黃東男，于 洋，寧 宇，馬 玉

（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；3中匯國(guó)際鋼鐵冶金部，北京100020）

鋁合金空心型材分流模擠壓成形時(shí)，由于金屬在高溫且密閉的模具中流動(dòng)，通過物理模擬方法較難獲得準(zhǔn)確全面的金屬流動(dòng)變形規(guī)律，而采用有限元數(shù)值模擬技術(shù)對(duì)整個(gè)擠壓過程進(jìn)行仿真，通過對(duì)變形體和模具所受的溫度場(chǎng)、速度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)、應(yīng)變場(chǎng)等物理量的分析，預(yù)測(cè)制品成形質(zhì)量，進(jìn)而減少甚至替代傳統(tǒng)模具設(shè)計(jì)過程中的反復(fù)試模工作，對(duì)提高生產(chǎn)效率和產(chǎn)品質(zhì)量、降低生產(chǎn)成本具有重要意義[1－4］。

國(guó)內(nèi)外大學(xué)通過有限元法對(duì)圓管、方管、冷凝器管、口琴管的分流模擠壓過程進(jìn)行了模擬分析，獲得了擠壓過程金屬流動(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[5－9］。然而以上的模擬分析只能針對(duì)型材斷面具有對(duì)稱性，同時(shí)焊合面可簡(jiǎn)化為剛性對(duì)稱面，從而可采用1／2或1／4幾何模型進(jìn)行計(jì)算的空心型材。而對(duì)于非對(duì)稱斷面型材由于無法采用1／2或1／4幾何模型進(jìn)行計(jì)算，模擬時(shí)存在焊合面網(wǎng)格的穿透與分離的缺陷，最終導(dǎo)致擠壓過程模擬無法完成，因此不能分析此類空心型材擠壓過程的金屬流動(dòng)變形行為，無法準(zhǔn)確獲得分流孔配置等對(duì)焊合面位置、焊合質(zhì)量、型材成形質(zhì)量的影響，難以為合理的模具結(jié)構(gòu)尺寸設(shè)計(jì)提供足夠的信息。

采用有限體積法由于不需要網(wǎng)格重劃分，能夠?qū)Ψ橇鲃?dòng)對(duì)稱面的空心型材的分流模擠壓全過程進(jìn)行模擬，但實(shí)際上焊合面兩側(cè)金屬并沒有焊合在一起，無法模擬由于焊合面兩側(cè)金屬流速不均而導(dǎo)致的擠出型材產(chǎn)生彎曲和扭擰等缺陷。并且由于模擬過程中無法對(duì)變形體進(jìn)行局網(wǎng)格細(xì)化處理，常因網(wǎng)格數(shù)量過多而導(dǎo)致模擬計(jì)算終止，從而無法完成分流模擠壓全過程的模擬分析[10，11］。

為了解決分流模擠壓焊合過程中焊合面附近網(wǎng)格的穿透與分離問題，實(shí)現(xiàn)對(duì)斷面形狀復(fù)雜、非對(duì)稱、型孔多的鋁合金型材擠壓全過程的金屬流動(dòng)行為分析，本文作者提出了一種基于Deform－3D結(jié)合Pro／Engineer的對(duì)分流模擠壓過程中焊合面相互穿透網(wǎng)格進(jìn)行重構(gòu)的技術(shù)，并具有令人滿意的模擬精度[12，13］。本工作在上述研究的基礎(chǔ)上，對(duì)非對(duì)稱斷面空心型材的擠壓全過程進(jìn)行模擬，進(jìn)一步探討網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)在分析金屬流動(dòng)行為、溫度場(chǎng)分布及預(yù)測(cè)型材成形質(zhì)量等方面的應(yīng)用，從而為分流模擠壓模具結(jié)構(gòu)與尺寸的合理設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 焊合面網(wǎng)格重構(gòu)方法

圖1所示為某工業(yè)型材斷面形狀及擠壓模具結(jié)構(gòu)與主要尺寸。圖1（a）中陰影部分為模芯，剖面線部分為型材，其中壁厚為2mm。擠壓的初始工藝條件如下：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4mm／s。坯料和模具之間選用剪切摩擦模型，摩擦因子m＝1。坯料和擠壓筒直徑φ95mm、擠壓比為31.3，分流比為13.6。

