趙鴻金，楊正斌，岳 野，巢 潔

（1.江西理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，江西贛州341000；2.湖北精益高精銅板帶有限公司，湖北十堰442000）

連續(xù)擠壓銅扁排擴展腔及模具的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計

趙鴻金1，楊正斌1，岳 野1，巢 潔2

（1.江西理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，江西贛州341000；2.湖北精益高精銅板帶有限公司，湖北十堰442000）

為了研究擴展腔結(jié)構(gòu)和定徑帶長度對模具出口處金屬流動的影響，從而優(yōu)化擴展腔及模具的結(jié)構(gòu)，采用有限元數(shù)值模擬方法對擴展腔結(jié)構(gòu)參數(shù)以及定徑帶長度進行正交實驗，并對擠壓過程中模具入口處的金屬流速、應(yīng)變場和溫度場進行有限元分析.結(jié)果表明：當擴展腔采用中間寬、邊部窄的結(jié)構(gòu)時，其模具出口處的金屬流速比擴展腔厚度方向更均勻；影響模具出口處金屬流速的擴展腔結(jié)構(gòu)參數(shù)中，擴展腔中間厚度（H）最為顯著，擴展腔中間寬度（l）的影響次之，其兩邊厚度h的影響較不明顯.本實驗條件下生產(chǎn)3 mm×100 mm的扁排，擴展腔組合結(jié)構(gòu)的最佳方案如下：擴展腔中間寬度（l）為62 mm，中間出口厚度（H）為38 mm，兩側(cè)厚度（h）為24 mm.在其他條件不變的情況下，選擇7 mm的定徑帶不僅有利于金屬成形，還有利于提高扁排質(zhì)量.

連續(xù)擠壓；流速均方差；金屬流速；擴展腔結(jié)構(gòu)；定徑帶長度

在連續(xù)擠壓技術(shù)開發(fā)初期，該技術(shù)大部分應(yīng)用于鋁及鋁合金產(chǎn)品，如薄壁管、鋁合金型材等［1-2］.直到21世紀初，連續(xù)擠壓技術(shù)才被應(yīng)用于銅的工業(yè)化生產(chǎn)當中［3］.銅連續(xù)擠壓技術(shù)作為鋁及鋁合金連續(xù)擠壓技術(shù)的延伸與發(fā)展，在銅加工領(lǐng)域的應(yīng)用主要有生產(chǎn)軌道交通用接觸線以及各類小斷面異型線、異型排以及銅扁排等，其中，各種規(guī)格的銅導(dǎo)電排在工業(yè)電力傳輸中扮演著重大作用，具有巨大需求［4］.但銅連續(xù)擠壓的技術(shù)難點在于：銅變形溫度高、變形抗力大，尤其在模具和設(shè)備結(jié)構(gòu)及載荷方面需要解決諸多的技術(shù)難題.連續(xù)擠壓大寬厚比扁排時，在成形過程中金屬流速不均勻，造成產(chǎn)品寬度受限，容易邊裂；表面粗糙，易有色差；橫向厚度超差，板形不良，組織、性能分布不均等一系列產(chǎn)品質(zhì)量缺陷［5-6］，異型排極易出現(xiàn)較薄處產(chǎn)品充不滿及邊裂等缺陷.這些質(zhì)量問題與金屬擠壓變形時塑性流動規(guī)律以及模具結(jié)構(gòu)息息相關(guān).

曹富榮等［1，7］采用主應(yīng)力法建立擠壓變形區(qū)力平衡方程，獲得了帶擴展腔的任意包角連續(xù)擠壓過程的變形力公式.王延輝等［8］研究了銅連續(xù)擠壓過程中不同通道長度條件下坯料的溫度場和應(yīng)力場的分布.陳旭等［9］認為，分流模結(jié)構(gòu)為無過渡面梯形時，金屬流動速度差最小，流速均方差為3.11，變形最均勻.運新兵等［10-13］研究了模具結(jié)構(gòu)、金屬原料形狀以及大擴展腔對金屬流速的影響.雖然已有許多學(xué)者［14-16］較系統(tǒng)地分析了連續(xù)擠壓擴展成形過程中金屬流動、模具設(shè)計及工作載荷等問題，但對于連續(xù)擠壓工藝設(shè)計還遠遠不夠.

