周小京 郭曉琳 東 棟 王勝龍 尤逢海 王志敏

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6005A鋁合金擠壓型材在線淬火工藝仿真研究

周小京 郭曉琳 東 棟 王勝龍 尤逢海 王志敏

（北京航星機(jī)器制造有限公司，北京 100013）

為控制大尺寸異形截面薄壁鋁合金型材在線淬火過(guò)程中因冷卻速度不均勻而導(dǎo)致型材截面的變形，本文基于ABAQUS有限元軟件和CAE建模軟件平臺(tái)，建立了“斧”形擠壓型材在淬火過(guò)程的有限元模型，通過(guò)熱力耦合的方式，以水和空氣為淬火介質(zhì)，研究了不同在線淬火方案下型材淬火過(guò)程的溫度場(chǎng)、殘余應(yīng)力場(chǎng)和變形量的變化規(guī)律。研究表明：型材構(gòu)件產(chǎn)生的等效應(yīng)力和變形量大小與冷卻方式有關(guān)，整體變形的趨勢(shì)主要體現(xiàn)為表面收縮、外端翹曲、內(nèi)部支撐筋扭曲變形；與噴水淬火相比，采用風(fēng)冷淬火工藝下的型材溫度降低幅度較為平緩，變形量也相對(duì)較小。通過(guò)有限元分析能較好地改進(jìn)異形薄壁結(jié)構(gòu)型材的在線淬火工藝，為實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程提供了理論參考。

擠壓型材；在線淬火；應(yīng)力場(chǎng)；變形量；數(shù)值模擬

1 引言

大型異形截面鋁合金擠壓型材是我國(guó)航空航天領(lǐng)域輕量化結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵產(chǎn)品，其產(chǎn)品特點(diǎn)為斷面外形尺寸大、形狀設(shè)計(jì)復(fù)雜，一般為多容腔中空薄壁結(jié)構(gòu)型材，關(guān)鍵部位壁厚≤3.5mm，而且要求左右或上下配合，其尺寸與形位公差的指標(biāo)要求較高，且各部位的內(nèi)部組織和力學(xué)性能要求均勻合理，同時(shí)擠壓比大，擠出長(zhǎng)度一般在20～30m左右。因此，這種薄壁異形大尺寸空腔結(jié)構(gòu)的擠壓產(chǎn)品生產(chǎn)制造難度大，不僅需要配有自動(dòng)化水平高的大噸位擠壓機(jī)及其配套設(shè)備，而且還必須解決該類(lèi)薄壁結(jié)構(gòu)產(chǎn)品在熱處理后的變形控制問(wèn)題[1,2]。

由于6000系鋁合金屬于可熱處理強(qiáng)化的鋁合金，因此通過(guò)固溶、淬火與時(shí)效的熱處理工藝可有效提升產(chǎn)品強(qiáng)度。鋁合金擠壓型材經(jīng)過(guò)在線淬火工藝處理，可為后續(xù)進(jìn)一步的時(shí)效強(qiáng)化提供條件，但是，在型材淬火冷卻期間常會(huì)因?yàn)槠鋬?nèi)部的溫度場(chǎng)分布不均勻而形成熱應(yīng)力，從而引起擠壓型材截面各部位不同程度的變形[3]。因此，對(duì)于鋁合金擠壓型材而言，選取合理的淬火工藝參數(shù)可很大程度上保證該產(chǎn)品的質(zhì)量與精度。

通過(guò)模擬6005A鋁合金大型擠壓型材的淬火過(guò)程，采用熱力耦合的方式，以水或空氣為淬火介質(zhì)，主要研究了水冷淬火、風(fēng)冷淬火工藝的不同參數(shù)條件下對(duì)大型薄壁異形復(fù)雜截面鋁合金型材的溫度變化、熱應(yīng)力分布和變形規(guī)律等方面的影響，通過(guò)選取合理的工藝并優(yōu)化相應(yīng)的工藝參數(shù)，盡可能地使該異形截面型材的溫度場(chǎng)分布一致均勻，從而獲得較小的應(yīng)力和較少的變形量，為該異形復(fù)雜截面鋁合金擠壓型材在線淬火工藝參數(shù)的優(yōu)化選擇提供參考，從而為該產(chǎn)品的實(shí)際擠壓生產(chǎn)過(guò)程中的變形控制提供理論指導(dǎo)。

