基于摩擦模型的擠壓鑄造機(jī)壓射機(jī)構(gòu)動態(tài)配合

朱 謙 游東東 朱權(quán)利

1.華南理工大學(xué)國家金屬材料近凈成形工程技術(shù)研究中心，廣州,5106402.華南理工大學(xué)廣東省金屬新材料制備與成形重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣州,510640

0 引言

壓射機(jī)構(gòu)主要由壓室和沖頭組成,擠壓鑄造過程中，壓射機(jī)構(gòu)受到持續(xù)且交變的高溫、高壓作用，這使壓室、沖頭不斷發(fā)生徑向變形，引起配合間隙和摩擦的復(fù)雜變化，影響工藝過程控制的穩(wěn)定性，甚至影響成形質(zhì)量，導(dǎo)致各種故障失效。ABID等[1]認(rèn)為交變的機(jī)械載荷和瞬時溫度變化引起的壓室變形是壓室失效的主要原因。宋雷等[2]認(rèn)為壓射機(jī)構(gòu)配合間隙變小是卡擦故障出現(xiàn)的主要原因。因此，有必要研究壓射機(jī)構(gòu)配合間隙在工作過程中的變化規(guī)律。

壓射機(jī)構(gòu)的熱變形以及配合間隙的研究已取得了一些成果。宋雷等[3]建立了壓室三維有限元模型，得到了壓室熱變形的變化過程。白尚平等[4]使用ProCAST軟件進(jìn)行壓射過程數(shù)值模擬，計算得到壓射機(jī)構(gòu)的動態(tài)配合間隙。YU等[5]采用數(shù)值方法對鋁合金在壓室內(nèi)變形過程中的熱量傳遞進(jìn)行預(yù)測。YOU等[6]通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬得到壓射機(jī)構(gòu)實(shí)驗(yàn)裝置在一次鑄件成形下的溫度、變形和配合間隙的變化規(guī)律。以上的研究中，對壓射機(jī)構(gòu)配合間隙變化規(guī)律的研究尚有不足，現(xiàn)有的壓射機(jī)構(gòu)實(shí)驗(yàn)裝置難以進(jìn)行多次循環(huán)實(shí)驗(yàn)、測量方法誤差較大。

摩擦是影響各種機(jī)構(gòu)性能的重要因素[7-9]。王會剛等[10]從配合間隙和潤滑等角度出發(fā)，提出了降低沖頭磨損的方法。趙佳歡等[11]對不同載荷和潤滑劑下的壓射機(jī)構(gòu)摩擦特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。VACHHANI等[12]通過實(shí)驗(yàn)分析了壓室磨損、腐蝕的機(jī)理。YOU等[6]基于一維Reynolds方程建立了摩擦模型，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)定量研究了配合間隙對擠壓鑄造壓射過程中沖頭與壓室之間摩擦的影響，然而該摩擦模型沒有考慮溫度且對摩擦機(jī)理的分析不夠深入，因此壓射機(jī)構(gòu)摩擦模型還有待改善。

筆者根據(jù)摩擦機(jī)理，結(jié)合Reynolds方程和能量方程，建立了考慮溫度和黏度、密度關(guān)系的摩擦模型，將摩擦模型與壓射過程有限元數(shù)值模擬整合，對壓射過程進(jìn)行數(shù)值模擬，研制了壓射實(shí)驗(yàn)平臺，通過多循環(huán)壓射實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證整合摩擦模型數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。將整合摩擦模型的數(shù)值模擬與不考慮摩擦的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證摩擦模型的有效性。對2500kN擠壓鑄造機(jī)壓射機(jī)構(gòu)進(jìn)行多次循環(huán)壓射過程的數(shù)值模擬，研究其動態(tài)配合間隙的變化規(guī)律。

1 壓射機(jī)構(gòu)摩擦機(jī)理分析及摩擦模型

1.1 壓射機(jī)構(gòu)摩擦機(jī)理

壓室、沖頭是壓射機(jī)構(gòu)的核心零件，如圖1所示，擠壓鑄造過程中，沖頭將澆注到壓室中的熔融金屬液推送進(jìn)入模具并加壓、完成零件成形，因此壓室與沖頭處于相對運(yùn)動狀態(tài)，發(fā)生摩擦。每次壓射前，給壓射機(jī)構(gòu)添加潤滑劑，使沖頭與壓室之間形成潤滑油膜，以減少磨損，延長使用壽命。

