侯文榮，張志豪，謝建新，陳蘊(yùn)博

(1.北京科技大學(xué) 材料先進(jìn)制備技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083；2.機(jī)械科學(xué)研究總院 先進(jìn)制造技術(shù)研究中心，北京 100083)

在鋁合金空心型材分流模擠壓過程中，金屬在分流和焊合過程中流動(dòng)復(fù)雜，容易引起模具的局部溫升和變形區(qū)金屬溫度的不均勻分布，顯著影響擠壓型材的質(zhì)量和模具的強(qiáng)度。從擠壓筒內(nèi)經(jīng)分流、焊合到從?？讛D出成形的過程中，金屬溫度不斷變化，其變化行為主要受模具結(jié)構(gòu)尺寸和坯料溫度、工模具加熱溫度和擠壓速度等條件的影響。因此，實(shí)現(xiàn)擠壓全過程溫度場的準(zhǔn)確預(yù)測，是正確設(shè)計(jì)模具、合理選擇工藝參數(shù)，實(shí)現(xiàn)對(duì)擠壓產(chǎn)品組織性能精確控制的重要基礎(chǔ)[1?2]。

有限元數(shù)值模擬技術(shù)廣泛應(yīng)用于擠壓過程溫度場模擬[3?6]，但對(duì)于大多數(shù)空心型材分流模擠壓成形的情形，由于焊合面與流動(dòng)對(duì)稱面不一致，焊合過程中網(wǎng)格容易發(fā)生穿透等嚴(yán)重畸變而導(dǎo)致計(jì)算自動(dòng)終止問題，因而，只能對(duì)焊合開始前的分流過程或焊合室完全充滿后的擠壓成形過程(稱為穩(wěn)態(tài)擠壓過程)進(jìn)行模擬分析[7?9]。這一問題成為分析空心型材擠壓成形時(shí)擠壓筒內(nèi)和分流、焊合過程中金屬溫度變化的相互影響及其對(duì)擠出產(chǎn)品溫度影響的技術(shù)瓶頸。為此，ZHANG等[10]和黃東男等[11?13]開發(fā)了一種基于逆向工程的焊合區(qū)網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)，有效解決了擠壓焊合過程的網(wǎng)格分離和穿透導(dǎo)致的計(jì)算難題，實(shí)現(xiàn)了擠壓全過程金屬流動(dòng)行為、應(yīng)力應(yīng)變分布和溫度場變化的有效模擬，且采用該技術(shù)的模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，從而為分流模的正確設(shè)計(jì)和?？壮隹谔幮筒臏囟鹊臏?zhǔn)確預(yù)測提供了一種有效的方法。

本文作者以一種典型大斷面鋁合金空心型材分流模擠壓成形為實(shí)例，基于焊合區(qū)網(wǎng)格重構(gòu)法分析了變形金屬在分流、焊合和從?？讛D出成形各個(gè)階段中的溫度場變化，討論擠壓速度和坯料溫度對(duì)?？壮隹谔幮筒臄嗝鏈囟炔痪鶆蛐缘挠绊?，提出合理的坯料溫度和擠壓速度范圍。

1 分流模擠壓成形有限元模擬

1.1 幾何模型

圖1所示為一種工業(yè)用大斷面鋁合金空心型材的斷面形狀與尺寸，型材最大寬度為296.9 mm，斷面面積為2 937.7 mm2，中間部分為懸臂梁，兩端為對(duì)稱分布的多邊形孔，壁厚均為5.6 mm。

圖1 鋁合金空心型材斷面形狀及尺寸Fig.1 Shape and dimensions of cross section of aluminum hollow profile (Unit∶ mm)

模具基本結(jié)構(gòu)如圖2所示。其中圖2(a)中箭頭所指的區(qū)域分別為型材的5個(gè)擠壓焊合區(qū)的大致位置；圖2(b)為上模仰視圖，4個(gè)分流孔的編號(hào)分別為1～4；圖2(c)為下模俯視圖，設(shè)有4個(gè)調(diào)節(jié)(阻礙)金屬流動(dòng)的凸臺(tái)。本文計(jì)算中，假定凸臺(tái)對(duì)溫度場分布的影響較小，可以忽略。考慮到模具和型材結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，為減少單元網(wǎng)格數(shù)量節(jié)省計(jì)算時(shí)間，取1/2模型進(jìn)行計(jì)算，此時(shí)將焊合區(qū)Ⅲ所在的流動(dòng)對(duì)稱面 A—A簡化為剛性對(duì)稱面，因此，實(shí)際計(jì)算中只存在Ⅰ和Ⅱ兩個(gè)焊合區(qū)。

