張保軍，楊 合， 郭良剛，石 磊，鄭文達(dá)，谷瑞杰，寇永樂

(1. 西北工業(yè)大學(xué) 凝固技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072；2. 中國重型機(jī)械研究院有限公司，西安 710032)

AZ31鎂合金薄壁管擠壓分流孔軸向傾角影響規(guī)律的仿真模擬

張保軍1，楊 合1， 郭良剛1，石 磊1，鄭文達(dá)2，谷瑞杰2，寇永樂2

(1. 西北工業(yè)大學(xué) 凝固技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072；2. 中國重型機(jī)械研究院有限公司，西安 710032)

基于開發(fā)的AZ31鎂合金薄壁管分流擠壓精確、高效的DEFORM?3D有限元模型，模擬揭示分流孔軸向傾角β對(duì)擠壓力、焊合壓力及?？谔幣髁辖饘倭魉倬鶆蛐缘挠绊懸?guī)律，并對(duì)β進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。綜合考慮擠壓力、材料利用率、焊縫焊合質(zhì)量、管材尺寸精度及其應(yīng)用環(huán)境等因素，獲得該規(guī)格AZ31鎂合金薄壁管分流擠壓模具的合理分流孔軸向傾角取值范圍為?5°～1°，最優(yōu)分流孔軸向傾角為β≈ ?5°(即內(nèi)斜5°)。

AZ31鎂合金；薄壁管；分流組合模；分流孔軸向傾角；數(shù)值模擬

隨著現(xiàn)代工業(yè)技術(shù)的高速發(fā)展，分流組合模以其具有短行程生產(chǎn)長型材、用模具剛度保證管材尺寸精度、可進(jìn)行連續(xù)擠壓等優(yōu)勢(shì)，越來越被廣泛地應(yīng)用于塑性成形領(lǐng)域鋁鎂合金空心型材的擠壓生產(chǎn)中[1?2]，該模型是空心型材分流擠壓工藝中最為關(guān)鍵的工裝，不僅決定著產(chǎn)品的形狀、大小、尺寸精度和表面狀態(tài)，而且影響產(chǎn)品的組織與性能，對(duì)擠壓過程起著十分重要的作用[3?4]。近年來，航空航天、國防軍工等高端科技領(lǐng)域得到了快速發(fā)展，對(duì)高精度、高性能、優(yōu)良電磁性能的異型薄壁管材的需求日益廣泛而迫切，因此，研究分流組合模各個(gè)結(jié)構(gòu)要素對(duì)分流擠壓過程的影響規(guī)律對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，對(duì)于提高擠壓型材質(zhì)量具有重要意義。

作為坯料金屬進(jìn)入模具焊合腔的通道，分流孔各結(jié)構(gòu)要素(包括分流孔軸向傾角β)的合理設(shè)計(jì)對(duì)于平衡金屬流速、降低擠壓力、促進(jìn)金屬的流動(dòng)和焊合以及提高模具壽命等都具有非常重要的意義[5]。因此，國內(nèi)外許多學(xué)者對(duì)于分流孔的形狀、數(shù)目、分布位置及相關(guān)結(jié)構(gòu)要素對(duì)擠壓過程的影響規(guī)律以及優(yōu)化設(shè)計(jì)進(jìn)行了大量的試驗(yàn)和模擬研究[3?8]，探索出各個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)與擠壓成形各個(gè)場變量的關(guān)系，從而為分流模具設(shè)計(jì)提供了理論參考依據(jù)。然而，分流擠壓過程是一個(gè)極其復(fù)雜的材料流動(dòng)過程，難以采用實(shí)驗(yàn)方法進(jìn)行定量研究[1]，在研究過程中研究者往往人為地忽略分流孔軸向傾角對(duì)擠壓工藝的影響，因此，分流孔軸向傾角對(duì)分流擠壓工藝過程的影響規(guī)律并沒有得到深入研究，因而分流孔軸向傾角設(shè)計(jì)依賴于經(jīng)驗(yàn)，需要反復(fù)修模，導(dǎo)致產(chǎn)品質(zhì)量和模具壽命難以得到進(jìn)一步的提高[7]，因此，迫切需要應(yīng)用先進(jìn)科研手段對(duì)此展開深入研究。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的飛速發(fā)展，數(shù)值模擬仿真技術(shù)由于可獲取塑性成形過程中各種動(dòng)態(tài)變量信息(應(yīng)力、應(yīng)變和速度等)，能大幅降低研究成本、縮短產(chǎn)品開發(fā)周期，已成為塑性加工研究領(lǐng)域不可或缺的重要研究手段。