圖1 擠壓鑄造機(jī)壓射機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)示意圖

如圖2所示，壓射機(jī)構(gòu)具有如下特點(diǎn)：①沖頭、壓室受到交變的高溫、高壓作用；②沖頭材料的膨脹系數(shù)大于壓室材料的膨脹系數(shù)；③壓室與沖頭的熱變形不同，這使得配合間隙不斷變化。沖頭的上下往復(fù)運(yùn)動引起潤滑油的動壓效應(yīng)，產(chǎn)生流體摩擦。沖頭圓柱表面、壓室內(nèi)表面的粗糙度Ra分別為1.6 μm和0.8 μm，壓射機(jī)構(gòu)的配合間隙相對較大，一般為0.09～0.15 mm，壓射機(jī)構(gòu)潤滑油膜膜厚比H均遠(yuǎn)大于3。H>3時，摩擦表面潤滑充分,為全膜潤滑，表面粗糙可忽略不計[13]。配合間隙變小使得油膜的承載力和油膜間的剪切力均增大，進(jìn)而使摩擦力增大，導(dǎo)致摩擦因數(shù)增大，反之導(dǎo)致摩擦因數(shù)減小。隨著相對滑動速度的增加，潤滑油膜在兩表面間更加充盈、完整，增強(qiáng)了潤滑油膜的動壓效應(yīng)，也使承載力增大，并減少兩摩擦表面對潤滑油膜的擠壓，使得摩擦因數(shù)減小，反之使得摩擦因數(shù)增大。黏度、密度對摩擦潤滑具有重大影響，溫度升高導(dǎo)致潤滑油黏度、密度降低，影響潤滑油膜的承載能力，增大摩擦損失[14]，使摩擦因數(shù)增大，反之使摩擦因數(shù)減小。壓射機(jī)構(gòu)的溫度持續(xù)變化，所以黏度和密度也在不斷變化，因此摩擦模型的建立需要將二者考慮在內(nèi)。

h1-實(shí)時配合間隙 h0-初始配合間隙

1.2 壓射機(jī)構(gòu)摩擦模型

為簡化模型，本文作以下假設(shè)：①忽略重力、磁力和慣性力等作用；②潤滑油為層流的牛頓流體，流動方式為層流，不考慮潤滑油膜沿沖頭圓周方向的流動；③潤滑油黏度、密度、溫度和壓力在油膜厚度方向上保持不變。

壓射機(jī)構(gòu)的實(shí)時配合間隙通過成形數(shù)值模擬計算，摩擦模型不考慮配合間隙隨時間的變化,因此，Reynolds方程可簡化為一維方程：

(1)

式中，h為油膜厚度；p為油膜壓力；η為潤滑油的黏度；ρ為潤滑油的密度；U為兩表面的相對運(yùn)動速度；x為潤滑油膜長度上的某一點(diǎn)。

邊界條件為

p|x=0=0

(2)

當(dāng)p在x1處小于0時，令p重新賦值為0，即

p|x=x1=0

(3)

并且

(4)

建模時考慮溫度對黏度和密度的影響，其中，黏度與溫度之間的關(guān)系為[15]

(5)

式中，T0為初始溫度；T為實(shí)時溫度；η0為T0溫度時的黏度。

密度與溫度之間的關(guān)系為[15]

ρ=ρ0[1-αT(T-T0)]

(6)

(7)

式中，ρ0為T0時的密度；αT為潤滑劑的熱膨脹系數(shù)。

溫度利用一維能量方程[15]計算:

(8)

(9)

式中，J為熱功當(dāng)量；cρ為潤滑劑比熱容。

摩擦因數(shù)為

μ=Ff/FW

(10)

(11)

(12)

式中，l為潤滑油膜的長度；Ff為油膜動壓摩擦力；FW為油膜總壓力。

摩擦模型的求解：先求解Reynolds方程，得到油膜壓力后將其代入能量方程求解溫度，并通過黏度/密度-溫度關(guān)系計算、更新黏度和密度，其中，油膜壓力受到黏度、密度的影響。摩擦模型求解的計算流程如圖3所示。

圖3 摩擦模型計算流程圖

2 壓射過程數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)

本節(jié)基于MSC.MARC有限元軟件，將摩擦模型與數(shù)值模擬整合，進(jìn)行整合摩擦的數(shù)值模擬(以下簡稱“摩擦模擬”)，并進(jìn)行不考慮摩擦作用的數(shù)值模擬(以下簡稱“普通模擬”)；研制能在線采集溫度和變形數(shù)據(jù)的多循環(huán)壓射實(shí)驗(yàn)平臺進(jìn)行壓射實(shí)驗(yàn)，將兩種數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比分析。

