異形管材分流模擠壓焊合過程金屬流變及模具受力的模擬分析

黃東男，李有來，左壯壯，馬 玉

(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)

分流模擠壓是鋁合金空心型材的主要加工方式，焊合過程是連接分流與成形過程的紐帶，分流模模腔內(nèi)金屬焊合流變特征是準(zhǔn)確判斷擠壓成形過程金屬流變均勻性、焊縫形狀與位置、合理的模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的判據(jù)，也是影響擠壓產(chǎn)品質(zhì)量和生產(chǎn)效率的關(guān)鍵因素，成為近年來金屬擠壓領(lǐng)域備受關(guān)注的研究重點(diǎn)之一［1-2］.

分流模擠壓成形時(shí)，金屬幾乎在密閉模具內(nèi)流動(dòng)，采用物理模擬方法很難獲得金屬流動(dòng)變形行為，有限元數(shù)值模擬方法最為可行.已采用有限元法獲得了圓管、方管、冷凝器、口琴管擠壓時(shí)的金屬流動(dòng)行為，死區(qū)分布、擠壓力變化、溫度場(chǎng)、模具受力及焊合質(zhì)量等信息［3-8］.但目前該方法只能針對(duì)建模時(shí)可將焊合面設(shè)置為剛性對(duì)稱面，然后采用1/2或1/4的幾何模型計(jì)算.當(dāng)焊合面無法設(shè)置為剛性對(duì)稱面時(shí)，計(jì)算時(shí)相互接觸的焊合面的網(wǎng)格單元將產(chǎn)生穿透，導(dǎo)致計(jì)算自動(dòng)終止，不能實(shí)現(xiàn)焊合到擠出?？走^程的模擬分析［9-10］.為此，通常采用穩(wěn)態(tài)擠壓法或有限體法計(jì)算.穩(wěn)態(tài)擠壓法，建模時(shí)，假定金屬坯料已經(jīng)完成分流-焊合-成形(擠出型材頭部)的3個(gè)階段，根據(jù)計(jì)算所得的速度場(chǎng)、應(yīng)力-應(yīng)變場(chǎng)、溫度場(chǎng)的分布情況來推斷金屬流動(dòng)均勻性［11-13］.但由于忽略了分流與焊合過程，不能再現(xiàn)密閉的模腔內(nèi)的金屬流變過程，對(duì)于具有多個(gè)焊縫的復(fù)雜斷面空心型材，僅根據(jù)獲得場(chǎng)量布情況很難準(zhǔn)確判斷影響金屬流動(dòng)不均的主要因素.

有限體積法計(jì)算時(shí)不存在網(wǎng)格重劃及穿透現(xiàn)象，但焊合時(shí)相互接觸的網(wǎng)格單元仍不合并在一起，不能預(yù)測(cè)當(dāng)焊合面兩側(cè)金屬流速相差較大時(shí)，擠出型材產(chǎn)生彎曲和扭擰現(xiàn)象［14］.

為此，本文以Deform-3D有限元軟件為計(jì)算平臺(tái)，結(jié)合基于逆向工程技術(shù)的焊合面網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)［15-16］，實(shí)現(xiàn)了焊合過程的模擬分析，并對(duì)異形管材分流模擠壓的焊合過程進(jìn)行了模擬分析.

1 焊合面網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)

分流模擠壓時(shí)焊合面開始接觸并相互穿透時(shí)的網(wǎng)格單元模型如圖1所示，擠壓方向?yàn)檠貓D1中y軸的正方向.

網(wǎng)格修復(fù)準(zhǔn)則依據(jù)塑性成形體積不變?cè)?，?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(shí)，刪除相互穿透區(qū)域同時(shí)填補(bǔ)未充滿區(qū)域，保證變形體網(wǎng)格模型重構(gòu)前后體積不變.

焊合面網(wǎng)格的穿透模型如圖2(a)所示.圖2(b)為焊合面網(wǎng)格穿透區(qū)和尚未充滿區(qū)域的幾何示意圖，其中陰影部分(實(shí)線邊界的bdfe區(qū)域)為穿透區(qū)域，非陰影部分(實(shí)線邊界的abc和fgh漏斗形區(qū)域)為尚未充滿區(qū)域.

