避免型材壁厚超差缺陷。

［1］謝建新.金屬擠壓技術(shù)的發(fā)展現(xiàn)狀與趨勢［J］.中國材料進(jìn)展，2013，32（5）：254－263.XIE J X.Current situation and development trends of metals extrusion technology［J］.Materials China，2013，32（5）：254－263.

［2］謝建新，劉靜安.金屬擠壓理論與技術(shù) ［M］.2版.北京：冶金工業(yè)出版社，2012.XIE J X，LIU J A.Theory and Technology for Metal Extrusion［M］.2nd ed.Beijing：Metallurgical Industry Press，2012.

［3］張志豪，謝建新.擠壓模具數(shù)字化設(shè)計與數(shù)字化制造［J］.中國材料進(jìn)展，2013，32（5）：293－299.ZHANG Z H，XIE J X.Digital design and manufacture of extrusion die［J］.Materials China，2013，32（5）：293－299.

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

［5］唐鼎，鄒天下，李大永，等.亞毫米孔徑微通道鋁合金管擠壓成形的數(shù)值模擬［J］.塑性工程學(xué)報，2011，18（3）：25－29.TANG D，ZOU T X，LI D Y，et al.Numerical simulation study upon extrusion forming of microchannel tube［J］.Journal of Plasticity Engineering，2011，18（3）：25－29.

［6］LIU P，XIE S S，CHENG L .Die structure optimization for a large，multi－cavity aluminum profile using numerical simulation and experiments［J］.Materials and Design，2012，36：152－160.

［7］ZHANG C S，ZHAO G Q，CHEN Z R，et al.Effect of extrusion stem speed on extrusion process for a hollow aluminum profile［J］.Materials Science and Engineering：B，2012，177（19）：1691－1697.

［8］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）：85－98.

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

［10］徐磊，趙國群，張存生，等.多腔壁板鋁型材擠壓過程數(shù)值模擬及模具優(yōu)化［J］.機械工程學(xué)報，2011，47（22）：61－68.XU L，ZHAO G Q，ZHANG C S，et al.Numerical simulation of extrusion process and die optimization for aluminum multi－cavity profile［J］.Journal of Mechanical Engineering，2011，47（22）：61－68.

［11］喻俊荃，趙國群，張存生，等.阻流塊對薄壁空心鋁型材擠壓過程材料流速的影響［J］.機械工程學(xué)報，2012，48（16）：52－58.YU J Q，ZHAO G Q，ZHANG C S，et al.Effect of baffle－block on material flow velocity during thin－walled hollow aluminum profile extrusion［J］.Journal of Mechanical Engineering，2012，48（16）：52－58.

［12］宋佳勝，林高用，賀家健，等.列車車體106XC型材擠壓過程數(shù)值模擬及模具優(yōu)化［J］.中南大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版，2012，43（9）：3372－3379.SONG J S，LIN G Y，HE J J，et al.Numerical simulation of extrusion process and die optimization of 106XC aluminum body profile for track vehicle［J］.Journal of Central South University：Science and Technology，2012，43（9）：3372－3379.

［13］黃東男，于洋，寧 宇，等.分流模擠壓非對稱斷面鋁型材有限元數(shù)值模擬分析［J］.材料工程，2013，（3）：32－37.HUANG D N，YU Y，NING Y，et al.FEM simulation of an Alalloy profile with non－symmetrical cross section during porthole extursion［J］.Journal of Materials Engineering，2013，（3）：32－37.

［14］謝建新，黃東男，李靜媛，等.一種空心型材分流模擠壓焊合過程數(shù)值模擬技術(shù)［P］.中國專利：ZL200910088960.7，2010－10－27.XIE J X，HUANG D N，LI J Y，et al.A numerical simulation technology for hollow profile extrusion by porthole die［P］.China Patent：ZL20091008896.7，2010－10－27.

［15］黃東男，李靜媛，張志豪，等.方形管分流模雙孔擠壓過程中金屬的流動行為［J］.中國有色金屬學(xué)報，2010，20（3）：488－495.HUANG D N，LI J Y，ZHANG Z H，et al.The metal flowing behaviors during the diplopore extrusion of square tube by a porthole die［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2010，20（3）：488－495.

［16］黃東男，張志豪，李靜媛，等.焊合室深度及焊合角對方形管分流模雙孔擠壓成形質(zhì)量的影響［J］.中國有色金屬學(xué)報，2010，20（5）：954－960.HUANG D N，ZHANG Z H，LI J Y，et al.Influence of welding chamber depth and welding angle on forming quality of diplopore extrusion of square tube by aporthole die［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2010，20（5）：954－960.