2 擠壓型材在線淬火有限元模型的建立及模擬方案

2.1 擠壓型材模型的建立

在三維幾何造型中，實(shí)體模型作為有限元分析和工藝優(yōu)化設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)，是最為理想的幾何模型，且所建實(shí)體模型的精確程度將直接影響仿真計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。因此，基于NX.UG三維造型軟件平臺(tái)，以斧形截面空心熱擠壓鋁型材為對(duì)象，利用建模功能建立了熱擠壓鋁型材的實(shí)體模型，如圖1所示。

圖1 熱擠壓鋁型材實(shí)體模型

模型建好后需要進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為反映本文中薄壁構(gòu)件的整體結(jié)構(gòu)，同時(shí)為了降低整體模型的計(jì)算量，在施加對(duì)稱(chēng)邊界條件的前提下，選擇整體結(jié)構(gòu)的二分之一模型進(jìn)行分析計(jì)算，見(jiàn)圖2；用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格方法將模型劃分為六面體網(wǎng)格，劃分后的網(wǎng)格模型如圖3所示；為精確計(jì)算，在型材厚度上劃分2～3層單元，對(duì)關(guān)鍵區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，其它位置粗化網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量為53000個(gè)。

圖2 熱擠壓鋁型材幾何模型

圖3 三維網(wǎng)格模型

2.2 材料參數(shù)的選擇

6005A鋁合金屬于中等強(qiáng)度鋁合金，其熱擠壓成形性能、耐腐蝕性、焊接性能較為優(yōu)良。目前已在高鐵、汽車(chē)和地鐵等交通領(lǐng)域中取得廣泛應(yīng)用，經(jīng)過(guò)熱處理強(qiáng)化后具有強(qiáng)度中等、沖擊韌性好、缺口不敏感性高、淬火溫度范圍較寬、淬火敏感性低等特點(diǎn)[4]。因此，6005A鋁合金因其具有強(qiáng)度適中、密度小、抗腐蝕性高、塑性變形能力好以及表面易處理等諸多優(yōu)點(diǎn)，是大型擠壓件結(jié)構(gòu)的理想材料[5]。

本文中的材料選取6005A鋁合金，仿真分析過(guò)程中涉及到的主要物性參數(shù)主要包括材料的密度、比熱容和導(dǎo)熱系數(shù)，6005A鋁合金的密度為2690kg/m3，比熱容為896J/(Kg·℃)，導(dǎo)熱系數(shù)為180W/(m·℃)。

2.3 設(shè)置載荷和邊界條件

實(shí)際的在線淬火工藝是在型材擠出后的溫度條件下（固溶溫度范圍內(nèi)）直接淬火，直至冷卻到一定溫度。因此在本研究中的模擬過(guò)程中忽略加熱過(guò)程，將固溶溫度500℃設(shè)定為模型的初始溫度。

為簡(jiǎn)化分析，本文選擇淬火介質(zhì)為水或空氣，而在建立淬火的有限元模型時(shí)假定水和空氣為恒定溫度，水介質(zhì)和空氣介質(zhì)的冷卻能力可通過(guò)其與型材表面的對(duì)流換熱系數(shù)表征，而且對(duì)流換熱系數(shù)隨著溫度的變化而變化[6～9]。

由于擠壓型材模型具有典型的軸對(duì)稱(chēng)的性質(zhì)，不允許其作為剛體沿對(duì)稱(chēng)方向移動(dòng)，同時(shí)結(jié)合實(shí)際生產(chǎn)的情況，選取擠壓件的橫截面進(jìn)行約束（向），將與傳送軌道接觸承接方向上進(jìn)行約束（向），同時(shí)選擇擠壓型材的對(duì)稱(chēng)面進(jìn)行約束（向）。綜上所述，在直角坐標(biāo)系下，對(duì)擠壓型材施加邊界條件見(jiàn)圖4。

圖4 位移邊界條件示意圖

3 模擬實(shí)驗(yàn)方案的設(shè)計(jì)

在6005A鋁合金異形復(fù)雜截面擠壓型材的在線淬火工藝中，冷卻水流量、風(fēng)機(jī)風(fēng)量、冷卻方式等多種因素都會(huì)直接影響到擠出型材的淬火冷卻效果。本文中的“斧”形截面擠壓型材變形的主要原因是擠出產(chǎn)品截面不同部位的冷卻速度不一致均勻造成。而在實(shí)際生產(chǎn)制造過(guò)程中，主要是通過(guò)調(diào)整不同部位的冷卻水流量或風(fēng)機(jī)風(fēng)量，以盡可能地實(shí)現(xiàn)型材各部位的冷卻速度一致均勻性。因此，本文主要研究“斧”形截面擠壓型材在線淬火冷卻過(guò)程中，不同冷卻工藝條件對(duì)其溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)及變形的影響，為實(shí)際工程應(yīng)用中擠壓型材在線淬火工藝的選擇提供參考。

