復雜斷面空心鋁型材分流模擠壓焊合過程金屬流變行為分析

黃東男，于洋，李有來，左壯壯

（1內蒙古工業大學 材料科學與工程學院，呼和浩特010051；2北京航空材料研究院，北京100095）

隨著航空航天、軌道交通、機械制造等領域的高速發展，對異形復雜的特種空心鋁型材需求逐漸增加。此類型材作為上述領域的重要構件，要求具有高尺寸精度、形位公差及良好的綜合性能［1］。

采用平面分流組合模（以下簡稱分流模）擠壓特種空心鋁型材是目前最為可行的生產加工方法［2］。此類型材模具的分流孔數目多、模腔結構復雜，相關尺寸繁雜，設計難度較大，依靠工程類比和模具設計師個人經驗的傳統的模具設計方法很難滿足要求。目前以數值模擬取代部分實驗，已成為研究復雜構件精確成形過程、制定合理模具結構、優化工藝、奠定成形理論的最有效手段［2］。

應用于擠壓成形數值模擬的方法主要包括有限元法（FEM）、有限體積法（Finite Volume Method，FVM）及任意拉格朗日歐拉法（Arbitrary Lagrange Euler，ALE）。基于FEM和FVM的數值模擬方法主要用于模擬分析瞬態擠壓過程［3］，國內外學者通過該方法獲得了焊合室深度對圓管擠壓時的擠壓力、應力應變場及模具受力的分布規律［4］；微通道管成形時的金屬流速分布和焊合質量特征［5］；模具結構參數對擠出空心型材外形質量的影響［6］；擠壓速率對空心型材焊合質量的影響［7］；方管擠壓成形過程中死區分布、金屬流速及其焊合質量等信息［8，9］。基于ALE的數值模擬方法主要用于穩態擠壓過程分析，如多腔壁板鋁型材擠壓成形過程的速度場、溫度場、應力場及金屬流動情況［10］；阻流塊的截面形狀對流速控制的關鍵作用［11］；列車車體型材擠壓過程的金屬流速及模具結構分析等［12］。

分流模擠壓焊合過程是連接分流與成形過程的紐帶［13］，尤其是對于復雜斷面空心型材，分流孔多且面積、形狀不同，焊合室內金屬流變行為、焊縫位置難于預測，而只有準確獲得分流模模腔內圍繞模芯的金屬焊合過程、焊縫形狀與位置情況，才能合理設置分流孔配置，擠出表面平直的型材制品。

然而，對于焊合面無法簡化為剛性對稱面的空心型材，上述三種數值模擬方法都不能直接模擬其擠壓焊合過程，為此本文作者在有限元法的基礎上，提出了一種焊合區網格重構技術［14］，解決了該計算難題，率先對雙孔模擠壓方管過程的分流孔面積比、死區形狀及分布、焊合室高度、模芯偏移等方面進行了研究［15，16］。在上述研究的基礎上，本工作針對某企業的工業用復雜斷面空心鋁型材，采用該方法研究了該類型材擠壓焊合過程的金屬流變行為、焊合面位置、焊合力、型材成形質量等問題。在此基礎上對分流孔配置中的分流孔面積、位置、寬展角等結構參數進行優化。

1 幾何模型及焊合面網格重構

某企業所需復雜斷面空心型材如圖1所示，斷面面積為1435.5mm2，有兩個型孔、一個凹槽、一個C形槽。

圖1 型材斷面形狀及尺寸Fig.1 Shape and dimensions of an industrial section

擠壓成形所需的分流模三維實體模型如圖2（a），（b）所示，相應尺寸參數如圖2（c），（d）所示。可以看出上模有8個分流孔、2個模芯和1個引流孔。下模焊合室輪廓尺寸和上模分流孔外輪廓尺寸相同。圖2（c）中，相鄰分流孔間 H1與H2為10mm，H3為23mm，H4為23mm；分流孔 Q2，Q3，Q6，Q7的寬度b為13mm；寬展角D為6.7°；分流孔Q1，Q5，Q8面積為1881.9mm2，Q2，Q3，Q6，Q7面積為1594.5mm2，Q4面積為1418.0mm2；Q4分流孔長度h為21mm，上模厚度為110mm；模芯長度為32mm；下模厚度為87mm，焊合角θ為30°；擠壓筒內徑為φ238mm；引流槽寬度為11mm；擠壓比為30.4，焊合壓縮比為9.3。

