侯文榮，張志豪，謝建新，馬青梅，蓋洪濤

(1. 北京科技大學(xué) 新材料技術(shù)研究院 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. 遼寧忠旺集團(tuán)有限公司，遼陽 111000)

在擠壓成形過程中，由于塑性變形熱、摩擦熱、金屬與工模具之間的傳熱以及金屬內(nèi)部熱傳導(dǎo)等原因，導(dǎo)致擠壓產(chǎn)品沿長度方向和橫斷面上均存在溫度分布不均勻現(xiàn)象，從而影響擠壓產(chǎn)品組織性能的均勻性[1-3]?？刂茰囟确植季鶆蛐允歉咝阅茕X合金型材擠壓生產(chǎn)的關(guān)鍵技術(shù)之一[4]。

目前，解決擠壓產(chǎn)品沿長度方向溫度不均勻問題最有效的方法是實(shí)行等溫?cái)D壓，有關(guān)等溫?cái)D壓原理、技術(shù)、裝備等方面的研究已取得諸多進(jìn)展[5-8]。例如，李落星等[5]采用有限元模擬與PID控制原理相結(jié)合的速度控制等溫?cái)D壓技術(shù)，使型材擠壓的生產(chǎn)效率提高了20%~25%，同時(shí)型材的翹曲程度、尺寸穩(wěn)定性也明顯改善。然而，關(guān)于擠壓產(chǎn)品橫斷面溫度不均勻性問題卻尚未引起擠壓科研工作者和生產(chǎn)者的足夠重視，缺乏有關(guān)基礎(chǔ)理論和控制方法的研究。

對(duì)于圖 1所示的扁寬空心型材，本文作者[9]的前期研究結(jié)果表明，?？壮隹谔幮筒臋M斷面上的最高溫度與最低溫度的差值(以下簡稱橫斷面最大溫差)高達(dá)數(shù)十?dāng)z氏度(℃)。軌道交通和航空等領(lǐng)域的大型扁寬鋁合金型材，其寬度可達(dá)600~700 mm以上，橫斷面上的溫度不均勻分布現(xiàn)象將更為顯著。橫斷面溫度的不均勻分布不但直接影響擠壓型材的形狀和尺寸精度、組織性能均勻性以及殘余應(yīng)力分布，而且還會(huì)增大擠壓過程溫度控制的難度，導(dǎo)致擠壓工藝參數(shù)的可調(diào)控范圍變窄。在實(shí)際擠壓生產(chǎn)中，當(dāng)擠壓產(chǎn)品的橫斷面溫差較大時(shí)，若采用橫斷面上某一點(diǎn)的測溫結(jié)果作為擠壓過程的溫度控制依據(jù)，容易導(dǎo)致局部過燒或局部溫度過低。因此，在擠壓模具設(shè)計(jì)和工藝參數(shù)制定時(shí)，應(yīng)充分考慮擠出型材橫斷面溫度分布不均勻性的問題。

圖1 型材斷面形狀和尺寸示意圖[9]Fig. 1 Schematic diagram of shape and dimensions of profile cross section[9] (Unit: mm)

由于擠壓過程中金屬變形的不均勻性，對(duì)于扁寬和斷面各部位壁厚相差較大的型材，橫斷面溫度分布不均勻性一般難以完全消除。但是，通過選擇合理的模具結(jié)構(gòu)或擠壓工藝，調(diào)節(jié)擠壓過程的熱流平衡，有可能較大程度上改善型材橫斷面溫度不均勻分布。前期采用焊合區(qū)網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)[10-13]，實(shí)現(xiàn)了如圖1所示的型材擠壓全過程(包括焊合過程)溫度場的數(shù)值模擬，本文作者主要針對(duì)該型材橫斷面溫度分布不均勻問題，對(duì)擠壓過程金屬質(zhì)點(diǎn)的溫度變化進(jìn)行逆向追蹤，分析金屬與模具之間的傳熱、塑性變形熱和摩擦熱 3個(gè)因素對(duì)型材橫斷面溫度分布不均勻性的影響規(guī)律，在此基礎(chǔ)上研究模具結(jié)構(gòu)和工藝參數(shù)對(duì)型材橫斷面溫度分布的影響，為改善型材橫斷面溫度分布不均勻性提供參考。

1 型材橫斷面溫度計(jì)算結(jié)果

1.1 計(jì)算條件

圖1所示為6005A鋁合金空心型材的斷面形狀和尺寸[9]。型材最大寬度為296.9 mm，壁厚均為5.6 mm。根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)和生產(chǎn)條件，選擇擠壓工藝參數(shù)為坯料初始溫度500 ℃、擠壓筒溫度470 ℃、擠壓模具溫度460 ℃、擠壓速度1和3 mm/s。擠壓模具采用文獻(xiàn)[9]中生產(chǎn)現(xiàn)場的模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案，模擬計(jì)算中忽略坯料在擠壓筒內(nèi)的鐓粗過程，認(rèn)為擠壓開始時(shí)坯料已完全充滿擠壓筒，擠壓筒內(nèi)徑 320 mm，坯料長度400 mm，擠壓比為28.8，分流比為9.8。

