高密齿散热器型材挤压的数值模拟及模具结构优化.pdf
第42卷第12期Vol. 42 No. 12FORGING 挤压模具;数值模拟;导流板角度;工作带尺寸DOI: 10. 13330/ j. issn. 1000-3940. 2017. 12. 014中图分类号: TG376 文献标识码: A 文章编号: 1000-3940 (2017) 12-0075-07Numerical simulation and mold structure optimization of extrusion forradiator profile with high-density finsLi Hongbo, Bai Yingbo, Zhou Tianliang(School of Mechanical Engineering, Yanshan University, Qinhuangdao 066004, China)Abstract: The radiator profile with high-density fins has complex cross-sectional geometry and large tongue ratio (cantilever: tooth spac-ing), and it is difficult to design the extrusion die and the success rate of mold test is also very low. For radiator aluminum profile withhigh-density fins produced by a company, its extrusion process was analyzed by simulation software Hyperxtrude. Then, the original molddesign was utilized for simulation test to find out some possible problems, and the mold structure and parameters were optimized severaltimes by combining actual tests with simulation results. Furthermore, the ratio of the maximum extrusion speed to the average velocity ofthe profile section was close to 1 by changing the angle of guide plate and the size of work belt. The results show that the optimized moldeliminates the existing problems, and a better profile with high-density fins is extruded.Key words: aluminum profile with high-density fins; extrusion mold; numerical simulation; angle of guide plate; size of work belt收稿日期: 2017 -07 -19;修订日期: 2017 -10 -12作者简介:李洪波(1963 - ),男,博士,教授E-mail: lhb@ ysu. edu. cn高密齿型材是一种广泛应用在轨道交通与风力发电等设施上的铝合金制品,具有散热面积大、散热性能好等优点[1 -3],多采用挤压工艺进行生产。但由于其外形具有齿间距小、悬臂长、壁厚差大等特点,造成该类型材在挤压生产过程中易出现扭拧、翘曲等缺陷,严重时还会造成模具损坏或闷车等事故。因此,该类型材产品的试模成功率一直较低,往往需要经反复试模、修模才能满足生产要求。在我国的铝加工行业中,该类型材模具的设计仍然处于经验类比阶段,不仅模具设计、生产周期长,试模修模过程繁琐,且产品质量也难以得到保证。随着有限元仿真技术的快速发展与应用,在计算机上虚拟试摸以预测模具可能存在的问题及优化模具参数已成为可能,这不仅大大减小了模具设计失败的可能性,也减少了试模的次数和成本。本文对某公司生产的一种高密齿铝型材挤压成形进行了仿真模拟,通过对挤压过程中变形金属速度场和位移场分布情况的分析,找出试模失败的原因,并结合生产设计经验与仿真结果,对原设计模具进行重新设计与优化。1 工艺分析与模具设计图1为型材断面图。型材最大外形尺寸为180 mm ×83 mm,外接圆直径为Φ198 mm,中心齿高为64. 6 mm,齿间距仅为5. 8 mm,舌比值为12∶ 1,底万方数据板厚度为16 mm。可以看出,该型材左右形状不对称,型材左侧有一与底板相连接、厚度为4. 5 mm的立板,在其上均匀分布一排尺寸为3.5mm ×1.0 mm的短齿,齿间距为3. 85 mm,最小圆角半径为0. 5 mm。图1 型材断面图Fig. 1 Sectional drawing of profile挤压用模具按结构种类不同可分为平面模与组合模[4]。高密齿型材属于实心型材,在挤压过程中不存在金属焊合过程,因此可以采用平面模结构。