本文利用DEFORM有限元模擬軟件對不同模具結(jié)構(gòu)的銅連續(xù)擠壓過程進行數(shù)值模擬，并分析對比擠壓過程中金屬流速、應(yīng)變場和溫度場的變化，從而為銅連續(xù)擠壓的模具設(shè)計及工藝參數(shù)的優(yōu)化提供理論依據(jù).

1 實驗材料與方法

實驗原料為某企業(yè)生產(chǎn)的Φ20 mm純銅桿坯，在純銅桿坯上取樣進行熱力模擬實驗，獲得高溫下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線［17］（圖 1），將其導(dǎo)入Deform-3D軟件的材料庫中，進行連續(xù)擠壓模擬.連續(xù)擠壓過程中，擠壓輪和壓實輪的轉(zhuǎn)速分別為0.837和1.432 rad/s，工模具與坯料間的傳熱系數(shù)為30 N/（s·℃）.初始擠壓時，坯料和工模具的溫度分別為20和500℃，連續(xù)擠壓銅扁排的三維模型如圖2所示，坯料與擠壓輪、壓實輪、腔體、模具的摩擦系數(shù)見表1.銅扁排的橫截面結(jié)構(gòu)如圖3所示.

目前，連續(xù)擠壓扁排的擴展腔主要有2種結(jié)構(gòu)，一種為圖4（b）所示的結(jié)構(gòu)，另一種為中間與兩側(cè)厚度同樣大小的擴展腔，如圖4（a）、4（c）所示.本實驗中2種結(jié)構(gòu)的擴展腔通道長度均為25 mm，進料口尺寸為20 mm，其中，擴展腔總寬度（L）為114 mm.模具采用平模結(jié)構(gòu)，變形體直接進入模具定徑帶部位.產(chǎn)品的橫截面尺寸為：a= 3 mm，b=100 mm，其寬度與厚度交接處弧度r= 0.5 mm，如圖3所示.

圖1 不同溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.1 Stress-strain curve at different temperatures

圖2 連續(xù)擠壓銅扁排三維模型圖Fig.2 Three dimensional model of continuous extrusion of copper bar

表1 摩擦系數(shù)的設(shè)定Table 1 Setting of the friction coefficient

圖3 銅扁排橫截面Fig.3 Cross section of copper bar

為研究不同擴展腔結(jié)構(gòu)對金屬流動均勻性的影響，本實驗采用擴展腔厚度分別為：H=h= 42 mm；H=42 mm，h=30 mm；H=h=30 mm，其實驗方案編號分別為1、2、3.實驗中，方案2對應(yīng)的擴展腔三維模型如圖5所示.在確定擴展腔最佳優(yōu)化方案后，研究定徑帶長度和產(chǎn)品尺寸對模具出口處金屬流速的影響，定徑帶長度分別為3、5、7、9 mm，產(chǎn)品尺寸分別為2 mm×100 mm、3 mm× 100 mm、4 mm×100 mm、5 mm×100 mm.成形模具結(jié)構(gòu)圖和定徑帶位置如圖6所示，其中，β為阻流角，d為定徑帶尺寸.

圖4 擴展腔結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.4 Structure parameters of extending cavity

圖5 擴展腔三維幾何模型Fig.5 Three dimensional model of extending cavity

為研究擴展腔結(jié)構(gòu)對扁排流動均勻性的影響，以擴展腔中間寬度（l）、擴展腔中間厚度（H）和兩側(cè)厚度（h）為研究對象，采用正交實驗設(shè)計，得出3個參數(shù)對?？谔幜魉賵鰳藴势睿⊿DV）的影響.三因素三水平設(shè)計正交表如表2所示.

圖6 擠壓模具圖Fig.6 Plan of extrusion die

表2 正交因素水平表Table 2 Orthogonal factor level table

2 結(jié)果與分析

2.1 擴展腔結(jié)構(gòu)對扁排成形的影響

圖7為不同擴展腔厚度下模具出口處金屬流速均方差.由圖7可知，擴展腔采用中間寬、邊部窄的結(jié)構(gòu)時流速差為3.58（方案2），而擴展腔厚度為42 mm（方案1）和30 mm（方案3）時，其流速均方差分別為5.72和3.93，3種結(jié)構(gòu)中方案1的金屬流速均方差值最大.采用方案3中的擴展腔結(jié)構(gòu)，出口處金屬的流速差達23 mm/s，而采用方案2中的過渡結(jié)構(gòu)時金屬流速差降至12 mm/s，所以，采用方案2中的擴展腔結(jié)構(gòu)可以有效降低模具出口處的金屬流速均方差.