[9]，數(shù)值模擬時(shí)將坯料與墊片、擠壓筒和模具之間的摩擦簡化為剪切摩擦，取摩擦因子m=1；坯料與定徑帶之間的摩擦簡化為庫倫摩擦，取摩擦因數(shù) μ=0.4。坯料與工模具之間的換熱系數(shù)取 h=11 kW/(m2·℃)，工模具與環(huán)境之間的換熱系數(shù)取 60 W/(m2·℃)。

實(shí)際擠壓生產(chǎn)中，擠壓筒為厚度較大的多層襯套結(jié)構(gòu)，襯套中有加熱元件保溫，外表面直接與空氣進(jìn)行換熱。數(shù)值模擬時(shí)，為了減少網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量和節(jié)省運(yùn)算時(shí)間，將擠壓筒簡化為厚度40 mm的剛性體，并設(shè)置其外表面的溫度邊界條件為擠壓筒初始溫度470 ℃。計(jì)算結(jié)果表明，采用上述簡化模型的擠壓過程中坯料溫度分布與采用多層襯套結(jié)構(gòu)的厚壁擠壓筒時(shí)基本一致。

1.2 計(jì)算結(jié)果

圖2所示為擠壓速度1 mm/s時(shí)不同擠壓行程變形金屬及型材橫斷面的溫度分布情況，其中圖 2(a)所示為擠壓行程為100 mm時(shí)變形金屬的整體溫度分布，圖2(b)和(c)所示分別為擠壓行程100和250 mm時(shí)模孔出口處型材橫斷面的溫度分布(見圖 2(a)中右半部分)。由圖 2可以看到，型材斷面上最高溫度區(qū)域(見圖2(a)中H、圖2(b)中D或2(c)中F)位于靠近模具中心且與模芯接觸的內(nèi)側(cè)面，最低溫度區(qū)域(見圖 2(b)中 A或(c)中 B)位于遠(yuǎn)離模具中心的型材邊角部的外側(cè)面，且在穩(wěn)定擠壓階段，最高溫度與最低溫度的位置基本固定，不隨擠壓行程的增大而改變。擠壓行程為100和250 mm時(shí)，橫斷面最大溫差分別約為33和37 ℃。

圖3所示為擠壓速度1和3 mm/s時(shí)，?？壮隹谔幮筒牡臋M斷面最大溫差(型材斷面上最高溫度與最低溫度的差值)隨擠壓行程的變化曲線。由圖 3可以看出，型材從?？讛D出后，其橫斷面最大溫差首先快速增大，當(dāng)擠壓行程達(dá)到100 mm后，隨擠壓的進(jìn)行，型材橫斷面最大溫差緩慢增加，而后趨于基本穩(wěn)定。擠壓速度為1 mm/s時(shí)，型材橫斷面最大溫差達(dá)到穩(wěn)定時(shí)約為37 ℃；擠壓速度為3 mm/s時(shí)，型材橫斷面最大溫差達(dá)到穩(wěn)定時(shí)高達(dá)60 ℃左右，型材橫斷面溫度分布不均勻性顯著。

分流模擠壓時(shí)，變形金屬主要經(jīng)歷分流、焊合和擠出3個(gè)階段，所對(duì)應(yīng)的模具部位分別為分流模上模、下模焊合室及下模工作帶。為了明確不同擠壓階段的熱流變化對(duì)型材橫斷面溫度分布不均勻性的影響程度，本實(shí)驗(yàn)中以擠壓速度1mm/s為例，采用質(zhì)點(diǎn)逆向追蹤方法，分析型材橫斷面上不同位置的金屬質(zhì)點(diǎn)從擠壓初始時(shí)刻至擠出?？讜r(shí)刻的位置及溫度的變化。

圖2 變形金屬及型材橫斷面的溫度分布Fig. 2 Temperature distributions of extrusion metal and cross section of profile: (a) Extrusion metal at stroke of 100 mm; (b)On cross section of profile (right half part in Fig.1) at stroke of 100 mm; (c) On cross section of profile (right half part in Fig.1)at stroke of 250 mm

圖3 模孔出口處型材橫斷面最大溫差與擠壓行程的關(guān)系Fig. 3 Relationship between maximum temperature difference on cross section near die exit and extrusion stroke

2 型材橫斷面溫度分布不均勻性的改善

2.1 擠壓過程中金屬質(zhì)點(diǎn)溫度變化的逆向追蹤

質(zhì)點(diǎn)逆向追蹤分析方法的基本思路如下：選擇穩(wěn)定擠壓階段的某一時(shí)刻，在?？壮隹诟浇臄D壓型材橫斷面上選擇一個(gè)或多個(gè)質(zhì)點(diǎn)，在Deform-3D軟件中的 Point Tracking對(duì)話框中定義該時(shí)刻所選質(zhì)點(diǎn)的位置，進(jìn)行質(zhì)點(diǎn)逆向追蹤。