2.1 實(shí)驗(yàn)平臺與檢測方法

如圖4所示，實(shí)驗(yàn)平臺由壓室、沖頭、底座、推桿、加熱圈組成，在立式壓力機(jī)上實(shí)現(xiàn)壓射工藝。壓室、沖頭的溫度測量采用K型熱電偶，壓室徑向變形的測量采用千分表，沖頭的徑向變形測量采用耐高溫應(yīng)變片。沖頭與壓室的材料、尺寸和運(yùn)動方式均與2500 kN鋁合金間接擠壓鑄造設(shè)備上的沖頭(直徑63 mm、高110 mm)和壓室(外徑95 mm、內(nèi)徑63 mm、高360 mm)保持一致，沖頭、壓室的材料分別為球墨鑄鐵和H13鋼，底座與推桿材料都為45鋼；壓室與沖頭的初始間隙為0.15 mm。潤滑劑采用JR-Lub33W高溫沖頭潤滑油(密度833 kg/m3，40 ℃的運(yùn)動黏度32 mm2/s，比熱容1940 J/(kg·K))。推桿上接沖頭，下接液壓缸；沖頭的所有運(yùn)動由推桿帶動；加熱圈為壓室、沖頭預(yù)熱。

圖4 實(shí)驗(yàn)裝置

壓室溫度由2個點(diǎn)測量，壓室變形由2個點(diǎn)測量，沖頭溫度由1個點(diǎn)測量，沖頭變形由1個點(diǎn)測量。實(shí)驗(yàn)中，熔融金屬液凝固成形時，其下端面和沖頭上端面、壓室變形測點(diǎn)2在同一平面，距壓室底面190 mm，鑄件在此位置停留的時間最長。測點(diǎn)2所在截面容易出現(xiàn)熔融金屬液泄漏、沖頭壓室卡死等現(xiàn)象，為危險截面。測點(diǎn)2所在截面位于測點(diǎn)1下方，兩者相距30 mm，測點(diǎn)與外表面相距10 mm。沖頭溫度測點(diǎn)與變形測點(diǎn)位于同一平面，距沖頭上端面10 mm。

2.2 壓射實(shí)驗(yàn)方案

本實(shí)驗(yàn)采用的鑄件材料為A356鋁合金，澆注溫度為720 ℃，澆注的熔融金屬液質(zhì)量為1 kg，澆注完后的熔融金屬液高度約為120 mm；工作環(huán)境溫度為30 ℃；壓室與沖頭的初始配合間隙為0.15 mm；壓室、沖頭的預(yù)熱溫度分別為130 ℃和110 ℃；壓室的位移約束在底端，自由度為0；沖頭的位移約束在底端，自由度為1，壓射距離為80 mm，速度為40 mm/s；本實(shí)驗(yàn)進(jìn)行3次循環(huán)，得到3個鑄件，第一次循環(huán)用時140 s，后兩次循環(huán)用時120 s。

2.3 壓射過程數(shù)值模擬

壓射機(jī)構(gòu)簡化的有限元模型由壓室、沖頭和鑄件組成。利用對稱性建立了1/4的三維模型，如圖5所示。模型采用7號單元網(wǎng)格，共劃分網(wǎng)格9826個，節(jié)點(diǎn)14 711個。有限元模型各個零件的材料與實(shí)際實(shí)驗(yàn)中的材料相同，具體參數(shù)如表1所示[16]，鑄件以固體形式進(jìn)行處理。

圖5 三維有限元模型

表1 零件材料參數(shù)

數(shù)值模擬的分析類型為熱-結(jié)構(gòu)分析。接觸設(shè)置中將所有零件設(shè)為可傳熱變形體，相互接觸的零件之間的傳熱系數(shù)[6]如表2所示。底座雖然沒有在模型中給出，但可以設(shè)置界面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，實(shí)現(xiàn)壓室下端面與底座的傳熱。各零件與空氣之間的傳熱系數(shù)為10 W/(m2·K)。

表2 相互接觸的零件之間的傳熱系數(shù)

