黃東男，張志豪，李靜媛，謝建新

(1. 北京科技大學(xué) 新材料技術(shù)研究院，北京 100083；2. 內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，呼和浩特 010051)

焊合室深度及焊合角對方形管分流模擠壓成形質(zhì)量的影響

黃東男1，2，張志豪1，李靜媛1，謝建新1

(1. 北京科技大學(xué) 新材料技術(shù)研究院，北京 100083；2. 內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，呼和浩特 010051)

基于Deform-3D有限元分析平臺(tái)，采用所開發(fā)的焊合過程網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)，分析方形管分流模雙孔擠壓時(shí)焊合室深度及焊合角對成形質(zhì)量的影響。結(jié)果表明：焊合面平均靜水壓力、分流橋底部等效應(yīng)力及模芯最大偏移量隨焊合室深度的增加而增加；綜合考慮焊合質(zhì)量、模具應(yīng)力集中及型材尺寸精度等因素，分流模合適的焊合室深度為10～16mm；隨著焊合角的增加，焊合室內(nèi)死區(qū)體積及擠壓力均增大，而模芯最大變形偏移量呈減小趨勢；綜合考慮焊合角對擠壓過程死區(qū)大小、模芯的穩(wěn)定性及擠壓力大小的影響，分流模合適的焊合角為 30?～45?。實(shí)驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果在金屬流動(dòng)景象、死區(qū)位置、死區(qū)形狀等方面吻合較好。

有限元模擬；分流模擠壓；焊合室深度；焊合角

Abstract:Adopting commercial FEM soft Deform-3D and welding mesh reconstruction method, the influences of welding chamber depth and welding angle on forming quality of diplopore extrusion of square tube by a porthole die were analyzed. The results show that, the hydrostatic stress of welding plane, equivalent stress on the bottom of flow-separating bridge and maximal offset of die mandrel increase with increasing the welding chamber depth.Comprehensively considering the factors of welding quality, stress concentration of die and size-precision of the profile,the reasonable welding chamber depth of the porthole die is from 10mm to 16mm. With the welding angle increasing, the dead zone volume in welding chamber and the extrusion force increase, but the maximal offset of the die mandrel decreases. Comprehensively considering the influences of welding angle on the dead zone during extrusion, the stability of die mandrel and the extrusion force, the reasonable welding angle of the porthole die is from 30° to 45°. The experimental and simulation results agree well in the metal flow, position and shape of dead zone.

Key words:finite element simulation; porthole-die extrusion; welding chamber depth; welding angle

依靠源于實(shí)踐的經(jīng)驗(yàn)規(guī)律和模具設(shè)計(jì)者個(gè)人經(jīng)驗(yàn)的傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法，往往難以解決擠壓模具設(shè)計(jì)中的優(yōu)化方案選擇、金屬流動(dòng)精確控制等方面的問題[1?4]。有限元數(shù)值模擬技術(shù)可獲得擠壓過程中模具結(jié)構(gòu)和擠壓工藝參數(shù)等對金屬流動(dòng)變形行為、模具內(nèi)部應(yīng)力場及位移場的影響，從而為合理設(shè)計(jì)模具結(jié)構(gòu)、制定擠壓工藝提供重要的參考依據(jù)[5?6]。但目前的有限元模擬技術(shù)只能針對焊合面與對稱面位置一致的空心型材分流模擠壓進(jìn)行模擬分析[7?10]，為了實(shí)現(xiàn)焊合面為非流動(dòng)對稱面空心型材擠壓全過程(包括焊合階段)的數(shù)值模擬，謝建新等[11]提出了一種基于逆向工程技術(shù)的焊合面網(wǎng)格修復(fù)技術(shù)，采用該技術(shù)實(shí)現(xiàn)了方形管分流模雙孔擠壓全過程的三維有限元數(shù)值模擬，分析了分流孔的配置方案對金屬流動(dòng)行為、成形質(zhì)量等的影響，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證[12]。

焊合室深度及焊合角(即分流孔流動(dòng)角)的大小是分流模設(shè)計(jì)的關(guān)鍵參數(shù)之一[13]，如程磊等[14]分析了口琴管擠壓模具(焊合面與對稱面位置一致)的焊合室深度對擠壓力及金屬流動(dòng)的影響。而針對焊合面為非流動(dòng)對稱面的空心型材擠壓模具，關(guān)于其分流孔配置、焊合室深度和焊合角等對模具使用壽命和型材成形質(zhì)量等方面的研究尚無文獻(xiàn)報(bào)道。本文作者在前期研究結(jié)果的基礎(chǔ)上[12]，重點(diǎn)分析6005A方管型材分流模雙孔擠壓時(shí)焊合室深度和焊合角對成形質(zhì)量的影響。