圖7 3種方案下扁排的金屬流速均方差Fig.7 Mean-square deviation of velocity of copper bar in each scheme

擴展腔出口處的金屬流速差大于模具出口處，合理的擴展腔結(jié)構(gòu)可以改善金屬流速不均勻的問題，因此，本文采用三因素三水平正交試驗對擴展腔結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，得出影響金屬流速的最主要因素.

對采用三因素三水平正交試驗條件下的9組擴展腔腔體結(jié)構(gòu)的連續(xù)擠壓過程進行數(shù)值模擬，正交取值見表2，所得各流速均方差（SDV值）見表3.由表3可知，各試驗條件下的金屬流速均方差值大小存在較大的差別.其中，第4號試驗?zāi)＞叱隹谔幍腟DV值最小，其金屬流動性最均勻，試驗條件為l2H2h3，即擴展腔中間長度為62 mm，中間出口寬度為40 mm，邊部寬度為24 mm.

表3 正交設(shè)計結(jié)果Table 3 Results of orthogonal design

由表3中的極差值可知，l2H3h3試驗條件SDV值最小.對l2H3h3結(jié)構(gòu)組合進行模擬發(fā)現(xiàn)，其SDV值為0.685，比試驗條件l2H2h3的SDV小，且各因素對SDV值影響的主、次順序是H＞l＞h.因此，結(jié)構(gòu)組合H3l2h3為最佳組合.雖然正交試驗可以確定最佳實驗組合，但實驗結(jié)果依然存在一定誤差，需要通過方差分析來分析各因素及水平對腔體結(jié)構(gòu)的影響程度.

表3中K1、K2、K3為各因素水平下的流速均方差值，從表3結(jié)果可知，擴展腔結(jié)構(gòu)的最佳參數(shù)組合仍為H3l2h3，在A水平下，擴展腔中間寬度為62 mm時，金屬流速均方差值最小，寬度為66 mm時，金屬流速均方差值相對于中間寬度為62 mm的擴展腔增加了57%；在B水平下，隨著中間出口厚度值減小，金速流速均方差值也隨之減?。辉贑水平下，擴展腔兩側(cè)寬度越小，流速均方差值也越小.

為了直觀地分析出該影響因素對試驗結(jié)果有無顯著影響，對試驗結(jié)果進行方差分析，依次計算出各因素的離差平方和，如下：

式中：r為因素水平數(shù)；n為總試驗次數(shù)；yi為實驗結(jié)果；SSA為離差平方和.

由表4可知，h因素對應(yīng)的離差平方和最小，小于誤差的離差平方和，因素h對試驗結(jié)果的影響較小，為次要因素，可以將它歸入誤差.綜上所述，因素H的影響最為顯著，因素l的影響次之，因素h的影響較不明顯，本實驗條件下產(chǎn)品尺寸為3 mm×100 mm時，擴展腔組合結(jié)構(gòu)最佳方案為H3l2h3，即擴展腔中間長度為62 mm，中間出口寬度為38 mm，邊部寬度為24 mm.

表4 SDV方差分析表Table 4 SDV analysis of variance table

2.2 定徑帶長度對金屬流動影響

2.2.1 流速均方差

圖8為4種產(chǎn)品厚度對應(yīng)的不同定徑帶長度下的流速均方差.由圖8可知：隨著定徑帶長度的增加，流速均方差逐漸降低，定徑帶長度由7 mm增至9 mm時，流速均方差變化不大.產(chǎn)品厚度為2 mm時，定徑帶長度為3、5、7、9 mm情況下，其流速均方差分別為11.88、8.56、0.9、0.53，定徑帶長度為7 mm時，流速均方差顯著減小；產(chǎn)品厚度為3 mm時，各定徑帶長度下的均方差分別為6.79、3.75、0.89、0.73；產(chǎn)品厚度為4 mm時，流速均方差為6.43、2.9、1.23、0.71；產(chǎn)品厚度為5 mm時，流速均方差為5.9、3.53、1.41、0.32.由圖5可知，定徑帶長度為3～7 mm時，隨著產(chǎn)品厚度的增加，金屬的流速差均方差減小，當定徑帶增加到7～9 mm時，產(chǎn)品厚度對流速均方差影響較小，金屬流速基本均勻.