但若采用普通平面模结构进行挤压生产,会导致型材齿部的金属流速远小于型材底板处流速,不利于型材齿的成形,同时,由于模具上表面承受压力较大,易造成损坏。因此,在实际生产设计中将模具结构定为平面模与导流模相结合的结构。初始设计模具中,平面模工作带与导流板尺寸如图2和图3所示[4 -5]。图2 平面模工作带设计图Fig. 2 Design drawing of work belt for flat die2 初始设计方案上机试模结果为了使高密齿型材顺利成形,在参考了所用合金性质与模具结构等因素后,选定试模中坯料预热温度为490 ℃,模具预热温度为460 ℃,挤压筒与挤压针预热温度为450 ℃,挤压针前进速度为2 mm· s -1,在2700 (UST)挤压机上进行。试模结束后的型材挤出料头及中料如图4所示。由图4a可看出,型材在挤出模具模孔时出现明显的图3 导流板设计图Fig. 3 Design drawing of guide plate向上翘曲,型材中间部分齿被顶到模具出口上端位置处,而型材左侧短板处金属甚至还没有正常挤出,发生了较严重的堵模现象。由图4b可看出,大部分型材齿发生了扭曲变形,左侧短板处金属向内偏斜,且随着挤压轴的推进,向内偏斜程度逐渐增大,最终造成型材左侧金属发生堆积。同时,由于挤压力过大和受力不均,导致靠近短板处模具的齿根位置发生断裂,初始设计模具报废。图4 初始设计模具试模情况(a)挤压料头 (b)挤压中料Fig. 4 Die test result of initial design(a) Stub bar of extrusion blank (b) Center of extrusion blank3 挤压过程的数值模拟按照初始设计模具尺寸,利用三维绘图软件67锻 压 技 术 第42卷万方数据Solidworks对高密齿散热器的导流板、下模等建立三维实体模型,再将建好的模型通过软件前处理接口导入到Hyperxtrude中进行仿真分析。由于Hyperx-trude是利用稳态时的数值参数进行求解运算[6 -8],所以当模具模型导入到软件中时,首先需要根据材料流经区域来重新划分实体模型。根据本算例中的模具结构特点,将金属变形区划分为4个区域,分别为棒料区、模腔区、工作带区和型材区,还需要对实体模型上一些狭小缝隙、重复曲面等缺陷进行几何清理与修正,然后对其进行网格划分,区域及网格划分如图5所示。图5 型材区域及网格划分Fig. 5 Profile areas and mesh plot3. 1 参数设定模拟过程中,将模具视为刚性体,坯料视为弹塑性体。为了更好地与实际试模情况进行对比,尽量将模拟过程中的工艺参数值与生产试模时的工艺参数值保持一致,其中摩擦系数的选择参考相关手册与文献[9 -10],各参数设置情况如表1所示。表1 模拟工艺参数设置Table 1 Setting of simulation process parameters物理参数设定值坯料初始温度/ ℃ 480模具初始温度/ ℃ 450挤压筒温度/ ℃ 460挤压轴速度/ (mm· s -1) 2库伦摩擦系数0. 35剪切摩擦因子0. 4传热系数(W· (m2· ℃) -1) 30003. 2 模拟结果分析3. 2. 1 初始设计方案模拟结果由图6可知:型材底板与左侧短板下端位置处,金属挤出速度基本相同,约为12. 1 mm· s -1;型材左侧短板上端位置处,金属挤出速度较慢,约为10 mm· s -1;型材中间齿处金属挤出速度最慢,其中部分齿尖位置处的金属挤出速度仅为1 mm· s -1左右。型材截面最高与最低流速相差较大,约为11 mm· s -1。根据相关理论[11 -12],型材挤出的平均速度V- =9. 2 mm· s -1,最大挤出速度Vmax =12. 1mm· s -1, Vmax / V- = 1. 32。 Vmax / V-的比值越接近于1,表明挤出型材产品截面流速越均匀,这里的Vmax / V- >1,表明初始设计方案中型材截面速度分布不均。图6 型材截面速度场Fig. 6 Velocity field of profile section图7为型材截面位移场分布图。由图7可知,型材底板与左侧短板下端位置处金属位移量基本相同,大约在29 ~33 mm之间;型材左侧短板上端位置处金属位移量稍小,在25 ~29 mm之间;型材中间齿处金属位移量较小,甚至还有部分齿没有正常挤出。整体来看,型材截面位移分布不均现象较为严重,型材底板位置金属挤出位移量较大,而齿部金属位移量较小,表现在试模过程中可能会出现挤出型材翘曲或堵模现象。图7 型材截面位移场Fig. 7 Displacement field of profile section由虚拟试模结果可以看出:高密齿型材在挤出过程中,材料截面流速不均现象较为严重,甚至有部分型材齿在模拟过程中发生了异常变形情况。结合实际试模情况来看,造成型材发生堵模与翘曲缺陷的主要原因为: (1)型材底板处金属挤出速度较77第12期李洪波等:高密齿散热器型材挤压的数值模拟及模具结构优化 万方数据快,齿部金属流速较慢,且二者相差较大,最终导致挤出型材出现严重向上翘曲现象; (2)型材左侧短板处上下端金属流速不同,上端金属流速较慢,与底板处金属流速产生较大流速差,型材底板处流速太快,其他部位的金属还没有完全挤出,极易造成扭曲和堵模现象。仿真结果与初次试模情况相符,需要对模具结构与尺寸进行调整或重新设计。3. 2. 