由于水介質(zhì)自身的流動(dòng)特點(diǎn)，流速越快的部位，在單位時(shí)間內(nèi)與擠壓型材外表面產(chǎn)生接觸的水量越大，因而熱量交換也越大，該部位擠壓型材相應(yīng)的冷卻速度也較快。原模擬實(shí)驗(yàn)中的設(shè)計(jì)方案中噴水冷卻的冷卻水單位面積流量分別為48L·m-2·s-1、90L·m-2·s-1和130L·m-2·s-1，而風(fēng)冷淬火的設(shè)計(jì)變量主要考慮風(fēng)機(jī)的送風(fēng)量，具體變量設(shè)計(jì)為65m3/h。該方案大致涵蓋了由緩冷到快冷的不同冷卻速率。

4 計(jì)算結(jié)果和分析

4.1 水冷淬火過(guò)程中的溫度場(chǎng)

圖5是采用90L·m-2·s-1的水流量密度在一定的水流壓力的水冷淬火工藝參數(shù)下的整個(gè)冷卻過(guò)程中的型材整體溫度分布情況。由圖中可知，采用噴水淬火工藝的型材冷卻速度相對(duì)較快，冷卻至20min時(shí)型材整體處于346～375℃范圍內(nèi)，最高溫度375℃的分布區(qū)域位于型材的左下角和右下角，型材中心底部位置的溫度約為346℃；冷卻30min時(shí)型材的溫度已經(jīng)處于58～78℃范圍內(nèi)，溫度明顯降低；而到60min時(shí)型材基本冷卻至室溫。

從圖中亦可以看出，在整個(gè)冷卻過(guò)程中，型材不同區(qū)域的溫度變化情況不同；型材產(chǎn)品厚度較小處溫度降低較快，而厚度尺寸較大處的溫度降低較慢，主要集中在產(chǎn)品的左下角和右下角附近，而型材中心位置部分冷卻速度很快，尤其是底部位置由于與冷卻水的接觸面積較大導(dǎo)致其溫度降低速度相對(duì)較快。

4.2 風(fēng)冷和水冷淬火的溫度場(chǎng)對(duì)比

圖6分別表示為采用風(fēng)冷和水冷淬火兩種工藝，型材在冷卻至20min和40min時(shí)刻的型材溫度場(chǎng)對(duì)比，從圖中可以看出在冷卻至20min時(shí)，采用風(fēng)冷淬火工藝的型材整體溫度值處于363～368℃范圍內(nèi)，而采用水冷淬火工藝的的型材溫度值的范圍處于346～375℃，二者的溫度范圍基本接近，說(shuō)明型材在淬火初期階段，不同淬火工藝的冷卻程度較為接近；而當(dāng)冷卻至40min時(shí)，采用風(fēng)冷淬火工藝的型材溫度范圍處于333～337℃之間，但采用水冷淬火工藝的型材的溫度已達(dá)到58～79℃。以上規(guī)律說(shuō)明采用風(fēng)冷淬火工藝，在開(kāi)始冷卻時(shí)與水冷淬火工藝的冷卻效率接近，但隨著淬火過(guò)程的進(jìn)行，水冷情況下的型材溫度變化較為劇烈，而風(fēng)冷的溫度變化較為緩慢。

圖6 風(fēng)冷淬火和水冷淬火的溫度場(chǎng)對(duì)比

為進(jìn)一步對(duì)比分析，按照?qǐng)D7所示的位置提取其整個(gè)過(guò)程中的溫度變化曲線。通過(guò)對(duì)比A、B、C三處位置可以發(fā)現(xiàn)，不管是采用風(fēng)冷淬火工藝還是水冷淬火工藝，由于型材整體的尺寸較大，但厚度較薄，所以型材在外層薄壁部位不同位置的溫度變化情況基本趨于一致；而風(fēng)冷淬火工藝和水冷淬火兩種工藝下的型材溫度變化情況則存在明顯的差異，在冷卻至溫度370℃左右之前，風(fēng)冷和水冷的冷卻效率接近，但是隨著時(shí)間延長(zhǎng)，水冷的冷卻速率逐漸增快，而風(fēng)冷的冷卻速率在整個(gè)過(guò)程都比較均勻。

圖7 風(fēng)冷和水冷在不同位置處的溫度變化對(duì)比示意圖

4.3 風(fēng)冷淬火的應(yīng)力場(chǎng)和變形場(chǎng)

