王 冠，寇琳媛，李落星

(1.寧夏大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院， 銀川 750021；

2.湖南大學(xué),汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 長沙 410082)

?

基于數(shù)值模擬的鋁合金薄壁管拉拔工藝優(yōu)化

王 冠1,2，寇琳媛1，李落星2

(1.寧夏大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院， 銀川 750021；

2.湖南大學(xué),汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 長沙 410082)

摘要：使用LS-DYNA有限元軟件，建立了鋁合金薄壁管拉拔加工的仿真模型，對(duì)管材拉拔過程中表面質(zhì)量降低、壁厚不均以及材料失效等問題進(jìn)行了原因分析；采用形狀與尺寸優(yōu)化相結(jié)合的方式改進(jìn)了拉拔工藝并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。結(jié)果表明：鋁合金薄壁管在拉拔過程中，與模具發(fā)生非均勻接觸，沿拉拔方向材料的流動(dòng)速度不一致，導(dǎo)致成型后的成品表面出現(xiàn)U形紋路，并誘發(fā)棱邊開裂失效；通過優(yōu)化第三道次坯料及模具工作帶的形狀和尺寸，顯著提高了拉拔加工過程中金屬流動(dòng)的均勻性，改善了應(yīng)變集中問題，并獲得了高質(zhì)量產(chǎn)品。

關(guān)鍵詞：有限元方法；拉拔；多道次；鋁合金薄壁管

0引言

拉拔工藝廣泛應(yīng)用于金屬管材的生產(chǎn)，能夠加工出多種尺寸的矩形、橢圓、異形截面管材[1]，具有尺寸精度高、表面質(zhì)量好、材料利用率高等特點(diǎn)[2]。材料在拉拔過程中，發(fā)生復(fù)雜的拉伸變形，并伴隨有接觸摩擦等，屬于高度非線性問題[3]。隨著計(jì)算機(jī)的發(fā)展，基于有限元方法的數(shù)值仿真技術(shù)在管材拉拔中得到了廣泛的應(yīng)用。Yoshida等[4]采用商用非線性有限元軟件MARC分析了六邊形截面的棒材在拉拔過程中圓角充填的問題，并將理論分析與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比；Kim等[5]采用3D剛-塑性有限元法分析了棒材由圓截面拉拔到方形截面的過程中圓角充填情況及各道次極限變形情況；權(quán)國政等[6]基于有限元分析軟件Deform-3D，建立了鋁管拉拔成形的動(dòng)力學(xué)模型，得到了摩擦因數(shù)對(duì)拉拔力的影響曲線。

工藝參數(shù)及模具對(duì)拉拔成型件的質(zhì)量有重要影響，合理設(shè)計(jì)模具能夠減小摩擦、降低工件溫度、提高表面質(zhì)量，因此工藝參數(shù)及模具的優(yōu)化是研究的重點(diǎn)。周杰等[7]采用有限元軟件Deform-3D建立了鋁合金圓形管拉拔成矩形管的有限元模型，并對(duì)拉拔的整個(gè)過程進(jìn)行了模擬分析；Joun等[8]針對(duì)多道次拉拔的工藝優(yōu)化問題進(jìn)行了研究，采用靈敏度分析與有限元仿真耦合，應(yīng)用非線性牛頓迭代法優(yōu)化拉拔加工工藝；楊曉靜等[9]運(yùn)用有限元軟件，對(duì)銅管無芯拉拔過程進(jìn)行仿真分析，并利用正交試驗(yàn)對(duì)銅管拉拔工藝參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化；孫小橋等[10]基于剛塑性有限元法，對(duì)拉拔模具的入口半角進(jìn)行了仿真優(yōu)化；徐戊矯等[11-13]應(yīng)用有限元軟件MARC研究了鋁合金矩形管拉拔成型質(zhì)量的影響因素，并對(duì)工藝參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化；柳艷等[14]研究了拉拔變形程度和電磁攪拌對(duì)銅合金性能的影響。以上研究工作大多通過試驗(yàn)類比、參數(shù)試湊等方法優(yōu)化拉拔工藝，未結(jié)合數(shù)值優(yōu)化技術(shù)建立完善的優(yōu)化系統(tǒng)，無法獲得最優(yōu)的拉拔工藝。