網(wǎng)格修復(fù)時(shí)，將圖1(c)中Ⅰ區(qū)域所示的焊合面沿焊合室高度方向的輪廓簡(jiǎn)化為直線，則焊合面穿透區(qū)和尚未充滿區(qū)域的體積可近似為:垂直于擠壓方向的網(wǎng)格穿透區(qū)和未充滿區(qū)域的面積(圖2(b)中陰影區(qū)域和漏斗形非陰影區(qū)域)與焊合室高度的乘積.由于焊合室高度為定值，因此，可根據(jù)焊合面穿透區(qū)和尚未充滿區(qū)域面積判斷兩者的體積是否相等.

由于圖2(b)是為以實(shí)線為邊界的陰影區(qū)域和漏斗形非陰影區(qū)域的弧線曲率及半徑，在實(shí)際模擬過程中難以測(cè)量，面積精確計(jì)算也較為繁瑣，因此，將圖2(b)中陰影區(qū)域的面積簡(jiǎn)化為以虛線為邊界的△bde和△fed的面積，漏斗形非陰影區(qū)域的面積簡(jiǎn)化為以虛線為邊界的△abc和△fgh的面積.當(dāng) ac×bk+gh×fm=de×bo+de×fo 時(shí)，即△bde+△fed和△abc+△fgh的面積相等，開始對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行修復(fù)重構(gòu).

圖1 焊合面網(wǎng)格相互接觸時(shí)有限元模型

圖2 焊合面單元網(wǎng)格相互穿透時(shí)修復(fù)準(zhǔn)則

修復(fù)流程如圖3所示.采用有限元軟件Deform-3D計(jì)算時(shí)，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(shí)，將四面體網(wǎng)格模型轉(zhuǎn)化成由三角形面片為描述單元的STL(Stereolithography)模型，通過Pro/ENGINEER軟件中的基于逆向工程技術(shù)的小平面特征技術(shù)刪除STL模型產(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)建三角形面片，同時(shí)將焊合面尚未充滿區(qū)域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STL模型，將此模型導(dǎo)入Deform-3D軟件中重新進(jìn)行四面體網(wǎng)格單元?jiǎng)澐?，如圖4所示(網(wǎng)格重構(gòu)前為圖2)，然后添加歷史計(jì)算的單元節(jié)點(diǎn)數(shù)據(jù)，完成焊合及成形過程的模擬分析.

圖3 焊合面網(wǎng)格修復(fù)流程

2 可行性與精度檢驗(yàn)

2.1 幾何模型構(gòu)建

為了檢驗(yàn)采用網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)所得計(jì)算結(jié)果的可行性和精度，以方管為例，以焊合面設(shè)為剛性面的計(jì)算結(jié)果為標(biāo)準(zhǔn)，檢驗(yàn)采用焊合面網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)的計(jì)算結(jié)果.

方管尺寸、焊合面位置及模具結(jié)構(gòu)示意圖如圖5所示.根據(jù)圖5(b)所示的模具結(jié)構(gòu)，焊合面與方管的對(duì)角線位置一致.當(dāng)取 1/4模型(圖5(a)中陰影部分)模擬時(shí)，計(jì)算對(duì)象內(nèi)包含了焊合面，需采用網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)，幾何模型及網(wǎng)格劃分如圖6(a)所示.根據(jù)其對(duì)稱性特點(diǎn)，當(dāng)取1/8模型(圖5(a)中陰影部分的一半)進(jìn)行模擬，此時(shí)焊合面被簡(jiǎn)化為剛性面，計(jì)算時(shí)不會(huì)產(chǎn)生網(wǎng)格穿透現(xiàn)象，不需要進(jìn)行網(wǎng)格修復(fù)，幾何模型及網(wǎng)格劃分如圖6(b)所示.

方管尺寸為30 mm(L)×2 mm(t)，坯料直徑為90 mm、擠壓筒直徑95 mm、擠壓比31.6、分流比12.6.擠壓的初始工藝條件為坯料(A6005鋁合金)溫度480℃、擠壓筒溫度400℃、模具(H13熱作模具鋼)溫度450℃、擠壓墊溫度30℃，擠壓軸速度4 mm/s.坯料和模具之間選用剪切摩擦模型，摩擦因子m=1.

圖5 方管斷面尺寸及分流模實(shí)體模型

圖6 幾何模型及網(wǎng)格劃分

2.2 模擬結(jié)果對(duì)比分析

由圖7的計(jì)算結(jié)果可知，從分流到焊合面開始接觸階段，采用1/4和1/8模型計(jì)算的結(jié)果相同，如圖7(a)、(b)和(c)所示.

