交通用鋁型材擠壓在線(xiàn)淬火過(guò)程的數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

徐戎，李落星，姚再起, 3

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交通用鋁型材擠壓在線(xiàn)淬火過(guò)程的數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

徐戎1, 2，李落星1, 2，姚再起1, 2, 3

(1. 湖南大學(xué) 汽車(chē)車(chē)身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙， 410082； 2. 湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院， 湖南長(zhǎng)沙， 410082； 3. 吉利汽車(chē)研究院 虛擬性能開(kāi)發(fā)部，浙江杭州， 311228)

建立某復(fù)雜截面鋁型材擠壓在線(xiàn)淬火實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程的有限元模型，采用反求的界面換熱系數(shù)作為界面換熱參數(shù)，模擬計(jì)算型材擠壓在線(xiàn)風(fēng)淬過(guò)程。研究結(jié)果表明：在合金淬火敏感溫度區(qū)間內(nèi)，模擬溫度與實(shí)測(cè)溫度平均相對(duì)誤差約為8.5%，證實(shí)了模型的可靠性；復(fù)雜截面鋁型材各部位厚度差別較大，整體冷卻不均勻，容易產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，增大型材產(chǎn)生變形等缺陷的風(fēng)險(xiǎn)。

鋁型材；末端淬火；界面換熱系數(shù)；反分析法；數(shù)值模擬

隨著交通運(yùn)輸行業(yè)的迅速發(fā)展，交通用鋁型材的產(chǎn)量逐年增加[1?4]。在航空運(yùn)輸領(lǐng)域中，復(fù)雜鋁型材主要用作各種梁類(lèi)結(jié)構(gòu)件等[5]。在鐵路和公路運(yùn)輸領(lǐng)域中，鋁型材廣泛應(yīng)用于高鐵、地鐵、輕軌、豪華大巴以及長(zhǎng)途貨車(chē)等大型車(chē)輛的整體外形結(jié)構(gòu)件、重要受力部件和大型裝飾部件[6?8]。在水路運(yùn)輸領(lǐng)域中，鋁型材主要用作船舶、艦艇、汽艇、快艇、水翼艇和航空母艦的上層結(jié)構(gòu)、甲板、隔板和地板等[9]。鋁型材通過(guò)固溶和時(shí)效熱處理可大幅度提高產(chǎn)品的力學(xué)性能，以滿(mǎn)足使用要求。但在淬火過(guò)程中，急劇冷卻的產(chǎn)品內(nèi)部容易產(chǎn)生很大的殘余應(yīng)力，可能引起型材在淬火和后續(xù)加工過(guò)程中變形，如大型復(fù)雜截面鋁型材在淬火中主要發(fā)生翹曲、扭曲等問(wèn)題[10]，因此，研究鋁型材淬火過(guò)程、提高淬火后產(chǎn)品質(zhì)量已成為當(dāng)前鋁加工業(yè)的重要課題[11?12]。交通用鋁合金型材由于尺寸大、壁厚不均勻和形狀非對(duì)稱(chēng)等特殊原因，采用傳統(tǒng)方法來(lái)研究其淬火過(guò)程不僅成本高、周期長(zhǎng)，而且效率低。隨著計(jì)算機(jī)運(yùn)算能力的不斷提高，數(shù)值仿真技術(shù)普遍應(yīng)用于金屬熱處理領(lǐng)域，為研究和解決鋁合金淬火過(guò)程中的變形等問(wèn)題提供了一種高效、經(jīng)濟(jì)的方法。然而，模擬精度在很大程度上取決于邊界條件的設(shè)定，尤其是對(duì)界面換熱系數(shù)的設(shè)定特別敏感，因此，如何獲得高精度的界面換熱系數(shù)成為提高鋁合金淬火過(guò)程計(jì)算機(jī)模擬精度的重要任務(wù)之一。由于影響因素眾多，界面換熱系數(shù)無(wú)法通過(guò)精確測(cè)量和理論計(jì)算獲得，只能通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究獲得，但目前還不能將實(shí)驗(yàn)求解得到的界面換熱系數(shù)應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)。為此，本文作者針對(duì)某復(fù)雜截面鋁型材在線(xiàn)風(fēng)淬過(guò)程，采用實(shí)驗(yàn)反求的界面換熱系數(shù)作為型材擠壓在線(xiàn)風(fēng)淬過(guò)程模擬的邊界條件，以實(shí)現(xiàn)復(fù)雜截面鋁型材在線(xiàn)淬火過(guò)程模擬。