2 第1次模具结构优化方案与结果分析将实际试模情况与虚拟仿真结果进行分析对比可知,造成型材截面流速不均的可能原因为:原模具设计方案中导流板角度与平面模工作带尺寸设计不合理,没有起到充分分配与调节金属流动的作用。由于该类型材的结构特点决定了其底板处金属挤出成形相对于齿部更为容易,因此,在设计模具结构时,需要通过合理调整导流板角度与工作带尺寸来平衡挤出型材截面的流速差。而挤压工艺的特点是挤压时型材中心流速要快于型材两侧流速,因此,在实际生产过程中,为了使该类型材顺利成形,通常还需采取措施适当加快型材两侧流速。第1次优化方案如下:(1)针对型材底板处金属流速过快问题,将导流板角度由初始设计中的15°降低到10°,同时增加底板中部位置处工作带长度,由原来的16 mm增加到18 mm,将底板两侧工作带长度由12 mm增加到14 mm。(2)综合考虑左侧短板处上下部分金属流速不同,且上端流速慢于下端流速的情况,将模具左侧短板内侧齿的工作带尺寸在最初设计的基础上依次减少0. 2 mm,短板外侧下端工作带长度由最初设计的4 mm增加到5. 5 mm,短板上端工作带长度由3 mm增加到3. 5 mm。(3)将模具齿部工作带尺寸依次减小,工作带尺寸在原设计基础上依次减少0. 2 ~0. 5 mm。图8为第1次优化后型材截面速度分布情况。相对于原始设计方案来说,经优化后其型材截面流速不均问题得到改善,型材齿部异常变形情况基本消失。型材底板处金属流速降低到9 mm· s -1左右;中间齿部金属流速分布较为均匀,其流速分布在1. 8 ~8. 5 mm· s -1之间;型材左侧短板处金属挤出速度较快,最高流速达到11. 1 mm· s -1左右。最大与最小速度差值为9 mm· s -1,同时Vmax / V- =1. 21,说明型材截面速度分布得到改善。但型材左侧短板与相邻的底板仍存在约为2 mm· s -1的流速差,而在挤压生产过程中要求左侧短板与底板流速差值越小越好,因此,还需要进一步降低左侧短板处的流速。图8 第1次优化后截面速度场Fig. 8 Cross sectional velocity field after the first optimization图9为第1次优化后型材截面位移分布情况。模具优化后,挤出型材底板处金属位移量降低,由原来的37 mm降低到28 mm左右,底板位移分布基本一致。型材齿部位移量分布更为均匀,齿尖处金属位移量较小,基本分布在0 ~3. 8 mm之间。但也可以看出,经修改后型材左侧短板处的金属位移量稍有增加,不过仅增加0. 2 mm左右。型材截面位移分布情况相比于初始设计方案来说得到改善,但仍需要进一步优化原有模具结构来解决左侧短板位移量较大的问题。图9 第1次优化后截面位移场Fig. 9 Cross sectional displacement field after the first optimization3. 2. 3 第2次模具结构优化方案与结果分析第1次优化将最初设计的导流板角度由15°降低到10°并修改部分工作带尺寸后,型材底板处金属挤出速度与位移量降低,型材齿部金属位移量增加,同时型材截面整体挤出速度与位移量趋于均衡,但也造成了型材左侧短板处金属位移量略有增加。在结合第1次优化方案的基础上,考虑通过减小导流板左侧入口处的圆角半径来降低该处金属供应量,从而降低型材左侧短板金属挤出速度。第2次优化方案如下:(1)将导流板角度由第1次优化中的10°降低到7. 5°,同时将导流板左侧入口圆角半径由最初的12 mm减为10 mm,采用圆滑过渡,适当增加左侧短板外侧工作带长度,增加量约为0. 5 ~1 mm。87锻 压 技 术 第42卷万方数据(2)由第1次优化仿真结果可知,型材左侧短板与底板连接处金属挤出速度依然较快,所以,应适当增加该处工作带尺寸,但增加量不宜过多,仅为1 ~2 mm即可。如图10所示,经修改后型材底板与左侧短板金属挤出速度基本相同,主要分布在8.6 ~9.6 mm· s-1之间。型材最小流速发生在最右侧齿尖处,约为1. 8 mm· s -1;型材中间齿流速分布更为均匀,其挤出速度主要分布在1. 9 ~7. 6 mm· s -1之间。型材截面最大与最小流速相差为7. 7 mm· s -1, Vmax / V- =1. 04,可见型材截面流速分布更为均衡。仅有型材最右侧两齿尖处金属流动速度较慢,需要在实际制模时,对该部分工作带尺寸进行适当修改。根据实际生产经验,该仿真优化结果基本满足生产要求。图10 第2次优化后截面速度场Fig. 10 Cross sectional velocity field after the second optimization如图11所示,模具经修改后,挤出型材底板与左侧短板金属位移量分布基本一致,型材齿部金属位移分布也更为均衡。但型材齿尖处金属挤出位移量依然较小,还需要在实际制模过程中,在保证模具齿部强度的前提下,适当减小模具齿部工作带尺寸,以增加型材齿处金属位移量。根据生产经验分析,优化后的型材形状尺寸符合要求,不会出现弯曲、扭拧等缺陷。图11 第2次优化后截面位移场Fig. 11 Cross sectional displacement field after the second optimization4 实际生产情况通过对上述虚拟试模与实际试模情况进行对比分析可知,造成生产试模失败的主要原因为:原模具设计中,导流板角度过大及部分工作带尺寸设计不合理,没有对金属流动起到调节作用,导致型材截面流速不均并发生翘曲与堵模,应对原有模具中导流板角度与工作带尺寸进行优化。