當(dāng)擠壓行程為30.95 mm時(shí)，采用1/4模型時(shí)，根據(jù)修復(fù)準(zhǔn)則，此時(shí)焊合面相互穿透的網(wǎng)格單元區(qū)域和焊合面未充滿區(qū)域面積相等，如圖7(d)所示.重構(gòu)后的焊合面網(wǎng)格如圖7(f)所示.此時(shí)對(duì)應(yīng)的1/8模型的計(jì)算結(jié)果如圖7(e)所示，由于焊合面為剛性面，因此，無網(wǎng)格穿透現(xiàn)象，當(dāng)擠壓行程增為31.05 mm時(shí)，焊合面完全焊合，如圖7(g)所示.

圖7 焊合過程模擬分析

采用兩種模型擠出的方管外形如圖8所示.由圖8可知，兩種模型擠出的方管外形吻合較好.網(wǎng)格重構(gòu)法與剛性面法的計(jì)算結(jié)果相比，僅相差了0.15 mm擠壓行程，因此，對(duì)于計(jì)算結(jié)果影響較小.

圖8 擠出方管外形

擠壓過程的溫度分布是合理工藝制定的重要指標(biāo)之一，采用兩種方法獲得的穩(wěn)態(tài)擠壓時(shí)溫度場(chǎng)分布如圖9所示.

圖9 穩(wěn)態(tài)時(shí)溫度場(chǎng)分布

由圖9可知，采用1/4模型和1/8模型，所得等溫曲線分布結(jié)果在擠壓筒內(nèi)(Ⅰ)、?？着c擠出型材部分(Ⅲ)的基本一致，僅在分流孔和焊合室部位區(qū)域(Ⅱ)中有差異，但在此區(qū)間內(nèi)兩者的的溫升(E-G線間)僅差1℃，同時(shí)整個(gè)模擬結(jié)果的溫度僅差5℃.以無網(wǎng)格重構(gòu)的1/8模型為比較基準(zhǔn)，焊合面網(wǎng)格重構(gòu)后計(jì)算所得溫度場(chǎng)的偏差小于1%.

焊合室內(nèi)靜水壓力是表征型材焊合質(zhì)量的重要指標(biāo).采用1/4模型和1/8模型，穩(wěn)態(tài)擠壓時(shí)的靜水壓力分布如圖10所示.由圖10可知，兩個(gè)模型計(jì)算所得的焊合室內(nèi)的靜水壓力的分布基本相同，但數(shù)值上，1/4模型比1/8模型的計(jì)算結(jié)果高了7 MPa.以無網(wǎng)格重構(gòu)的1/8模型為比較基準(zhǔn)，網(wǎng)格重構(gòu)后計(jì)算所得的靜水壓力場(chǎng)偏差小于2%.綜合上述擠出型材外形、溫度場(chǎng)及靜水壓力場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果，可得本文的網(wǎng)格修復(fù)技術(shù)是可行的，具有滿意的模擬精度.

圖10 穩(wěn)態(tài)時(shí)靜水壓力場(chǎng)分布

3 異形管材焊合過程模擬分析

3.1 網(wǎng)格重構(gòu)

異形管材模具結(jié)構(gòu)及尺寸如圖11所示.由圖11中上模的4個(gè)分流孔的配置可知，型材的焊合面位置與中心水平線成45°，因此，焊合面無法簡(jiǎn)化為剛性對(duì)稱面，須采用本文提出的網(wǎng)格重構(gòu)方法才能進(jìn)行計(jì)算.坯料直徑、擠壓筒直徑、摩擦邊界條件及擠壓工藝條件與2.1節(jié)中相同.擠壓比為29.1，分流比為10.7.同時(shí)為了便于觀測(cè)焊合室內(nèi)焊合面位置，擠壓前在模具內(nèi)表面涂敷少量石墨乳.

圖11 模具結(jié)構(gòu)及主要尺寸意圖

當(dāng)擠壓行程達(dá)到33.1 mm時(shí)，提取相互穿透的網(wǎng)格模型，如圖12(a)所示，采用上述網(wǎng)格重構(gòu)方法進(jìn)行重構(gòu)后的有限元模型如圖12(b)所示.然后，在有限元軟件Deform-3D中對(duì)重構(gòu)模型添加單元節(jié)點(diǎn)數(shù)據(jù)，繼續(xù)計(jì)算，完成焊合與成形過程的模擬分析.

圖12 焊合面網(wǎng)格重構(gòu)情況

3.2 金屬流動(dòng)行為分析

圖13為型材在擠壓各階段的金屬流動(dòng)行為.由圖13可知，在分流階段(圖13(a))，金屬在分流橋的作用下被拆分為4股進(jìn)入分流孔，由于各分流孔面積、各分流孔與擠壓筒中心距離基本相等，因此，分流孔內(nèi)擠出金屬的長(zhǎng)度及流速基本相同.