摩擦模型與數(shù)值模擬的整合通過MSC.MARC軟件的二次開發(fā)功能實(shí)現(xiàn)。摩擦模型與數(shù)值模擬的整合需要使用用戶子程序UFRIC和子程序NODVAR。UFRIC用于定義摩擦因數(shù)，NODVAR用于提取MSC.MARC數(shù)據(jù)庫中的節(jié)點(diǎn)結(jié)果，NODVAR可被任何用戶子程序調(diào)用。

MSC.MARC求解器增量步迭代計算時，每步增量都會調(diào)用UFRIC一次。在UFRIC模板文件中，先調(diào)用NODVAR獲取沖頭、壓室相應(yīng)位置節(jié)點(diǎn)的坐標(biāo)，配合間隙為兩者徑向坐標(biāo)差值的絕對值，溫度與滑動速度由UFRIC直接提供；然后植入摩擦模型，將配合間隙、溫度和滑動速度代入計算，得到摩擦因數(shù)；將摩擦因數(shù)設(shè)為下一個增量步的邊界條件，將摩擦因數(shù)引入剛度矩陣，修改矩陣元素值后返回主程序求解，具體的流程如圖6所示。

圖6 整合摩擦模型的模擬流程圖

2.4 數(shù)值模擬與壓射實(shí)驗(yàn)的結(jié)果

由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可得，沖頭和壓室的溫度、變形曲線在3次循環(huán)下都呈現(xiàn)階梯狀上升，每次循環(huán)都使溫度升高、變形增大且增量逐次遞減。因?yàn)殡S著循環(huán)的次數(shù)增加，實(shí)驗(yàn)裝置的溫度逐次上升，而熔融金屬液的澆注溫度不變，這使得實(shí)驗(yàn)裝置與熔融金屬液的溫差逐次遞減，熱量傳遞逐次減少。每次循環(huán)中，熔融金屬液澆注完成后的壓室和沖頭的溫度急速升高；隨著熔融金屬液溫度的下降，壓室和沖頭的溫度增長速率減緩；溫度在達(dá)到最大值后有所下降。熔融金屬液引起的壓射機(jī)構(gòu)溫度變化是壓室和沖頭變形的主要原因[6]，所以沖頭和壓室的徑向變形都隨著溫度的變化而變化。

如圖7所示，沖頭溫度變化均勻，由上至下呈梯度分布，說明沖頭上截面距熔融金屬液越遠(yuǎn)，截面的溫度越低。摩擦模擬值與實(shí)驗(yàn)值變化規(guī)律一致，兩者的相對誤差小于5%；普通模擬值與實(shí)驗(yàn)值的最大溫差達(dá)到19 ℃，最大誤差超過7%。

(a)沖頭溫度曲線

如圖8所示，沖頭總變形變化均勻，變形量由上至下呈梯度分布，摩擦模擬值與實(shí)驗(yàn)值趨勢相同，最大徑向變形差為6 μm，最大相對誤差小于8%。普通模擬值與實(shí)驗(yàn)值的最大相對誤差接近18%。

(a)沖頭徑向變形曲線

如圖9所示，壓室溫度變化均勻，最高溫度出現(xiàn)在熔融金屬液凝固處，溫度沿上下兩方向呈梯度分布。由圖9曲線可得，摩擦模擬值與實(shí)驗(yàn)值接近且變化規(guī)律基本一致，最大溫差為15 ℃，相對誤差保持在6%以內(nèi)；普通模擬值與實(shí)驗(yàn)值的最大溫差為23 ℃，最大相對誤差接近8%。

(a)測點(diǎn)1

如圖10所示，壓室的變形變化均勻，變形量由上至下呈梯度分布。由壓室徑向變形曲線可得，摩擦模擬值與實(shí)驗(yàn)值的變化規(guī)律基本一致，最大相對誤差接近4%。普通模擬值與實(shí)驗(yàn)值的最大相對誤差達(dá)到20%。

(a)測點(diǎn)1

對比摩擦模擬值與實(shí)驗(yàn)值可得：40 s時，沖頭溫度的實(shí)驗(yàn)值與摩擦模擬值的相對誤差最大；30 s時，壓室測點(diǎn)1溫度的實(shí)驗(yàn)值與摩擦模擬值的相對誤差最大；40 s時，壓室測點(diǎn)2溫度的實(shí)驗(yàn)值與摩擦模擬值的相對誤差最大；30 s時，沖頭徑向變形的實(shí)驗(yàn)值與摩擦模擬值的相對誤差最大；170 s時，壓室測點(diǎn)1徑向變形的實(shí)驗(yàn)值與摩擦模擬值的相對誤差最大；30 s時，壓室測點(diǎn)2徑向變形的實(shí)驗(yàn)值與摩擦模擬值的相對誤差最大。溫度的最大誤差都出現(xiàn)在沖頭運(yùn)動完成之后、溫度達(dá)到最大值之前，這個階段的熔融金屬液處于凝固過程中。本文數(shù)值模擬中的熔融金屬液以固體形式處理，這與實(shí)際熔融金屬液的凝固過程有一定差別，所以在此階段出現(xiàn)最大誤差。溫度和徑向變形的最小誤差都出現(xiàn)在第0 s，此時都為初始值。