由于原有平面模在试模过程中发生损坏,需要进行重新制模;原有导流板在试模过程中并未发生损坏,为了降低制模费用,对其进行补焊,并参照优化方案对其加工整修以达到要求的尺寸。图12为优化后的平面模与导流板。图12 修改后的平面模(a)与导流板(b)Fig. 12 Optimized flat mold (a) and guide plate (b)模具经重新制模、修模后上机试模,挤出的料头及中料如图13所示。由图13a可以看出,型材底板在挤出模具模孔时其金属流速依然较快,存在向上翘曲的倾向,但相对于最初的试模情况,其翘曲程度大大减小,仅需通过适当人工矫正后就能够正常挤出。由图13b可以看出,型材成形情况较好,仅有1 ~2个齿在试模过程中出现波浪缺陷。说明模具经修改后,成形效果较为理想,整体流速比较均衡,试模结束后仅需简单修改部分工作带尺寸就能够进行批量生产。最终挤出的型材成品如图14所示,其外观质量较好,产品尺寸符合公差要求,质量合格。97第12期李洪波等:高密齿散热器型材挤压的数值模拟及模具结构优化 万方数据图13 优化后模具试模情况(a)料头 (b)中料Fig. 13 Die test result after optimization(a) Stub bar of blank (b) Center of blank图14 挤出型材成品图Fig. 14 Finished product of extrusion profile5 结论(1)采用Hyperxtrude仿真软件,对高密齿型材的挤压成形过程进行仿真模拟,得到了该型材的速度场与位移场的分布情况,根据仿真结果与实际试模情况找到了初始试模失败的主要原因。(2)对原设计中高密齿型材模具结构进行多次优化与改进,通过修正模具导流板角度、调整平面模工作带尺寸和模具入口圆角半径等,可使得挤出型材的出口速度场与位移场分布更为均匀,保证型材的顺利挤出。参考文献:[1] 黄雪梅,曾蕾,邓汝荣.高密齿铝合金散热器型材挤压模的设计分析[J].轻合金加工技术, 2015, 43 (5): 36 -39.Huang X M, Zeng L, Deng R R. Analysis of the die design ofaluminum alloy profiles for radiators with high - density fins [J].Light Alloy Fabrication Technology, 2015, 43 (5): 36 -39.[2] 黄晖,马翠英.汽车散热器材料及其发展[J].重型汽车,2005, (3): 16 -17.Huang H, Ma C Y. Material and development of automobile radia-tor [J]. Heavy Truck, 2005, (3): 16 -17.[3] 刘静安.铝型材挤压模设计、制造、使用及维修[M].北京:冶金工业出版社, 1999.Liu J A. Aluminum Extrusion Die Design, Manufacture, Use andMaintenance [M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 1999.[4] 闫丽.铝型材挤压过程数值模拟及模具优化设计[D].沈阳:沈阳工业大学, 2004.Yan L. Numerical Simulation for Aluminum Tube ExtrusionProcess and Optimum Design of Die [D]. Shenyang: ShenyangUniversity of Technology, 2004.[5] 王冠,何芯,李落星,等. 6063铝合金挤压型材尺寸超差分析及模具优化设计[J].机械工程材料, 2013, 37 (7):85 -89.Wang G, He X, Li L X, et al. Size deviation analysis and dieoptimization design of 6063 aluminum alloy extruded profile [J].Materials for Mechanical Engineering, 2013, 37 (7): 85 -89.[6] 宋佳胜,林高用,贺家健,等.列车车体106XC型材挤压过程数值模拟及模具优化[J].中南大学学报, 2012, 43 (9):53 -60.Song J S, Lin G Y, H J J, et al. Numerical simulation of extru-sion process and die optimization of 106XC aluminum body profilefor track vehicle [J]. Journal of Central South University, 2012,43 (9): 53 -60.[7] 邓宏均,吴强.编程用迭代法给n元方程组求解[J].