圖2 模具結構示意圖（a）上模；（b）下模；（c）上模尺寸參數；（d）下模尺寸參數Fig.2 Model and structure of the porthole extrusion die（a）upper die；（b）bottom die；（c）main dimensions of the upper die；（d）main dimensions of the bottom die

模擬計算時將A6xxx鋁合金坯料設為黏塑性材料，模具設為剛性材料，坯料和模具之間選用剪切摩擦模型，摩擦因數（τ為接觸摩擦切應力，σ為材料的流動應力）。根據A6xxx鋁合金的圓環壓縮實驗結果，取m＝1。參考現場生產工藝，坯料溫度500℃、模具溫度480℃、擠壓筒溫度420℃、擠壓墊溫度30℃，擠壓速率2mm／s，有限元模型沿箭頭方向裝配前的位置情況如圖3所示。

圖3 有限元幾何模型（裝配前）Fig.3 Geometry model of FEM simulation（before assembling）

對于該類空心型材的焊合過程模擬計算時，存在焊合面網格單元相互接觸，重疊的網格單元節點不能合并為一個節點，導致網格單元產生穿透，模擬計算被迫終止的現象。為此本文作者提出了一種基于Deform－3D結合Pro／Engineer的焊合面網格重構技術［14］，當焊合面網格單元相互穿透區域和未穿透區域的體積相等時，刪除相互穿透區域同時填補未充滿區域網格，以滿足擠壓成形過程中體積不變準則。對于本工作的空心型材，根據模具結構，共有9個焊合區，在模擬計算時根據焊合順序對9個焊合區逐一進行網格重構才能獲得所需結果，如引流孔內的焊合區網格重構情況如圖4所示。

圖4 引流孔內的焊合區網格重構Fig.4 Meshes reconstruction of welding－planes in draining hole

2 模擬結果與分析

2.1 焊合過程金屬流動行為分析

圖5 分流和成形階段（a）行程21.2mm；（b）行程36.7mm；（c）行程52.0mm Fig.5 Dividing and forming stage（a）with stroke of 21.2mm；（b）with stroke of 36.7mm；（c）with stroke of 52.0mm

分流模擠壓通常分為分流、焊合、成形三個過程。對于該類型材，通常的模擬手段只能獲得分流和成形階段。圖5為分流和成形階段的模擬結果。由圖5（a）可知，在分流階段金屬從上模的8個分流孔中流出，中部4孔流速快、邊部4孔流速慢，隨著擠壓行程的增加，各孔內分流的金屬長度差逐漸增大，當中部孔的金屬率先與焊合室底面接觸、開始徑向流動時（中間4孔內分流的金屬頭部呈平面），邊部孔內金屬尚距離焊合室底面有一定的距離，如圖5（b）所示。在成形階段，擠出型材的斷面流速不均，中部流速遠大于左側邊部，型材底邊中間部位上產生了卷翹，如圖5（c）所示。

根據上述計算結果，很難準確推斷產生缺陷的各分流孔的關聯情況。而清楚再現密閉的焊合室內金屬圍繞模芯的流動行為、焊合面的焊合順序及位置等金屬流變焊合特征，可為分流孔配置優化設計提供有效的理論依據。

在分流階段，中部4孔內的金屬流速遠高于兩側4孔。當行程為36.7mm時，中部4孔金屬開始同時填充焊合室，而此時兩側4孔的金屬尚處于分流階段，在行程達到41.3mm時，抵達焊合室，此時分流階段完成，8孔內的金屬開始填充焊合室。在焊合室內的金屬流動行為如圖6所示，焊合的初始階段如圖6（a）所示。