采用Deform-3D軟件進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，擠壓筒直徑為320 mm、坯料長度為400 mm、擠壓比為28.8、分流比為9.8。當(dāng)焊合區(qū)兩側(cè)的網(wǎng)格單元開始接觸后，隨著擠壓行程的增加，相互接觸的網(wǎng)格單元將發(fā)生穿透或分離現(xiàn)象。因此，為了防止計(jì)算自動(dòng)終止，保證模擬的順利進(jìn)行，必須對(duì)穿透的網(wǎng)格進(jìn)行重構(gòu)，具體方法參考文獻(xiàn)[10]。在Deform-3D中對(duì)重構(gòu)后的網(wǎng)格單元模型添加單元節(jié)點(diǎn)數(shù)據(jù)，繼續(xù)計(jì)算，完成包括焊合和成形階段擠壓全過程的數(shù)值模擬。

1.2 材料參數(shù)和模擬條件

擠壓材料為6005A鋁合金，密度為2 700 kg/m3，比熱容為 940 J/(kg·℃)，熱導(dǎo)率為 180 W/(m·℃)。工模具材料為H13熱作模具鋼，密度為7 850 kg/m3，比熱容為 407 J/(kg·℃)，熱導(dǎo)率為 25 W/(m·℃)。6005A 鋁合金的流動(dòng)應(yīng)力應(yīng)變曲線根據(jù)文獻(xiàn)[11, 14]確定。

圖2 焊合區(qū)位置及模具結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagrams of welding zone and porthole die mold∶ (a)Welding zone; (b)Upper die; (c)Bottom die

[15?16]，設(shè)定擠壓坯料初始溫度為480～520 ℃，墊片初始溫度30 ℃，擠壓筒加熱溫度比坯料初始溫度低 30℃，模具初始溫度比坯料初始溫度低 40 ℃。坯料與工模具之間的換熱系數(shù)為1.1 kW/(m2·℃)，工模具與空氣之間的換熱系數(shù)為60 W/(m2·℃)。

坯料與墊片、擠壓筒和模具之間的摩擦設(shè)為剪切摩擦模型，表示為τ = mσ/其中m為摩擦因子，σ為坯料的流動(dòng)應(yīng)力)。參考前期研究結(jié)果，本研究設(shè)定摩擦因子m=1。坯料與定徑帶之間的摩擦設(shè)為庫倫摩擦模型，表示為τ=μσn(其中μ為摩擦因數(shù)，σn為坯料與定徑帶之間的接觸法向應(yīng)力)。本研究取摩擦因數(shù)μ=0.4。

2 分流和焊合過程中金屬的溫度變化

2.1 分流過程金屬溫度變化

在分流階段，變形金屬被分流橋拆分為4股。在擠壓行程分別為24 mm和42 mm時(shí)，分流孔1和2中的金屬溫度分布如圖3所示。圖中大平面為對(duì)應(yīng)于圖2(a)的A—A對(duì)稱面。圖3表明，分流階段分流孔1內(nèi)的金屬流動(dòng)快，且溫度高于分流孔2內(nèi)的金屬溫度，最高溫度出現(xiàn)在金屬流束的根部。

進(jìn)一步對(duì)分流孔1和2中的金屬等效應(yīng)變和速度大小進(jìn)行分析，結(jié)果如圖4所示。由圖4可知，當(dāng)擠壓行程為24 mm時(shí)，分流孔1內(nèi)金屬流動(dòng)速度比分流孔2的高約45%，因而，單位時(shí)間內(nèi)分流孔1內(nèi)的金屬與分流孔壁之間的摩擦生熱較多。此外，分流孔 1內(nèi)金屬流束根部的等效應(yīng)變比分流孔2的高約33%，表明分流孔1入口處的金屬塑性變形較劇烈，產(chǎn)生的變形熱較多。因此，如圖3所示，分流孔1內(nèi)的金屬溫度較高。

圖3所示結(jié)果為分流階段金屬流束的表面溫度分布，而金屬流束內(nèi)部(相當(dāng)于圖2(a)B—B剖面)的溫度分布情況如圖5所示。金屬內(nèi)部溫度分布與表面溫度分布的情況類似，也是分流孔1內(nèi)的金屬溫度高于分流孔2內(nèi)的金屬溫度，最高溫度出現(xiàn)在金屬流束的根部。但是總體來說，金屬流束內(nèi)部溫度比表面溫度要高，這主要是由于金屬流束表面與模具直接接觸從而散熱較多導(dǎo)致的。