1 鋁合金淬火實(shí)驗(yàn)

1.1 鋁型材在線(xiàn)風(fēng)淬實(shí)驗(yàn)

本文研究的鋁型材截面尺寸如圖1所示。該鋁型材擠壓在線(xiàn)風(fēng)淬在某企業(yè)7 500 t擠壓生產(chǎn)線(xiàn)上完成。生產(chǎn)線(xiàn)由7 500 t大型擠壓機(jī)和風(fēng)?霧?高壓噴水聯(lián)合一體淬火裝置組成。在線(xiàn)淬火裝置冷卻區(qū)域在縱向上可分為4段(如圖2所示)：第1段和第2段是聯(lián)合冷卻區(qū)，可選擇的淬火方式有水冷、風(fēng)冷和霧冷；第3和第4段均為風(fēng)冷區(qū)，只是風(fēng)冷區(qū)域的設(shè)計(jì)長(zhǎng)度不同。該淬火裝置冷卻速度可選范圍大，而且具有很好的調(diào)節(jié)性和操作性，可根據(jù)合金種類(lèi)和型材斷面形狀來(lái)選擇合適的冷卻方式，設(shè)定合理的淬火工藝參數(shù)。

數(shù)據(jù)單位：mm

圖2 型材在線(xiàn)淬火裝置縱向分段示意圖

1.2 鋁合金末端淬火實(shí)驗(yàn)

為模擬鋁型材在線(xiàn)風(fēng)淬過(guò)程，需設(shè)置相應(yīng)的熱交換邊界條件。本文以相同材料在相同工藝條件下的末端淬火實(shí)驗(yàn)為基礎(chǔ)，采用反分析求解獲得實(shí)驗(yàn)的界面換熱系數(shù)，并將其作為在線(xiàn)風(fēng)淬過(guò)程模擬的邊界條件。末端淬火實(shí)驗(yàn)試樣材料為生產(chǎn)該復(fù)雜截面鋁型材的6082擠壓態(tài)棒材，其化學(xué)成分如表1所示。

表1 6082鋁合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

噴氣末端淬火的實(shí)驗(yàn)裝置如圖3所示，包括噴射淬火系統(tǒng)(圖中左邊虛線(xiàn)框)、試樣和溫度數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(圖中右邊虛線(xiàn)框)。鼓風(fēng)機(jī)出風(fēng)口直徑為45 mm，出風(fēng)口到試樣淬火表面的距離為60 mm，噴射速度為30 m/s，試樣初始溫度為520℃。

試樣直徑為30 mm，長(zhǎng)度為120 mm，其側(cè)面包裹石棉以隔絕側(cè)面與環(huán)境的換熱，使淬火過(guò)程界面?zhèn)鳠峥山瓶闯梢痪S傳熱，如圖4所示。在距離試樣端面分別為3，10和20 mm處鉆取直徑為3 mm、深度為15 mm的熱電偶安裝孔，以方便實(shí)驗(yàn)過(guò)程中實(shí)時(shí)采集特征點(diǎn)1，2和3的溫度變化曲線(xiàn)。實(shí)測(cè)溫度如圖5所示。

圖3 噴射末端淬火裝置圖

數(shù)據(jù)單位：mm

1—T1點(diǎn)溫度，距試樣端面距離為3 mm；2—T2點(diǎn)溫度，距試樣端面距離為10 mm；3—T3點(diǎn)溫度，距試樣端面距離為20 mm。