軍用戰(zhàn)地發(fā)射塔天線用薄壁管，其橫截面形狀及尺寸如圖1所示，需要具有質(zhì)地輕、電磁屏蔽性能優(yōu)良等特點(diǎn)，吸引了大量研究人員將目光集中在密度低、電磁性能優(yōu)良的鎂合金材料如AZ31鎂合金(國內(nèi)牌號(hào)MB2)。但是，AZ31鎂合金塑性成形窗口窄、對(duì)溫度及擠壓速度非常敏感，屬于難變形合金種類，且該規(guī)格管材外徑尺寸相對(duì)較大，管壁薄(相對(duì)壁厚m/D=0.031 3)，分流組合模具內(nèi)腔形狀復(fù)雜，導(dǎo)致分流擠壓成形過程中金屬塑性變形異常劇烈、分流焊合尤為困難，這些均增加了獲得高精度、高性能AZ31鎂合金薄壁管的難度。因此，合理設(shè)計(jì)分流孔軸向傾角以達(dá)到降低擠壓力、改善金屬流動(dòng)情況、提高焊縫焊合質(zhì)量，在此薄壁管材擠壓工藝過程中具有更為突出的作用。

圖1 AZ31鎂合金薄壁管材截面形狀和尺寸Fig. 1 Shape and sizes of cross-section of AZ31 Mg alloy thin-walled tube (mm)

基于上述背景，本文作者旨在利用有限元方法，通過單一改變分流孔軸向傾角β，模擬研究分流孔軸向傾角對(duì)AZ31鎂合金薄壁管分流擠壓過程的影響規(guī)律，為優(yōu)化模具結(jié)構(gòu)提供理論指導(dǎo)；綜合考慮擠壓力、焊合質(zhì)量、管材尺寸精度等因素，對(duì)分流孔軸向傾角進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

1 有限元模型的建立

基于DEFORM?3D平臺(tái)，以軍用戰(zhàn)地發(fā)射塔天線用AZ31鎂合金薄壁管分流擠壓工藝過程為研究對(duì)象，在解決了幾何與裝配模型建立、材料模型建立、邊界條件設(shè)定等關(guān)鍵技術(shù)的基礎(chǔ)上，建立適用、可靠的AZ31鎂合金薄壁管材分流擠壓工藝過程的剛塑性有限元模型[9]。

鑒于該規(guī)格管材形狀對(duì)稱性，分流組合模具選用四孔分流，分流孔斷面形狀為扇形。各有限元模型參數(shù)值如表1所列。根據(jù)表1中的幾何模型建立的AZ31鎂合金異型薄壁管分流組合模幾何模型如圖2所示。

采用數(shù)值模擬與理論分析相結(jié)合的方法，通過單一改變分流模分流孔軸向傾角，研究分析分流孔軸向傾角對(duì)擠壓的影響規(guī)律。選取的分流孔軸向傾角β分別為?10°，?5°，0°，5°，10°(分流孔內(nèi)斜為負(fù)值，分流孔外斜為正值)。圖3所示為AZ31鎂合金異型薄壁管分流組合模分流孔傾角示意圖。

鑒于該規(guī)格管材及其分流組合模的對(duì)稱性，取整體的1/8進(jìn)行有限元建模，以提高計(jì)算效率，如圖4所示，可以通過改變幾何或者工藝參數(shù)，研究成形參數(shù)對(duì)擠壓過程的影響規(guī)律，獲得所需信息，為優(yōu)化擠壓模具或擠壓工藝提供依據(jù)。