圖6所示為擠壓筒內(nèi)金屬不同位置質(zhì)點(diǎn)的溫度在分流階段隨擠壓行程的變化情況。圖6(a)為擠壓開始前的質(zhì)點(diǎn)位置，用 P1～P5表示，圖6(b)為擠壓行程為42 mm 時(shí)的質(zhì)點(diǎn)位置，用 P1′～P5′表示。

圖3 分流階段金屬的溫度分布Fig.3 Temperature distribution of metals at dividing stage (A—A∶ shown in Fig.2(a); billet temperature 500 ℃, extrusion speed 1.0 mm/s)∶ (a)Stroke∶ 24 mm; (b)Stroke∶ 42 mm

圖4 擠壓行程為24 mm金屬的等效應(yīng)變和速度分布Fig.4 Distribution of effective strain and velocity at stroke of 24 mm (Billet temperature 500 ℃, extrusion speed 1.0 mm/s)∶ (a)Effective strain distribution; (b)Velocity distribution

圖5 擠壓行程為24 mm時(shí)金屬的內(nèi)部溫度場Fig.5 Inner temperature distribution of metals at stroke of 24 mm (B—B∶ shown in Fig.2(a))

由圖6(c)可知，分流過程中不同位置質(zhì)點(diǎn)的溫度變化趨勢(shì)不同?？拷鼣D壓筒壁的質(zhì)點(diǎn)溫度首先產(chǎn)生較明顯的下降，然后緩慢降低，如P1→P1′曲線?？拷牟康馁|(zhì)點(diǎn)溫度初期下降幅度較小，后期溫度略有升高，如 P3→P3′、P4→P4′、P5→P5′。這主要是由于擠壓分流階段金屬經(jīng)歷復(fù)雜的傳熱過程，其中包括塑性變形功轉(zhuǎn)化的熱、摩擦產(chǎn)生的熱、金屬與工模具之間熱傳導(dǎo)散熱以及金屬內(nèi)部不同溫度區(qū)域的熱傳導(dǎo)。邊部質(zhì)點(diǎn)(如 P1)靠近擠壓筒壁，處于擠壓死區(qū)位置，幾乎不發(fā)生流動(dòng)和變形，因此，塑性變形生熱和摩擦生熱較少，通過擠壓筒和模具的散熱導(dǎo)致其溫度一直下降，且初期由于坯料與工模具的溫差較大而產(chǎn)生較明顯的溫度下降。心部質(zhì)點(diǎn)(如P3～P5)由于遠(yuǎn)離擠壓筒壁，通過擠壓筒和模具散失的熱量較少，因此，初期溫度不會(huì)出現(xiàn)明顯下降，且由于進(jìn)入分流孔時(shí)發(fā)生劇烈塑性變形產(chǎn)生較多變形熱，后期溫度呈升高趨勢(shì)；介于金屬坯料邊部和心部的質(zhì)點(diǎn)(如 P2)，在變形熱、摩擦熱和工模具散熱的綜合作用下，溫度首先產(chǎn)生一定的下降，然后基本保持不變。

圖6 擠壓筒內(nèi)金屬坯料不同位置質(zhì)點(diǎn)的溫度隨擠壓行程的變化Fig.6 Temperature changes of different metal points on billet (Original temperature of point is 500 ℃)∶ (a)Location of points at stroke of 0 mm; (b)Location of points at stroke of 42 mm; (c)Temperature changes of points

上述分析表明，不同部位的金屬質(zhì)點(diǎn)在分流階段經(jīng)歷了不同的熱環(huán)境和熱交換，從而產(chǎn)生了不同的溫度變化，導(dǎo)致金屬中存在溫度不均勻分布。

2.2 焊合過程金屬溫度變化

當(dāng)流出分流孔的金屬流束進(jìn)入焊合室后，隨擠壓行程的增加，金屬開始接觸焊合室底部進(jìn)而圍繞模芯填充焊合室，直至金屬流束之間完全實(shí)現(xiàn)焊合。圖7(a)～(c)為焊合階段金屬表面溫度分布，其中圖7(a)為分流孔內(nèi)流出的金屬剛接觸焊合室底面時(shí)的金屬表面溫度分布，圖7(b)為焊合區(qū)Ⅰ開始焊合時(shí)的金屬表面溫度分布，圖7(c)為焊合完成時(shí)的焊合室底面金屬溫度分布。