1 計(jì)算條件

分流模雙孔擠壓方管的工模具結(jié)構(gòu)、邊界條件、擠壓工藝條件、幾何模型的構(gòu)建見文獻(xiàn)[12]。為便于與 650 t擠壓機(jī)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比較，本研究以 L15 mm×t2 mm(其中L表示邊長，t表示厚度，下同)的方管為例，分析分流模雙孔擠壓時(shí)焊合室深度及焊合角對模具壽命及型材成形質(zhì)量的影響。

擠壓筒直徑D為95 mm，分流孔外接圓直徑Dc為84 mm，分流孔外接圓直徑Dc與擠壓筒直徑D之比為0.88；上模高H1=50 mm，下模高H2=50 mm；?？譫=15 mm，模芯dm=11 mm；中間分流孔Q1的寬度b=16 mm，中間分流孔Q1和兩側(cè)分流孔Q2的面積比為0.93；焊合角 θ=15?～90?，焊合室深度h=7～19 mm。焊合壓縮比(即分流孔總面積與制品斷面積之比)K=9.3，擠壓比R=34.1。

分析方管金屬流動(dòng)過程時(shí)，將變形溫度下的6005A鋁合金坯料設(shè)為粘塑性材料，模具材料設(shè)為剛性。分析模具受力及變形情況時(shí)，將模具改為彈性材料，并將擠壓穩(wěn)態(tài)時(shí)得到的坯料的應(yīng)力場施加給模具，從而經(jīng)過計(jì)算獲得擠壓過程中模具的應(yīng)力分布及彈性變形量。

2 模擬結(jié)果與討論

2.1 焊合室深度對焊合室內(nèi)靜水壓力的影響

分流模擠壓過程中，焊合室內(nèi)靜水壓力大小決定型材的焊合質(zhì)量，焊合面上的靜水壓力越高，型材的焊合質(zhì)量就越好。本研究計(jì)算了焊合室深度h為7～19 mm時(shí)，焊合面的靜水壓力變化，其結(jié)果如圖1所示。由圖1可知，隨著焊合室深度的增加，焊合面的靜水壓力逐漸增大。當(dāng)焊合室深度為7 mm時(shí)，焊合面的平均靜水壓力為97 MPa。前期計(jì)算表明[12]：此時(shí)焊合面附近溫度約為527 ℃，在此溫度下，6005A鋁合金屈服強(qiáng)度約為44 MPa，平均靜水壓力僅為合金屈服強(qiáng)度的2.2倍，容易導(dǎo)致焊合不良。

圖1 焊合室深度對焊合面上靜水壓力的影響Fig.1 Effect of hydrostatic stress of welding plane on welding chamber depth

當(dāng)焊合室深度h增加時(shí)，焊合室體積增加，擠壓力增大，從而使靜水壓力增大。h由7 mm增加到10 mm時(shí)，焊合面的靜水壓力迅速增大，由97MPa增加到251 MPa，達(dá)到金屬屈服強(qiáng)度的5.7倍；當(dāng)h由10 mm繼續(xù)增加時(shí)，焊合面的靜水壓力繼續(xù)增加，但增加速度明顯下降；當(dāng)h=19 m時(shí)，靜水壓力增加到331 MPa，達(dá)到金屬屈服強(qiáng)度的7.5倍，因此當(dāng)焊合室深度h≥10 mm時(shí)，能夠獲得充分的焊合強(qiáng)度。

2.2 焊合室深度對模具受力及模芯穩(wěn)定性的影響

以上分析表明，焊合室越深越有利于提高焊合質(zhì)量，但隨著焊合室深度的增加，模芯長度隨之增加，焊合室內(nèi)金屬體積也隨之增大，使得摩擦力增加，擠壓力升高，易造成模具應(yīng)力集中較大的部位(如分流橋底部和模芯等)發(fā)生變形甚至斷裂。

分流橋底部及模芯表面等效應(yīng)力分布的計(jì)算結(jié)果如圖2所示。由圖2可知，擠壓過程中分流橋底部存在較大的應(yīng)力集中，并隨焊合室深度的增加而增大。