2 型材在線(xiàn)淬火過(guò)程有限元模型的建立和驗(yàn)證

2.1 模型的建立

本文運(yùn)用DEFORM軟件針對(duì)某復(fù)雜鋁合金型材在線(xiàn)淬火過(guò)程，建立淬火過(guò)程的有限元模型。

2.1.1 假設(shè)條件

型材的在線(xiàn)淬火過(guò)程涉及眾多變量，為簡(jiǎn)化模型，降低計(jì)算量，建模時(shí)進(jìn)行如下假設(shè)：

1) 淬火前，工件溫度均勻一致；

2) 工件材料各向同性；

3) 在整個(gè)淬火過(guò)程中，淬火介質(zhì)保持溫度恒定；

4) 只考慮型材與淬火介質(zhì)之間的換熱，忽略擠壓方向傳熱；

5) 忽略試樣相變對(duì)淬火換熱的影響；

6) 不考慮型材移動(dòng)對(duì)界面換熱的影響。

2.1.2 幾何模型的建立

鋁合金型材截面圖如圖1所示，根據(jù)所標(biāo)注尺寸建立型材在線(xiàn)淬火的幾何模型。由于幾何模型較復(fù)雜，本文采用UG建立型材的幾何模型，再導(dǎo)入DEFORM中。由于忽略型材擠壓方向傳熱，且在假定計(jì)算過(guò)程中型材靜止，因此，為減少模擬計(jì)算量，截取模擬長(zhǎng)度為1 000 mm的型材作為模擬對(duì)象。幾何模型導(dǎo)入后，需要檢查幾何體是否有裂縫、重疊、不連續(xù)等各類(lèi)缺陷，并通過(guò)幾何清理消除相關(guān)缺陷，以提高網(wǎng)格劃分的速度和質(zhì)量。

2.1.3 有限元網(wǎng)格的劃分

劃分網(wǎng)格是建立有限元模型的一個(gè)重要環(huán)節(jié)，網(wǎng)格形式和大小對(duì)計(jì)算精度和規(guī)模將產(chǎn)生直接影響。在Deform中劃分網(wǎng)格方式有2種：相對(duì)網(wǎng)格劃分法和絕對(duì)網(wǎng)格劃分法。前者僅需要指定單元的數(shù)目，無(wú)論物體形狀多么復(fù)雜，單元的數(shù)量是恒定的；后者由系統(tǒng)決定網(wǎng)格劃分總數(shù)，物體越復(fù)雜，單元數(shù)就越多。在對(duì)復(fù)雜工件進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)，為提高計(jì)算精度和計(jì)算效率，對(duì)壁厚較小和形狀復(fù)雜的部位網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化，壁厚較厚和形狀簡(jiǎn)單的部位網(wǎng)格可以稀疏一些。由于型材長(zhǎng)、寬較大，厚度很小，采用四面體網(wǎng)格和絕對(duì)網(wǎng)格劃分法較好。網(wǎng)格的最小尺寸為7 mm，網(wǎng)格總數(shù)量為93 071個(gè)，在DEFROM中對(duì)其三維有限元模型網(wǎng)格的劃分如圖6所示。

數(shù)據(jù)單位：mm

2.1.4 材料屬性與邊界條件的確定

在線(xiàn)風(fēng)淬模擬過(guò)程的邊界條件加載包括2方面：材料屬性的設(shè)定；型材表面與淬火介質(zhì)之間接觸條件的設(shè)定。材料的導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容是對(duì)傳熱影響較大的熱物性參數(shù)，因此，需對(duì)加載材料屬性進(jìn)行精確設(shè)定。圖7和圖8所示分別為6082鋁合金的導(dǎo)熱率和比熱容隨溫度的變化關(guān)系[13]。