由于模具初始溫度(460 ℃)低于分流孔內(nèi)金屬流束的頭部溫度(約495 ℃)，金屬流束接觸焊合室底面后與模具之間進(jìn)行傳熱，導(dǎo)致表面溫度明顯下降，最低降至480 ℃左右，如圖7(a)所示。

隨著擠壓的進(jìn)行，金屬圍繞模芯填充焊合室。焊合區(qū)兩側(cè)的金屬將要接觸時(shí)的溫度分布如圖7(b)所示。由圖7(b)可見，焊合區(qū)Ⅰ和Ⅱ附近的金屬表面溫度較高，為489～492 ℃，而邊角處溫度較低，約為474℃。該擠壓行程時(shí)焊合室內(nèi)金屬的等效應(yīng)變和速度大小分布如圖8所示。由圖8可以看到，焊合區(qū)Ⅰ和Ⅱ附近金屬的等效應(yīng)變和流動(dòng)速度均較大，導(dǎo)致該處金屬單位時(shí)間內(nèi)的摩擦生熱以及變形生熱較多，因而溫度較高；而焊合室邊角部的金屬幾乎不流動(dòng)，形成死區(qū)，因此摩擦生熱和變形生熱較少，且該處金屬通過與模具傳熱導(dǎo)致散熱較多，溫度下降約20 ℃。

進(jìn)入焊合室內(nèi)的金屬繼續(xù)沿平行于焊合室底面流動(dòng)，直至焊合區(qū)Ⅰ和Ⅱ完成焊合，如圖7(c)所示。由于在焊合的同時(shí)不斷有型材從?？紫刃辛鞒觯瑢?dǎo)致?？赘浇慕饘偎苄宰冃屋^大，金屬表面溫度明顯升高，最高溫度達(dá)503 ℃左右。

由圖7和8可以看到，焊合階段在多種熱轉(zhuǎn)換和熱交換(塑性變形功轉(zhuǎn)化的熱、摩擦產(chǎn)生的熱、金屬與工模具之間熱傳導(dǎo)散熱以及金屬內(nèi)部不同溫度區(qū)域的熱傳導(dǎo))的綜合作用下，金屬表面溫度分布不均勻性較為明顯，如圖7(c)所示，焊合結(jié)束后焊合室邊角部和模芯附近的溫差高達(dá)25 ℃。這種溫度不均勻分布還將遺傳到擠壓?？壮隹谔幮筒臋M斷面上，導(dǎo)致型材橫斷面上的溫度分布不均勻。

圖7所示為焊合階段焊合室內(nèi)金屬的表面溫度分布，而焊合室內(nèi)(取焊合室1/2深度處橫斷面)的金屬內(nèi)部溫度分布情況如圖9所示。由圖9可見，金屬內(nèi)部溫度分布與表面溫度分布的情況類似，但總體上金屬內(nèi)部溫度比表面溫度要高。

3 分流和焊合對(duì)模孔出口處型材溫升與型材橫斷面溫度分布的影響

3.1 模孔出口處型材溫升

為了研究分流和焊合過程對(duì)?？壮隹谔幮筒臏囟鹊挠绊懀狙芯坎捎镁W(wǎng)格重構(gòu)法和穩(wěn)態(tài)模擬法(即以金屬完全充滿焊合室時(shí)的狀態(tài)作為擠壓初始狀態(tài)，僅模擬型材穩(wěn)定擠出的過程)兩種方法，對(duì)空心型材分流模擠壓成形過程溫度變化進(jìn)行了數(shù)值分析。

圖8 擠壓行程為64 mm時(shí)金屬的等效應(yīng)變分布和速度分布Fig.8 Effective strain and velocity distribution of metals at stroke of 64 mm (Billet temperature 500 ℃, extrusion speed 1.0 mm/s)∶(a)Effective strain distribution; (b)Velocity distribution

圖9 擠壓行程為64 mm時(shí)焊合室內(nèi)的金屬內(nèi)部溫度分布Fig.9 Inner temperature distribution of metals in welding chamber at stroke of 64 mm (Billet temperature 500 ℃, cross section is of 1/2 depth of welding chamber)