圖8 不同產(chǎn)品規(guī)格下的流速均方差Fig.8 　Mean-square deviation of velocity under different product specifications

2.2.2 等效應(yīng)變

圖9為不同定徑帶長度下模具出口處金屬等效應(yīng)變對應(yīng)的曲線.由圖9可知，隨著定徑帶長度的增加，中間部位金屬的等效應(yīng)變逐漸增加.這是因為擠壓過程中金屬與工具表面發(fā)生剪切變形，定徑帶長度越長，金屬與工具的表面剪切變形越嚴重，擠壓過程中應(yīng)變值也隨之增大，且中間部位變形溫度較高，有利于金屬流動.在產(chǎn)品寬度方向上，等效應(yīng)變先增大后減小，等效應(yīng)變最大值出現(xiàn)在產(chǎn)品寬度方向1、4處，該部位金屬處于邊部與心部金屬的交接處，擠壓過程中，由于摩擦力作用使得邊部金屬流動較慢，而心部金屬流動相對較快，扁排邊部位置受拉應(yīng)力作用，而心部受壓應(yīng)力作用，由于邊部與心部的交替作用，使得該處金屬形變量大，等效應(yīng)變大.

圖9 不同定徑帶長度下模具出口處等效應(yīng)變Fig.9 Equivalent strain of die exit at different length of diameter fixing zone

2.2.3 溫度場分布

圖10為產(chǎn)品厚度一定時不同定徑帶長度下扁排擠壓過程的溫度場，連續(xù)擠壓過程中溫度的升高主要來自于塑性變形和摩擦產(chǎn)生的熱效應(yīng)，在堵頭位置溫度升高最為顯著，堵頭處金屬溫度可達600℃，在擴展腔內(nèi)金屬溫度在500℃～560℃.

圖10 不同定徑帶長度下扁排溫度場分布Fig.10 Distribution of the temperature field of cooper bar at different length of diameter fixing zone

擠壓扁排溫度由中心至邊部呈階梯式降低，中間金屬溫度最高.隨定徑帶長度增加，扁排中間金屬溫度由568℃逐漸降至553℃，且定徑帶越短扁排溫度梯度越密集.由于中間金屬變形溫度高，變形抗力較小，晶粒內(nèi)位錯的滑移、攀移及交滑移均比低溫時容易，有助于改善各晶粒之間變形的協(xié)調(diào)性，提高金屬的流速.

圖11為不同定徑帶長度下模具出口處金屬的溫度.由圖11可知，扁排由中心至邊部方向，金屬的溫度逐漸降低.隨著定徑帶長度的增加，模具出口處金屬溫度降低，定徑帶為3 mm時，中間金屬的溫度達565℃，定徑帶長度增加至9 mm時，溫度降至540℃左右，其扁排中心與邊部溫度變化不大，而其他不同長度的定徑帶，扁排中心與邊部溫度差值在15～35℃變化.定徑帶是產(chǎn)品成形的關(guān)鍵部位，該處金屬受模具表面的摩擦影響，發(fā)生塑性變形，邊部金屬受滑動摩擦，中間金屬可能受混合摩擦影響，金屬在工模具處發(fā)生塑性變形容易產(chǎn)生位錯塞積，發(fā)生軟化，釋放儲存能，溫度降低.圖12為不同寬厚比扁排擠壓模具出口處金屬的溫度，隨著厚度增加，金屬的溫度上升，但不明顯，溫度差值在10℃左右.

圖11 不同定徑帶長度下模具出口處金屬溫度Fig.11 Metal temperature in die outlet at different length of diameter fixing zone

圖12 不同寬厚比扁排模具出口處金屬溫度值Fig.12 Metal temperature in die outlet of different width to thickness ratio

綜上所述，定徑帶長度為7、9 mm時，模具出口處金屬流速均方差最小，扁排中心與邊部的溫度差較小，金屬流動更均勻，且產(chǎn)品厚度對溫差影響較小，但由于定徑帶長度越大，在后期擠壓過程中影響損壞扁排表面質(zhì)量，所以，研究認為，在其他條件不變情況下，選擇7 mm定徑帶不僅有利于金屬成形，還有利于提高扁排質(zhì)量.

3 實驗驗證

在連續(xù)擠壓銅扁排的實際生產(chǎn)過程中常因為工模具結(jié)構(gòu)設(shè)計不合理，降低了模具的使用壽命，使產(chǎn)品質(zhì)量不穩(wěn)定甚至出現(xiàn)嚴重缺陷，如圖13所示.以下是以數(shù)值模擬的結(jié)果為前提，進行擴展腔及模具定徑帶長度優(yōu)化后的驗證性實驗，從擠壓扁排的中間及邊部的晶粒形狀、大小來分析金屬流動的均勻性.圖13為擴展腔及模具優(yōu)化前的銅扁排樣品，圖14為擴展腔結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的實物圖.