為了深入研究鋁合金薄壁管的拉拔成型過程，作者基于顯示動(dòng)力學(xué)有限元分析軟件LS-DYNA，建立了鋁合金薄壁管多道次拉拔加工的仿真模型，并采用Morph技術(shù)將尺寸優(yōu)化與形狀優(yōu)化相結(jié)合，建立了高效的仿真優(yōu)化系統(tǒng)，獲得了最優(yōu)的拉拔工藝參數(shù)。

1有限元模型的建立

試驗(yàn)材料為6061鋁合金薄壁管，直徑125 mm，壁厚2.2 mm，在鏈?zhǔn)嚼螜C(jī)上經(jīng)過三道次拉拔工序，加工成壁厚為2.05 mm的矩形截面(90.52 mm×47.26 mm)管材，拉拔速度4 mm·min-1。模具材料為Cr12MoV鋼，熱處理后硬度為58～65 HRC，有限元模型中定義為彈性體，彈性模量206 GPa，泊松比0.3。第1道次為無芯拉拔，后續(xù)道次為有芯拉拔。在實(shí)際拉拔成型過程中成品表面呈現(xiàn)U型紋路，拉拔方向自右向左，同時(shí)方管四個(gè)棱角處出現(xiàn)裂紋，內(nèi)外表面質(zhì)量差，如圖1所示。針對(duì)該問題，作者建立了有限元模型并進(jìn)行了分析。

圖1　第三道次加工出的成品Fig.1　Product fabricated in the 3rd-pass drawing process

1.1　材料參數(shù)及本構(gòu)模型

仿真模型采用MAT24彈-塑性材料本構(gòu)模型，在彈性階段材料變形遵循胡克定律，而塑性變形段則是通過應(yīng)力-應(yīng)變曲線精確描述。由于拉拔加工過程中，坯料的變形速率較低，因此在數(shù)值仿真中忽略應(yīng)變速率的影響。有限元模擬使用的坯料為6061鋁合金管材，其參數(shù)如表1所示。

表1　6061鋁合金材料性能Tab.1　Material properties of 6061 aluminum

1.2　接觸及摩擦條件

在拉拔成形中，材料的變形是在與模具的動(dòng)態(tài)接觸下進(jìn)行的，模具通過該接觸表面把作用力施加在材料上，因此接觸邊界條件的處理對(duì)數(shù)值仿真精度有重要的影響。鋁合金坯料與模具間的接觸采用LS-DYNA軟件中的自動(dòng)面-面接觸，摩擦力根據(jù)庫倫摩擦求解[15-16]，見下式：

(1)

式中：f為摩擦力；μ為庫倫摩擦因數(shù)，取0.05；Pn為接觸面的正壓力；vr為相對(duì)滑動(dòng)速度；A為常數(shù)，為10-3～10-5。

1.3　邊界條件及有限元網(wǎng)格

使用前處理工具Hypermesh劃分模具和鋁合金管的有限元網(wǎng)格，單元平均尺寸為1 mm，采用四面體單元建模，三個(gè)道次有限元網(wǎng)格數(shù)量分別為25.42×104，25.41×104，64.50×104個(gè)。仿真模型中坯料的尺寸與試驗(yàn)中的一致。體單元采用2號(hào)全積分算法，沙漏使用4號(hào)基于剛度的控制模式，系數(shù)為0.1。鋁合金坯料前端的夾持區(qū)域定義為剛體，約束z軸的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，仿真過程中夾持端以4 mm·s-1的速度拉拔坯料。考慮坯料的變形產(chǎn)熱及熱傳導(dǎo)效應(yīng)，塑性功轉(zhuǎn)熱比為0.9。環(huán)境溫度為20 ℃，坯料與環(huán)境的對(duì)流系數(shù)為10 W·m-2·℃-1，與模具接觸面?zhèn)鳠嵯禂?shù)為40 W·m-2·℃-1。為了提高計(jì)算效率，建立1/4對(duì)稱的有限元模型，采用三組仿真模型分別研究三個(gè)道次的拉拔加工過程。圖2為有限元模型示意圖，拉拔方向沿z軸方向，其中第一道次為無芯拉拔，后兩個(gè)道次為有芯拉拔，各道次均為獨(dú)立加工過程，坯料為上一道工序加工出的工件。