圖10(a)為擠壓速度1.0 mm/s和3.0 mm/s時(shí)采用兩種模擬方法得到的擠壓過程中不同階段變形金屬最高溫度隨擠壓行程變化曲線的比較。在分流和焊合階段，由采用網(wǎng)格重構(gòu)法的計(jì)算結(jié)果可知，變形金屬的最高溫度始終在分流孔入口處金屬流束根部(見圖3)，此處溫度隨擠壓行程的變化曲線如圖10(a)中焊合室充滿之前實(shí)線所示；在穩(wěn)定擠出階段(擠壓行程大于68 mm)，兩種模擬方法所得的結(jié)果均表明，變形金屬的最高溫度始終處于?？壮隹谔幮筒纳?，溫度變化曲線如圖10(a)中焊合室充滿之后的實(shí)線和虛線所示。

圖10(a)表明，焊合室充滿前分流孔入口處金屬溫度隨擠壓行程的增大而逐漸升高。在穩(wěn)定擠壓階段，隨擠壓的進(jìn)行模孔出口處型材溫度首先快速上升，然后趨于穩(wěn)定。

采用網(wǎng)格重構(gòu)法時(shí)，當(dāng)擠壓速度為1.0 mm/s，焊合室充滿時(shí)(擠壓行程68 mm)變形金屬最高溫度約為517 ℃，由于焊合過程中已有部分金屬從模孔擠出，焊合室充滿時(shí)?？壮隹谔幮筒牡淖罡邷囟葹?03 ℃，隨擠壓行程繼續(xù)增加，?？壮隹谔幮筒淖罡邷囟葟?03 ℃開始逐漸升高，然后趨于穩(wěn)定。當(dāng)擠壓速度為3.0 mm/s時(shí)，焊合室充滿時(shí)變形金屬最高溫度約為536℃，而此時(shí)?？壮隹谔幮筒纳系淖罡邷囟葹?26 ℃，隨擠壓行程繼續(xù)增加，模孔出口處型材的最高溫度從526 ℃開始逐漸升高，然后趨于穩(wěn)定。

采用穩(wěn)態(tài)模擬法時(shí)，由于將分流與焊合過程的金屬溫度近似為恒定的500 ℃，其溫升曲線(圖中虛線所示)從擠壓行程68 mm時(shí)的500 ℃逐漸升高。

從圖10(a)中還可以看到，擠壓速度為 1.0 mm/s時(shí)，兩種方法計(jì)算的?？壮隹谔幮筒臏厣鞠嗤?，而擠壓速度為3.0 mm/s時(shí)，兩種方法計(jì)算的模孔出口處型材溫升有明顯差別。對(duì)不同擠壓速度下的模孔出口處型材最大溫升進(jìn)行分析，其結(jié)果如圖10(b)所示。由圖10(b)可以看到，在較低的速度下，采用穩(wěn)態(tài)模擬法計(jì)算的?？壮隹谔幮筒淖畲鬁厣哂诰W(wǎng)格重構(gòu)法的計(jì)算結(jié)果，如擠壓速度為0.6 mm/s時(shí)，穩(wěn)態(tài)模擬法計(jì)算的?？壮隹谔幮筒臏厣染W(wǎng)格重構(gòu)法高約7 ℃；而在較高的速度下情況恰好相反，當(dāng)擠壓速度增大至3.0 mm/s時(shí)，網(wǎng)格重構(gòu)法計(jì)算的?？壮隹谔幮筒臏厣确€(wěn)態(tài)模擬法高約10 ℃。

網(wǎng)格重構(gòu)法和穩(wěn)態(tài)模擬法計(jì)算的?？壮隹谔幮筒臏厣煌脑蛟谟?，變形金屬在分流和焊合過程中產(chǎn)生較大的溫度變化，并直接影響模孔出口處型材的溫度。穩(wěn)態(tài)模擬法不能反映變形金屬在分流和焊合過程中的溫度變化，忽略了擠壓筒內(nèi)和焊合室內(nèi)的溫度分布對(duì)?？壮隹谔幮筒臏厣挠绊?。一般來說，對(duì)于組織性能要求較高的擠壓產(chǎn)品，?？壮隹谔幃a(chǎn)品的溫度需控制在±5 ℃以內(nèi)?？梢?，采用穩(wěn)態(tài)模擬法計(jì)算的?？壮隹谔幮筒臏囟冉Y(jié)果不利于精確指導(dǎo)擠壓生產(chǎn)。

圖10 擠壓過程中變形金屬溫升的計(jì)算結(jié)果Fig.10 Calculation results of temperature increase during extrusion process (Billet temperature 500 ℃)∶ (a)Change of maximum temperature of metals; (b)Influence of extrusion speed on maximum temperature increase of profile near die exit