圖7 6082鋁合金導(dǎo)熱率

圖8 6082鋁合金比熱容

型材淬火過(guò)程的界面換熱系數(shù)是模擬所必需的重要參數(shù)，無(wú)法從實(shí)際生產(chǎn)中測(cè)量獲得，也沒(méi)有理論公式用于精確計(jì)算，目前，實(shí)驗(yàn)反求法是較可行的方法。雖然該方法獲取的界面換熱系數(shù)精度高，但其僅適用于工件形狀簡(jiǎn)單、尺寸較小、方便進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測(cè)量的情況。由于本文的型材結(jié)構(gòu)復(fù)雜，尺寸過(guò)大，對(duì)其在線(xiàn)淬火過(guò)程中直接采用實(shí)驗(yàn)反求法獲得界面換熱系數(shù)不太現(xiàn)實(shí)，只能采用工藝條件近似的簡(jiǎn)單實(shí)驗(yàn)反求界面換熱系數(shù)。本文模擬時(shí)采用的界面換熱系數(shù)是由圖5中的測(cè)量點(diǎn)1溫度反求所得，如圖9所示，具體反求過(guò)程可見(jiàn)文獻(xiàn)[14]。

為了跟蹤、比較型材不同位置冷卻速度的差別，特在型材上選取幾個(gè)特征點(diǎn)，如圖10所示。其中，坐標(biāo)原點(diǎn)為型材底面幾何中心，右邊為軸正向，則5個(gè)特征點(diǎn)的坐標(biāo)分別為：(21，0，54)；(244，0，5)；(137，0，5)；(15，0，27)；(244，0，2.5)。

圖9 鋁合金型材在線(xiàn)風(fēng)淬模擬的界面換熱系數(shù)

圖10 鋁合金型材截面特征點(diǎn)示意圖

2.2 模型的驗(yàn)證

根據(jù)有限元模型，通過(guò)模擬計(jì)算獲得風(fēng)淬過(guò)程中型材的溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)的分布規(guī)律，但其準(zhǔn)確性必須進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。在淬火過(guò)程中，溫度場(chǎng)的計(jì)算是模擬應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)的基礎(chǔ)，對(duì)整個(gè)仿真精度影響最大，且能實(shí)現(xiàn)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量，因此，本文采用對(duì)比型材特征點(diǎn)測(cè)量溫度與模擬溫度的方式，驗(yàn)證有限元模型的可靠性。受實(shí)際生產(chǎn)環(huán)境所限，只對(duì)特征點(diǎn)和的溫度進(jìn)行測(cè)量。

在實(shí)際生產(chǎn)時(shí)，當(dāng)型材擠壓出?？诤?，立即進(jìn)入在線(xiàn)淬火系統(tǒng)，空冷距離小于1 m。型材移動(dòng)速度為4.5 m/min，在淬火線(xiàn)1.0，1.5和3.0 m處利用熱電偶測(cè)溫儀對(duì)和這2點(diǎn)進(jìn)行測(cè)溫，此時(shí)型材的淬火時(shí)間分別為13.3，20.0和40.0 s。為盡量降低測(cè)量誤差，每個(gè)特征點(diǎn)測(cè)量了5次。和這2點(diǎn)在1.0，1.5和3.0 m處的模擬計(jì)算溫度與實(shí)測(cè)溫度分別如表2和表3所示。與實(shí)測(cè)值相比，模擬計(jì)算得到的和這2點(diǎn)溫度的絕對(duì)誤差保持在?16~?36 ℃范圍內(nèi)。為進(jìn)一步分析3次模擬結(jié)果與實(shí)際結(jié)果的差別，將模擬所得的和這2點(diǎn)溫度和實(shí)測(cè)溫度進(jìn)行比較，見(jiàn)圖11。

從圖11(a)和(b)可以看出：不論是點(diǎn)還是點(diǎn)，模擬計(jì)算的溫度與實(shí)測(cè)值基本一致；隨著淬火進(jìn)行，淬火試樣表面溫度越低，誤差越大。根據(jù)文獻(xiàn)[15]，6082鋁合金TTP曲線(xiàn)的鼻尖溫度為335 ℃，淬火敏感溫度區(qū)間為225~445 ℃。顯然，在表2和表3中，淬火敏感溫度區(qū)間內(nèi)溫度場(chǎng)的模擬精度較高，平均相對(duì)誤差約為?8.5%，而鼻尖溫度處的相對(duì)誤差則更低，約為?5.6%。