圖13 擴展腔及模具優(yōu)化前的銅扁排樣品Fig.13 Sample of copper bar before optimization

圖14 連續(xù)擠壓銅扁排擴展腔實物圖Fig.14 Picture of real product of extending cavity

從圖14可以看出，產(chǎn)品中間出現(xiàn)了波浪狀條紋，這是因為模具出口處的金屬流速不均勻造成的.圖15分別為擴展腔及模具優(yōu)化前后的扁排中心與邊部的顯微組織.由圖15可知：優(yōu)化之前的扁排中心晶粒組織較為粗大，且有被拉長的趨勢，如圖15（a）所示；而邊部的晶粒明顯比中心的晶粒更加細小均勻，并且出現(xiàn)少量的攣晶組織，如圖15（b）所示；優(yōu)化之后的扁排中心與邊部的晶粒組織都較為均勻，在尺寸與形狀上較為相近，如圖15（c）和15（d）所示.分析認為，擴展腔及模具優(yōu)化之前，由于模具出口處的金屬流速和溫度分布不均勻從而導(dǎo)致銅扁排中心與邊部晶粒大小不均勻，中心部位的金屬流速比邊部的更快，所受到變形程度更大，晶粒會沿著變形方向被拉長，由多邊形變成長條形.擴展腔及模具優(yōu)化后，由于扁排中心及邊部金屬流速差和溫度差減小，使中心與邊部變形更加均勻，從而減少產(chǎn)品缺陷.

圖15 銅扁排中心及邊部顯微組織Fig.15 Microstructure of cooper bar center and edge

4 結(jié) 論

1）當擴展腔采用中間寬、邊部窄的結(jié)構(gòu)時，其模具出口處金屬流速比厚度方向一致的擴展腔更均勻.

2）影響模具出口處金屬流速的擴展腔三組結(jié)構(gòu)因素中，擴展腔中間厚度H最為顯著，擴展腔中間寬度l的影響次之，其兩邊厚度h的影響較不明顯.本實驗條件下產(chǎn)品尺寸為 3 mm× 100 mm時，擴展腔組合結(jié)構(gòu)最佳方案為H3l2h3，即擴展腔中間寬度為62 mm，中間出口厚度為38 mm，邊部厚度為24 mm.

3）在其他條件不變情況下，選擇7 mm定徑帶不僅有利于金屬成形，更有利于提高扁排質(zhì)量.

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（編輯 程利冬）

Structural optimization design of extending cavity and die of copper strap produced by continuous extrusion

ZHAO Hongjin1，YANG Zhengbin1，YUE Ye1，CHAO Jie2
（1.School of Materials Science and Engineering，Jiangxi University of Science and Technology，Ganzhou 341000，China；2.Hubei Jingyi High Precision Cooper Plates and Strips Co.Ltd，Shiyan 442000，China）

The effect of the extending cavity structure and the calibrating strap length on the uniformity of metal flow were studied by numerical simulation.The metal flow velocity of die inlet，the strain field and the temperature field during the extrusion process was simulated by finite element method.The purpose is to research the effect of extending cavity structure and calibrating strap length on uniformity of metal flow，and then to optimize the structure of extending cavity and die.The results indicate that the extending cavity with a structure of a wide middle part and narrow sides exhibit a more uniform metal flow velocity of die inlet than that with a uniform thickness.Among three structure factors of the extending cavity on the metal flow velocity，the middle-thick of the extending cavity＂H＂is more significant than the middle width＂l＂and the thickness of the edge＂h＂has no significant effect.For the current experimental conditions，the optimum processing parameter of the extending cavity for fabricating the copper strap of 3 mm×100 mm is 62 mm in l，38 mm in H and 24 mm in h.For the case of fixing the other processing parameters，the 7 mm calibrating strap length can benefit the metal forming，and improve the quality of the copper strap.

continuous extrusion；mean-square deviation of velocity；the metal flow velocity；the structure of extending cavity；the calibrating strap length

TG372

A

1005-0299（2016）05-0026-08

10.11951/j.issn.1005-0299.20160505

2015-12-15.

趙鴻金（1967—），男，博士，教授.

楊正斌，E-mail：yzblove0309@163.com.