3.2 型材橫斷面溫度分布

兩種模擬方法獲得的擠壓中期(模孔出口處型材溫升趨于穩(wěn)定時(shí))型材橫斷面溫度分布結(jié)果如圖11所示，其中圖11(a)和(b)分別為擠壓速度v=3.0 mm/s時(shí)網(wǎng)格重構(gòu)法和穩(wěn)態(tài)模擬法獲得的型材橫斷面溫度分布示意圖，圖11(c)為不同的擠壓速度下型材橫斷面最大溫差(最高溫度和最低溫度之差)的變化情況?？梢姡诓煌瑪D壓速度下，網(wǎng)格重構(gòu)法計(jì)算的型材橫斷面最大溫差均大于穩(wěn)態(tài)模擬法的計(jì)算結(jié)果，當(dāng)擠壓速度為3.0 mm/s時(shí)，二者相差12 ℃。

采用兩種模擬方法計(jì)算的型材橫斷面最大溫差存在較大差別原因在于，變形金屬在分流和焊合過程中經(jīng)歷了復(fù)雜的熱交換過程，導(dǎo)致焊合室內(nèi)不同部位的金屬溫度分布不均勻，這種溫度不均勻分布直接遺留在模孔出口處的型材斷面上，加劇型材橫斷面溫度分布的不均勻。穩(wěn)態(tài)模擬法不能反映分流和焊合過程中金屬溫度的變化，從而忽略焊合室內(nèi)金屬溫度不均勻分布，因而無法準(zhǔn)確反映型材橫斷面的溫度分布不均勻性。上述分析表明，網(wǎng)格重構(gòu)法相比于穩(wěn)態(tài)擠壓法能更準(zhǔn)確地反映擠壓型材橫斷面溫度分布的不均勻性。

圖11(c)的結(jié)果表明，擠壓速度對(duì)型材橫斷面溫度分布不均勻的影響較大。由網(wǎng)格重構(gòu)法的分析可知，當(dāng)擠壓速度由0.6 mm/s增大到3.0 mm/s時(shí)，擠壓型材橫斷面最大溫差由28 ℃增大到60 ℃。

當(dāng)擠壓速度為 0.6、1.0、1.2 mm/s、坯料溫度為480、500和520 ℃時(shí)，擠壓中期模孔出口處型材橫斷面最大溫差結(jié)果如表1所列。由表1可以看出，在相同擠壓速度下，當(dāng)坯料溫度在480～520 ℃范圍內(nèi)變化時(shí)，型材橫斷面上最大溫差的變化不超過3 ℃，表明與擠壓速度對(duì)型材橫斷面溫度分布不均勻性的影響(見圖11(c))相比，坯料溫度對(duì)型材橫斷面溫度分布不均勻性的影響較小。

綜上所述，對(duì)鋁合金空心型材分流模擠壓成形進(jìn)行模擬分析時(shí)，若忽略分流和焊合過程金屬的溫度變化，易導(dǎo)致溫度場計(jì)算誤差大、對(duì)?？壮隹谔幮筒臏囟燃靶筒臋M斷面溫度分布的預(yù)測精度低，難以有效指導(dǎo)高性能鋁合金產(chǎn)品的擠壓生產(chǎn)。因此，本文作者開發(fā)的網(wǎng)格重構(gòu)模擬方法對(duì)空心型材分流模擠壓成形溫度場分析也具有重要意義。

表1擠壓速度和坯料溫度對(duì)?？壮隹谔幮筒臋M斷面溫度分布的影響Table 1 Effects of billet temperature and extrusion speed on temperature distribution of cross section of profile near die exit

圖11 穩(wěn)定的型材橫斷面溫度分布計(jì)算結(jié)果Fig.11 Calculation results of temperature distribution of stable profile during extrusion process (Billet temperature 500℃)∶ (a)Mesh reconstruction method, v=3.0 mm/s; (b)Steadystate simulation, v=3.0 mm/s; (c)Influence of extrusion speed on maximum temperature difference of cross section of profile