表2 特征點(diǎn)B的實(shí)測(cè)溫度與模擬溫度

表3 特征點(diǎn)D的實(shí)測(cè)溫度與模擬溫度

(a) B點(diǎn)；(b) D點(diǎn)

由以上分析可知：在合金淬火敏感溫度區(qū)間內(nèi)，溫度模擬結(jié)果與實(shí)際結(jié)果平均相對(duì)誤差約為?8.5%，說(shuō)明建立的有限元模型具有較高的準(zhǔn)確性和可靠性。因此，以該模型為基礎(chǔ)，對(duì)鋁合金型材在線(xiàn)淬火過(guò)程進(jìn)行模擬研究是合理的。

3 模擬結(jié)果與分析

由于型材結(jié)構(gòu)復(fù)雜，壁厚不均勻，在淬火過(guò)程中不同厚度部位的冷卻速率不同，引起的溫度不均勻必然會(huì)在壁厚有變化部位產(chǎn)生應(yīng)力應(yīng)變，并最終導(dǎo)致型材變形。在實(shí)際生產(chǎn)中，設(shè)定的淬火風(fēng)速為30 m/s，本文據(jù)此對(duì)淬火過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，分析不同時(shí)間型材內(nèi)部溫度和應(yīng)力應(yīng)變的分布規(guī)律。

3.1 溫度場(chǎng)

在淬火過(guò)程中，型材內(nèi)溫度分布隨時(shí)間的變化直接反映了型材表面與冷卻介質(zhì)間的換熱情況，這是計(jì)算應(yīng)力場(chǎng)和組織場(chǎng)隨時(shí)間變化的根據(jù)。為分析鋁合金型材淬火過(guò)程溫度場(chǎng)的變化規(guī)律，選取10，20，30和40 s時(shí)型材溫度場(chǎng)進(jìn)行對(duì)比，如圖12所示。由圖12可知：型材溫度隨著淬火時(shí)間增加而不斷降低，在淬火10，20，30和40 s時(shí)，鋁合金型材最高溫度分別為400，277，192和134 ℃，最低溫度分別為363，241，163和111 ℃，而最大溫差則分別為37，36，29和23 ℃，可見(jiàn)最大溫度差異隨淬火時(shí)間增加而減小。型材不同部位的溫度差異是冷卻速度不一致所致，通常壁薄處、邊緣和表面冷卻更快。從以上結(jié)果可以看出：淬火[0，10)，[10，20)，[20，30)和[30，40) s這4個(gè)階段型材的最大冷卻速率分別為15.7，12.3，8.5和5.8 ℃/s，最小冷卻速率分別為12.0，12.2，7.8和5.2 ℃/s，可見(jiàn)淬火初期型材冷卻得最快。由于此時(shí)型材溫度較高，屈服強(qiáng)度很低，因此，最易發(fā)生變形。

在淬火過(guò)程中，為了更清晰地反映型材溫度場(chǎng)隨時(shí)間的變化規(guī)律，特將圖10中特征點(diǎn)，，，和的溫度變化作圖，如圖13所示。從圖13可見(jiàn)：這5個(gè)特征點(diǎn)的溫度隨淬火進(jìn)行均是先快速下降，再逐漸過(guò)渡到緩慢下降；在淬火初期，和這2點(diǎn)溫度冷卻最快，點(diǎn)冷卻最慢，5個(gè)特征點(diǎn)之間的溫差呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，且最大溫差小于30 ℃；在50 s時(shí)，所有特征點(diǎn)溫度均低于100 ℃；在100 s時(shí)，所有特征點(diǎn)溫度基本達(dá)到或接近室溫。