通過改變坯料和模具的幾何模型，可使該AZ31鎂合金薄壁管分流擠壓有限元模型適用于其他空心類型材分流擠壓成形過程的數(shù)值模擬。因此，為驗(yàn)證該有限元模型的可靠性，基于該有限元模型，采用與文獻(xiàn)[12]相同的幾何模型及成形條件，對(duì)AZ31鎂合金矩形管分流擠壓工藝過程進(jìn)行了模擬分析，結(jié)果與文獻(xiàn)[12]中試驗(yàn)結(jié)果吻合良好：擠壓力峰值的模擬值和試驗(yàn)值誤差小于13%，如圖5所示，峰值出現(xiàn)的時(shí)刻不同是有限元幾何模型與實(shí)際模具型腔有所差異造成的：峰值溫度的模擬和試驗(yàn)誤差小于6 ℃，穩(wěn)定擠出階段坯料金屬峰值溫度均在460～470 ℃之間。這些結(jié)果均證明本文作者采用的軍用戰(zhàn)地發(fā)射塔天線用AZ31鎂合金薄壁管分流擠壓有限元模型是適用、可靠的。

表1 有限元模型參數(shù)設(shè)置Table 1 FE model parameters used in this study

圖2 分流組合模具幾何模型Fig. 2 Geometries of porthole dies: (a) Dividing die; (b) Welding die

圖3 分流模分流孔軸向傾角示意圖Fig. 3 Sketch map of porthole axial angle of porthole die: (a)?10°; (b) ?5°; (c) 0°; (d) 5°; (e) 10°

圖4 擠壓工藝的有限元模型Fig. 4 FE model of extrusion for thin-walled AZ31 Mg alloy

圖5 模擬與實(shí)驗(yàn)的擠壓力對(duì)比Fig. 5 Comparison of extrusion load between simulation result and experiment one

2 結(jié)果與討論

2.1 分流孔對(duì)擠壓過程的影響規(guī)律

2.1.1 擠壓力

擠壓力的大小對(duì)于模具壽命、設(shè)備噸位選取和擠壓生產(chǎn)效率有著十分重要的影響。圖6所示為不同分流孔軸向傾角時(shí)擠壓力—行程曲線。由圖6可以看出：1) 擠壓力隨行程的變化趨勢(shì)不隨分流孔軸向傾角的改變而改變。2) 隨著分流孔的增大，擠壓力峰值及穩(wěn)定擠出階段擠壓力不斷增大。這是因 為：焊合室內(nèi)約束材料流動(dòng)的Z向投影面積隨分流孔軸向傾角的增大而增大(見圖3)，導(dǎo)致材料填充焊合室以及突破工作帶時(shí)材料流動(dòng)更加困難，擠壓力有所增加。3) 分流孔軸向傾角越小、擠壓力峰值出現(xiàn)越早，管材穩(wěn)定擠出階段開始越早。這是因?yàn)榉至骺纵S向傾角越小，分流孔及焊合室的模腔容積越小，需要填充的坯料金屬越少(廢料越少)，金屬突破工作帶成形的時(shí)間越短，所以，擠壓力峰值的出現(xiàn)也就越早。因此，選用較小的分流孔軸向傾角，不但可以降低擠壓力，而且還可以提高坯料金屬材料的利用率。

2.1.2 焊合壓力

圖6 不同分流孔軸向傾角時(shí)擠壓力—行程曲線Fig. 6 Load—stroke curves at different porthole axial angles