對(duì)于本文作者所研究的對(duì)象，首先在擠壓行程為100和250 mm時(shí)，選擇?？壮隹谔帞D壓型材橫斷面上3個(gè)溫度有代表性的質(zhì)點(diǎn)，其位置分布如圖4(a)所示。其中，P1、P2、P3分別為擠壓行程s=100 mm時(shí)型材橫斷面上的最高溫度、中間溫度和最低溫度點(diǎn)，W1、W2、W3分別為擠壓行程s=250 mm時(shí)型材橫斷面上的最高溫度、中間溫度和最低溫度點(diǎn)。通過逆向追蹤，可以獲得以上質(zhì)點(diǎn)從擠壓開始時(shí)刻(s=0 mm)至擠出模孔時(shí)刻(s=100 mm和s=250 mm)的位置和溫度的變化情況。圖4(b)和(c)所示分別為通過質(zhì)點(diǎn)追蹤得到的擠壓開始時(shí)刻(s=0 mm)，P1、P2、P3和 W1、W2、W3在坯料縱截面和橫截面上的位置投影。由圖 4(b)可知，模孔出口處同一橫斷面上的質(zhì)點(diǎn)來自于坯料上不同的橫斷面，其所處坯料橫斷面的差別(橫斷面之間的距離)隨擠壓行程的增大而增大，例如，擠壓行程250 mm時(shí)質(zhì)點(diǎn)W1和W3之間的距離明顯大于擠壓行程100 mm時(shí)，質(zhì)點(diǎn)P1和P3之間的距離。不難理解，質(zhì)點(diǎn)P1~P3和W1~W3之間的相對(duì)位置關(guān)系主要受分流孔設(shè)計(jì)方案、?？仔螤?型材斷面形狀)和位置的影響，這些因素導(dǎo)致坯料上不同位置的質(zhì)點(diǎn)在擠壓過程中具有不同的流動(dòng)速度和流動(dòng)路徑。

圖5所示為擠壓行程分別為100和250 mm時(shí)模孔出口處型材橫斷面上3個(gè)代表性質(zhì)點(diǎn)的溫度在擠壓過程的變化情況。本實(shí)驗(yàn)中以質(zhì)點(diǎn)剛進(jìn)入分流孔、剛進(jìn)入焊合室和剛進(jìn)入模孔這3個(gè)時(shí)刻為分界，將質(zhì)點(diǎn)從擠壓開始時(shí)刻(s=0 mm)到擠出模孔時(shí)刻(s=100 mm和s=250 mm)的擠壓過程劃分為4個(gè)階段，在圖5中分別以不同圖標(biāo)表示。

由圖5可發(fā)現(xiàn)兩個(gè)重要特點(diǎn)：1) 不同質(zhì)點(diǎn)進(jìn)入分流孔、焊合室和?？椎拈_始時(shí)間和結(jié)束時(shí)間不同，P3(W3)質(zhì)點(diǎn)最先，P2(W2)居中，P1(W1)最后；2) 不同質(zhì)點(diǎn)在擠壓過程中溫度的變化規(guī)律不同，在質(zhì)點(diǎn)進(jìn)入分流孔之前，P1、P2、P3和 W1、W2、W3的溫度幾乎都呈先下降后上升的趨勢；質(zhì)點(diǎn)在分流孔內(nèi)流動(dòng)時(shí)，P2、P3和 W2、W3的溫度先上升后下降，而 P1和 W1的溫度持續(xù)上升；質(zhì)點(diǎn)在焊合室內(nèi)流動(dòng)時(shí)，P1、P2的溫度迅速升高，P3的溫度先下降后升高，W1、W2、W3質(zhì)點(diǎn)的溫度均快速升高；質(zhì)點(diǎn)在?？變?nèi)流動(dòng)時(shí)，溫度均快速升高。

圖4 質(zhì)點(diǎn)逆向追蹤示意圖Fig. 4 Schematic diagram of reverse point tracking method: (a) Representative points P1, P2, P3 and W1, W2, W3 on cross section of profile at stroke of 100 and 250 mm; (b) Position projection of P1, P2, P3 and W1, W2, W3 on longitudinal section of billet at initial time of extrusion; (c) Position projection of P1, P2, P3 and W1, W2, W3 on cross section of billet at initial time of extrusion

圖 5 ?？壮隹谔幮筒臋M斷面上質(zhì)點(diǎn)溫度在擠壓過程中的變化情況Fig. 5 Temperature changing of points on cross section of profile near die exit during extrusion: (a) At stroke of 100 mm;(b) At stroke of 250 mm