圖12和圖13直觀(guān)地反映了鋁合金復(fù)雜型材淬火過(guò)程中的溫度場(chǎng)變化規(guī)律和不同部位的冷卻速率差別。相對(duì)來(lái)說(shuō)，在型材較薄的位置和靠近邊緣位置，換熱面積與體積比較大，溫度下降更快；相反，在型材較厚的位置和靠近中間位置，單位換熱面積對(duì)應(yīng)的體積更大，蓄熱量更大，使得相同換熱條件下當(dāng)?shù)氐臏囟认陆蹈徛?。?duì)應(yīng)型材相同部位，靠近表面的點(diǎn)溫度要比處于中心的點(diǎn)溫度冷卻稍快，但由于此處壁厚本身較小，致使這種溫差很小。綜上可知，鋁合金型材不同部位的厚度差別以及截面形狀的復(fù)雜性是導(dǎo)致型材不同部位淬火冷卻速率不盡相同的主要原因。

時(shí)間/s：1—10；2—20；3—30；4—40。

點(diǎn)：1—A；2—B；3—C；4—D；5—E。

3.2 應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)

在線(xiàn)淬火大幅提高型材機(jī)械性能的同時(shí)，也必然會(huì)在型材內(nèi)產(chǎn)生一定的殘余應(yīng)力。殘余應(yīng)力會(huì)影響型材的疲勞強(qiáng)度和抗應(yīng)力腐蝕能力，降低型材的力學(xué)性能，因此，有必要對(duì)其進(jìn)行數(shù)值模擬分析，為減少型材淬火變形提供參考。

在淬火過(guò)程中，型材內(nèi)部可能產(chǎn)生組織應(yīng)力和熱應(yīng)力，前者是型材內(nèi)微觀(guān)組織轉(zhuǎn)變不均勻引起的，后者是型材冷卻時(shí)不同部位收縮不一致引起的。由于相變對(duì)鋁合金幾乎沒(méi)有影響，所以，本研究只考慮溫度不均勻引起的熱應(yīng)力。鋁合金復(fù)雜型材不同淬火時(shí)刻的等效應(yīng)力分布如圖14所示。

在淬火過(guò)程中，應(yīng)力主要集中分布在型材邊緣及薄壁部位，且呈先增大再減小的趨勢(shì)，其他部位熱應(yīng)力較小。從圖14(c)和圖14(d)可知：5 s時(shí)，型材的最大應(yīng)力已經(jīng)很接近整個(gè)淬火過(guò)程的最大應(yīng)力的2/3，10 s時(shí)型材的最大應(yīng)力已達(dá)到整個(gè)淬火過(guò)程中最大應(yīng)力的83.5%，說(shuō)明0~10 s是型材內(nèi)部應(yīng)力的快速發(fā)展階段，這與前面分析的最大冷卻速率和最大溫差都在0~10 s階段是一致的。型材在持續(xù)淬火100 s時(shí)已整體冷卻，殘余應(yīng)力主要分布在型材兩加強(qiáng)筋的頂部和邊緣部位，其值在5 MPa以?xún)?nèi)。

時(shí)間/s：(a) 2.5；(b) 5.0；(c) 10.0；(d) 20.0；(e) 30.0；(f) 40.0

特征點(diǎn)，，，和的應(yīng)力變化曲線(xiàn)如圖15所示。從圖15可知：，，和點(diǎn)的應(yīng)力變化趨勢(shì)一致，都是先增大再減小，只有點(diǎn)出現(xiàn)了2次增大和減小過(guò)程；在淬火0~10 s階段，除點(diǎn)外，其他4點(diǎn)應(yīng)力較大；在10~25 s階段，，，和點(diǎn)應(yīng)力繼續(xù)增大到其最大值，而點(diǎn)則從最大值下降到最小值；在25~50 s階段，，和點(diǎn)應(yīng)力迅速下降，點(diǎn)的應(yīng)力也以非常緩慢的速度下降，而點(diǎn)應(yīng)力則再次達(dá)到其第2個(gè)峰值；在50~100 s階段，所有5點(diǎn)的應(yīng)力均持續(xù)下降。