圖1 模具結(jié)構(gòu)及實(shí)體模型（a）上模主要尺寸；（b）下模主要尺寸；（c）上模；（d）下模Fig.1 Model and structure of a porthole extrusion die（a）dimensions of the upper die；（b）dimensions of the bottom die；（c）model of the upper die；（d）model of the bottom die

對(duì)于該類斷面非對(duì)稱、焊合面為非流動(dòng)對(duì)稱面型材，由于焊合面無法簡(jiǎn)化為剛性對(duì)稱面，采用目前的有限元技術(shù)模擬其焊合過程時(shí)，由于相互接觸并重疊的自接觸網(wǎng)格單元節(jié)點(diǎn)不能合并為一個(gè)節(jié)點(diǎn)（如圖2所示），使得計(jì)算過程中產(chǎn)生網(wǎng)格單元穿透現(xiàn)象，從而導(dǎo)致焊合過程無法完成，模擬計(jì)算被迫終止。

為解決此問題，作者等人提出了一種基于Deform－3D結(jié)合Pro／Engineer的焊合面相互穿透時(shí)的網(wǎng)格重構(gòu)的技術(shù)[12］：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)，對(duì)焊合面網(wǎng)格進(jìn)行修復(fù)，刪除相互穿透區(qū)域同時(shí)填補(bǔ)未充滿區(qū)域，此時(shí)能夠保持塑性成形過程中體積不變。對(duì)于本工作中的非對(duì)稱斷面鋁型材，當(dāng)擠壓行程為30.4mm時(shí)，焊合面滿足修復(fù)條件（圖2所示）。修復(fù)時(shí)應(yīng)先將相互穿透的焊合面單元網(wǎng)格的模型轉(zhuǎn)化成由小三角形面為基本描述單元的三維模型，即STL（Stereolithography）模型，采用三維實(shí)體設(shè)計(jì)軟件Pro／Engineer中的小平面特征技術(shù)刪除產(chǎn)生穿透及畸變的三角形面，然后依次選取三個(gè)相鄰的頂點(diǎn)重新構(gòu)建三角形面，使得原相互穿透區(qū)重新構(gòu)成由三角形面組成的表面。同時(shí)將焊合面尚未充滿區(qū)域的表面用三角形面片單元進(jìn)行填充，從而將原始穿透區(qū)和未充滿區(qū)重新形成一個(gè)由三角形面片單元構(gòu)成的三維模型（STL模型）。將修復(fù)后的STL模型導(dǎo)入Deform－3D中，重新進(jìn)行網(wǎng)格劃分，焊合面網(wǎng)格的重構(gòu)的有限元模型如圖3所示。然后繼續(xù)計(jì)算，完成分流模擠壓焊合階段與成形階段的模擬分析。

2 模擬結(jié)果分析

2.1 金屬流動(dòng)行為分析

采用上述焊合面網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)實(shí)現(xiàn)焊合面為非流動(dòng)對(duì)稱面的空心型材擠壓全過程的模擬分析，可分析和判斷焊合過程的金屬流動(dòng)行為、焊合質(zhì)量、焊合過程中模具受力情況以及變形體溫度場(chǎng)分布等。

圖4所示為型材在不同擠壓階段的金屬流動(dòng)行為。由圖可知，在分流階段（如圖4（a）所示），金屬在分流橋的作用下被拆分為2股進(jìn)入分流孔，由于兩分流孔形狀、面積相等，使得孔內(nèi)擠出金屬的長(zhǎng)度及流速相同。

圖4 擠壓全過程金屬流動(dòng)行為分析（a）分流過程 （行程21.8mm）；（b）焊合過程（行程30.0mm）；（c）成形過程（行程33.0mm）Fig.4 Metal flowing behaviors in various extrusion stages（a）dividing stage（with stroke of 21.8mm）；（b）welding stage（with stroke of 30.0mm）；（c）forming stage（with stroke of 33.0mm）

在填充焊合階段（如圖4（b）所示），2股金屬同時(shí)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。從擠入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5所示。當(dāng)擠壓行程為27.6mm時(shí)，開始填充焊合室，此時(shí)焊合面相距情況如同5（a）所示。隨著擠壓行程的增加，焊合面逐漸接近，如圖5（b）所示。擠壓行程為30mm時(shí)，模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖5（c）和圖5（d）所示。由圖可知，兩者焊合面相距情況大致相同，說明數(shù)值模擬的金屬流動(dòng)行為可為實(shí)際提供理論參考。當(dāng)擠壓行程為30.4mm時(shí)，見圖5（e），滿足焊合準(zhǔn)則，進(jìn)行網(wǎng)格重構(gòu)。此時(shí)焊合完成，焊合室已經(jīng)被金屬完全填充滿，擠出的型材頭部如圖5（f）所示，隨著擠壓行程的增加，型材開始進(jìn)入穩(wěn)態(tài)擠壓階段，擠出的型材外形如圖4（c）所示。