圖6所示為P1~P3和W1~W3質(zhì)點(diǎn)在擠壓過程各個(gè)階段的溫升情況?？梢园l(fā)現(xiàn)，質(zhì)點(diǎn)在進(jìn)入分流孔之前，溫升均為負(fù)值；在分流孔內(nèi)流動(dòng)時(shí)，3個(gè)質(zhì)點(diǎn)的溫升值差別較大，溫升由大到小的順序依次為P1、P2、P3和W1、W2、W3；在焊合室內(nèi)流動(dòng)時(shí)，3個(gè)質(zhì)點(diǎn)的溫升值均較大；在模孔內(nèi)流動(dòng)時(shí)，3個(gè)質(zhì)點(diǎn)的溫升值均較小。

由于質(zhì)點(diǎn)P1(W1)和P3(W3)分別為?？壮隹谔帞D壓型材橫斷面上的最高溫度點(diǎn)和最低溫度點(diǎn)，因此，?？壮隹谔幮筒臋M斷面最大溫差即為質(zhì)點(diǎn) P1(W1)和P3(W3)的溫度差，溫度差越大說明型材橫斷面溫度分布越不均勻，而模孔出口處型材橫斷面上 P1(W1)和P3(W3)的溫度差由擠壓過程中各個(gè)階段的 P1(W1)和P3(W3)的溫升差所決定。由圖 6(a)可知，擠壓過程中質(zhì)點(diǎn)P1和P3在分流孔內(nèi)流動(dòng)時(shí)的溫升差最大(25 ℃)，在焊合室內(nèi)和模孔內(nèi)流動(dòng)時(shí)的溫升差較小(分別為8 ℃和5 ℃)，圖6(b)中W1和W3溫升差的變化規(guī)律與圖6(a)中的基本一致。

上述分析結(jié)果表明，質(zhì)點(diǎn)在分流孔內(nèi)流動(dòng)時(shí)的溫度變化對(duì)?？壮隹谔幮筒臋M斷面溫度分布不均勻性的影響較大，而在焊合室內(nèi)和?？變?nèi)流動(dòng)時(shí)的溫度變化對(duì)其影響較小。因此，改善圖1所示型材橫斷面溫度分布不均勻性應(yīng)優(yōu)先對(duì)分流模上模結(jié)構(gòu)(對(duì)應(yīng)金屬在分流孔內(nèi)的流動(dòng)過程)進(jìn)行合理化設(shè)計(jì)，以控制不同位置的金屬熱流變化。

圖6 擠壓過程各階段P1~P3和W1~W3質(zhì)點(diǎn)的溫升Fig. 6 Temperature rise of points P1-P3 and W1-W3 at different stages of extrusion: (a) P1-P3; (b) W1-W3

圖7 不同的工模具傳熱和摩擦條件下的型材橫斷面溫度分布情況(擠壓行程s=100 mm)Fig. 7 Temperature distributions on cross section of profile under condition of various heat transfer and friction coefficients (at stroke of 100 mm): (a) h=11, m=1; (b) h=0, m=1; (c) h=11, m=0; (d) h=0, m=0

2.2 擠壓過程各項(xiàng)熱流作用對(duì)型材橫斷面溫度分布的影響

假設(shè)擠壓過程中的熱流作用主要由塑性變形熱、摩擦熱及金屬與工模具的傳熱3項(xiàng)組成，為了獲得工模具傳熱和摩擦對(duì)型材橫斷面最大溫差的影響，本實(shí)驗(yàn)中以擠壓速度1 mm/s為例，比較不同的工模具傳熱和摩擦條件下的型材橫斷面溫度分布及最大溫差情況，如圖7所示。其中，將傳熱系數(shù)h假設(shè)為0是為了分析工模具有無傳熱對(duì)型材橫斷面溫度分布的影響(見圖7(b))；將摩擦因數(shù)m假設(shè)為0是為了分析摩擦對(duì)型材橫斷面溫度分布的影響(見圖 7(c))。在此基礎(chǔ)上，通過圖7(d)中假定的h=0和m=0條件，可以分析塑性變形熱的影響。

對(duì)比圖7(a)和(b)可以看到，h=11時(shí)，型材橫斷面的最大溫差為33 ℃；h=0時(shí)，型材橫斷面最大溫差降為29 ℃。由此可知，金屬與工模具之間的傳熱作用增大了型材橫斷面的最大溫差，但影響程度較小。另外，圖7(b)的結(jié)果還表明，在金屬與工模具之間無熱傳導(dǎo)(絕熱)條件下，擠壓型材產(chǎn)生顯著溫升，容易達(dá)到過熱狀態(tài)，此時(shí)需要降低擠壓速度。這一結(jié)果從另一側(cè)面說明，對(duì)于6000系擠壓性能優(yōu)良的鋁合金，降低坯料溫度、提高坯料和擠壓筒溫度差，是實(shí)現(xiàn)較高速度擠壓的關(guān)鍵。