焊合面上的靜水壓應(yīng)力是分流擠壓過程中非常重要的成形指標(biāo)，其大小直接影響型材焊縫質(zhì)量：焊合面上的靜水壓應(yīng)力值越大，焊合效果越好，所擠出的型材綜合質(zhì)量也就越好[13?14]。圖7所示為不同分流孔軸向傾角下擠壓成形階段焊合面局部靜水壓應(yīng)力云圖。由圖7可以看出：焊合面上有一個(gè)橫向貫穿的高靜水壓應(yīng)力區(qū)域，所有從分流孔經(jīng)過焊合面進(jìn)入工作帶的金屬質(zhì)點(diǎn)必通過該區(qū)域；隨著分流孔軸向傾角的增大，該焊合區(qū)域面積不斷增加，分流的坯料金屬焊合時(shí)間得到了延長，從而可以提高焊合質(zhì)量。將該區(qū)域內(nèi)最小靜水壓應(yīng)力值定義為分流焊合擠壓過程的焊合壓力，其大小關(guān)系到焊合面金屬質(zhì)點(diǎn)是否能焊合及焊合質(zhì)量的優(yōu)劣，是評(píng)價(jià)分流焊合擠壓工藝優(yōu)劣最為重要的指標(biāo)。

根據(jù)圖7可以獲得分流孔軸向傾角對(duì)焊合壓力的影響規(guī)律，結(jié)果如圖8所示。由圖8可以看出：焊合壓力隨分流孔軸向傾角的增大先減小后增大，當(dāng)β≈5°時(shí)，出現(xiàn)極小值。這是因?yàn)椋环矫?，分流孔軸向傾角的增大改變了分流金屬的流動(dòng)路徑，4股分流的坯料趨于相互遠(yuǎn)離的方向流動(dòng)，起到降低焊合壓力的作用，另一方面，隨著分流孔軸向傾角的增大，焊合室容積和焊合面面積均不斷增大，延長了坯料金屬在焊合室內(nèi)的堆積時(shí)間，且焊合室內(nèi)坯料金屬突破工作帶的局部擠壓比也在不斷增大，有利于增大焊合壓力，所以，當(dāng)β=5°時(shí)，焊合壓力出現(xiàn)極小值。

2.1.3 ?？谔幣髁辖饘倭魉倬鶆蛐?/p>

模具出口處金屬流速不均勻容易導(dǎo)致型材發(fā)生扭擰、波浪、側(cè)彎等常見缺陷，嚴(yán)重影響型材質(zhì)量及尺寸精度，因此，保證產(chǎn)品斷面上的各質(zhì)點(diǎn)流出?？坠ぷ鲙У乃俣染庑?，成為模具設(shè)計(jì)和維修遵循的基本原則。所以，必須合理設(shè)計(jì)模具結(jié)構(gòu)以起到調(diào)節(jié)金屬流速的作用，提高模具出口處的金屬流速均勻性，進(jìn)而提高型材質(zhì)量和尺寸精度。為了有效地表示金屬擠壓時(shí)流動(dòng)的不均勻性，以出口處速度場標(biāo)準(zhǔn)偏差Es值來衡量流速的均勻程度[15?16]，其計(jì)算公式如下：

式中：N為模具出口處節(jié)點(diǎn)數(shù)目；為規(guī)定平面上節(jié)點(diǎn)軸向速度；為規(guī)定平面上平均軸向速度。

Es值越小，說明模口處坯料金屬流動(dòng)越均勻；Es值越大，說明?？谔幣髁辖饘倭鲃?dòng)越不均勻。圖9所示為不同分流孔軸向傾角下模具出口處的金屬流速均方差。由圖9可以看出，模具出口處坯料金屬流速均方差Es值隨著分流孔軸向傾角的增大而減小，當(dāng)β＞?5°時(shí)，均方差減小，速度驟降。這是因?yàn)榉至骺纵S向傾角的變化改變了坯料金屬從分流孔進(jìn)入焊合室并從焊合室突破工作帶的流動(dòng)路徑，從而影響金屬流出工作帶的速度均勻性。

圖7 不同分流孔軸向傾角下坯料焊合面局部靜水壓應(yīng)力云圖Fig. 7 Mean stressonbillet weldingareaatdifferentporthole axialangles: (a) ?10°; (b) ?5°; (c) 0°; (d)5°;(e)10°