圖2　鋁合金管多道次拉拔有限元模型Fig.2　Finite element model of aluminum tubein multi-pass drawing process

2模擬結(jié)果與分析

圖3為模擬得到的不同道次坯料沿拉拔方向(自右向左)的位移云圖。由圖3可知，第一、二道次拉拔過程中坯料的位移場分布均勻，說明同一截面上各節(jié)點(diǎn)的流速基本一致，拉拔后坯料不容易發(fā)生開裂，這與實(shí)際加工結(jié)果相符；第三道次位移云圖等高線呈現(xiàn)明顯的U形，同一橫截面上不同節(jié)點(diǎn)的位移差較大，中部的坯料流動(dòng)速度大于兩側(cè)的。這是由于在通過矩形?？讜r(shí)，鋁合金坯料向四個(gè)圓角流動(dòng)，與模具壁發(fā)生強(qiáng)烈的摩擦，使得圓角處的流動(dòng)速度慢于中心的，并在坯料角部形成附加拉應(yīng)力，當(dāng)拉應(yīng)力超過其承載極限時(shí)就會(huì)使制品表面產(chǎn)生裂紋。拉拔方向上坯料流動(dòng)速度的不均勻性，導(dǎo)致同一截面上各節(jié)點(diǎn)的變形不協(xié)調(diào)，從而產(chǎn)生U型紋路。模擬結(jié)果與實(shí)際加工過程中的現(xiàn)象一致。

圖3　模擬得到各道次拉拔中坯料z方向位移分布云圖Fig.3　Simulated displacement distribution along z-axisof profile in each pass drawing process

圖4為第三道次拉拔后的鋁合金管材表面塑性應(yīng)變?cè)茍D。由圖4可知，在拉拔變形過程中，鋁合金坯料表面中心位置的應(yīng)變較小，應(yīng)變主要集中在矩形截面的4個(gè)棱角處，因此，坯料成型后更容易在四個(gè)棱角處發(fā)生開裂，模擬結(jié)果與在實(shí)際加工過程中管材開裂現(xiàn)象一致。

圖4　模擬得到拉拔第三道次型材塑性應(yīng)變?cè)茍DFig.4　Simulated plastic strain distribution of profile in the3rd-pass drawing process

坯料進(jìn)入定徑區(qū)后，主要受到模具和模芯的法向壓力以及切向摩擦力的作用。由圖5可知，模具及模芯應(yīng)力分布與坯料應(yīng)變分布規(guī)律一致；模芯表面壓應(yīng)力分布不均，其中心位置接觸壓力較小，有可能出現(xiàn)材料不貼模具的現(xiàn)象，模芯中部的坯料所受到的流動(dòng)阻力較小，而角部流動(dòng)阻力較大，從而形成流速差。

綜上所述，所建立的模型精度可靠，能夠較為準(zhǔn)確地預(yù)測拉拔過程中鋁合金薄壁管的變形過程。

3拉拔工藝優(yōu)化

3.1　模具優(yōu)化

3.1.1優(yōu)化模型的建立

在拉拔模具中，模芯尺寸和外模工作帶的調(diào)整對(duì)拉拔制品的性能影響很大。作者針對(duì)第三道次模芯和外模工作帶尺寸設(shè)置了8個(gè)形狀變量，其中S01～S05為模芯工作帶形狀變量，S06～S08為外模工作帶形狀變量。使用morph工具來控制模具工作帶的變形，如圖6所示。定義z方向?yàn)檎较?，工作帶沿z軸發(fā)生變形，出模口位置為變形基準(zhǔn)，形狀不發(fā)生改變。S01～S05變形范圍為2～20 mm，S06～S08變形范圍為3～20 mm，結(jié)合模擬退火算法，能夠快速、準(zhǔn)確獲得最優(yōu)模具方案[17]。

圖5　模擬得到拉拔第三道次模具壓應(yīng)力分布云圖Fig.5　Simulated stress distribution of the die in the 3rd-pass drawing process: (a) die core and (b) outer die (1/4 model)

圖6　模具工作帶形狀優(yōu)化變量示意(1/4模型)Fig.6　Schematic of variables for die shape optimization (1/4 model):(a) die core and (b) outer die