在h=11和h=0條件下，計(jì)算所得型材橫斷面上A、B、C 3個(gè)部位的溫度差異如圖8所示，A處溫度差異達(dá)80 ℃，B處溫度差異為58 ℃，C處溫度差異為70 ℃。由此可知，金屬與工模具之間的傳熱作用引起型材橫斷面上不同部位的溫度降低的程度不同，靠近模芯附近的B區(qū)域，溫度降低程度較??；遠(yuǎn)離模芯的A區(qū)域以及靠近模具邊部的C區(qū)域，溫度降低程度較大。因此，如圖7(a)和(b)所示，增大金屬與模具之間的傳熱作用不僅使型材橫斷面上最高溫度與最低溫度的位置發(fā)生了改變，而且還會(huì)增大型材橫斷面上最高溫度與最低溫度的差值。

對(duì)比圖7(a)和(c)可以看到，m=1時(shí)，型材橫斷面的最大溫差為33 ℃；m=0時(shí)，型材橫斷面最大溫差降為10 ℃。由此可知，金屬與工模具之間的摩擦作用增大了型材橫斷面的最大溫差，且影響程度較為顯著。另外，由圖 7(c)還可以看出，在金屬與工模具之間無摩擦(理想潤滑)條件下，擠壓型材溫度顯著下降，有利于采用較高的速度進(jìn)行擠壓。

圖 7(d)所示為當(dāng) h=0(絕熱)和 m=0(無摩擦作用)時(shí)，即擠壓過程中僅有塑性變形熱作用時(shí)的型材斷面上的溫度分布，型材斷面上的最大溫差為11 ℃。由圖7(a)和(b)可知，前者橫斷面溫差為33 ℃，后者橫斷面溫差為29 ℃，即金屬與工模具之間的傳熱作用導(dǎo)致的型材橫斷面最大溫差增加4 ℃，摩擦熱作用導(dǎo)致的型材橫斷面最大溫差增加23 ℃(見圖7(a)和(c))，塑性變形熱作用導(dǎo)致的型材橫斷面最大溫差為 11 ℃(圖7(d))。因此，擠壓過程中各項(xiàng)熱流對(duì)橫斷面溫度分布不均勻性的影響程度由大到小的順序依次為摩擦熱、塑性變形熱、金屬與工模具之間的傳熱。

綜合考慮擠壓過程質(zhì)點(diǎn)溫度逆向追蹤結(jié)果以及各項(xiàng)熱流對(duì)型材橫斷面溫度分布不均勻性的影響程度，為了改善圖1所示型材橫斷面溫度分布不均勻性，應(yīng)優(yōu)先調(diào)控金屬在分流孔內(nèi)流動(dòng)時(shí)產(chǎn)生的摩擦熱和塑性變形熱。

根據(jù)上述分析結(jié)果，以下從模具分流孔結(jié)構(gòu)和擠壓工藝參數(shù)兩個(gè)方面分析改善型材斷面溫度不均勻性的可能性。

圖 8 金屬與模具的傳熱對(duì)型材橫斷面不同部位溫度的影響Fig. 8 Effect of heat transfer coefficients between metal and die on temperature at different parts of profile’s cross section

2.3 模具結(jié)構(gòu)的影響

為了改善圖1所示空心型材的橫斷面溫度分布不均勻性，本文作者針對(duì)生產(chǎn)現(xiàn)場所采用的模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案(見圖9(a))提出了3種不同的改進(jìn)方案，分別如圖9(b)~(d)所示。

現(xiàn)場所采用的模具設(shè)計(jì)方案中，上模分流孔 Q1和Q3的形狀和尺寸相同，Q2和Q4的形狀和尺寸相同，分流孔Q1(Q3)的面積大于分流孔Q2(Q4)的面積。

改進(jìn)方案Ⅰ：保持分流比不變，調(diào)整4個(gè)分流孔的面積，使分流孔Q1~Q4的面積相等并對(duì)稱分布，如圖9(b)所示。

改進(jìn)方案Ⅱ：將4個(gè)分流孔對(duì)應(yīng)的橋墩都削掉，如圖9(c)所示。

改進(jìn)方案Ⅲ：將分流孔Q2和Q4對(duì)應(yīng)的橋墩削掉，以圓弧過渡，并將分流孔Q1和Q3對(duì)應(yīng)的橋墩的圓角由R5增大至R30，如圖9(d)所示。

根據(jù)上述4種模具結(jié)構(gòu)分別建立有限元模型，采用完全相同的擠壓工藝參數(shù)(坯料溫度500 ℃，擠壓筒溫度470 ℃，模具溫度460 ℃，擠壓速度1 mm/s)進(jìn)行數(shù)值模擬，獲得型材的橫斷面溫度分布結(jié)果，如圖10所示(擠壓行程為100 mm)。

由圖10可以看到，相比于現(xiàn)場采用的模具結(jié)構(gòu)，采用改進(jìn)方案Ⅰ時(shí)(見圖10(b))，?？壮隹谔帞D出型材的溫度整體有所升高，但橫斷面最大溫差沒有發(fā)生變化，均為33 ℃；而采用改進(jìn)方案Ⅱ和改進(jìn)方案Ⅲ時(shí)，?？壮隹谔帞D出型材的溫度整體下降，且橫斷面最大溫差有所下降，均為27 ℃。因此，從改善空心型材的橫斷面溫度分布不均勻性的角度出發(fā)，并考慮模具的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，宜采用改進(jìn)方案Ⅲ所示的模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案。