圖8 不同分流孔軸向傾角時(shí)的焊合壓力Fig. 8 Welding pressure at different porthole axial angles

2.2 分流孔軸向傾角優(yōu)化

基于上述AZ31鎂合金薄壁管分流擠壓過程中分流孔軸向傾角對(duì)擠壓力、焊合壓力及模口處坯料金屬流速均方差等指標(biāo)的影響規(guī)律，對(duì)該規(guī)格管材分流組合模的分流孔軸向傾角進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。優(yōu)化過程如下：

圖9 不同分流孔軸向傾角下?？谔幍慕饘偎俣葓鰳?biāo)準(zhǔn)偏差Fig. 9 Standard deviation of velocity field at different porthole axial angles

1) 采用20 MN擠壓機(jī)進(jìn)行生產(chǎn)，安全系數(shù)取1.08[9]，擠壓力峰值應(yīng)小于20/1.08≈18.5 MN。圖10所示為分流孔軸向傾角對(duì)擠壓力峰值曲線。由圖10可以看出，擠壓力峰值隨分流孔軸向傾角的增大而增大，且增大速度不斷上升。所以，需控制β＜2.5°，才能保證擠壓力峰值小于18.5 MN。由圖6可以看出，分流孔軸向傾角越小，擠壓力峰值越小，且分流孔及焊合室的模腔容積越小，需要填充的坯料金屬越少，因此，選用較小的分流孔軸向傾角，可以起到降低擠壓力的作用，同時(shí)還可提高坯料金屬材料的利用率。

圖10 不同分流孔軸向傾角下的擠壓力峰值Fig. 10 Peak load at different porthole axial angles

2) LI等[17]認(rèn)為焊縫質(zhì)量主要取決于焊合壓力與材料流動(dòng)應(yīng)力的比值，該值越大，焊縫質(zhì)量越好。黃東男等[6]認(rèn)為焊合壓力需達(dá)到焊合面焊合工作溫度、應(yīng)變速率下金屬屈服應(yīng)力σs(焊合面處AZ31鎂合金材料溫度為380～400 ℃，等效應(yīng)變速率為0.5～1 s?1，則σs≈50 MPa)的5.7 倍，即焊合壓力應(yīng)大于50×5.7= 285 MPa[9]，才能保證擠壓得到合格焊縫的管材。由圖8可以看出，該規(guī)格AZ31鎂合金薄壁管材分流擠壓模具的分流孔軸向傾角應(yīng)避免在1°～7.5°的范圍內(nèi)取值。

3) 由圖9可以看出，分流孔軸向傾角的改變對(duì)于?？谔幣髁辖饘倭魉倬讲钣兄匾绊懀悍至骺纵S向傾角β越大，Es值越小，?？谔幣髁辖饘倭魉僭骄鶆?，越有利于提高型材尺寸精度和整體質(zhì)量，而當(dāng)β＜?5°時(shí)，Es值隨分流孔軸向傾角的減小而急劇增大，所以，分流孔軸向傾角應(yīng)避免在?10°～?5°范圍內(nèi)取值。

綜合考慮擠壓力、焊合壓力、?？谔幣髁辖饘倭魉倬鶆蛐缘囊?，可得到AZ31鎂合金薄壁管材在20 MN擠壓機(jī)上進(jìn)行分流擠壓的模具分流孔軸向傾角合理取值范圍為?5°～1°。由于該戰(zhàn)地發(fā)射塔天線用AZ31鎂合金在實(shí)際應(yīng)用過程中會(huì)受到相當(dāng)大的徑向及扭轉(zhuǎn)載荷，對(duì)于其焊縫質(zhì)量要求較高，所以，應(yīng)在滿足擠壓力、焊合壓力、流出速度均勻性等指標(biāo)要求的基礎(chǔ)上，提高管材分流擠壓焊合壓力為主要參考因素，盡量選取較小的分流孔軸向傾角(見圖7)。因此，確定20 MN擠壓機(jī)上擠壓該規(guī)格軍用占地發(fā)射塔用AZ31鎂合金薄壁管分流擠壓模具的最優(yōu)分流孔軸向傾角為β≈?5°(內(nèi)斜5°)。

