黃東男，李有來，左壯壯，馬 玉

(內(nèi)蒙古工業(yè)大學材料科學與工程學院，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、合理的模具結構設計的判據(jù)，也是影響擠壓產(chǎn)品質(zhì)量和生產(chǎn)效率的關鍵因素，成為近年來金屬擠壓領域備受關注的研究重點之一［1-2］.

分流模擠壓成形時，金屬幾乎在密閉模具內(nèi)流動，采用物理模擬方法很難獲得金屬流動變形行為，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、口琴管擠壓時的金屬流動行為，死區(qū)分布、擠壓力變化、溫度場、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建模時可將焊合面設置為剛性對稱面，然后采用1/2或1/4的幾何模型計算.當焊合面無法設置為剛性對稱面時，計算時相互接觸的焊合面的網(wǎng)格單元將產(chǎn)生穿透，導致計算自動終止，不能實現(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算.穩(wěn)態(tài)擠壓法，建模時，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個階段，根據(jù)計算所得的速度場、應力-應變場、溫度場的分布情況來推斷金屬流動均勻性［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，對于具有多個焊縫的復雜斷面空心型材，僅根據(jù)獲得場量布情況很難準確判斷影響金屬流動不均的主要因素.

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

為此，本文以Deform-3D有限元軟件為計算平臺，結合基于逆向工程技術的焊合面網(wǎng)格重構技術［15-16］，實現(xiàn)了焊合過程的模擬分析，并對異形管材分流模擠壓的焊合過程進行了模擬分析.

1 焊合面網(wǎng)格重構技術

分流模擠壓時焊合面開始接觸并相互穿透時的網(wǎng)格單元模型如圖1所示，擠壓方向為沿圖1中y軸的正方向.

網(wǎng)格修復準則依據(jù)塑性成形體積不變原理，當焊合面網(wǎng)格單元相互穿透區(qū)域和未穿透區(qū)域的體積相等時，刪除相互穿透區(qū)域同時填補未充滿區(qū)域，保證變形體網(wǎng)格模型重構前后體積不變.

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(實線邊界的bdfe區(qū)域)為穿透區(qū)域，非陰影部分(實線邊界的abc和fgh漏斗形區(qū)域)為尚未充滿區(qū)域.

網(wǎng)格修復時，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，在實際模擬過程中難以測量，面積精確計算也較為繁瑣，因此，將圖2(b)中陰影區(qū)域的面積簡化為以虛線為邊界的△bde和△fed的面積，漏斗形非陰影區(qū)域的面積簡化為以虛線為邊界的△abc和△fgh的面積.當 ac×bk+gh×fm=de×bo+de×fo 時，即△bde+△fed和△abc+△fgh的面積相等，開始對網(wǎng)格進行修復重構.

圖1 焊合面網(wǎng)格相互接觸時有限元模型

圖2 焊合面單元網(wǎng)格相互穿透時修復準則

修復流程如圖3所示.采用有限元軟件Deform-3D計算時，當焊合面網(wǎng)格單元相互穿透區(qū)域和未穿透區(qū)域的體積相等時，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的小平面特征技術刪除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個相鄰的頂點重新構建三角形面片，同時將焊合面尚未充滿區(qū)域用三角形面片單元進行填充，使得原始穿透區(qū)和未充滿區(qū)重新形成STL模型，將此模型導入Deform-3D軟件中重新進行四面體網(wǎng)格單元劃分，如圖4所示(網(wǎng)格重構前為圖2)，然后添加歷史計算的單元節(jié)點數(shù)據(jù)，完成焊合及成形過程的模擬分析.

圖3 焊合面網(wǎng)格修復流程

2 可行性與精度檢驗

2.1 幾何模型構建

為了檢驗采用網(wǎng)格重構技術所得計算結果的可行性和精度，以方管為例，以焊合面設為剛性面的計算結果為標準，檢驗采用焊合面網(wǎng)格重構技術的計算結果.

方管尺寸、焊合面位置及模具結構示意圖如圖5所示.根據(jù)圖5(b)所示的模具結構，焊合面與方管的對角線位置一致.當取 1/4模型(圖5(a)中陰影部分)模擬時，計算對象內(nèi)包含了焊合面，需采用網(wǎng)格重構技術，幾何模型及網(wǎng)格劃分如圖6(a)所示.根據(jù)其對稱性特點，當取1/8模型(圖5(a)中陰影部分的一半)進行模擬，此時焊合面被簡化為剛性面，計算時不會產(chǎn)生網(wǎng)格穿透現(xiàn)象，不需要進行網(wǎng)格修復，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體模型

圖6 幾何模型及網(wǎng)格劃分

2.2 模擬結果對比分析

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

當擠壓行程為30.95 mm時，采用1/4模型時，根據(jù)修復準則，此時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.重構后的焊合面網(wǎng)格如圖7(f)所示.此時對應的1/8模型的計算結果如圖7(e)所示，由于焊合面為剛性面，因此，無網(wǎng)格穿透現(xiàn)象，當擠壓行程增為31.05 mm時，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)格重構法與剛性面法的計算結果相比，僅相差了0.15 mm擠壓行程，因此，對于計算結果影響較小.