圖11所示為采用方案Ⅲ的模具結(jié)構(gòu)。擠壓行程為100 mm時(shí)型材橫斷面上的3個(gè)代表性質(zhì)點(diǎn)P1(最高溫度)、P2(中間溫度)和 P3(最低溫度)在擠壓各個(gè)階段的溫升計(jì)算結(jié)果。

對(duì)比圖6和11發(fā)現(xiàn)，改變模具結(jié)構(gòu)后，橫斷面上3個(gè)特殊質(zhì)點(diǎn)P1、P2和P3在擠壓各階段的溫升情況發(fā)生了不同的變化。質(zhì)點(diǎn)P1在進(jìn)入分流孔前、在分流孔內(nèi)和焊合室內(nèi)的溫升均有所降低，在模孔內(nèi)的溫升不變；質(zhì)點(diǎn)P2在進(jìn)入分流孔前，在分流孔內(nèi)和焊合室內(nèi)的溫升也有不同程度的降低，而在模孔內(nèi)的溫升增大；而質(zhì)點(diǎn)P3在進(jìn)入分流孔前和模孔內(nèi)的溫升增大，在分流孔內(nèi)的溫升不變，在焊合室內(nèi)的溫升減小。這些擠壓各個(gè)階段質(zhì)點(diǎn)溫升的變化主要與模具結(jié)構(gòu)改變而導(dǎo)致的擠壓過程中各項(xiàng)傳熱作用發(fā)生變化有關(guān)。

圖9 不同模具結(jié)構(gòu)的上模三維模型Fig. 9 3D-models of different upper die structures: (a) Die structure used for actual extrusion; (b) Improved die structure Ⅰ; (c)Improved die structure Ⅱ; (d) Improved die structure Ⅲ

圖10 采用不同模具結(jié)構(gòu)計(jì)算的型材橫斷面的溫度分布(擠壓行程100 mm)Fig. 10 Temperature distributions on cross section of profile calculated by various die structures (at stroke of 100 mm): (a) Die structure used for actual production; (b) Improved die structure Ⅰ; (c) Improved die structure Ⅱ; (d) Improved die structure Ⅲ

從擠壓過程各質(zhì)點(diǎn)的總溫升情況來看，采用改進(jìn)方案Ⅲ的模具結(jié)構(gòu)時(shí)，質(zhì)點(diǎn) P1、P2和 P3的總溫升分別為38、24和11 ℃，而采用現(xiàn)場模具結(jié)構(gòu)時(shí)，質(zhì)點(diǎn)P1的總溫升分別為48、34和15 ℃。可以看到，采用改進(jìn)方案Ⅲ的模具結(jié)構(gòu)后，質(zhì)點(diǎn) P1和P2的總溫升均降低了10 ℃，而質(zhì)點(diǎn)P3的總溫升僅降低了4 ℃。由此可見，采用改進(jìn)方案Ⅲ的模具結(jié)構(gòu)后，質(zhì)點(diǎn)P1的溫升降低程度大于質(zhì)點(diǎn)P3的，因而，型材橫斷面的最大溫差減小。質(zhì)點(diǎn)P1總溫升降低的很大一部分貢獻(xiàn)來自于其在分流孔內(nèi)的溫升降低，這主要是由于改進(jìn)方案Ⅲ中主要對(duì)分流橋底部的模具結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡化，金屬流經(jīng)分流橋底部時(shí)局部變形程度減小，導(dǎo)致變形抗力減小，因此，流經(jīng)該處的金屬質(zhì)點(diǎn)P1發(fā)生塑性變形和摩擦產(chǎn)生的熱量減少，溫升降低。

圖 11 采用方案Ⅲ的模具結(jié)構(gòu)計(jì)算的擠壓過程各階段P1~P3質(zhì)點(diǎn)的溫升Fig. 11 Temperature rise of points P1-P3 at different stages of extrusion calculated by improved die structure Ⅲ

表1 擠壓工藝參數(shù)選擇方案Table 1 Selection scheme of extrusion process parameters

2.4 擠壓工藝參數(shù)的影響

由于圖1所示型材的橫斷面形狀較為復(fù)雜，擠壓過程中金屬塑性變形本身存在不均勻性，從而導(dǎo)致塑性變形熱的分布也具有不均勻性，因此，型材橫斷面的溫度不均勻分布難以通過改進(jìn)模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)而完全改善。根據(jù)6000系鋁合金擠壓實(shí)際生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)和生產(chǎn)條件[14]，本文作者從坯料溫度、坯料與擠壓筒的溫差和擠壓速度3個(gè)方面，研究了擠壓工藝參數(shù)對(duì)圖1所示型材的橫斷面最大溫差的影響。

