向文杰，王澤群，張婷蕊，王孟君，潘學著，王 崗

(1.中南大學 有色金屬材料科學與工程教育部重點實驗室，湖南 長沙 410083；2.廣亞鋁業(yè)有限公司，廣東 佛山 528237)

在擠壓鋁合金空心型材的過程中，型材空心部位與實心部位結合處的“T字位”區(qū)域經(jīng)常會出現(xiàn)凹痕。這種凹痕會導致型材表面不平整，噴漆處理后在反光條件下可以看到明顯的印痕，致使型材報廢。擠壓廠一般通過反復修模、試模的方法來解決這類問題，效率低下且提高了生產(chǎn)成本。近年來，隨著基于有限元的數(shù)值模擬技術不斷發(fā)展，有許多學者利用有限元數(shù)值模擬技術，對鋁合金型材擠壓過程進行模擬，分析擠壓過程中金屬的溫度、流速和模具的受力情況等，在一定程度上預測產(chǎn)品可能出現(xiàn)的缺陷，然后對模具分流孔、分流橋、焊合室、工作帶、阻流塊等結構進行優(yōu)化[1-6]?？婒?shù)萚7]研究了汽車天窗滑軌鋁型材“起鼓”缺陷，并通過增加沉橋的方式，對模具進行優(yōu)化。閆洪等[8]研究了擠壓比、擠壓帶面積和?？拙嚯x對金屬流速的影響，建立了鋁型材擠壓模?？坠ぷ鲙гO計計算的數(shù)學模型。王震虎等[9]采用HyperXtrude軟件進行模擬，分析了鋁合金空心型材擠壓截面內(nèi)凹的原因，并通過增加阻流塊的方式，對模具進行優(yōu)化。

針對某擠壓廠擠壓生產(chǎn)的6063鋁合金空心鋁型材空心部位與實心部位結合處的“T字位”區(qū)域出現(xiàn)的凹痕問題，運用Q-Form數(shù)值模擬分析軟件對擠壓過程的流速進行分析，并通過模具結構優(yōu)化，增設微小阻礙角。試模驗證模擬分析結果。

1 3D模型的建立

1.1 型材截面

某企業(yè)實際生產(chǎn)的6063鋁合金空心型材截面尺寸如圖1所示。型材的最小壁厚為1.21 mm，最大壁厚為2.02 mm，周長為342.78 mm，截面積為296.82 m2，呈兩端對稱形狀。圖2為該型材的三維模型。型材在位置B出現(xiàn)凹痕。圖3為該企業(yè)生產(chǎn)的出現(xiàn)凹痕的型材，經(jīng)噴漆處理后，在反光的條件下，可以看到位置B有內(nèi)凹的折痕。

圖2 型材三維模型Fig.2 3D model of the profile

圖3 “T字位”的凹痕缺陷Fig.3 Dent defect of “T-cross section”

1.2 模型的建立

圖4為該模具的工作帶尺寸。用SolidWorks軟件，按照該工作帶尺寸建立的三維模型如圖5所示。上模尺寸為Φ180 mm×60 mm，下模尺寸為Φ180 mm×60 mm。將上模和下模裝配后導出為STEP格式并導入到Q-Form軟件中，擠壓方向為Z軸負方向，模具填充階段的擠壓筒速度為5 mm/s，擠出階段的擠壓筒速度為7.1 mm/s，擠壓比為41.35。坯料加熱溫度為480 ℃，模具預熱溫度為450 ℃，擠壓筒溫度為410 ℃，鑄錠直徑為120 mm，長度為480 mm，模具材料為H13鋼，擠壓筒內(nèi)徑為125 mm。

圖4 模具工作帶尺寸(單位mm)Fig.4 Size of the die band

2 模擬結果與驗證

2.1 模擬結果分析

經(jīng)過模擬得到型材的流速如圖6所示。從圖6可知，型材沿Z方向整體流速不均勻，尤其在AC邊上有較大的差異，由位置A的218 mm/s逐漸增加至位置C的309 mm/s，毛條位處的流速最大，達到311 mm/s。位置A有沿Y軸負方向的速度，速度為0.7 mm/s，位置B附近有沿Y軸正方向的速度，速度為2.8 mm/s，位置C有沿Y軸負方向的速度，速度為0.03 mm/s。

圖5 模具三維模型Fig.5 3D model of dies

圖6 型材流速分布圖Fig.6 Velocity distribution diagram of the profile

位置B為該型材空心部位與實心部位的結合部，位置A屬于空心部位，位置C屬于實心部位。圖7表示了型材所受的應力云圖，位置A所受有效應力約為23.7 MPa，位置B所受有效應力約為26.2 MPa，位置C所受有效應力約為22.3 MPa，位置B所受的有效應力與位置A、C相比明顯偏大。因為位置A受到模芯的影響，金屬流速比位置C的慢，整個AC邊上形成局部的流速差異，造成金屬間的互相牽扯。位置B受到拉應力，所受有效應力偏大，根據(jù)最小阻力原則，位置B金屬會向Y軸正方向流動，故出現(xiàn)向Y軸正方向的流速，進而出現(xiàn)凹痕。因此，本文作者認為導致凹痕出現(xiàn)的主要原因是沿擠壓方向局部區(qū)域金屬流速不均勻。為了解決凹痕缺陷，需要平衡“T字位”區(qū)域的金屬流速，使位置B金屬被“擠出去”而不是被“拉出去”。