由圖7～圖10中的溫度、徑向變形曲線可以看出，在每次循環(huán)中，摩擦模擬的溫度、徑向變形均大于普通模擬值，并且兩者之間的差距在壓射(壓室與沖頭的相對運(yùn)動)完成之后開始顯現(xiàn)，可以得出摩擦作用導(dǎo)致壓射機(jī)構(gòu)的溫度升高、變形增大的結(jié)論。綜上所述，摩擦模擬值與實(shí)驗(yàn)值一致性較好、精度較高，證明了摩擦模擬的可行性和準(zhǔn)確性。

3 2500 kN擠壓鑄造機(jī)壓射機(jī)構(gòu)的動態(tài)配合

利用上述數(shù)值模擬方法，對2500 kN擠壓鑄造機(jī)的壓射機(jī)構(gòu)進(jìn)行多次循環(huán)的數(shù)值模擬，研究壓射機(jī)構(gòu)在工作過程中的動態(tài)配合。

3.1 2500 kN擠壓鑄造機(jī)的壓射過程有限元模擬

模型由壓室、沖頭和熔融金屬液組成，如圖11所示。有限元模型和2500 kN擠壓鑄造機(jī)的壓室與沖頭的尺寸和材料一致：壓室全長701 mm，外徑95 mm，內(nèi)徑63 mm；沖頭直徑63 mm，高110 mm。兩者的初始間隙為0.15 mm，初始溫度為100 ℃；沖頭提供的擠壓壓力為60 MPa；熔融金屬液澆注完成后的高度為180 mm，初始溫度為720 ℃，其與模具之間的傳熱系數(shù)為3000 W/(m2·K)；環(huán)境溫度為30 ℃。材料屬性、傳熱系數(shù)、接觸條件和約束條件與第二節(jié)中的設(shè)置一致。一次循環(huán)周期為50 s，一個周期分為4個階段：0～5 s，完成澆注；5～15 s，沖頭的壓射過程；15～45 s，沖頭保壓，鑄件凝固；45～50 s，沖頭退回到初始位置并取出鑄件，沖頭在初始位置時，其上端面距壓室上端面450 mm。共進(jìn)行10次循環(huán)。

圖11 壓射機(jī)構(gòu)有限元模型

3.2 計算結(jié)果與分析討論

壓射機(jī)構(gòu)不同時刻的溫度如圖12所示，不同時刻的徑向變形如圖13所示，可以看出，壓射機(jī)構(gòu)的溫度、徑向變形分布都不均勻。壓室的最高溫度在中部，該部位是澆注階段壓室與熔融金屬液接觸的部位，也是與熔融金屬液接觸時間最長的部位，所以溫度最高；壓室的最低溫度出現(xiàn)在壓室底端，該部位始終沒有接觸熔融金屬液；沖頭的溫度分布由上至下呈梯度分布。熔融金屬液引起的壓射機(jī)構(gòu)溫度變化是壓室和沖頭變形的主要原因。壓室、沖頭的徑向變形分布與其溫度分布一致。

(a)t=10 s (b)t=110 s

(a)t=10 s (b)t=110 s

壓射機(jī)構(gòu)工作時，沖頭一直在運(yùn)動，壓室始終處于靜止?fàn)顟B(tài)，所以在計算實(shí)時配合間隙時，壓室選取多個節(jié)點(diǎn)，壓室取值節(jié)點(diǎn)的截面與沖頭取值節(jié)點(diǎn)的截面始終位于同一平面，壓室數(shù)值點(diǎn)所在的平面始終與沖頭上端面處于同一平面。實(shí)時配合間隙為

h1=δs+h0-δp

(13)