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之一，采用兩種方法獲得的穩(wěn)態(tài)擠壓時溫度場分布如圖9所示.

圖9 穩(wěn)態(tài)時溫度場分布

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℃，同時整個模擬結果的溫度僅差5℃.以無網(wǎng)格重構的1/8模型為比較基準，焊合面網(wǎng)格重構后計算所得溫度場的偏差小于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.采用1/4模型和1/8模型，穩(wěn)態(tài)擠壓時的靜水壓力分布如圖10所示.由圖10可知，兩個模型計算所得的焊合室內(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模型的計算結果高了7 MPa.以無網(wǎng)格重構的1/8模型為比較基準，網(wǎng)格重構后計算所得的靜水壓力場偏差小于2%.綜合上述擠出型材外形、溫度場及靜水壓力場的計算結果，可得本文的網(wǎng)格修復技術是可行的，具有滿意的模擬精度.

圖10 穩(wěn)態(tài)時靜水壓力場分布

3 異形管材焊合過程模擬分析

3.1 網(wǎng)格重構

異形管材模具結構及尺寸如圖11所示.由圖11中上模的4個分流孔的配置可知，型材的焊合面位置與中心水平線成45°，因此，焊合面無法簡化為剛性對稱面，須采用本文提出的網(wǎng)格重構方法才能進行計算.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.同時為了便于觀測焊合室內(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 模具結構及主要尺寸意圖

當擠壓行程達到33.1 mm時，提取相互穿透的網(wǎng)格模型，如圖12(a)所示，采用上述網(wǎng)格重構方法進行重構后的有限元模型如圖12(b)所示.然后，在有限元軟件Deform-3D中對重構模型添加單元節(jié)點數(shù)據(jù)，繼續(xù)計算，完成焊合與成形過程的模擬分析.

圖12 焊合面網(wǎng)格重構情況

3.2 金屬流動行為分析

圖13為型材在擠壓各階段的金屬流動行為.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金屬流動過程，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，當擠壓行程為32.9 mm時，焊合面開始接觸.當擠壓行程為33.1 mm時，開始采用本文提出的重構方法進行網(wǎng)格重構，即對于數(shù)值模擬結果，可認為已經(jīng)完全焊合，如圖13(g)所示.而此時實驗的焊合情況如圖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.此時開始進入穩(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行為分析

3.3 溫度場分布

擠壓穩(wěn)態(tài)階段，變形體的溫度場分布如圖14所示.由圖14可知，沿擠壓方向溫度逐漸升高，焊合過程溫度范圍477～496℃，模孔附近達到最大值為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)計算表明此時焊合室內(nèi)最高溫度約為496℃，在此溫度下，A6005鋁合金屈服強度約為45 MPa，其靜水壓力約為合金屈服強度的4～7.6倍，能滿足焊合要求.

3.5 焊合過程模具應力分布

當焊合面開始產(chǎn)生接觸焊合時，上模所受的等效應力分布如圖16所示，可以看到，最大應力分布在分流橋焊合角D區(qū)，最大應力為205 MPa，遠小于模具的抗拉強度，滿足使用要求，模具結構設計合理.

圖16 上模等效應力場分布(行程32.9 mm)

4 結論

1)采用Deform-3D有限元計算軟件，根據(jù)焊合面簡化為剛性對稱面1/8模型與包含焊合面的1/4模型的方管分流模擠壓計算結果可知，擠壓焊合、成形過程金屬流動行為兩者吻合較好，溫度場計算誤差小于1%、焊合室內(nèi)靜水壓力場誤差小于2%，因此，網(wǎng)格重構技術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行為，當擠壓行程為31.3 mm時，開始填充焊合室，行程為32.9 mm時，焊合面開始焊合，行程增加為33.1 mm時，焊合完成.

3)擠壓時焊合室內(nèi)溫度為477～496℃，?？赘浇_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度的4～7.6倍，能滿足焊合要求.分流橋焊合角部位所受應力最大為205 MPa，遠小于模具抗拉強度，模具結構設計合理.

［1］ 謝建新，劉靜安.金屬擠壓理論與技術(第2版)［M］.北京:冶金工業(yè)出版社，2012.

