向文杰，王澤群，張婷蕊，王孟君，潘學(xué)著，王 崗

(1.中南大學(xué) 有色金屬材料科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410083；2.廣亞鋁業(yè)有限公司，廣東 佛山 528237)

在擠壓鋁合金空心型材的過(guò)程中，型材空心部位與實(shí)心部位結(jié)合處的“T字位”區(qū)域經(jīng)常會(huì)出現(xiàn)凹痕。這種凹痕會(huì)導(dǎo)致型材表面不平整，噴漆處理后在反光條件下可以看到明顯的印痕，致使型材報(bào)廢。擠壓廠一般通過(guò)反復(fù)修模、試模的方法來(lái)解決這類問(wèn)題，效率低下且提高了生產(chǎn)成本。近年來(lái)，隨著基于有限元的數(shù)值模擬技術(shù)不斷發(fā)展，有許多學(xué)者利用有限元數(shù)值模擬技術(shù)，對(duì)鋁合金型材擠壓過(guò)程進(jìn)行模擬，分析擠壓過(guò)程中金屬的溫度、流速和模具的受力情況等，在一定程度上預(yù)測(cè)產(chǎn)品可能出現(xiàn)的缺陷，然后對(duì)模具分流孔、分流橋、焊合室、工作帶、阻流塊等結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化[1-6]?？婒?shù)萚7]研究了汽車天窗滑軌鋁型材“起鼓”缺陷，并通過(guò)增加沉橋的方式，對(duì)模具進(jìn)行優(yōu)化。閆洪等[8]研究了擠壓比、擠壓帶面積和?？拙嚯x對(duì)金屬流速的影響，建立了鋁型材擠壓模?？坠ぷ鲙гO(shè)計(jì)計(jì)算的數(shù)學(xué)模型。王震虎等[9]采用HyperXtrude軟件進(jìn)行模擬，分析了鋁合金空心型材擠壓截面內(nèi)凹的原因，并通過(guò)增加阻流塊的方式，對(duì)模具進(jìn)行優(yōu)化。

針對(duì)某擠壓廠擠壓生產(chǎn)的6063鋁合金空心鋁型材空心部位與實(shí)心部位結(jié)合處的“T字位”區(qū)域出現(xiàn)的凹痕問(wèn)題，運(yùn)用Q-Form數(shù)值模擬分析軟件對(duì)擠壓過(guò)程的流速進(jìn)行分析，并通過(guò)模具結(jié)構(gòu)優(yōu)化，增設(shè)微小阻礙角。試模驗(yàn)證模擬分析結(jié)果。

1 3D模型的建立

1.1 型材截面

某企業(yè)實(shí)際生產(chǎn)的6063鋁合金空心型材截面尺寸如圖1所示。型材的最小壁厚為1.21 mm，最大壁厚為2.02 mm，周長(zhǎng)為342.78 mm，截面積為296.82 m2，呈兩端對(duì)稱形狀。圖2為該型材的三維模型。型材在位置B出現(xiàn)凹痕。圖3為該企業(yè)生產(chǎn)的出現(xiàn)凹痕的型材，經(jīng)噴漆處理后，在反光的條件下，可以看到位置B有內(nèi)凹的折痕。

圖2 型材三維模型Fig.2 3D model of the profile

圖3 “T字位”的凹痕缺陷Fig.3 Dent defect of “T-cross section”

1.2 模型的建立

圖4為該模具的工作帶尺寸。用SolidWorks軟件，按照該工作帶尺寸建立的三維模型如圖5所示。上模尺寸為Φ180 mm×60 mm，下模尺寸為Φ180 mm×60 mm。將上模和下模裝配后導(dǎo)出為STEP格式并導(dǎo)入到Q-Form軟件中，擠壓方向?yàn)閆軸負(fù)方向，模具填充階段的擠壓筒速度為5 mm/s，擠出階段的擠壓筒速度為7.1 mm/s，擠壓比為41.35。坯料加熱溫度為480 ℃，模具預(yù)熱溫度為450 ℃，擠壓筒溫度為410 ℃，鑄錠直徑為120 mm，長(zhǎng)度為480 mm，模具材料為H13鋼，擠壓筒內(nèi)徑為125 mm。

