列車車體106XC型材擠壓過程數值模擬及模具優化

宋佳勝 ，林高用 ，賀家健 ，劉健 , ，張振峰

(1.中南大學 材料科學與工程學院，湖南 長沙，410083；2.有色金屬材料科學與工程教育部重點實驗室，湖南 長沙，410083；3.江陰市江順模具有限公司，江蘇 江陰，214423)

列車車體型材通常斷面積大且形狀復雜、品種眾多、公差和形位公差精度高，要求力學性能和焊縫質量好，因此其擠壓模具的設計與制造技術難度極大。模具設計及制造技術是大斷面復雜截面鋁型材生產的關鍵技術。長期以來，擠壓模具的設計及制造工藝的制定主要依賴技術人員的經驗，新開發的模具必須經過反復試模、修模和調整工藝參數，導致模具開發周期長、成本高且產品質量難以保證[1?6]。近年來，隨著計算機技術的提高和計算力學的不斷發展，金屬塑性成形的數值模擬技術在型材擠壓加工領域得到廣泛應用[7?13]。本文作者以一種截面復雜的大型寬扁高速列車車體型材106XC為例，采用基于任意拉格朗日?歐拉(ALE)網格描述的有限元法，在HyperXtrude軟件平臺上實現其擠壓過程的數值模擬；并在虛擬試模的基礎上對模具結構進行優化；將模具優化方案應用于實際生產，最終擠制出合格型材。

1 模具結構設計

圖1所示為高速列車車體典型側墻型材106XC，型材最大外接圓直徑達500 mm，最小壁厚為1.5 mm，橫截面內有10個空腔；左側有1個直角翅片；彎曲度要求每300 mm在0.5 mm以下，平面度要求在0.8%以下，所以，其擠壓模具的設計和加工難度很大。

1.1 分流孔設計

圖2所示為106XC型材平面分流組合模分流孔布置圖，整體上將分流孔分成上、下2大部分，分流模上半部分設計5個分流孔，下半部分設計6個分流孔。

1.2 模芯結構設計

106XC型材模芯由10個小芯頭組成。為使型材中間9根筋充填均勻，模芯頸部的引流孔尺寸設計得較大，如圖3所示。分流模中間金屬流動較快，較易填充，兩側金屬填充困難，因此，型材中間4根斜筋對應引流孔(H)斷面面積為L3×L2，兩側4根斜筋對應引流孔(J)斷面面積為L4×L2；左數第三根直筋壁較厚，金屬較易填充，其對應引流孔斷面面積為L3×L1。具體設計如圖3所示。

1.3 焊合室結構設計

本設計中，采用二級焊合室結構，一級焊合室高30 mm，二級焊合室高6 mm，一級焊合室形狀由上模分流孔及模橋形狀決定。二級焊合室結構如圖4所示。型材斜筋結合位置，正對分流孔中心，且型材斷面稍大，金屬易供料，二級焊合室設計較窄；在型材兩側，2豎筋最薄且金屬不易填充，對應二級焊合室擴寬。為保證兩側豎筋焊合質量，上模模橋出口沉橋高度10 mm，采用上、下模焊合形式[14]。

圖1 106XC鋁合金型材結構圖Fig.1 Structure and size of 106 XC aluminum alloy profile

圖2 分流孔大小、分布和排列Fig.2 Size,distribution and arrangement of portholes

圖3 模芯引流示意圖Fig.3 Scheme of die mandrel draining

圖4 次級焊合室結構Fig.4 Structure of secondary welding chamber

2 有限體積模型的建立

采用HyperXtrude有限元軟件對擠壓模具設計進行虛擬試模。該軟件基于任意拉格朗日?歐拉算法(ALE)，吸取拉格朗日描述和歐拉描述的優勢，克服各自的缺陷，運用自適應網格技術，避免網格發生扭曲畸變，根據實際模型手動或自動設置參數，能在較少的時間內完成高精度的數值計算[14]。