在填充焊合階段(圖13(b))，4股金屬相繼與焊合室底面接觸，形成徑向流動(dòng)并圍繞模芯開始填充焊合室.從擠壓焊合室的填充初始階段到焊合完成的整個(gè)金屬流動(dòng)過程，如圖13中(d)～(g)及(i)所示.隨著擠壓行程的增加，焊合面逐漸靠近，當(dāng)擠壓行程為32.9 mm時(shí)，焊合面開始接觸.當(dāng)擠壓行程為33.1 mm時(shí)，開始采用本文提出的重構(gòu)方法進(jìn)行網(wǎng)格重構(gòu)，即對(duì)于數(shù)值模擬結(jié)果，可認(rèn)為已經(jīng)完全焊合，如圖13(g)所示.而此時(shí)實(shí)驗(yàn)的焊合情況如圖13(h)所示.可見兩者的焊縫位置吻合較好.

型材成形階段，焊合室已經(jīng)被金屬完全填充滿，如圖13(i)所示.此時(shí)開始進(jìn)入穩(wěn)態(tài)擠壓階段，擠出的型材外形如圖13(c)所示.

圖13 擠壓全過程金屬流動(dòng)行為分析

3.3 溫度場(chǎng)分布

擠壓穩(wěn)態(tài)階段，變形體的溫度場(chǎng)分布如圖14所示.由圖14可知，沿?cái)D壓方向溫度逐漸升高，焊合過程溫度范圍477～496℃，?？赘浇_(dá)到最大值為515℃，比初始溫度升高了35℃，而擠出型材的頭部由于和外界存在散熱使得溫度下降.

圖14 溫度場(chǎng)分布(行程35.0 mm)

3.4 焊合室內(nèi)靜水壓力分布

分流模擠壓過程中，焊合面上的靜水壓力越高，型材擠出的焊合質(zhì)量就越好.穩(wěn)態(tài)擠壓時(shí)焊合室內(nèi)金屬變形體的靜水壓力分布如圖15所示.

圖15 焊合室內(nèi)靜水壓力分布

由圖15可知，焊合室內(nèi)靜水壓力的分布由焊合室內(nèi)壁向模芯逐漸減小，模芯周圍最小靜水壓力為169 MPa，最大為343 MPa，而根據(jù)計(jì)算表明此時(shí)焊合室內(nèi)最高溫度約為496℃，在此溫度下，A6005鋁合金屈服強(qiáng)度約為45 MPa，其靜水壓力約為合金屈服強(qiáng)度的4～7.6倍，能滿足焊合要求.

3.5 焊合過程模具應(yīng)力分布

當(dāng)焊合面開始產(chǎn)生接觸焊合時(shí)，上模所受的等效應(yīng)力分布如圖16所示，可以看到，最大應(yīng)力分布在分流橋焊合角D區(qū)，最大應(yīng)力為205 MPa，遠(yuǎn)小于模具的抗拉強(qiáng)度，滿足使用要求，模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理.

圖16 上模等效應(yīng)力場(chǎng)分布(行程32.9 mm)

4 結(jié)論

1)采用Deform-3D有限元計(jì)算軟件，根據(jù)焊合面簡(jiǎn)化為剛性對(duì)稱面1/8模型與包含焊合面的1/4模型的方管分流模擠壓計(jì)算結(jié)果可知，擠壓焊合、成形過程金屬流動(dòng)行為兩者吻合較好，溫度場(chǎng)計(jì)算誤差小于1%、焊合室內(nèi)靜水壓力場(chǎng)誤差小于2%，因此，網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)具有較高的模擬精度.

2)獲得了異形管材焊合過程的金屬流動(dòng)行為，當(dāng)擠壓行程為31.3 mm時(shí)，開始填充焊合室，行程為32.9 mm時(shí)，焊合面開始焊合，行程增加為33.1 mm時(shí)，焊合完成.

3)擠壓時(shí)焊合室內(nèi)溫度為477～496℃，?？赘浇_(dá)到最大值為515℃，比初始溫度升高了35℃.焊合室內(nèi)靜水壓力范圍為合金屈服強(qiáng)度的4～7.6倍，能滿足焊合要求.分流橋焊合角部位所受應(yīng)力最大為205 MPa，遠(yuǎn)小于模具抗拉強(qiáng)度，模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理.

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