根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)及性能要求，在優(yōu)化系統(tǒng)中加入約束條件，限制拉拔力小于30 kN，模芯工作帶區(qū)域長邊及短邊平均壓應(yīng)力大于150 MPa，同時(shí)長邊與短邊平均壓應(yīng)力差小于50 MPa。為提高坯料流出工作帶時(shí)速度的均勻性，優(yōu)化目標(biāo)定為在出?？谖恢门髁蠙M截面上金屬流動(dòng)速度的均方差最小。在出?？谖恢?，垂直于拉拔方向的截面上選擇一組節(jié)點(diǎn)，提取節(jié)點(diǎn)的z向速度信息并計(jì)算其隨時(shí)間變化的平均值，將所有節(jié)點(diǎn)速度變化曲線的均方差定義為目標(biāo)函數(shù)，通過數(shù)值優(yōu)化算法反復(fù)迭代，使目標(biāo)函數(shù)達(dá)到最小值，其流程如圖7所示。目標(biāo)函數(shù)可以通過下式表示：

(2)

vSTDEV(t)=

(3)

(4)

圖7　拉拔工藝優(yōu)化流程Fig.7　Flow chart of drawing process optimization

式中：i為節(jié)點(diǎn)編號(hào)；N為節(jié)點(diǎn)數(shù)量；vi(t)為隨時(shí)間變化的節(jié)點(diǎn)速度；SAE60為傅里葉濾波函數(shù)；vAVG(t)為所有節(jié)點(diǎn)速度的平均值函數(shù)；vSTDEV(t)為速度的標(biāo)準(zhǔn)差函數(shù)；F(t)為目標(biāo)函數(shù)。

3.1.2模具優(yōu)化結(jié)果與分析

由圖8可知，優(yōu)化前期目標(biāo)函數(shù)值的波動(dòng)較大，但隨著迭代次數(shù)的增加，目標(biāo)函數(shù)逐漸收斂，函數(shù)值變化趨于平緩，并在經(jīng)過26次迭代后最終穩(wěn)定。對(duì)比優(yōu)化前、后目標(biāo)函數(shù)的變化可知，未優(yōu)化時(shí)各節(jié)點(diǎn)在出?？谖恢玫乃俣染讲顬?.12 mm·s-1以上，優(yōu)化后的節(jié)點(diǎn)速度均方差約為0.04 mm·s-1，坯料流動(dòng)速度的一致性明顯提高。

圖8　速度均方差目標(biāo)函數(shù)收斂曲線Fig.8　Convergence curve of the objective functionof velocity variance

未優(yōu)化時(shí)，模芯及外模工作帶z向基本長度為常數(shù)，模芯工作帶長度為10 mm，外模工作帶長度為20 mm。由圖9可知，優(yōu)化后模芯的工作帶尺寸沿拉拔方向呈非線性分布，中部的工作帶較長，并向兩側(cè)逐漸減小，模芯的棱角處工作帶最短，且變化較緩慢。

圖10(a)為優(yōu)化后模芯壓力分布云圖，與圖5對(duì)比可知，模芯工作帶尺寸與其表面壓力分布相對(duì)應(yīng)，由于長邊及短邊中部壓力較小，摩擦力較低，因而增加工作帶長度有利于提高其對(duì)坯料流動(dòng)的阻力；而角部由于壓力集中，摩擦力較大，因而減小工作帶長度可以降低其對(duì)坯料流動(dòng)的阻力。經(jīng)過優(yōu)化后模芯工作帶呈三角形分布，以保證在界面方向上各節(jié)點(diǎn)流速均勻。與未優(yōu)化的相比，優(yōu)化工作帶形狀后坯料表面的壓應(yīng)力分布更加均勻，四個(gè)圓角位置的應(yīng)力集中有所改善。

圖9　優(yōu)化后模芯工作帶形狀Fig.9　Bearing shape of the die core after optimization: (a) right side view and (b) top view

圖10　模擬得到模具工作帶優(yōu)化后拉拔第三道次模具的壓應(yīng)力云圖Fig.10　Simulated stress distribution of the die after bearing optimization in 3rd-pass drawing process: (a) die core and (b) outer die