在本模型中，坯料以穩態擠壓階段建模，采用Hypermesh軟件劃分網格，網格單元總數為 1.5×106個，除坯料與模具工作帶部位采用庫侖摩擦模型外，坯料與工模具接觸的其它部位均采用剪切模型，其中，庫侖摩擦因數μ取0.4，剪切摩擦因子m取0.95[15]，坯料溫度、模具溫度、擠壓筒溫度、擠壓速度和坯料直徑均按生產實際中的數值選取。將模具幾何模型導入HyperXtrude軟件中，對幾何模型進行幾何清理、劃分網格、加載邊界條件后生成的數值模擬模型如圖5所示。數值模擬模型中的初始參數設置如表1所示。

圖5 數值模擬模型Fig.5 Model of numerical simulation

表1 數值模擬初始條件Table 1 Initial condition of numerical simulation

3 數值模擬結果分析及生產驗證

3.1 型材變形與出口速度分析

圖6所示為采用初始設計方案擠壓模擬得到的型材變形圖。從圖6可見：型材立筋與型材右下角直角翅片變形量較小，型材上、下大面除與斜筋連接處外其它地方變形量也較小；但型材8條斜筋變形量均較大，斜筋不平整，出現扭擰、彎曲的情況，型材上、下大面與各斜筋連接節點內凹，型材最大變形量達到8.65 mm。型材上、下大面內凹是因為型材上、下大面出口處流速相對型材中間斜筋部位流速較快，在擠壓過程中斜筋部位對上、下大面施加與擠壓方向相反的拉力，拖住流速較快的大面，導致上、下大面整體內凹；而中間斜筋部位由于供料不足，加之受到流速較快的上下大面的沿型材截面方向的壓力，再加上型材斜筋本身壁厚較薄，導致斜筋出現扭擰、彎曲。

圖7所示為型材出口處速度分布圖。從圖7可見：型材出口處最快流速達到50.32 mm/s，最慢流速僅為4.22 mm/s，型材中間8條斜筋流速整體偏慢，流速均不到10 mm/s，型材右下角直角翅片處流速整體偏快，最快流速達到50.32 mm/s，型材上邊大面各處流速相對較為均衡，而型材下邊大面左半部分相對右半部分流速偏慢。斜筋部位流速較慢是因為斜筋壁厚較薄，金屬流向此處阻力較大，較難供料；型材右下角平模部位壁厚較大，金屬流向此處阻力較小，加之又正對分流孔，供料容易，所以，流速較快；型材下邊大面左半部分相對右半部分流速較慢是因為型材左半部分相對右半部分壁厚較薄，金屬更容易向右側流動。

3.2 生產驗證

圖6 初始設計擠出型材變形分布圖Fig.6 Deformation distribution of profile according initial design

圖7 初始設計擠出料頭速度分布圖Fig.7 Velocity distribution of profile head according initial design

圖8 初始設計試模擠出型材Fig.8 Extrusion profile of die trials according initial design

國內某企業按照初始設計方案設計生產出模具后進行生產試驗。圖8所示為實際試模型材料頭。將虛擬試模與實際試模料頭變形對比分析可知：實際生產型材的變形結果與數值模擬型材變形的結果十分吻合。從圖8可見：生產實驗生產的型材上、下大面與中間斜筋部位連接處內凹，斜筋出現扭擰、彎曲的情況。

4 模具結構優化及數值模擬與生產驗證

4.1 模具結構優化

綜合前面的分析，需對模具進行結構優化。中間斜筋部位流速較慢，供料不足，需加大引流槽的體積，使引流更加充分，從而加大斜筋處金屬供料；型材下邊大面右側及平模部位金屬流速快，左下側部位金屬流速慢，可改變二級焊合室尺寸以平衡下邊大面金屬的流速。

針對上述情況，對模具結構進行優化設計，具體修改方案如下。

(1)將原來J處10 mm×20 mm的引流通孔調整為14 mm×26 mm，將原來H處10 mm×18 mm的引流通孔調整為14 mm×24 mm，修改前后對比圖如圖9所示。同時，增大引流斜槽的斜度，將引流斜槽26°喇叭角調整為30°。引流斜槽修改前后對比圖如圖10所示。

(2)減小右下側及直角翅片處二級焊合室尺寸，增加左下側部位二級焊合室尺寸，加大對左下側部位金屬供料，修改前后二級焊合室結構尺寸對比如圖11所示；將直角翅片處工作帶長度調高 1 mm，降低其對應處金屬流速，減小對應處金屬供料，修改前后工作帶長度如圖12所示。