所選擇的擠壓工藝參數(shù)為坯料初始溫度500~550 ℃、擠壓筒溫度比坯料溫度低10~50 ℃、擠壓模具溫度460 ℃、擠壓速度1~5 mm/s。擠壓工藝參數(shù)的選擇方案如表1所示。其中，由方案1、2、3可分析擠壓速度對(duì)型材橫斷面溫差的影響，由方案1、4、5可分析坯料溫度(在保證坯料與擠壓筒溫差相同的前提下)對(duì)型材橫斷面溫差的影響，由方案1、6、7可分析坯料與擠壓筒溫差對(duì)型材橫斷面溫差的影響。

采用圖9中方案Ⅲ所示的模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案建立有限元模型，根據(jù)表1中的擠壓工藝參數(shù)分別進(jìn)行模擬計(jì)算，可以得到?？壮隹谔幮筒臋M斷面的最大溫差，如表 1最后兩列數(shù)據(jù)所示(擠壓行程 100 mm和 250 mm)。其中，擠壓行程100 mm時(shí)方案1、3、5和6的型材橫斷面溫度分布結(jié)果如圖12 所示。

由表1和圖12的結(jié)果可以看到，當(dāng)擠壓速度由1 mm/s提高到5 mm/s時(shí)，擠壓行程100 mm時(shí)的型材橫斷面最大溫差由27 ℃上升至50 ℃，擠壓行程250 mm時(shí)型材橫斷面的最大溫差由32 ℃上升至59 ℃，表明提高擠壓速度會(huì)使型材橫斷面最大溫差增大，加劇型材的橫斷面溫度不均勻性。同時(shí)，擠壓速度提高后，?？壮隹谔幮筒牡恼w溫度也明顯升高，如圖12(b)所示，當(dāng)擠壓速度為5 mm/s時(shí)，?？壮隹谔幮筒牡木植孔罡邷囟冗_(dá)到6005鋁合金的過燒溫度(約610 ℃)[15]，容易導(dǎo)致擠壓型材組織過燒，嚴(yán)重影響型材的性能。在坯料與擠壓筒溫差不變的前提下，當(dāng)坯料溫度由500 ℃提高至550 ℃時(shí)，擠壓行程100 mm時(shí)，型材橫斷面的最大溫差由27 ℃減小至24 ℃；擠壓行程250 mm時(shí)，型材橫斷面的最大溫差由32 ℃變?yōu)?1 ℃，橫斷面最大溫差有所降低但降低的幅度較??；當(dāng)坯料與擠壓筒的溫差分別為10、30和50 ℃時(shí)，型材的橫斷面的最大溫差基本保持不變。

以上研究表明，通過改進(jìn)上模橋墩結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)并合理匹配擠壓工藝參數(shù)(如較低的擠壓速度、較高的坯料溫度)，可使本實(shí)驗(yàn)中型材的橫斷面溫度不均勻性得到一定的改善。例如，當(dāng)模具結(jié)構(gòu)采用圖 9(a)的現(xiàn)場設(shè)計(jì)方案，即擠壓工藝參數(shù)為坯料溫度500 ℃、擠壓筒溫度470 ℃、擠壓速度3 mm/s時(shí)，擠壓行程為250 mm時(shí)型材橫斷面的最大溫差約為60 ℃(見圖3)；而當(dāng)模具結(jié)構(gòu)采用圖9(d)的改進(jìn)方案Ⅲ，即擠壓工藝參數(shù)為坯料溫度 550 ℃、擠壓筒溫度 520 ℃、擠壓速度 1 mm/s、擠壓行程為250 mm時(shí)型材橫斷面的最大溫差降為31 ℃，型材橫斷面的最大溫差降低了50%左右，橫斷面溫度的不均勻性得到明顯改善。

圖12 不同擠壓工藝參數(shù)方案時(shí)型材橫斷面的溫度分布(擠壓行程100 mm)Fig. 12 Temperature distributions on cross section of profile calculated by different extrusion process parameters (at stroke of 100 mm): (a) Cross section 1 in Table 1; (b) Cross section 3 in Table 1; (c) Cross section 5 in Table.1; (d) Cross section 6 in Table.1

3 結(jié)論

1) 采用質(zhì)點(diǎn)逆向追蹤方法，可獲得型材橫斷面上任一位置處的質(zhì)點(diǎn)在擠壓過程的溫度變化情況，分析擠壓過程中不同階段型材橫斷面溫度分布不均勻性的情形。質(zhì)點(diǎn)溫度逆向追蹤結(jié)果表明：擠壓過程中質(zhì)點(diǎn)在分流孔內(nèi)流動(dòng)時(shí)的溫度變化對(duì)?？壮隹谔幮筒臋M斷面溫度分布不均勻性的影響較大，而在焊合室內(nèi)和?？變?nèi)流動(dòng)時(shí)的溫度變化對(duì)其影響較小。