從圖14與圖15可知：型材形狀復(fù)雜的部位以及靠近邊緣的部位產(chǎn)生的應(yīng)力較大，隨淬火進(jìn)行，應(yīng)力變化幅度也較大，而形狀較簡(jiǎn)單的部位產(chǎn)生的應(yīng)力較小。這是因?yàn)榇慊饡r(shí)，型材的截面形狀越復(fù)雜、冷卻速度越快，整體冷卻越不均勻，產(chǎn)生的熱應(yīng)力也越大；當(dāng)熱應(yīng)力超過(guò)材料的高溫屈服強(qiáng)度時(shí)，其將引發(fā)塑性變形；當(dāng)塑形變形積累到一定程度時(shí)，型材將產(chǎn)生扭曲或破壞。

鋁合金型材完全冷卻后的應(yīng)變分布情況如圖16所示。從圖16可知：型材只在部分厚度較薄的區(qū)域存在很小應(yīng)變，大部分區(qū)域均無(wú)應(yīng)變發(fā)生。這主要是因?yàn)樾筒慕Y(jié)構(gòu)復(fù)雜和風(fēng)淬冷卻速度較慢。一方面，結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性會(huì)導(dǎo)致淬火過(guò)程型材各部位冷卻不均勻程度加大，使得型材較薄部位和邊緣部位應(yīng)力偏大，易于發(fā)生變形；另一方面，在風(fēng)淬條件下，型材整體的冷卻速度較慢，使得型材各部位之間的溫度差距不會(huì)太大，從而在局部產(chǎn)生的熱應(yīng)力也較小，限制了變形的發(fā)生。

點(diǎn)：1—A；2—B；3—C；4—D；5—E。

圖16 鋁合金型材淬火完全冷卻后的等效應(yīng)變分布

4 結(jié)論

1) 針對(duì)某復(fù)雜截面鋁型材擠壓在線(xiàn)風(fēng)淬實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程，建立了有限元模型，采用反求的相同工藝條件下末端淬火實(shí)驗(yàn)界面換熱系數(shù)輸入模型，模擬計(jì)算了型材在線(xiàn)淬火過(guò)程。

2) 在合金淬火敏感溫度區(qū)間內(nèi)，模擬計(jì)算溫度與實(shí)驗(yàn)測(cè)量溫度平均相對(duì)誤差約為8.5%，驗(yàn)證了模型的可靠性。

3) 復(fù)雜截面鋁型材各部位厚度差別較大，整體冷卻不均勻，容易產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力。當(dāng)熱應(yīng)力超過(guò)材料的高溫屈服強(qiáng)度時(shí)，其將引發(fā)塑性變形，當(dāng)塑形變形積累到一定程度時(shí)，型材將產(chǎn)生扭曲或破壞。

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(編輯 陳燦華)

Numerical simulation and experimental verification of extrusion online quenching process of aluminum profile used for traffic

XU Rong1, 2, LI Luoxing1, 2, YAO Zaiqi1, 2, 3

(1. State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body, Hunan University, Changsha 410082, China; 2. College of Mechanical and Vehicle Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China; 3. Virtual Performance Development Division, Geely Automobile Research Institute, Hangzhou 311228, China)

A finite element model for the on-line quenching process of aluminum profile extrusion with complex cross section was established. In this model, the inverse identified interfacial heat transfer coefficient was used as an important parameter to simulate the on-line quenching process of profile extrusion. The results show that the average relative error between the calculated temperature and the measured temperature is about 8.5% within the temperature range of quenching sensitivity, which verifies the reliability of the model. As a result of the characteristics of complexity in shape and difference in wall thickness, the aluminum profile produces the larger thermal stress easily during the quenching process, which makes the probability of quenching distortion increase.

aluminum profile; end quenching; interfacial heat transfer coefficient; inverse analysis method; numerical simulation

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.12.017

TG156.3

A

1672?7207(2017)12?3263?08

2016?12?22；

2017?03?04

國(guó)家“十二五”科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目(2011BAG03B02)；國(guó)家自然科學(xué)基金面上資助項(xiàng)目(51075132)(Project(2011BAG03B02) supported by the National Science and Technology Pillar Program during “Twelfth Five-Year” Plan Period of China; Project(51075132) supported by the National Natural Science Foundation of China)

姚再起，博士，從事汽車(chē)輕量化技術(shù)研究；E-mail：yaozaiqi@163.com