4 合理擠壓溫度和速度范圍的確定

根據(jù)6005A合金的加工特性和性能要求，擠壓?？壮隹谔幮筒臏囟葢?yīng)控制在520～570 ℃，溫度過高，容易引起低熔點(diǎn)共晶化合物的熔化；溫度過低，不利于擠壓過程合金元素的充分固溶，影響在線淬火的效果[17?18]。而上述研究結(jié)果表明，不同的坯料溫度和擠壓速度對(duì)?？壮隹谔幮筒淖罡邷囟燃靶筒臋M斷面溫度的分布有較大影響。因此，有必要綜合考慮模孔出口處型材溫升特點(diǎn)和型材橫斷面的溫度分布不均勻性，確定合理的坯料溫度和擠壓速度范圍，以確保型材橫斷面的最高和最低溫度均在520～570 ℃的范圍內(nèi)。

圖12 速度對(duì)?？壮隹谔幮筒臏囟鹊挠绊懪c合理的擠壓溫度和速度范圍Fig.12 Effects of extrusion speed on temperature of profile near die exit and reasonable billet temperature-extrusion speed ranges∶ (a)Upper and lower limits of extrusion speed at billet temperature of 500℃; (b)Reasonable billet temperature—extrusion speed range

圖12(a)所示為坯料溫度500 ℃、不同擠壓速度下穩(wěn)定擠壓階段?？壮隹谔幮筒臋M斷面最高溫度、最低溫度與擠壓速度的關(guān)系。由圖12(a)可知，滿足擠壓模孔出口處型材溫度要求的擠壓速度上限為1.14 mm/s，擠壓速度下限0.87 mm/s。

采用圖12(a)所示的方法，可獲得本文條件下空心型材合理的擠壓速度和坯料溫度范圍，如圖12(b)所示。圖中陰影區(qū)域即為保證?？壮隹谔幮筒臏囟仍?20～570 ℃范圍內(nèi)的坯料溫度和擠壓速度窗口。由圖12(b)可知，當(dāng)坯料溫度從480 ℃上升到520 ℃時(shí)，滿足擠壓?？壮隹谔幮筒臏囟纫蟮臄D壓速度范圍分別由 1.10～1.34 mm/s下降到 0.63～0.93 mm/s。

5 結(jié)論

1)分流和焊合過程中擠壓坯料與工模具的熱傳導(dǎo)以及變形摩擦生熱等復(fù)雜的熱交換行為顯著影響?？壮隹谔幮筒臏厣靶筒臄嗝鏈囟确植疾痪鶆蛐?，與不考慮分流和焊合過程的穩(wěn)態(tài)模擬法相比，網(wǎng)格重構(gòu)模擬方法更有利于擠壓過程溫度場的精確計(jì)算。

2)擠壓速度對(duì)型材橫斷面溫度分布不均勻性的影響較大，而坯料溫度的影響較小。當(dāng)坯料溫度為500℃、擠壓速度由0.6 mm/s增大到3.0 mm/s時(shí)，擠壓型材橫斷面最高溫度與最低溫度的差值(最大溫差)由 28℃增大到60 ℃；當(dāng)擠壓速度一定、坯料溫度由480 ℃增加到520 ℃時(shí)，型材橫斷面最大溫差的變化不超過3 ℃。

3)根據(jù) 6005A擠壓生產(chǎn)中?？壮隹谔幮筒臏囟葢?yīng)為520～570 ℃的要求，確定本研究條件下型材合理的擠壓溫度和速度關(guān)系：坯料溫度520 ℃時(shí)，擠壓速度范圍為0.63～0.93 mm/s；坯料溫度500 ℃時(shí)，擠壓速度范圍為0.87～1.14 mm/s；坯料溫度480 ℃時(shí)，擠壓速度范圍為1.10～1.34 mm/s。

[1]謝建新, 劉靜安.金屬擠壓理論與技術(shù)[M].2版.北京∶ 冶金工業(yè)出版社, 2012.XIE Jian-xin, LIU Jing-an.Theory and technology for metal extrusion[M].2nd ed.Beijing∶ Metallurgical Industry Press,2012.

[2]XIE J X, MURAKAMI T, IKEDA K, TAKAHASHI H.Experimental simulation of metal flow in porthole-die extrusion[J].Journal of Materials Processing Technology, 1995,49(1/2)∶ 1?11.

[3]HE Z, WANG H N, WANG M J, LI G Y.Simulation of extrusion process of complicated aluminium profile and die trial[J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2012, 22(7)∶ 1732?1737.

[4]ZHOU J, LI L, DUSZCZYK J.Computer simulated and experimentally verified isothermal extrusion of 7075 aluminium through continuous ram speed variation[J].Journal of Materials Processing Technology, 2004, 146(2)∶ 203?212.