圖7 型材有效應力分布圖Fig.7 Effective stress distribution of profile

2.2 模具結構優(yōu)化

為了平衡金屬流速，在左右懸臂位置(圖8D-D位置)工作帶增設0.3°的微小阻礙角，如圖8所示。

圖8 增設的阻礙角Fig.8 Additional angle of obstruction

重新建立三維模型后用Q-form進行模擬仿真，得到型材流速如圖9所示。沿Z軸方向，位置A的金屬流速大幅增加至292 mm/s；位置B的金屬流速增加5 mm/s，達到288 mm/s；位置C的金屬流速明顯降低，降低26 mm/s至283 mm/s。整個懸臂金屬流速均勻，ABC局部區(qū)域沿Z軸方向金屬流速差異大幅度減小。位置A沿Y軸方向上的流速十分微小，可忽略不計；位置C沿Y軸方向上的流速變?yōu)檎较虻?.2 mm/s；位置B沿Y軸正方向的流速降低至0.09 mm/s。

圖9 優(yōu)化后型材流速分布圖Fig.9 Velocity distribution diagram of the profile after die optimization

圖10為模具優(yōu)化后型材有效應力。位置A所受有效應力為約為16.7 MPa，位置B所受有效應力約為15.2 MPa，位置C所受有效應力約18.4 MPa，整個ABC邊所受有效應力減小，位置B所受有效應力相比優(yōu)化前明顯減小，且小于位置A、C的有效應力，說明位置B金屬受到的拉應力減小。

圖10 優(yōu)化后型材有效應力分布圖Fig.10 Effective stress distribution of the profile after die optimization

型材在擠壓的過程中，工作帶可以按摩擦狀態(tài)的不同分為兩個區(qū)域，一個區(qū)域為黏著摩擦區(qū)，這個區(qū)域靠近金屬流入端，另一個為滑動摩擦區(qū)，這個區(qū)域靠近金屬出口端[10]。國外有學者[11]提出了一種簡化的摩擦模型，認為摩擦力為由黏著摩擦區(qū)域和滑動摩擦區(qū)域產(chǎn)生摩擦力的總和。假定在黏著摩擦區(qū)域為全黏摩擦；在滑動摩擦區(qū)域，摩擦力是摩擦因數(shù)為常數(shù)的剪切類型。

Ff=m1kA1+m2kA2

(1)

式中：

Ff—模具工作帶的總摩擦力；

m1和m2—黏著摩擦區(qū)域和滑動摩擦區(qū)域的摩擦因數(shù)；

A1和A2—黏著摩擦區(qū)和滑動摩擦區(qū)的真實接觸面積；

k—材料的剪切強度。

當狀態(tài)為完全黏著摩擦時，m1和m2都為1；如果考慮滑動摩擦區(qū)域，m2的取值通常小于0.7。當黏著摩擦區(qū)域增大時，模具工作帶的總摩擦力會減小，會使得該區(qū)域的金屬流速降低。

在滑動摩擦區(qū)域，摩擦為成形金屬表面與工作帶表面相互摩擦，表層金屬受到拉應力；而在黏著摩擦區(qū)域，摩擦力與材料的剪切流動應力接近，金屬在被擠出?？字?，始終處于壓縮變形之中，表層金屬之間幾乎不會形成拉應力，金屬流動較為均衡[12]。通過對懸臂處工作帶添加0.3°的阻礙角，改變金屬與工作帶表面的摩擦狀態(tài)，增大黏著摩擦區(qū)的面積，減少滑動摩擦區(qū)的面積，從而達到了平衡金屬流速的目的。

2.3 試模驗證

在模具下模左右懸臂位置添加0.3°的阻礙角，按照初設定的擠壓工藝參數(shù)上機試模，得到的型材料頭如圖11所示。從圖11可以看出，優(yōu)化前型材左右懸臂位置明顯凸起，說明左右懸臂位置的流速相比于其他位置更快；優(yōu)化后左右懸臂位置凸起消失，整體流速均勻，與模擬結果一致。擠出的型材經(jīng)噴漆處理后，“T字位”處未見凹痕缺陷；經(jīng)檢測，表面平整度在允許范圍內(nèi)，符合廠家生產(chǎn)要求。

圖11 模具優(yōu)化前后的型材料頭Fig.11 Stub bar of profiles before and after the optimization

3 結 論

1)通過數(shù)值模擬和驗證試驗可知，6063鋁合金空心型材“T字位”表面的凹痕缺陷是沿擠壓方向金屬局部區(qū)域流速不均勻引起的；型材懸臂處的流速較大，會導致凹痕缺陷的產(chǎn)生。

2)在懸臂處添加0.3°的阻礙角可以改變金屬與工作帶表面的摩擦狀態(tài)，增大黏著摩擦區(qū)域，減小滑動摩擦區(qū)域，從而平衡金屬流速，凹痕缺陷消失。