4.2 數值模擬驗證

模具結構優化設計后重新進行三維建模，采用相同的擠壓工藝及模擬方法進行數值模擬。模具修改后模擬擠出型材如圖13所示，最大變形量為1 mm。從圖13可見：擠出型材成型質量好，料頭平整，型材中間斜筋部位未出現扭擰、彎曲的情況，型材表面質量好，無任何缺陷。除左上側D處變形量稍大外，其他各處變形量均很小。

型材出口處速度分布如圖14所示。從圖14可見：型材中間斜筋部位流速增大明顯，與型材上、下大面部位流速差大為減小，型材下邊大面左右部分流速均衡，型材直角翅片部位流速大為降低，與周邊部位流速差減小幅度明顯。整體上看，除型材左上側E處流速最大，最大值為37.3 mm/s，型材斜筋F處流速最小，最小值為26.8 mm/s，型材其余各處金屬流速基本在(31.77±4 )mm/s范圍內，型材流速不均衡現象得到了很大程度的緩解。

針對模具結構優化后模擬出現的問題，需對模具結構進行再次優化，具體優化方案如下：

圖9 模具引流通孔第2次優化前后對比圖Fig.9 Comparison of drainage groove before and after second optimization

圖10 模具引流斜槽優化前后對比圖Fig.10 Comparison of drainage slides before and after optimization

圖11 二級焊合室優化前后對比圖Fig.11 Comparison of secondary welding chamber before and after optimization

圖12 直角翅片處工作帶優化前后對比圖Fig.12 Contrast figure of bearing located right wing piece before and after optimization

圖13 模具優化后型材變形分布圖Fig.13 Deformation distribution of profile after die optimization

圖14 模具優化后擠出型材速度分布圖Fig.14 Velocity distribution of profile after die optimization

(1)型材左上側E處金屬流速較快，需減小此處金屬流速。具體措施：增加D處對應工作帶長度1.5 mm，以增加金屬流經此處時的阻力。

(2)型材中間F處金屬流速較慢，需增加此處金屬流速。具體措施：縮短對應處工作帶長度0.5 mm，以減小金屬流經此處的阻力。

由于經過第1次結構優化設計模擬得到的型材成型質量已經較好，無大面不平整、連接點內凹及斜筋扭擰等變形現象發生，且除去流速最快、最慢部位，型材其他各處流速較均衡。參照第1次優化設計更改工作帶模擬前后結果，第2次優化后，可保證擠出型材流速在(31.77±4)mm/s范圍內，基本滿足大型車體型材擠壓過程金屬平衡流動的要求，無需再進行虛擬試模。

4.3 生產驗證

國內某企業按照優化后的模具設計方案再次生產模具進行生產試驗，圖15所示為實際試模型材料頭。將虛擬試模與實際試模料頭變形對比分析發現：實際生產型材的變形結果與數值模擬型材變形的結果相吻合。從圖15可見：擠出型材料頭平整，斜筋無扭擰、彎曲，型材上、下大面也未出現內凹現象，表面質量良好，無任何缺陷，說明優化后的模具結構設計合理，達到優化設計的目的，數值模擬能為實際生產提供有效指導。

5 結論

(1)基于任意拉格朗日?歐拉(ALE)網格描述的有限元法，實現大斷面復雜截面鋁型材擠壓過程的數值模擬。

(2)通過增加模芯引流孔尺寸、增大引流斜槽的斜度、調整二級焊合室的大小以及增加直角翅片處工作帶長度對模具結構進行優化，優化后型材最大變形量由8.65 mm減小為1 mm，出口處金屬最大流速由50.32 mm/s減小為37.3 mm/s，最小流速由4.22 mm/s增加為 26.8 mm/s，金屬軸向流速基本在(31.77±4)mm/s范圍內，得到有效均衡。

(3)虛擬試模結果與實際試模結果吻合良好，實際擠出型材平直光潔，無任何缺陷，表明數值模擬結果能為大型復雜截面鋁型材擠壓模具結構設計提供指導。

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