圖4 模具工作帶尺寸(單位mm)Fig.4 Size of the die band

2 模擬結(jié)果與驗(yàn)證

2.1 模擬結(jié)果分析

經(jīng)過(guò)模擬得到型材的流速如圖6所示。從圖6可知，型材沿Z方向整體流速不均勻，尤其在AC邊上有較大的差異，由位置A的218 mm/s逐漸增加至位置C的309 mm/s，毛條位處的流速最大，達(dá)到311 mm/s。位置A有沿Y軸負(fù)方向的速度，速度為0.7 mm/s，位置B附近有沿Y軸正方向的速度，速度為2.8 mm/s，位置C有沿Y軸負(fù)方向的速度，速度為0.03 mm/s。

圖5 模具三維模型Fig.5 3D model of dies

圖6 型材流速分布圖Fig.6 Velocity distribution diagram of the profile

位置B為該型材空心部位與實(shí)心部位的結(jié)合部，位置A屬于空心部位，位置C屬于實(shí)心部位。圖7表示了型材所受的應(yīng)力云圖，位置A所受有效應(yīng)力約為23.7 MPa，位置B所受有效應(yīng)力約為26.2 MPa，位置C所受有效應(yīng)力約為22.3 MPa，位置B所受的有效應(yīng)力與位置A、C相比明顯偏大。因?yàn)槲恢肁受到模芯的影響，金屬流速比位置C的慢，整個(gè)AC邊上形成局部的流速差異，造成金屬間的互相牽扯。位置B受到拉應(yīng)力，所受有效應(yīng)力偏大，根據(jù)最小阻力原則，位置B金屬會(huì)向Y軸正方向流動(dòng)，故出現(xiàn)向Y軸正方向的流速，進(jìn)而出現(xiàn)凹痕。因此，本文作者認(rèn)為導(dǎo)致凹痕出現(xiàn)的主要原因是沿?cái)D壓方向局部區(qū)域金屬流速不均勻。為了解決凹痕缺陷，需要平衡“T字位”區(qū)域的金屬流速，使位置B金屬被“擠出去”而不是被“拉出去”。

圖7 型材有效應(yīng)力分布圖Fig.7 Effective stress distribution of profile

2.2 模具結(jié)構(gòu)優(yōu)化

為了平衡金屬流速，在左右懸臂位置(圖8D-D位置)工作帶增設(shè)0.3°的微小阻礙角，如圖8所示。

圖8 增設(shè)的阻礙角Fig.8 Additional angle of obstruction

重新建立三維模型后用Q-form進(jìn)行模擬仿真，得到型材流速如圖9所示。沿Z軸方向，位置A的金屬流速大幅增加至292 mm/s；位置B的金屬流速增加5 mm/s，達(dá)到288 mm/s；位置C的金屬流速明顯降低，降低26 mm/s至283 mm/s。整個(gè)懸臂金屬流速均勻，ABC局部區(qū)域沿Z軸方向金屬流速差異大幅度減小。位置A沿Y軸方向上的流速十分微小，可忽略不計(jì)；位置C沿Y軸方向上的流速變?yōu)檎较虻?.2 mm/s；位置B沿Y軸正方向的流速降低至0.09 mm/s。

圖9 優(yōu)化后型材流速分布圖Fig.9 Velocity distribution diagram of the profile after die optimization

圖10為模具優(yōu)化后型材有效應(yīng)力。位置A所受有效應(yīng)力為約為16.7 MPa，位置B所受有效應(yīng)力約為15.2 MPa，位置C所受有效應(yīng)力約18.4 MPa，整個(gè)ABC邊所受有效應(yīng)力減小，位置B所受有效應(yīng)力相比優(yōu)化前明顯減小，且小于位置A、C的有效應(yīng)力，說(shuō)明位置B金屬受到的拉應(yīng)力減小。