2) 擠壓過程中各項(xiàng)熱流對(duì)型材橫斷面溫度分布不均勻性的影響程度由大到小依次為摩擦熱、塑性變形熱、金屬與工模具之間的傳熱。為了改善型材橫斷面溫度分布的不均勻性，應(yīng)優(yōu)先調(diào)控金屬在分流孔內(nèi)流動(dòng)時(shí)的摩擦熱和塑性變形熱。

3) 擠壓速度對(duì)型材橫斷面最大溫差的影響較大，坯料溫度和坯料與擠壓筒的溫差對(duì)型材橫斷面最大溫差的影響較小。

4) 采用生產(chǎn)現(xiàn)場的模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案，當(dāng)坯料溫度為500 ℃、擠壓筒溫度為470 ℃、擠壓速度為3 mm/s時(shí)，型材橫斷面最大溫差達(dá)60 ℃，而采用模具結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案Ⅲ，即坯料溫度550 ℃、擠壓筒溫度520 ℃、擠壓速度1 mm/s的擠壓工藝參數(shù)方案時(shí)，型材橫斷面最大溫差降低到31 ℃，不均勻性明顯改善。

[1] SANABRIA V, MUELLER S, REIMERS W. Microstructure evolution of friction boundary layer during extrusion of AA6060[J]. Procedia Engineering, 2014, 81: 586-591.

[2] TAKAHASHI M, YONEYAMA T. Isothermal extrusion of aluminum alloys[J]. Journal of the Japan Society for Technology of Plasticity, 2005, 46(532): 3-8.

[3] 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.

[4] 張 君, 楊 合, 何養(yǎng)民, 韓炳濤, 詹 梅. 鋁及鋁合金型材等溫?cái)D壓關(guān)鍵技術(shù)研究進(jìn)展[J]. 重型機(jī)械, 2003(6): 1-5.ZHANG Jun, YANG He, HE Yang-min, HAN Bing-tao, ZHAN Mei. Technical research and realization means of isothermal aluminium extrusion[J]. Heavy Machinery, 2003(6): 1-5.

[5] 李落星, 周 佳, 張 輝. 車身用鋁、鎂合金先進(jìn)擠壓成形技術(shù)及應(yīng)用[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2012, 48(18): 35-43.LI Luo-xing, ZHOU Jia, ZHANG Hui. Advanced extrusion technology and application of aluminium, magnesium alloy for vehicle body[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2012,48(18): 35-43.

[6] 楊 武, 譚建平, 陳 暉. 擠壓機(jī)速度控制系統(tǒng)建模及控制策略研究[J]. 鍛壓技術(shù), 2013, 38 (6): 150-155.YANG Wu, TAN Jian-ping, CHEN Hui. Research on control strategy and modeling of speed control system for extrusion press[J]. Forging and Stamping Technology, 2013, 38(6):150-155.

[7] 李靜媛, 謝建新, 宋 勇, 殷 實(shí), 顧 偉. 鋁鎂合金預(yù)測模糊控制溫度閉環(huán)等溫?cái)D壓系統(tǒng)及方法: 中國, ZL 201110346836.3[P]. 2013-05-22.LI Jing-yuan, XIE Jian-xin, SONG Yong, YIN Shi, GU Wei.The temperature closed loop isothermal extrusion system and method by using predictive fuzzy control for aluminum and magnesium alloy: China, ZL 201110346836.3[P]. 2013-05-22.

[8] 謝建新, 張志豪, 侯文榮, 李靜媛. 一種工藝參數(shù)綜合控制等溫?cái)D壓的方法: 中國, ZL 201210088373.X[P]. 2014-03-26.XIE Jian-xin, ZHANG Zhi-hao, HOU Wen-rong, LI Jing-yuan.An isothermal extrusion method by comprehensively controlling extrusion process parameters: China, ZL 201210088373.X[P].2014-03-26.

[9] 侯文榮, 張志豪, 謝建新, 陳蘊(yùn)博. 鋁合金空心型材分流模擠壓成形全過程溫度場的數(shù)值模擬[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào),2013, 23(10): 2769-2778.HOU Wen-rong, ZHANG Zhi-hao, XIE Jian-xin, CHEN Yun-bo.Numerical simulation of temperature field during whole extrusion process of aluminum hollow profile with porthole die extrusion forming[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals,2013, 23(10): 2769-2778.

[10] 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 200910088960.7[P].2010-10-27.XIE Jian-xin, HUANG Dong-nan, LI Jing-yuan, ZHANG Zhi-hao. A numerical simulation technology during the welding process of porthole die extrusion for hollow profile: China, ZL 20091008896.7[P]. 2010-10-27.

[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):487-495.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, 2010, 20(3): 487-495.

[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, 2010, 20(5):954-960.

[13] 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.

[14] 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.

[15] 張大新, 楊瑞成. 6005鋁合金的過燒溫度及其組織特征[J].輕合金加工技術(shù), 2011, 39(4): 39-42.ZHANG Da-xin, YANG Rui-cheng. Over heating temperature and microstructure characteristics of 6005 aluminum alloy[J].Light Alloy Fabrication Technology, 2011, 39(4): 39-42.