分流橋底部等效應(yīng)力隨焊合室深度的變化規(guī)律如圖3所示。由圖3可見，當(dāng)焊合室深度h為7～16 mm時(shí)，應(yīng)力增加較為平緩，分流橋底部應(yīng)力集中處的等效應(yīng)力為781～1 024 MPa，小于熱作模具鋼H13的抗拉強(qiáng)度 (1 117 MPa[15])；而當(dāng)h大于16 mm時(shí)，等效應(yīng)力快速增加；當(dāng)h=19 mm時(shí)，等效應(yīng)力高達(dá)1 270 MPa，已超過H13抗拉強(qiáng)度。

圖2 分流橋底部及模芯表面的等效應(yīng)力分布Fig.2 Effective stress distribution of port bridge bottom and mandrel surface: (a) h=7 mm, mandrel length 13 mm; (b) h=19 mm, mandrel length 25 mm

圖3 分流橋底部等效應(yīng)力隨焊合室深度的變化Fig.3 Change of effective stress of port bridge bottom with welding chamber depth

隨h增加，擠壓力增加，同時(shí)由于模芯長度增加，使得模芯穩(wěn)定性降低。不同焊合室深度時(shí)模芯偏移方向及偏移量分布如圖4所示。由圖4可知，擠壓過程中模芯向中間分流孔(箭頭方向)偏移，模芯頭部偏移量最大。當(dāng)h較小為7 mm時(shí)，模芯最大偏移量0.008 mm；而當(dāng)焊合室深度增加到19 mm時(shí)，模芯最大偏移量為0.264 mm，是焊合室深度7 mm時(shí)的33倍。

模芯受不均應(yīng)力作用而產(chǎn)生偏移是型材斷面壁厚偏差的主要因素之一。圖5所示為模芯最大偏移量隨焊合室深度的變化。由圖5可知，模芯偏移量隨著焊合室深度 h的增加而增加。根據(jù)鋁型材國家標(biāo)準(zhǔn)(GB5237.1?2004)，當(dāng)型材壁厚為2 mm時(shí)，允許偏差為±0.2 mm。當(dāng)h小于16 mm時(shí)，模芯偏移量皆小于0.2 mm，由模芯偏移引起的擠出方管型材壁厚偏差小于±0.2 mm，因此，該偏差符合國家標(biāo)準(zhǔn)的質(zhì)量要求；而h為19 mm時(shí)，模芯偏移量大于0.2 mm，方管壁厚偏差大于±0.2 mm，不能滿足質(zhì)量要求。

圖4 模芯偏移方向及偏移量分布Fig.4 Mandrel offset direction and offset distribution: (a) h=7 mm, mandrel length 13 mm; (b) h=19 mm, mandrel length 25 mm

綜合以上分析，當(dāng)焊合室深度h過小，將導(dǎo)致焊合面焊合不良；h過大將使得模芯穩(wěn)定性降低，模芯偏移量增大，導(dǎo)致擠出方管斷面壁厚超差，并可在分流橋底部將產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中，降低模具使用壽命。對于本研究所用方形管雙孔擠壓模具，合理的焊合室深度為10～16 mm。

2.3 焊合角對金屬流動(dòng)及成形質(zhì)量的影響

焊合角 θ(分流橋的斜度)對擠壓過程中焊合室內(nèi)金屬流動(dòng)死區(qū)大小、焊合質(zhì)量以及擠壓力有明顯的影響。為此，本研究針對焊合室深度為13 mm，分流橋底端寬為3 mm，焊合角 θ分別為15?、30?、45?、60?、90?的情形，分析了焊合角θ對金屬流動(dòng)行為、擠壓力及焊合質(zhì)量的影響。

圖5 模芯最大偏移量隨焊合室深度的變化Fig.5 Change of mandrel maximum offset with welding chamber depth

圖6 焊合角θ對焊合室內(nèi)A-A′ 面上金屬流速分布及死區(qū)的影響Fig.6 Effects of welding angle θ on distribution of metal flowing velocity and dead metal in welding chamber (profile A-A′): (a)Along central axis of profile model; (b) θ=15?; (c) θ=30?; (d) θ=45?; (e) θ=60?; (f) θ=90?