［2］ 謝建新.金屬擠壓技術的發(fā)展現(xiàn)狀與趨勢［J］.中國材料進展，2013，32(5):254-263.XIE Jianxin.Current situation and development trends of metals extrusion technology［J］.Materials China，2013，32(5):254-263.

［3］ 李靜媛，黃東男.三孔雙芯模擠壓方管型材的金屬流動行為分析［J］.材料科學與工藝，2010，18(2):251-255，261.LI Jingyuan，HUANG Dongnan.Analysis of extrusion flow behaviors of square pipe deformed with threeporthole and two-core die ［J］.Materials Science and Technology，2010，18(2):251-255，261.

［4］ 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)化設計［J］.塑性工程學報，2009，16(2):123-127.DI Liqing，ZHANG Shihong.Porthole die extrusion process numerical simulation and optimal die design［J］.Journal of Plasticity Engineering，2009，16(2):123-127.

［5］ 唐鼎，鄒天下，李大永，等.亞毫米孔徑微通道鋁合金管擠壓成形的數(shù)值模擬［J］.塑性工程學報，2011，18(3):25-29.TANG Ding，ZHOU Tianxia，LIDayong，etal.Numerical simulation study upon extrusion forming of microchanneltube［J］.Journal ofPlastIcity Engineering，2011，18(3):25-29.

［6］ LIU Peng，XIE Shuisheng CHENG Lei.Die structure optimization for a large，multi-cavity aluminum prof i le using numericalsimulation and experiments［J］.Materials and Design，2012，36:152-160.

［7］ ZHANG Shenggun，ZHAO Guoqun，CHEN Zhiren，et al.Effect of extrusion stem speed on extrusion process for a hollow aluminum prof i le［J］ .Materials Science and Engineering B，2012，117(19):1691-1697.

［8］ LIU G，ZHOU J，DUSZCZYK J.FE analysis of metal flow and weld seam formation in a porthole die during theextrusion of a magnesium alloy into a square tube and the effect of ram speed on weld strength ［J］.Journal of Materials Processing Technology，2008，200:85-98.

［9］ ZHANG Zhihan ，HOU Wenrong，HUANG Dongnan，et al.Mesh Reconstruction technology ofwelding process in 3D FEM simulation of porthole extrusion and its application［J］.Procedia Engineering ，2012，36:253-260.

［10］ 張志豪，謝建新.擠壓模具數(shù)字化設計與數(shù)字化制造［J］.中國材料進展，2013，32(5):293-299.ZHANG Zhihao，XIE Jianxin.Digitaldesignand manufacture of extrusion die［J］.Materials China，2013，32(5):293-299.

［11］ 徐磊，趙國群，張存生，等.多腔壁板鋁型材擠壓過程數(shù)值模擬及模具優(yōu)化［J］.機械工程學報，2011，47(22):61-68.XU Lei，ZHAO Guoqun，ZHANG Cunsheng，et al.Numerical simulation of extrusion process and die optimization for aluminum multi-cavity profile［J］.Journal of Mechanical Engineering ，2011，47(22):61-68.

［12］ 喻俊荃，趙國群，張存生，等.阻流塊對薄壁空心鋁型材擠壓過程材料流速的影響［J］.機械工程學報，2012，48(16):52-58.YU Junquan，ZHAO Guoqun，ZHANG Cunsheng，et al.Effect of baffle-block on material flow velocity during thin-walled hollow aluminum profile extrusion［J］.Journal of Mechanical Engineering ，2012，48(16):52-58.

［13］ 宋佳勝，林高用，賀家健，等.列車車體 106XC型材擠壓過程數(shù)值模擬及模具優(yōu)化［J］.中南大學學報(自然科學版)，2012，43(9):3372-3379.SONG Jiasheng，LIGaoyong，HE Jiajian，etal.Numerical simulation of extrusion process and die optimization of 106XCaluminum body profile for track vehicle［J］.Journal ofCentralSouth University(Science and Technology)，2012，43(9):3372-3379.

［14］ 和優(yōu)鋒，謝水生，程磊，等.黃蝶形模具擠壓過程的數(shù)值模擬［J］.中國有色金屬學報，2011，21(5):995-1001.HE Youfeng，XIE Shuisheng，CHENG Lei，et al.Numerical simulation of butterfly die extrusion process［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2011，21(5):995-1001.

［15］ 謝建新，黃東男，李靜媛，等.一種空心型材分流模擠壓焊合過程數(shù)值模擬技術［P］.中國:200910088960.7，2009-07-15.

［16］ HUANG Dongnan，ZHANG Zhihao，LI Jingyuan，et al.FEM analysis of metal flowing behaviors in porthole die extrusion based on the mesh reconstruction technology of the welding process［J］.International Journal of Minerals，Metallurgy and Materials，2010，17(6):763-769.