根據圖6（b）可知，在行程為48.4mm，Q2和Q3孔間的焊合面最先開始焊合，此時Q6和Q7等孔間焊合面尚未開始焊合。當行程達到49.7mm時，Q2和Q3孔、Q6和Q7孔焊合面完成焊合，如圖6（c）所示。由圖6（c）還可知，由于此4孔內金屬流速明顯高于邊部（Q1，Q4，Q5和Q8）分流孔，使得向邊部分流的焊合面流過分流橋的對稱面，導致焊合位置偏離分流橋對稱線，如圖6（d）所示。這種分流橋下的金屬流動不均，不僅對擠出型材的平直度產生影響，也將使得分流橋受力不均，影響使用壽命。

圖6 焊合過程金屬流動行為（a）行程41.3mm；（b）行程48.4mm；（c）行程49.7mm；（d）行程50.2mm；（e）行程51.0mm；（f）行程51.8mm Fig.6 Metal flowing behaviors in welding stage （a）with stroke of 41.3mm；（b）with stroke of 48.4mm；（c）with stroke of 49.7mm；（d）with stroke of 50.2mm；（e）with stroke of 51.0mm；（f）with stroke of 51.8mm

當擠壓行程為51.0mm，根據圖6（e）可知，圖中Ⅰ～Ⅸ代表9個焊合部位，此時Q1和Q2孔（Ⅰ）、Q5和Q6孔（Ⅴ）、Q7和Q8孔（Ⅶ）、Q3和Q6（Ⅸ）引流孔的金屬都已經完成焊合，加上率先完成焊合的Q2和Q3孔（Ⅱ）、Q6和Q7孔（Ⅵ），焊合室內9個焊合部位，已經完成了6個。剩余3個部位中，Q3和Q4孔（Ⅲ）間焊合面即將產生焊合，只有Q4和Q5孔（Ⅳ）、Q1和Q8（Ⅷ）孔內焊合面相距較遠。隨著擠壓行程的增加，在剩余3個未完成的焊合部位（Ⅲ、Ⅳ、Ⅷ）中，由于Q4和Q5孔（Ⅳ）處的凹形槽角部難于填充、同時Q4和Q5孔處于邊部、金屬流速慢，因此是整個焊合室內最后充滿的部位，如圖6（f）所示。當擠壓行程達到52.0mm時，整個焊合過程結束，開始完全進入成形階段，擠出型材頭部形狀如圖5（c）所示。

2.2 分流孔配置優化

通過上述模擬結果可得，產生擠出型材缺陷的主要原因是模具的邊部Q1，Q4，Q5和Q8等4個分流孔相對中部4孔流速過慢，其中Q4孔流速最慢同時金屬流量少；中間4孔流速也存在不均勻現象，Q2和Q3孔快，Q6和Q7孔慢。為了使焊合部位盡量保持在分流橋的對稱線附近，同時盡量滿足各焊合面能夠同步焊合，對分流孔尺寸配置優化如下：

（1）為提高邊部4孔流速，將寬展角D 由6.7°減小為5.2°。

（2）通過減小Q4孔與模具中心的距離、增加分流孔面積，提高Q4孔金屬流速及流量。為此將H3由23mm減為20mm，使得Q4與Q3的間距變為28mm，分流孔底部距離中心線距離B1由13mm減為10mm，相應的h1增加到58mm，從而Q4孔面積增為1796.7 mm2。

（3）為了有利于凹形槽部位的填充，將Q5和Q6孔間距H4由23mm增為25mm。

（4）通過減小中部Q2和Q7孔的金屬流量，改善Q1和Q2、Q7和Q8孔間的焊合位置。為此將Q2和Q7孔的寬度b由32mm減為30mm，其面積減為1505.1mm2，與擠壓筒中心距離H1由10mm增加到13mm。

分流孔配置尺寸優化前后，當Q2和Q3孔（Ⅱ）開始焊合時，焊合室內各焊合面的流速及位置情況如圖7所示，v1和v2分別為優化前后焊合面流速，圖中深顏色區為優化前焊合面的流動位置，淺色區為優化后的位置。