圖8是采用風(fēng)冷的淬火工藝參數(shù)下的整個(gè)冷卻過(guò)程中的型材整體的殘余應(yīng)力分布情況。從圖中可以看出，型材在冷卻到20min時(shí)，由于溫度已降至370℃左右，后續(xù)的溫度變化較小，此時(shí)型材存在應(yīng)力為0.3MPa；當(dāng)冷卻至40min時(shí)，殘余應(yīng)力進(jìn)一步增大，但增長(zhǎng)幅度有限，峰值應(yīng)力值為0.75MPa。

圖8 淬火冷卻過(guò)程中型材的應(yīng)力分布變化

由此可見(jiàn)，在整個(gè)風(fēng)冷淬火過(guò)程中，型材的應(yīng)力值始終保持一種較為緩慢的增加狀態(tài)，且隨著時(shí)間的延長(zhǎng)，直至最終冷卻至室溫，型材的殘余應(yīng)力最大為5MPa；與水冷淬火工藝相同的是，風(fēng)冷淬火過(guò)程也存在由于底部約束的影響導(dǎo)致與傳送軌道接觸的位置存在明顯應(yīng)力集中的現(xiàn)象。

圖9表示的是采用風(fēng)冷淬火工藝條件下的型材整體變形分布情況。從圖中可以看出，在淬火冷卻至20min時(shí)，型材的上部呈現(xiàn)一定的收縮變形，最大變形位于最上部，并向下塌陷約1.4mm，而底部的變形量變化并不明顯；當(dāng)淬火冷卻至40min時(shí)，由于此時(shí)溫度降低的速率減小，并沒(méi)有明顯的變形量增大現(xiàn)象，但變形量增加的趨勢(shì)依然不變，即從下自上變形量逐漸增大；直至最終冷卻至室溫，上部位置向下塌陷最大約3mm。

圖9 淬火冷卻過(guò)程中型材的變形量

為了進(jìn)一步研究型材的變形情況，將其淬火前后模型進(jìn)行疊加，并將變形量放大至2倍，如圖10所示?？梢钥闯?，其變形的整個(gè)趨勢(shì)體現(xiàn)為型材的變形主要是表面向內(nèi)收縮，外端翹曲，內(nèi)部支撐筋扭曲變形。

圖10 型材變形前后對(duì)比情況

4.4 風(fēng)冷和水冷過(guò)程的應(yīng)力場(chǎng)和變形的對(duì)比

為獲得風(fēng)冷淬火工藝過(guò)程和水冷淬火工藝過(guò)程的峰值應(yīng)力和峰值變形量的演變過(guò)程，分別提取了底部和頂部約束位置的應(yīng)力和變形量在整個(gè)冷卻過(guò)程隨時(shí)間變化的情況并進(jìn)行分析。結(jié)合上述內(nèi)容可知，在與傳送軌道接觸的位置，其應(yīng)力是整個(gè)型材中最集中的位置；由圖11中選取位置的等效應(yīng)力對(duì)比結(jié)果可以看出，當(dāng)采用水冷淬火工藝時(shí)，型材的等效應(yīng)力隨著溫度的降低而急劇增大，在冷卻至20min時(shí)峰值應(yīng)力達(dá)到最大，接近6MPa，此后應(yīng)力增加程度不明顯。而采用風(fēng)冷淬火工藝，型材的應(yīng)力是隨著時(shí)間處于緩慢增加的狀態(tài)，當(dāng)冷卻至2h時(shí)，其應(yīng)力才逐漸趨于穩(wěn)定接近2MPa左右；由此可見(jiàn)采用風(fēng)冷淬火工藝，其等效應(yīng)力并不會(huì)突發(fā)性的增大，而是緩慢增大，且型材內(nèi)部最終產(chǎn)生的應(yīng)力值也要小于水冷淬火工藝。

圖11 風(fēng)冷和水冷淬火工藝條件下的應(yīng)力和變形量對(duì)比圖

圖12 風(fēng)冷與水冷淬火工藝下的變形量對(duì)比

為進(jìn)一步對(duì)比分析風(fēng)冷和水冷在變形量影響規(guī)律的差異，本文分別提取了水冷淬火（90L·m-2·s-1×10kPa）和風(fēng)冷淬火兩種在線淬火工藝制度的變形量的結(jié)果，提取位置見(jiàn)圖12a。從變形量分布情況對(duì)比來(lái)看，在采用水冷和風(fēng)冷兩種不同淬火工藝下，型材的變形趨勢(shì)基本一致，即從底部開(kāi)始沿著外圍到頂部的變形量逐漸增大；但是兩種淬火工藝造成型材的變形量明顯不同，其中水冷淬火使型材產(chǎn)生的變形量大于風(fēng)冷淬火工藝，風(fēng)冷造成的頂部下塌約2mm，而水冷造成的型材頂部下塌約6mm。