3 結(jié)論

1) 隨分流孔軸向傾角的增大，擠壓力峰值以及穩(wěn)定擠出階段擠壓力均增大；模具出口金屬流速越均勻；分流孔及焊合室的模腔容積越大，導(dǎo)致廢料增多，材料利用率降低；焊合壓力隨分流孔軸向傾角的增大先減小后增大，β=5°時(shí)出現(xiàn)極小值，焊合效果最差。

2) 綜合考慮擠壓力、材料利用率、焊縫焊合質(zhì)量、管材尺寸精度等因素，基于20 MN擠壓機(jī)，獲得該規(guī)格AZ31鎂合金薄壁管分流擠壓模具合理分流孔軸向傾角為?5°～1°；以提高管材焊縫焊合質(zhì)量為優(yōu)化目標(biāo)，獲得了最優(yōu)分流孔軸向傾角β≈?5°(即內(nèi)斜5°)。

REFERENCES

[1]張 楊, 鄧小民. 鋁型材擠壓成型過程有限元模擬及模具優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]. 有色金屬加工, 2009, 39(3): 36?39. ZHANG Yang, DENG Xiao-min. Numerical simulation of the extrusion process of aluminum profile and die structure optimization[J]. Nonferrous Metals Processing, 2009, 39(3): 36?39.

[2]程 磊, 謝水生, 黃國杰, 和優(yōu)鋒. 焊合室高度對(duì)分流組合模擠壓成形過程的影響[J]. 稀有金屬, 2008, 32(4): 442?446. CHENG Lei, XIE Shui-sheng, HUANG Guo-jie, HE You-feng. Effects of height of welding chamber on extrusion forming process of porthole die[J]. Chinese Journal of Rare Metals, 2008, 32(4): 442?446.

[3]倪正順, 帥詞俊, 鐘 掘. 熱擠壓模具熱力耦合三維數(shù)值分析[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào): 自然科學(xué)版, 2004, 35(1): 86?90. NI Zheng-shun, SHUAI Ci-jun, ZHONG Jue. Three-dimensional coupled thermal-mechanical numerical analysis of hot extrusion dies[J]. Journal of Central South University: Science and Technology, 2004, 35(1): 86?90.

[4]ARIF A F M, SHEIKH A K, QAMAR S Z. A study of die failure mechanisms in aluminum extrusion[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2003, 134(3): 318?328.

[5]劉靜安. 鋁型材擠壓模具設(shè)計(jì)、制造及維修[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 1999. LIU Jing-an. The design, manufacturing, usage and maintenance of aluminum profile extrusion dies[M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 1999.

[6]黃東男, 張志豪, 李靜媛, 謝建新. 焊合室深度及焊合角對(duì)方形管分流模擠壓成形質(zhì)量的影響[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2010, 20(5): 954?960. HUANG Dong-nan, ZHANG Zhi-hao, LI Jing-yuan, XIE Jian-xin. Influences of welding chamber depth and welding angle on forming quality of extrusion of square tube by porthole die[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2010, 20(5): 954?960.

[7]于寶義, 閆 麗, 鄭 黎, 宋鴻武, 王永祥. 分流組合模的數(shù)值分析及優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]. 塑性工程學(xué)報(bào), 2007, 14(5): 79?82. YU Bao-yi, YAN Li, ZHENG Li, SONG Hong-wu, WANG Yong-xiang. Numerical analysis and optimal design of porthole compound dies[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2007, 14(5): 79?82.

[8]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(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.

[9]石 磊. AZ31鎂合金管材精密成形工藝研究[D]. 鄭州: 河南科技大學(xué), 2010. SHI Lei. Study on technology of closed extrusion forging of AZ31 magnesium alloy tubing[D]. Zhengzhou: Henan University of Science, 2010.