圖10(b)為優(yōu)化后外模的壓應(yīng)力分布云圖，與優(yōu)化前的相比，優(yōu)化后外模工作帶尺寸減小，壓應(yīng)力主要分布在工作帶進(jìn)料側(cè)，均勻性有明顯提高；工作帶較短一側(cè)的壓力分布較另一側(cè)更加均勻，圖中水平方向上工作帶中部的壓力明顯小于棱角位置的，該應(yīng)力分布與模芯的一致。圖11為模具工作帶優(yōu)化后坯料拉拔出?？诤蟾鞴?jié)點(diǎn)z方向(圖中水平向左)的位移云圖。由圖11可知，模具形狀優(yōu)化后，棱角位置附近的位移場出現(xiàn)了變化，出?？谔幬灰茍龅雀呔€的底部變化更加平緩，工件任意截面上金屬流動(dòng)的一致性較優(yōu)化前有所改善，但仍然存在一定的速度偏差，其位移云圖仍然能夠觀察到U型的紋路。

圖11　模擬得到模具工作帶優(yōu)化后第三道次拉拔中坯料z方向位移云圖Fig.11　Simulated displacement distribution along z-axis of profilein 3rd-pass drawing process after die bearing optimization

最終，結(jié)合工藝可行性分析，確定優(yōu)化后模芯及外模工作帶尺寸如圖12所示，工作帶的寬度呈線性變化，能夠更好地保證坯料在拉拔過程中流動(dòng)的均勻性。

圖12　優(yōu)化后模具工作帶形狀及尺寸Fig.12　Shape and size of the die bearing after optimization:(a) die core and (b) outer die

3.2　第三道次坯料尺寸優(yōu)化

3.2.1優(yōu)化模型的建立

在第三道次模具工作帶優(yōu)化的基礎(chǔ)上，針對(duì)材料出模速度不均，有可能導(dǎo)致型材不貼模、表面質(zhì)量降低等問題，采用形狀優(yōu)化與數(shù)值分析相結(jié)合的方法對(duì)第三道次拉拔加工的坯料模型進(jìn)行優(yōu)化。為提高計(jì)算效率，使用morph工具對(duì)坯料有限元網(wǎng)格進(jìn)行形狀變量的設(shè)置，并使模具根據(jù)坯料尺寸自適應(yīng)更新。優(yōu)化后第三道次坯料形狀如圖13所示，形狀變量為坯料截面矩形的長(L)和高(H)，尺寸變量為坯料的壁厚(T1,T2)，各變量取值范圍如表2所示。

圖13　坯料形狀尺寸變量示意Fig.13　Schematic of size variables for blank

表2　坯料形狀尺寸變量Tab.2　Size variables for blank

在模芯一周的工作帶上選擇一系列節(jié)點(diǎn)，提取節(jié)點(diǎn)位置上材料接觸變形所產(chǎn)生的壓力信息，并進(jìn)行SAE60濾波處理，計(jì)算壓力隨時(shí)間變化的平均值。將所有節(jié)點(diǎn)壓力的均方差定義為目標(biāo)函數(shù)，通過數(shù)值優(yōu)化算法反復(fù)迭代，使目標(biāo)函數(shù)達(dá)到最小值，目標(biāo)函數(shù)可以通過式(5)~(6)表示：

(5)

F(t)=

(6)

式中：Pi(t)為隨時(shí)間變化的節(jié)點(diǎn)壓力；PAVG為所有節(jié)點(diǎn)壓力的平均值。

3.2.2第三道次坯料優(yōu)化結(jié)果與分析

由圖14可知，優(yōu)化前期目標(biāo)函數(shù)迅速降低，隨著迭代次數(shù)的增加，目標(biāo)函數(shù)的波動(dòng)逐漸減小，并經(jīng)過22次迭代后收斂。對(duì)比優(yōu)化前、后目標(biāo)函數(shù)值的變化可知，未優(yōu)化模芯工作帶上節(jié)點(diǎn)的壓力均方差約為0.30 kN，優(yōu)化后降低為0.02 kN。

圖14　壓力目標(biāo)函數(shù)收斂曲線Fig.14　Convergence curve of the objective function of pressure