圖6(a)所示為分流模擠壓時(shí)沿對稱軸線的剖面模型，其中H表示不同焊合角的分流橋斜面高度。穩(wěn)態(tài)擠壓時(shí)，垂直于擠壓方向，在焊合室內(nèi)沿圖6(a) 橫斷面 A-A′上金屬的流動(dòng)速度及死區(qū)分布如圖 6(b)～(f)所示。其中v為擠壓軸速度，vc為焊合室內(nèi)金屬流速，圖中數(shù)字為vc/v之值。

由圖6可知，對于不同焊合角，焊合室內(nèi)死區(qū)形成的位置、死區(qū)形狀基本相同，但死區(qū)的大小有顯著的差別：隨著焊合角的增加，死區(qū)截面的頂點(diǎn)(圖6(b)中的 D點(diǎn))沿焊縫逐漸下移，使得沿焊合室大面?zhèn)缺谂c模芯表面(圖6(b)中箭頭所示)之間的死區(qū)明顯增大，而對焊合室小面?zhèn)缺?弧形側(cè)壁)附近的死區(qū)大小幾乎沒有影響。當(dāng)焊合角θ≤45?時(shí)，靠近模芯表面處沒有死區(qū)，如圖 6(b)～(d)所示。而當(dāng)焊合角 θ≥60?時(shí)，靠近模芯處也產(chǎn)生了死區(qū)，如圖6((e)和(f)中模芯輪廓處的陰影部分所示。這主要是由于在焊合過程中，隨著焊合角的增加，焊合面的初始接觸點(diǎn)由靠近分流橋底部向?？谔幰苿?dòng)。當(dāng)焊合角θ≥60?時(shí)，焊合面初始接觸點(diǎn)距剖面A-A′較遠(yuǎn)，距離?？谳^近，并且在焊合過程中，焊合面的金屬并不緊貼模芯表面流動(dòng)；在焊合過程中，金屬將以焊合面初始接觸點(diǎn)位置為中心向四周填充，使得模芯處產(chǎn)生較小面積的死區(qū)。而當(dāng)焊合角θ≤45?時(shí)，焊合面初始接觸點(diǎn)距橫斷面A-A′較近，即靠近分流橋底部，因而不容易在模芯表面產(chǎn)生死區(qū)。

本研究采用焊合室內(nèi)死區(qū)的高度h1和h2之和，與焊合室側(cè)壁和模芯表面之間的距離(焊縫長度)h3的比值，作為評價(jià)焊縫位置死區(qū)相對大小的指標(biāo)，計(jì)算結(jié)果如圖7所示。由圖7可知，隨著焊合角的增加，死區(qū)比值逐漸增大。當(dāng)焊合角為 15?時(shí)，死區(qū)比值僅為0.42，而當(dāng)焊合角達(dá)90?時(shí)，其比值達(dá)0.84。

隨著焊合角的增加，焊合室內(nèi)死區(qū)增大，焊合質(zhì)量下降，容易在型材表面出現(xiàn)死皮、氣泡及成層等缺陷，因此，從減少死區(qū)面積的角度考慮，焊合角應(yīng)該越小越好。

計(jì)算結(jié)果表明，焊合角大小除了直接影響焊合室內(nèi)死區(qū)體積之外，對擠壓過程中模芯的穩(wěn)定性及擠壓力的大小也有著較大影響。

圖8給出了隨著焊合角的增加，模芯最大偏移量及擠壓力的變化規(guī)律。由圖8可知，隨焊合角的增加，模芯最大偏移量先減小然后趨于平緩，而擠壓力呈單調(diào)增加趨勢。隨著焊合角的增加，分流橋斜面高度H減小，使得擠壓時(shí)摩擦面增大，且焊合室內(nèi)金屬徑向流動(dòng)趨勢增強(qiáng)，死區(qū)增大，導(dǎo)致擠壓力增加。上模高度(即分流橋高度)H1為50 mm時(shí)，在焊合角為15?的情況下，分流橋斜面高度H高達(dá)24.3 mm，約為分流橋高度的一半，使得擠壓過程中分流橋強(qiáng)度降低，導(dǎo)致模芯穩(wěn)定性差。隨著焊合角的增加，分流橋斜面高度H減小,分流橋強(qiáng)度增加，從而使模芯穩(wěn)定性增加，模芯最大偏移量減小。但當(dāng)焊合角60?≤θ≤90?時(shí)，由于擠壓力增加較大而使得模芯的穩(wěn)定性開始下降，模芯的最大偏移量又呈增加趨勢。