[5]JO H H, LEE S K, JUNG C S, KIM B M.A non-steady state FE analysis of Al tubes hot extrusion by a porthole die[J].Journal of Materials Processing Technology, 2006, 173(2)∶ 223?231.

[6]LI L X, LOU Y.Ram speed profile design for isothermal extrusion of AZ31 magnesium alloy by using FEM simulation[J].Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2008, 18(1)∶s252?s256.

[7]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(shè)計(jì)[J].塑性工程學(xué)報(bào), 2009, 16(2)∶ 123?127.DI Li-qing, ZHANG Shi-hong.Porthole die extrusion process numerical simulation and optimal die design[J].Journal of Plasticity Engineering, 2009, 16(2)∶ 123?127.

[8]WU X H, ZHAO G Q, LUAN Y G, MA X W.Numerical simulation and die structure optimization of an aluminum rectangular hollow pipe extrusion process[J].Materials Science and Engineering A, 2006, 435/436∶ 266?274.

[9]LI L, ZHANG H, ZHOU J, DUSZCZYK J, LI G Y, ZHONG Z H.Numerical and experimental study on the extrusion through a porthole die to produce a hollow magnesium profile with longitudinal weld seams[J].Materials and Design, 2008, 29(6)∶1190?1198.

[10]ZHANG Z H, HOU W R, HUANG D N, XIE J X.Mesh reconstruction technology of welding process in 3D FEM simulation of porthole extrusion and its application [J].Procedia Engineering, 2012, 36∶ 253?260.

[11]黃東男, 李靜媛, 張志豪, 謝建新.方形管分流模雙孔擠壓過程中金屬的流動(dòng)行為[J].中國有色金屬學(xué)報(bào), 2010, 20(3)∶488?495.HUANG Dong-nan, LI Jing-yuan, ZHANG Zhi-hao, XIE Jian-xin.Metal flowing behaviors during diplopore extrusion of square tube with porthole die[J].The Chinese Journal of Nonferrous Metals Society, 2010, 20(3)∶ 488?495.

[12]黃東男, 張志豪, 李靜媛, 謝建新.焊合室深度及焊合角對(duì)方形管分流模雙孔擠壓成形質(zhì)量的影響[J].中國有色金屬學(xué)報(bào),2010, 20(5)∶ 954-960.HUANG Dong-nan, ZHANG Zhi-hao, LI Jing-yuan, XIE Jian-xin.Influences of welding chamber depth and welding angle on forming quality of extrusion of square tube by porthole die[J].The Chinese Journal of Nonferrous Metals Society, 2010,20(5)∶ 954?960.

[13]謝建新, 黃東男, 李靜媛, 張志豪.一種空心型材分流模擠壓焊合過程數(shù)值模擬技術(shù)∶ 中國, ZL 20091008896.7[P].2009?12?16.XIE Jian-xin, HUANG Dong-nan, LI Jing-yuan, ZHANG Zhi-hao.A numerical simulation technology for hollow profile extrusion by porthole die∶ China, ZL 20091008896.7[P].2009?12?16.

[14]黃東男.模具結(jié)構(gòu)對(duì)鋁合金型材擠壓流動(dòng)變形行為的影響[D].北京∶ 北京科技大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院, 2010∶ 23?28.HUANG Dong-nan.Investigation of die-structure effects on Al-alloy flowing behaviours during extrusion process[D].Beijing∶ School of Materials Science and Engineering,University of Science and Technology Beijing, 2010∶ 23?28.

[15]肖亞慶, 謝水生, 劉靜安, 王 濤.鋁加工技術(shù)實(shí)用手冊(cè)[M].北京∶ 冶金工業(yè)出版社, 2004.XIAO Ya-qing, XIE Shui-sheng, LIU Jing-an, WANG Tao.Aluminum processing technology practical manual[M].Beijing∶Metallurgical Industry Press, 2004.

[16]FANG G, ZHOU J, DUSZCZYK J.FEM simulation of aluminium extrusion through two-hole multi-step pocket dies[J].Journal of Materials Processing Technology, 2009, 209(4)∶1891?1900.

[17]劉靜安, 盛春磊, 王文琴.鋁合金擠壓在線淬火技術(shù)[J].輕合金加工技術(shù), 2010, 38(2)∶ 7?15.LIU Jing-an, SHENG Chun-lei, WANG Wen-qin.Online quenching technology of aluminium extrusion[J].Light Alloy Fabrication Technology, 2010, 38(2)∶ 7?15.

[18]LAUE K, STENGER H.Extrusion[M].Ohio∶ American Society for Metals, 1981.