優(yōu)化后坯料的長邊尺寸減少約3.8 mm(94.4 mm→90.64 mm)，短邊尺寸增大約3.0 mm(51.4 mm→54.37 mm)；壁厚由均勻的2.20 mm變?yōu)槎踢?.12 mm，長邊2.35 mm；圓角外徑由7.2 mm增大為8.0 mm。

由圖15可知，通過調(diào)整模具工作帶及坯料尺寸，模芯壓力分布均勻性有明顯提高，尤其是長邊中部壓力的增加反映了坯料與模芯的充分接觸。坯料與模芯的貼合有利于工件表面質(zhì)量改善，提高成品質(zhì)量。

4工藝優(yōu)化結(jié)果與分析

4.1　出?？谂髁狭魉?/h2>

在四分之一坯料模型任意z向截面上取間距相等的一系列節(jié)點(diǎn)(黑色區(qū)域)，分析節(jié)點(diǎn)流經(jīng)出?？跁r(shí)速度的分布情況，取點(diǎn)位置如圖16所示。

圖15　模擬得到工作帶及坯料優(yōu)化后拉拔第三道次模具壓應(yīng)力云圖Fig.15　Simulated stress distribution of the die in 3rd-pass drawing process after die bearing and blank optimization:(a) die core and (b) outer die

圖16　優(yōu)化后模型速度節(jié)點(diǎn)輸出位置Fig.16　Node location for velocity output in finite element model after optimization: (a) diagrammatic sketch and (b) cross 　　　　　　　　section

由圖17可知，同一時(shí)刻，未優(yōu)化前各節(jié)點(diǎn)的速度分布差別較大，模具工作帶經(jīng)過優(yōu)化后各節(jié)點(diǎn)速度的分布均方差約為0.14 mm·min-1，較未優(yōu)化前降低36%;模具工作帶和坯料均優(yōu)化后節(jié)點(diǎn)速度分布均方差減小為0.08 mm·min-1，出?？诹魉倬鶆颍粫r(shí)刻各節(jié)點(diǎn)流速一致，工件圓角處節(jié)點(diǎn)速度增加平穩(wěn)，未出現(xiàn)明顯下降；在未優(yōu)化和僅模具工作帶優(yōu)化時(shí)，個(gè)別節(jié)點(diǎn)速度低于其流入模具的速度，這些節(jié)點(diǎn)均位于管材的圓角位置處，說明在拉拔成型過程中，金屬較多地流向圓角位置，容易出現(xiàn)金屬的堆積，材料與模具工作帶發(fā)生劇烈的接觸摩擦，導(dǎo)致金屬流動(dòng)速度減慢。

圖17　出?？诟鞴?jié)點(diǎn)速度隨時(shí)間的分布曲線Fig.17　Nodal velocity vs time curve at the exit of die: (a) before optimization; (b) after die bearing optimizationand (c) after die bearing and blank optimization

4.2　節(jié)點(diǎn)z向位移

由圖18可知，未優(yōu)化時(shí)，在拉拔成型過程中，坯料節(jié)點(diǎn)在z方向的位移分布不均勻，同一截面上，長邊及短邊中部節(jié)點(diǎn)位移大于圓角處的，使工件表面出現(xiàn)U型紋路；通過優(yōu)化模具工作帶尺寸，短邊上坯料在z方向的位移分布均勻，長邊上的位移分布一致性有所改善，但仍然存在差異；模具工作帶及坯料尺寸同時(shí)優(yōu)化后，坯料的位移分布均勻，等高線接近一條直線。金屬流動(dòng)的一致性減輕了附加拉應(yīng)力的影響，有利于提高工件的加工質(zhì)量。

圖18　模擬得到第三道次拉拔過程中坯料位移分布云圖Fig.18　Simulated displacement distribution of the blankin 3rd-pass drawing process