圖5 焊合室內(nèi)金屬流動(dòng)行為（a）行程27.6mm；（b）行程29.5mm；（c）行程30mm；（d）行程30mm（實(shí)驗(yàn)結(jié)果）；（e）行程30.4mm；（f）行程30.7mmFig.5 Metal flowing behaviors in welding chamber（a）with stroke of 27.6mm；（b）with stroke of 29.5mm；（c）with stroke of 30mm；（d）with stroke of 30mm（experimental result）；（e）with stroke of 30.4mm；（f）with stroke of 30.7mm

2.2 溫度場(chǎng)分布

由于目前的有限元法只能對(duì)擠壓分流和成形后的穩(wěn)態(tài)階段進(jìn)行溫度場(chǎng)分析，當(dāng)只對(duì)分流階段進(jìn)行分析時(shí)，則無法得到焊合及擠出型材的溫度場(chǎng)分布情況；只對(duì)穩(wěn)態(tài)擠壓階段溫度場(chǎng)進(jìn)行分析時(shí)，由于忽略了擠壓分流及焊合過程，無法得到以上兩階段溫度變化對(duì)擠出型材溫度的影響。因此無法獲得擠壓過程中型材表面的準(zhǔn)確溫度場(chǎng)分布，不能為實(shí)現(xiàn)等溫?cái)D壓提供可靠的溫度數(shù)據(jù)，而采用本文的焊合面網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)，由于解決了分流模擠壓焊合過程中焊合面網(wǎng)格的穿透與分離問題，可獲得分流模擠壓包括焊合過程的全過程的金屬溫度場(chǎng)分布及溫升情況，從而可實(shí)現(xiàn)等溫?cái)D壓提供理論參考依據(jù)。

擠壓穩(wěn)態(tài)階段，變形體的溫度場(chǎng)分布如圖6所示。由圖可知，由于沿z軸方向的焊合室側(cè)壁與擠壓筒中心的距離小于分流孔側(cè)壁與其的距離，使得分流孔內(nèi)坯料擠入焊合室時(shí)存在較大擠壓變形，從而導(dǎo)致擠壓過程中此部位溫度較高（圖6虛線框）。當(dāng)坯料擠壓焊合室時(shí)，由于和下模的熱交換，從而溫度降低。當(dāng)擠出?？讜r(shí)，塑性變形最為劇烈，?？赘浇a(chǎn)生較大溫升，使得擠出型材最高溫度達(dá)485℃，隨著擠壓行程的增加，擠出型材的頭部由于向外界散熱使得溫度下降。

2.3 焊合室內(nèi)靜水壓力分布

分流模擠壓過程中，焊合室內(nèi)靜水壓力大小決定型材的焊合質(zhì)量，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7所示。由圖可知，焊合室內(nèi)靜水壓力沿著焊合室側(cè)邊向模芯逐漸減小，模芯周圍所示最小靜水壓力大小為200MPa，而根據(jù)計(jì)算表明此時(shí)焊合面附近溫度約為450℃，在此溫度下，A6005鋁合金屈服強(qiáng)度約為45MPa，其靜水壓力接近合金屈服強(qiáng)度的4.5倍，能滿足焊合要求。

圖6 溫度場(chǎng)分布（行程33mm）Fig.6 Temperature distribution（with stroke of 33mm）

2.4 焊合過程模具應(yīng)力分布

分流孔配置設(shè)計(jì)不合理時(shí)，各孔內(nèi)金屬流速差距較大，某一分流孔內(nèi)金屬率先接觸焊合室底面，其他分流孔內(nèi)的金屬尚未接觸到焊合室底面，使得焊合面偏離分流橋，因而分流橋底部將產(chǎn)生受力不均，影響模具使用壽命。由于目前的有限元法不能模擬焊合過程，因而無法準(zhǔn)確判斷此類焊合過程中的模具受力情況，而通過本文作者提出的焊合面網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)則可獲得此時(shí)模具的應(yīng)力分布情況。