圖8表明，當(dāng)焊合角為15?時(shí)，模芯偏移量為0.216 mm，由此引起的方管型材壁厚偏差大于±0.2 mm，不能滿足鋁型材國家標(biāo)準(zhǔn)要求(GB 5237.1?2004)。而當(dāng)焊合角 θ≥30?時(shí)，模芯偏移量迅速下降到 0.1 mm以下，但當(dāng)焊合角θ≥60?時(shí)，有較明顯的增加。同時(shí)根據(jù)前述分析可知，其死區(qū)也較大。綜合考慮焊合角對焊合室內(nèi)死區(qū)大小、模芯的穩(wěn)定性及擠壓力大小的影響，方形管雙孔擠壓模具合適的焊合角 θ為30?～45?。

圖7 焊合角對死區(qū)占焊合室比例的影響Fig.7 Effect of welding angle on proportion of dead metal in welding chamber

圖8 焊合角對模芯最大偏移量及擠壓力的影響Fig.8 Effects of welding angle on mandrel maximum offset and extrusion load

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證模擬結(jié)果，以方管(L15 mm×t2 mm)為例，設(shè)計(jì)加工了焊合角為30?的雙孔分流模，并在650 t臥式擠壓機(jī)上進(jìn)行擠壓實(shí)驗(yàn)。擠壓工藝參數(shù)與計(jì)算中所用參數(shù)相同。

穩(wěn)態(tài)擠壓時(shí)，金屬流動(dòng)行為的實(shí)驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果如圖9所示。截取如圖9(a)所示的擠壓實(shí)驗(yàn)試樣，并對取樣平面A和B進(jìn)行打磨拋光，采用25%的NaOH水溶液侵蝕2 min，試樣的低倍金相組織如圖9(b)和(d)所示。其中，將晶粒未發(fā)生明顯變形的區(qū)域視為死區(qū)。有限元模擬的金屬流速分布如圖(c)和(e)所示。對比模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，兩者在金屬流動(dòng)景象、死區(qū)位置和形狀等方面基本吻合，表明本研究所建立的幾何模型、邊界條件的處理、模擬結(jié)果等較為合理，對分流模結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及優(yōu)化具有參考意義。

4 結(jié)論

1) 焊合面的平均靜水壓力、分流橋底部的等效應(yīng)力及模芯最大偏移量隨焊合室深度的增加而增加，當(dāng)焊合室深度由7 mm增加到19 mm時(shí)，焊合面上平均靜水壓力由97 MPa增加到331 MPa，模芯最大偏移量由0.008 mm增加到 0.264 mm，增加了33倍，而分流橋底部最大等效應(yīng)力由781 MPa增加到1 270 MPa。綜合考慮焊合質(zhì)量、模具應(yīng)力集中及型材尺寸精度等因素，方形管雙孔擠壓模具的合理的焊合室深度為10～16 mm。

2) 隨著焊合角的增加，焊合室內(nèi)死區(qū)體積及擠壓力均逐漸增加，而模芯最大偏移量呈減小趨勢。綜合考慮焊合角對擠壓過程死區(qū)大小、模芯的穩(wěn)定性及擠壓力大小的影響，對于方形管雙孔擠壓模具合適的焊合角為30?～45?。

圖9 金屬流動(dòng)景象的實(shí)驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果對比Fig.9 Comparison of simulation and experimental results of metal flowing patterns: (a) Sampling positions; (b) Metal flow patterns of profile A (experimental results); (c) Metal flow patterns of profile A (simulation results); (d) Metal flow patterns of profile B(experimental results); (e) Metal flow patterns of profile B (simulation results)

3) 對焊合室內(nèi)金屬流動(dòng)行為進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，實(shí)驗(yàn)和模擬結(jié)果在金屬流動(dòng)景象、死區(qū)位置和形狀等方面吻合較好。

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(編輯 何學(xué)鋒)

Influences of welding chamber depth and welding angle on forming quality of extrusion of square tube by porthole die

HUANG Dong-nan1,2, ZHANG Zhi-hao1, LI Jing-yuan1, XIE Jian-xin1
(1. Advanced Materials and Technologies Institute, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China;(2. School of Materials Science and Engineering, Inner Mongolia University of Technology, Hohhat 010051, China)

TG379

A

1004-0609(2010)05-0954-07

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃資助項(xiàng)目(2007CB613703)；材料成形與模具技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放課題研究基金資助項(xiàng)目(09-01)

2009-10-29；

2010-04-15

謝建新，教授，博士；電話：010-62332254；E-mail：jxxie@mater.ustb.edu.cn