4.3　塑性應(yīng)變

圖19為采用不同工藝優(yōu)化后第三道次拉拔成型鋁合金薄壁管的塑性應(yīng)變分布云圖，最前方為夾持端。對(duì)比圖4與圖20可以發(fā)現(xiàn)，優(yōu)化前，應(yīng)變主要集中在型材的棱角附近，且應(yīng)變值較大，導(dǎo)致成型后型材容易開裂；模具工作帶優(yōu)化后，工件圓角處應(yīng)變略有減小，但工件整體應(yīng)變分布仍存在較大的不均勻性，尤其是互相垂直的兩個(gè)平面中部，其應(yīng)變值相差較大；模具工作帶及坯料同時(shí)優(yōu)化后，工件棱角位置的應(yīng)變集中現(xiàn)象消失，其應(yīng)變值明顯降低，塑性變形均勻。因此，采用模具工作帶和坯料尺寸組合優(yōu)化后的拉拔工藝能夠有效避免鋁合金在拉拔加工過程中圓角開裂的問題，同時(shí)使工件獲得較高的表面質(zhì)量。

圖19　模擬得到拉拔第三道次工件塑性應(yīng)變?cè)茍DFig.19　Simulated plastic strain distribution of the profile in 3rd-pass drawing process:(a) die bearing optimization and (b) blank and die bearing optimization

4.4　試驗(yàn)驗(yàn)證

在前述拉拔成形工藝參數(shù)、坯料及模具結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上，對(duì)該規(guī)格鋁合金薄壁矩形管開展了實(shí)際加工試制。由圖20可以看出，工藝優(yōu)化后所生產(chǎn)的矩形管表面平整光潔，無開裂等加工缺陷，工件質(zhì)量顯著提高。

圖20　模具工作帶和坯料尺寸優(yōu)化后拉拔成型的產(chǎn)品外觀Fig.20　Appearance of the product by the drawing processafter die bearing and blank size optimization

5結(jié)論

(1) 基于有限元仿真軟件LS-DYNA，采用morph技術(shù)將模具和坯料尺寸優(yōu)化與形狀優(yōu)化相結(jié)合，建立了準(zhǔn)確的多道次拉拔工藝優(yōu)化系統(tǒng)，獲得最佳的拉拔工藝參數(shù)。

(2) 仿真結(jié)果表明，鋁合金薄壁矩形管在拉拔過程中與模具發(fā)生非均勻接觸，沿拉拔方向材料的流動(dòng)速度不一致，導(dǎo)致加工產(chǎn)品的表面出現(xiàn)U形紋路，并誘發(fā)棱角材料的失效。

(3) 通過優(yōu)化第三道次坯料及模具工作帶的形狀和尺寸，能夠顯著提高鋁合金薄壁矩形管在拉拔加工過程中金屬流動(dòng)的均勻性，改善應(yīng)變集中問題;通過試驗(yàn)獲得了高質(zhì)量產(chǎn)品。

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Drawing Process Optimization of Thin-walled Aluminum Tube

Based on Numerical Simulation

WANG Guan1,2, KOU Lin-yuan1, LI Luo-xing2

(1.College of Mechanical and Vehicle Engineering, Ningxia University, Yinchuan 750021, China;

2.State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacture for Vehicle Body, Hunan University, Changsha 410082, China)

Abstract:By using finite element simulation software LS-DYNA, the model for simulating the drawing process of thin-walled aluminum tube was established and the reason of rough surface, non-uniform thickness and material failure in the multi-pass drawing process were analyzed. The drawing process was improved by the combination of shape and size optimization method and verified by experiments. The results show that the contact force between material and die wall was non-uniform during the drawing process of thin-walled aluminum tube, and then the flow rate of metal along the drawing direction was inhomogeneous, which led to U-shaped lines on tube surface and edge failure. With shape and size optimization of blank and die bearing in the 3rd-pass drawing process, the homogeneity of metal flow rate was significant improved, and the strain concentration was eliminated, and then the profile with high quality was fabricated.

Key words:finite element method; drawing; multi-pass; thin-walled aluminum tube

作者簡介：陳忠安(1955-)，男，江蘇徐州人，教授，碩士。 宋守許(1964-)，男，安徽六安人，教授，博士。

基金項(xiàng)目：西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放課題基金資助項(xiàng)目(TPL1301)；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51275338) 國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51175139)

收稿日期:2014-08-31； 2014-09-20；

修訂日期:2015-06-21 2015-08-24

DOI:10.11973/jxgccl201512011 10.11973/jxgccl201512010

中圖分類號(hào)：TG356.5

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1000-3738(2015)12-0035-08