從圖11、圖12可以發(fā)現(xiàn)，型材頂部塌陷處是型材產(chǎn)生變形最為明顯的位置。通過(guò)對(duì)比風(fēng)冷和水冷淬火工藝條件下該處位置變形量隨時(shí)間的變化規(guī)律可知，在型材冷卻至40min時(shí)，水冷淬火工藝條件下的變形量急劇增大，由0增大至9mm，此后變形量的變化不再明顯；而采用風(fēng)冷淬火工藝，型材的變形量是緩慢增大的，整個(gè)過(guò)程中其變形量逐漸由0增大至4mm，此后變形量的變化亦不再明顯。

由此可以看出，由于采用風(fēng)冷淬火工藝能夠使型材的溫度緩慢均勻降低，這種情況下的熱應(yīng)力和熱應(yīng)變使得其整體的變形量較小，而采用水冷淬火工藝的型材溫度急劇變化使得其變形量要明顯大于風(fēng)冷淬火工藝。因此，對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，針對(duì)大尺寸薄壁多腔結(jié)構(gòu)的艙體構(gòu)件，采用風(fēng)冷淬火工藝，變形較為緩慢，且變形程度相對(duì)較小，有利于控制擠壓型材后處理過(guò)程中的變形。

5 結(jié)束語(yǔ)

基于 Abaqus有限元軟件與CAE建模平臺(tái)，本文建立了以6005A鋁合金“斧”形截面型材為實(shí)體模型基礎(chǔ)的在線淬火過(guò)程的有限元模型，分析了不同在線淬火工藝條件下的擠壓型材溫度場(chǎng)、殘余應(yīng)力場(chǎng)和變形量等場(chǎng)量分布的變化規(guī)律。研究結(jié)果表明：

a. 在線淬火冷卻工藝中不同冷卻速率和冷卻方式對(duì)大尺寸異形截面薄壁鋁合金擠壓型材淬火過(guò)程中溫度場(chǎng)分布的均勻性、殘余應(yīng)力值以及變形量的大小有著極大的影響，型材整體變形的趨勢(shì)主要體現(xiàn)為表面收縮、外端翹曲、內(nèi)部支撐筋扭曲變形；

b. 與水冷淬火工藝對(duì)比，采用風(fēng)冷淬火工藝時(shí)該擠壓型材截面對(duì)應(yīng)不同部位的冷卻效果較為符合要求，風(fēng)冷淬火冷卻過(guò)程相應(yīng)的溫度場(chǎng)和等效應(yīng)力分布更加均勻，最大峰值應(yīng)力和殘余應(yīng)力值均較小，型材的變形程度也較?。?/p>

c. 通過(guò)有限元分析手段，有助于異形截面擠壓鋁型材在線淬火工藝的選擇與工藝參數(shù)的優(yōu)化，能夠?yàn)閷?shí)際的生產(chǎn)過(guò)程提供一定的理論指導(dǎo)。

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Simulation Study on On-line Quenching Process of 6005A Aluminum Alloy Extruded Profile

Zhou Xiaojing Guo Xiaolin Dong Dong Wang Shenglong You Fenghai Wang Zhimin

(Beijing Hangxing Manufacturing Co., Ltd., Beijing 100013)

In order to control the deformation of the profile section due to the uneven cooling rate during the on-line quenching process of the large-sized and thin-walled aluminum alloy profile, this paper establishes the finite element model of the “axe” extruded profile during quenching process based on ABAQUS finite element software and CAE modeling software platform. By means of thermal coupling, using water and air as quenching media, the influence law of temperature field, residual stress field and deformation of the profile during quenching process for different on-line quenching schemes was studied. The results show that the equivalent stress and the amount of deformation of the profile are related to the cooling mode, and the trend of overall deformation is mainly shrinkage on the surface, warpage at the end of the profile, and distortion of the internal support bars. Compared with the water quenching process, the reduction of temperature on the “axe” extruded profile with the air-cooled quenching process is relatively flat and the amount of deformation is relatively small. The finite element analysis method can improve the on-line quenching process of profiled thin-walled structural profiles, and provides a theoretical reference for the actual production.

extruded profile；on-line quenching；stress field；deformation；numerical simulation

周小京（1991），工程師，材料加工專(zhuān)業(yè)；研究方向：熱成型。

2019-04-09