圖10 優(yōu)化后型材有效應(yīng)力分布圖Fig.10 Effective stress distribution of the profile after die optimization

型材在擠壓的過(guò)程中，工作帶可以按摩擦狀態(tài)的不同分為兩個(gè)區(qū)域，一個(gè)區(qū)域?yàn)轲ぶΣ羺^(qū)，這個(gè)區(qū)域靠近金屬流入端，另一個(gè)為滑動(dòng)摩擦區(qū)，這個(gè)區(qū)域靠近金屬出口端[10]。國(guó)外有學(xué)者[11]提出了一種簡(jiǎn)化的摩擦模型，認(rèn)為摩擦力為由黏著摩擦區(qū)域和滑動(dòng)摩擦區(qū)域產(chǎn)生摩擦力的總和。假定在黏著摩擦區(qū)域?yàn)槿つΣ粒辉诨瑒?dòng)摩擦區(qū)域，摩擦力是摩擦因數(shù)為常數(shù)的剪切類型。

Ff=m1kA1+m2kA2

(1)

式中：

Ff—模具工作帶的總摩擦力；

m1和m2—黏著摩擦區(qū)域和滑動(dòng)摩擦區(qū)域的摩擦因數(shù)；

A1和A2—黏著摩擦區(qū)和滑動(dòng)摩擦區(qū)的真實(shí)接觸面積；

k—材料的剪切強(qiáng)度。

當(dāng)狀態(tài)為完全黏著摩擦?xí)r，m1和m2都為1；如果考慮滑動(dòng)摩擦區(qū)域，m2的取值通常小于0.7。當(dāng)黏著摩擦區(qū)域增大時(shí)，模具工作帶的總摩擦力會(huì)減小，會(huì)使得該區(qū)域的金屬流速降低。

在滑動(dòng)摩擦區(qū)域，摩擦為成形金屬表面與工作帶表面相互摩擦，表層金屬受到拉應(yīng)力；而在黏著摩擦區(qū)域，摩擦力與材料的剪切流動(dòng)應(yīng)力接近，金屬在被擠出模孔之前，始終處于壓縮變形之中，表層金屬之間幾乎不會(huì)形成拉應(yīng)力，金屬流動(dòng)較為均衡[12]。通過(guò)對(duì)懸臂處工作帶添加0.3°的阻礙角，改變金屬與工作帶表面的摩擦狀態(tài)，增大黏著摩擦區(qū)的面積，減少滑動(dòng)摩擦區(qū)的面積，從而達(dá)到了平衡金屬流速的目的。

2.3 試模驗(yàn)證

在模具下模左右懸臂位置添加0.3°的阻礙角，按照初設(shè)定的擠壓工藝參數(shù)上機(jī)試模，得到的型材料頭如圖11所示。從圖11可以看出，優(yōu)化前型材左右懸臂位置明顯凸起，說(shuō)明左右懸臂位置的流速相比于其他位置更快；優(yōu)化后左右懸臂位置凸起消失，整體流速均勻，與模擬結(jié)果一致。擠出的型材經(jīng)噴漆處理后，“T字位”處未見(jiàn)凹痕缺陷；經(jīng)檢測(cè)，表面平整度在允許范圍內(nèi)，符合廠家生產(chǎn)要求。

圖11 模具優(yōu)化前后的型材料頭Fig.11 Stub bar of profiles before and after the optimization

3 結(jié) 論

1)通過(guò)數(shù)值模擬和驗(yàn)證試驗(yàn)可知，6063鋁合金空心型材“T字位”表面的凹痕缺陷是沿?cái)D壓方向金屬局部區(qū)域流速不均勻引起的；型材懸臂處的流速較大，會(huì)導(dǎo)致凹痕缺陷的產(chǎn)生。

2)在懸臂處添加0.3°的阻礙角可以改變金屬與工作帶表面的摩擦狀態(tài)，增大黏著摩擦區(qū)域，減小滑動(dòng)摩擦區(qū)域，從而平衡金屬流速，凹痕缺陷消失。