圖7 焊合室內(nèi)靜水壓力分布Fig.7 Hydrostatic stress distribution in welding chamber

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8所示。由圖可知等效應(yīng)力主要集中在模芯部位，分布較均勻，最大等效應(yīng)力僅為271MPa，遠(yuǎn)低于模具H13的抗拉強(qiáng)度，對(duì)模具壽命影響較小。

圖8 上模等效應(yīng)力場(chǎng)分布（行程30.4mm）Fig.8 Effective stress distribution of the upper die（with stroke of 30.4mm）

2.5 模芯彈性變形分析

模芯受不均應(yīng)力作用而產(chǎn)生的彈性偏移是產(chǎn)生型材斷面壁厚偏差的主要因素之一。由圖9可知，模芯最大彈性偏移量?jī)H為0.025mm，圖中箭頭方向?yàn)槟Ｐ緩椥宰冃畏较?，即由模芯偏移引起的擠出方管型材壁厚偏差約在±0.025mm。根據(jù)鋁型材國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)（GB 5237.1—2004），當(dāng)型材壁厚為2mm時(shí)，允許偏差為±0.2mm，其值遠(yuǎn)小于國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)，擠出型材符合質(zhì)量要求。

2.6 擠壓力分布曲線

由于目前的有限元法只能對(duì)非對(duì)稱斷面型材的分流和成形階段進(jìn)行模擬，無法獲得此類型材擠壓全過程的擠壓力分布曲線。而通過本工作提出的焊合面網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)則可獲得此類型材擠壓過程的擠壓力分布情況。

圖9 模芯偏移方向及偏移量Fig.9 Elastic offset of the mandrel

擠壓全過程擠壓力的變化曲線如圖10所示，整過程分為5個(gè)階段，其中（a）～（g）為各階段對(duì)應(yīng)的金屬流動(dòng)情況。OA階段為充滿擠壓筒階段，其中A點(diǎn)為金屬的突破分流點(diǎn)，擠壓力直線增加，此時(shí)的金屬流動(dòng)行為如圖10中的（a）所示。AB段為分流階段，擠壓力平緩，金屬流動(dòng)情況如圖10中的（f）所示。BC段為金屬開始擠入入焊合室（圖10中的（b））到與焊合室底面開始接觸（圖10中的（c））階段，此階段擠壓力陡然增加。隨著擠壓行程的增加，金屬開始圍繞模芯填充焊合室（圖10中的（g），此時(shí)擠壓力急劇增加，當(dāng)擠出型材頭部瞬間時(shí)擠壓力達(dá)最大（D點(diǎn)），擠出型材頭部如圖10中的（d）所示。隨后擠壓力下降，擠壓進(jìn)入穩(wěn)態(tài)階段（DE段），擠出型材如圖（e）所示。

圖10 擠壓過程擠壓力變化曲線Fig.10 Load－stroke curve during the whole extrusion

3 結(jié)論

（1）采用Deform－3D有限元計(jì)算軟件，結(jié)合基于逆向工程的焊合面網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)，解決了焊合面與對(duì)稱面不一致的空心型材分流模擠壓過程中，由于焊合面網(wǎng)格相互穿透而導(dǎo)致的計(jì)算終止問題。

（2）可實(shí)現(xiàn)非對(duì)稱空心型材分流、焊合及成形的全過程的模擬仿真，從而為研究該類型材擠壓全過程（尤其是焊合過程）的金屬流動(dòng)行為、擠壓全過程變形體的溫度場(chǎng)分布、焊合階段模具的受力情況等提供了一種新的計(jì)算分析方法。

（3）可預(yù)測(cè)非對(duì)稱斷面空心型材擠壓模具結(jié)構(gòu)的合理性及擠出型材質(zhì)量，從而為此類型材的分流模擠壓模具結(jié)構(gòu)與尺寸的合理設(shè)計(jì)及實(shí)際生產(chǎn)提供參考。

（4）焊合面網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)目前存在的主要問題為，滿足焊合面重構(gòu)準(zhǔn)則的焊合面網(wǎng)格模型提取及修復(fù)過程皆為人工干預(yù)，對(duì)于焊合面較多的型材時(shí)，修復(fù)過程耗時(shí)較長(zhǎng)。為此以后工作需要對(duì)修復(fù)過程進(jìn)行程序開發(fā)，完成焊合面的自動(dòng)修復(fù)重構(gòu)，從而提高計(jì)算效率。

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