式中，δs為壓室的徑向變形量；δp為沖頭的徑向變形量；h0為初始配合間隙。

2500 kN擠壓鑄造機(jī)壓射機(jī)構(gòu)實(shí)時配合間隙曲線見圖14，可以看出，配合間隙一直處于較大幅度的起伏狀態(tài)，前三次循環(huán)的配合間隙整體下降較快，第七次循環(huán)出現(xiàn)配合間隙最小值66 μm，之后配合間隙緩慢增大并逐漸趨于穩(wěn)定。從第二次循環(huán)(t=50 s)開始的多個循環(huán)中，配合間隙變化非常復(fù)雜，0～15 s，配合間隙波動大，經(jīng)歷了急劇的上升、下降再上升的變化，此階段最大的變化范圍達(dá)到59 μm；15～45 s期間，配合間隙變化平緩，先下降再緩慢上升；在45～50 s，配合間隙值先減小、再增大、最后減小，此階段配合間隙的變化幅度也較大。

圖14 壓射機(jī)構(gòu)實(shí)時配合間隙曲線

每個循環(huán)的0～15 s是澆注和壓射階段，因?yàn)槿廴诮饘僖毫看螅瑵沧⑼瓿珊蟮娜廴诮饘僖号c壓室的接觸面積遠(yuǎn)大于與沖頭的接觸面積，與熔融金屬液接觸的部分受熱更多(圖12d)、變形更大，所以配合間隙先增大；如圖13d所示，壓射過程中，壓室與沖頭接觸部位的變形是先增大后減小，而沖頭始終與熔融金屬液接觸，變形持續(xù)增大且增速較快，所以配合間隙減??；從第二個循環(huán)開始，因?yàn)榍耙粋€循環(huán)中的熔融金屬液凝固時與壓室頂端保持接觸，使得壓室頂部受熱較多而產(chǎn)生較大變形，所以沖頭接近壓室上端時的配合間隙增大，這是第一個循環(huán)的壓射階段后期配合間隙沒有增大的原因，如圖13a所示。每個循環(huán)的15～45 s為熔融金屬液受壓凝固成形階段，沖頭受到擠壓力，使其變形增大，但此階段的熔融金屬液急速降溫，所以配合間隙會先減小后增大，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，壓室逐漸升溫，所以此階段的配合間隙變化幅度逐漸減小，從第5次循環(huán)開始，此階段結(jié)束時刻的配合間隙大于該階段初始時刻的配合間隙。每個循環(huán)的最后5 s內(nèi)，沖頭回程經(jīng)過溫度不均的壓室，導(dǎo)致配合間隙的大幅度變化。最小配合間隙出現(xiàn)在此階段的最后時刻，此時，沖頭回程到初始位置即沖頭運(yùn)動中最靠近壓室底端的位置，該位置的溫度是沖頭接觸的最低溫度(圖12)，所以配合間隙最小。在壓室的沖頭路徑上取6個節(jié)點(diǎn)，在沖頭上選取1個節(jié)點(diǎn)，提取7個節(jié)點(diǎn)的溫度，節(jié)點(diǎn)位置如圖15所示，溫度曲線見圖16，沖頭溫度高于壓室溫度，壓室受熱不均勻，第10個循環(huán)中，節(jié)點(diǎn)2的溫度接近沖頭溫度，6個節(jié)點(diǎn)的最大溫差達(dá)到129.1 ℃。因此壓室的溫度不均勻是配合間隙大幅度起伏變化的主要原因。

圖15 節(jié)點(diǎn)位置圖

圖16 溫度曲線圖

4 結(jié)論

提出了壓射機(jī)構(gòu)的一種摩擦模型，并基于MSC.MARC軟件進(jìn)行了整合摩擦模型的多循環(huán)壓射工藝數(shù)值模擬，實(shí)驗(yàn)及與普通模擬的對比驗(yàn)證了整合摩擦模型的數(shù)值模擬的有效性和準(zhǔn)確性。

采用該方法對2500 kN擠壓鑄造機(jī)的壓射機(jī)構(gòu)進(jìn)行了多次循環(huán)壓射工藝模擬。模擬結(jié)果表明在擠壓鑄造工作過程中，配合間隙一直處于較大幅度的起伏狀態(tài)，配合間隙整體先減小，達(dá)到最小值66 μm后逐次緩慢增大，配合間隙的變化規(guī)律在多次循環(huán)后趨于穩(wěn)定。配合間隙在熔融金屬液凝固成形階段的變化幅度小，在沖頭運(yùn)動階段變化劇烈，變化幅度較大，這種現(xiàn)象主要是由壓室軸向溫度分布不均勻造成的。