[10]王其軍. 鎂合金自行車曲柄等溫閉式鍛造數(shù)值模擬研究[D].長春: 吉林大學(xué), 2008. WANG Qi-jun. Study on numerical simulation of AZ31 magnesium alloy AZ31 cycling crank isothermal closed-die forging[D]. Changchun: Jilin University, 2008.

[11]葉永南. AZ31鎂合金往復(fù)擠壓成形熱力耦合模擬研究[D]. 西安: 西安理工大學(xué), 2007. YE Yong-nan. Thermal-mechanical coupling numerical simulation of reciprocating extrusion processes on AZ31 Mg alloy[D]. Xi’an: Xi’an University of Technology, 2007.

[12]LIU G, ZHOU J, DUSZCZYK J. FE analysis of metal fl ow 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: 185?198.

[13]JO H H, LEE S K, JUNG C S, KIM B M. A non-steady state FE analysis of Al tubes hot extrusion by a porthole die[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2006, 173(4): 223?231.

[14]LI Qiang, CHRIS H, JOLLY M R. Finite element modeling simulation of transverse welding phenomenon in aluminum extrusion process[J]. Material Design, 2003, (24): 493?496.

[15]王 堯, 周照耀, 潘健怡, 劉 亮, 吳苑標(biāo). 鋁型材擠壓成形過程金屬流動(dòng)狀態(tài)的數(shù)值模擬[J]. 機(jī)械設(shè)計(jì)與制造, 2010(8): 198?200. WANG Yao, ZHOU Zhao-yao, PAN Jian-yi, LIU Liang, WU Yuan-biao. Numerical simulation analysis of metal flowing state on aluminum profile extrusion process[J]. Machinery Design & Manufacture, 2010(8): 198?200.

[16]閆 洪, 夏巨諶, 李志剛, 董湘懷, 楊國泰, 何成宏. 工藝參數(shù)對(duì)鋁型材擠壓變形規(guī)律的影響[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2002, 12(6): 1154?1161. YAN Hong, XIA Ju-kan, LI Zhi-gang, DONG Xiang-huai, YANG Guo-tai, HE Cheng-hong. Effect of technological parameters on profile extrusion forming process[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2002, 12(6): 1154?1161.

[17]LI L, ZHANG H, ZHOU J, DUSZCZYK G Y, LI Z, ZHONG H. Numerical and experimental study on the extrusion through a porthole die to produce a hollow magnesium profile with longitudinal weld seam[J]. Materials and Design, 2008, 29: 1190?1198.

(編輯 龍懷中)

Numerical simulation of effect rules of porthole axial angle on extrusion process of AZ31 Mg alloy thin-walled tube

ZHANG Bao-jun1, YANG He1, GUO Liang-gang1, SHI Lei1, ZHENG Wen-da2, GU Rui-jie2, KOU Yong-le2
(1. State Key Laboratory of Solidification Processing, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, China; 2. China National Heavy Machinery Research Institute Co., Ltd., Xi’an 710032, China)

Based on the developed precise and efficient DEFORM?3D model of the porthole extrusion process for the thin-walled AZ31 Mg alloy thin-walled tube, the influence laws of porthole axial angleβon the extrusion load, welding pressure and the uniformity of billet flow rate at the die export were investigated and revealed by the comprehensive numerical simulations, and the value ofβwas optimized. In integrated consideration of the extrusion load, the material utilization rate, quality of welding area and profiles size accuracy, and taking the tube application environment into account, it is proposed that the optimumβis ?5°?1°, the most suitable value ofβis about ?5° for the AZ31 Mg alloy thin-walled tube profile die.

AZ31 Mg alloy; thin-walled tube; porthole die; porthole axial angle; numerical simulation

TG376.9

A

國家科技重大專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2009ZX04005-031-11)；“111”高等學(xué)校學(xué)科創(chuàng)新引智計(jì)劃資助項(xiàng)目(B08040)

2011-09-04；

2012-05-25

楊 合，教授，博士；電話：029-88495632；E-mail: yanghe@nwpu.edu.cn

1004-0609(2012)10-2713-07