圖7 模具優化前后焊合面流速Fig.7 Velocities of welding planes before and after optimization

由圖7可知，對于焊合部位Ⅲ，焊合面優化前的流速v1為3.46，6.14mm／s，左低右高，兩者流速相差2.68mm／s；使得焊合部位在分流橋對稱線的左側。優化后流速v2為6.21，5.68mm／s，兩者流速差僅為0.53mm／s，使得焊合部位基本保持在分流橋的對稱線。同理可知，各個焊合面的流速差均得到較大改善，同時焊合部位從原來的僅有1個Ⅱ，增加Ⅰ、Ⅱ、Ⅳ、Ⅵ、Ⅶ共5個部位，焊合的同步性得到較大改善，如圖8所示。可見分流孔配置優化后，焊合室內金屬的流動均勻性得到了較大改善，消除了優化前擠出型材斷面流速不均、底面卷翹、分流橋受力不均等缺陷，改善了擠出型材的外形質量，提高了模具壽命，如圖9所示。

圖8 模具優化前后焊合面位置（a）優化前；（b）優化后Fig.8 The positions of welding planes before and after optimization（a）before optimization；（b）after optimization

圖9 擠出型材外形（a）優化前；（b）優化后Fig.9 The shapes of the extruded section in forming stage（a）before optimization；（b）after optimization

分流模擠壓過程中，焊合室內靜水壓力決定焊合質量及模芯均勻受力情況，模具結構優化后，穩態擠壓時金屬變形體的靜水壓力分布如圖10所示。由圖10可知，焊合室內的靜水壓力分布由焊合室周邊向模芯表面逐漸減小，模芯周圍所受靜水壓力分布均勻，約為253MPa，能夠滿足焊合要求。由于模芯受到不均應力作用而產生偏移是導致型材斷面壁厚偏差的主要因素之一，由圖10還可知，模芯受力均勻，不容易產生偏移，有利于提高模具使用壽命，減小和避免型材壁厚超差缺陷。

圖10 焊合室內靜水壓力分布Fig.10 Hydrostatic stress distribution in welding chamber

3 實驗驗證

根據優化后的模具尺寸，加工制作的分流模實物，如圖11所示。采用模擬工藝參數，在2500噸臥式擠壓機上進行生產實驗，初始階段（擠出型材的頭部）和穩態擠壓時型材外形的模擬和擠壓實驗結果，如圖12所示。可知，兩者金屬流動行為的趨勢基本相同，表明采用此計算方法可為復雜斷面空心鋁型材分流模擠壓分流、焊合、成形過程金屬流動行為規律以及模具結構優化設計提供理論參考。

圖11 分流模（a）上模；（b）下模Fig.11 Porthole dies（a）upper die；（b）bottom die

圖12 模擬和實驗結果（a）初始階段（模擬結果）；（b）初始階段（實驗結果）；（c）穩態階段（模擬結果）；（d）穩態階段（實驗結果）Fig.12 Simulation and experimental results（a）initial stage（simulation）；（b）initial stage（experimental）；（c）steady stage（simulation）；（d）steady stage（experimental）

4 結論

（1）采用Deform－3D有限元計算軟件，通過焊合面網格重構技術實現了復雜斷面空心鋁型材分流模擠壓時包括焊合過程在內的全過程三維有限元數值模擬。

（2）在獲得焊合室內金屬圍繞模芯的流動行為、焊合面的焊合順序及位置等金屬流變特征的基礎上，通過調整分流孔面積、各分流孔與擠壓筒中心距離、兩側分流孔的寬展角的配置，改善了焊合過程的金屬流動均勻性，使得同步焊合部位由原來1個增加到5個，進而消除了擠出型材斷面中部流速快、左部慢與底面卷翹等成形缺陷。

（3）焊合室內靜水壓力為196～484MPa，能夠滿足焊合質量；模芯周圍所受靜水壓力分布均勻，不容易產生偏移，有利于提高模具使用壽命，減小或避免型材壁厚超差缺陷。

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