湖北大学成人教育学院学报, 2001, 19 (6): 74 -77.Deng H J, Wu Q. Programming with iterative method to solve nelement equations [J]. Journal of Adult Education College of Hu-bei University, 2001, 19 (6): 74 -77.[8] Lee C W, Yang D Y. A three - dimensional steady - state finiteelement analysis of square die extrusion by using automatic meshgeneration [ J]. Journal of Materials Processing Technology,2013, 40 (1): 33 -47.[9] 张培良,郑黎,王永祥,等.大型铝合金型材挤压模具的设计[J].轻合金加工技术, 2006, 34 (12): 29 -32.Zhang P L, Zheng L, Wang Y X, et al. Die design of large -sized aluminum sectional material [J]. Light Alloy FabricationTechnology, 2006, 34 (12): 29 -32.[10]安学利,张培栋,王光敏,等.地铁特宽空心型材模具设计与挤压工艺研究[J].铝加工, 2004, 158 (5): 47 -50.An X L, Zhang P D, Wang G M, et al. Study on die design andextrusion process for super - wide hollow profiles for subway [J].Aluminum Fabrication, 2004, 158 (5): 47 -50.08锻 压 技 术 第42卷万方数据第42卷第12期Vol. 42 No. 12FORGING 油缸推力;油缸行程; ADAMS;参数化模型;多目标优化DOI: 10. 13330/ j. issn. 1000-3940. 2017. 12. 015中图分类号: TG233. 1; TP391. 9 文献标识码: A 文章编号: 1000-3940 (2017) 12-0081-06Multi-objective optimization on clamping mechanism of verticalsqueeze casting machineXu Yangyang, Ding Wuxue, Peng Binbin, Sun Yu(School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science cylinder thrust; cylinder stroke; ADAMS; parametric model; multi-objective optimization合模机构是挤压铸造机成形系统的关键机构之一,主要用于提供锁模力,以锁紧成形模具,其性收稿日期: 2017 -06 -26;修订日期: 2017 -10 -10基金项目:江苏省前瞻性研究项目(BY2015004 -08)作者简介:徐洋洋(1992 - ),男,硕士研究生E-mail: 1209403843@ qq. com通讯作者:丁武学(1966 - ),男,硕士,副教授E-mail: wuxuexie@ mail. njust. edu. cn能的优劣将关系到产品质量的好坏[1]。合模机构的结构形式多种多样,但因为双曲肘结构形式具有运动特性好、机构刚性大、锁模力大等特点而被广泛应用,很好地满足了挤压铸造的生产需求。双曲肘合模机构设计时,由于设计参数多而复杂[2 -3],使其工作性能往往很难达到要求。从节能的角度考虑,在满足额定合模力设计要求的同时,应尽量减小油缸最大推力;同时,在保■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■[11]郑宪阳.大功率LED灯具散热铝型材挤压模具设计及数值模拟[D].长春:吉林大学, 2005.Zheng X Y. Research on Extrusion Die Design and Numerical Sim-ulation for Heat-radiation Aluminum Profile of High-power LEDLamp [D]. Changchun: Jilin University, 2005.[12]颜建辉,柳瑞清.正确选择铝型材挤压速度的方法[J].轻合金加工技术, 2002, 30 (7): 36 -37.Yan J H, Liu R Q. Methods of selecting extrusion speed of alumi-num profile [J]. Light Alloy Fabrication Technology, 2002, 30(7): 36 -37.[13]吴锡坤.铝型材加工实用技术手册[M].长沙:中南大学出版社, 2006.Wu X K. Handbook of Practical Technology for Aluminum Profile Pro-cessing [M]. Changsha: Central South University Press, 2006.万方数据