论挤压毛刺的形成原因

1、表面毛刺的形成：挤压速度极限图中的新极限A.J. den Bakker, Nedal Aluminum, Utrecht, The Netherlands（ 荷兰 ）X. Ma, M2i Materials Innovation Institute, Delft, The Netherlands（ 荷兰 ）R.W. Werkhoven, TNO Science & Industry, The Netherlands （荷兰）M.B. de Rooij, University of Twente, Enschede, The Netherlands （荷兰） 摘要：铝挤压材的表面质量常由不希望出

2、现的产品缺陷特性所制约， 如毛刺。 毛刺形成的关键区域在模具的工作带， 在此处可分出粘性区和滑移区。 滑移区的 长度可根据工作带的压力分布及摩擦行为进行计算。 在滑移区内， 挤压制品上的 铝会转移至模具表面。 基于毛刺的形成机理， 创建了一种描述铝挤压产品表面质 量的模型。该模型计算了工作带表面铝瘤的形成， 生长以及脱落。 其中重要的参 数是工作带的微观几何形貌， 铝合金特定行为， 工作带上的压力分布， 以及挤压 参数，如挤出速度和挤压材的表面温度。从 AA6063 实验室规模试验测量的结果 表明：实际情况同模型符合性很好。 以表面质量图表的形式介绍了计算结果， 而 且还介绍了毛刺数的归一化计

3、算曲线。 结合传统的挤压极限图， 这些表面质量图 表开启了一扇改进实际操作工艺的观察窗口。简介： 挤压极限图（见图解 1）是表示无缺陷挤压安全操作边界的规定。该 工艺窗口一边由压力和达到适当的机械性能的限制线包围， 另一边由表面缺陷开 始产生的限制线包围，如模线多、撕裂等由热问题引起的缺陷。在极限区内，可 以避免这些缺陷。 从产品质量和生产效率考虑， 最佳的操作条件的区域位于直线 图中的“最高点”。图 1. 挤压极限图的图解说明表面毛刺的产生是同挤压制品质量要求相关的主要问题之一， 但不是由现有 的挤压极限图确定的一个缺陷特征。毛刺的形成主要由挤压模工作带区域决定 的。以前的文献区分工作带区间

4、的描述是： 在工作带上， 滑移区位于工作带进口 处，粘性区位于工作带出口处。 粘性区和滑移区的分界点是， 由挤压材同工作带 之间界面处的剪切强度同铝的剪切强度之比控制。 当这个比例高时， 工作带同挤 压材界面处的滑移受到阻碍。 粘性摩擦是表面质量的主要因素。 如果工作带上的 压力分布和摩擦系数已知，那么可以计算工作带上滑移区的长度。在滑移区内， 工作带和挤压制品表面之间局部粘附性铝的转移， 能在挤压材表面形成毛刺。 毛 刺以断续撕裂痕的形貌在铝挤压材表面出现， 常常以一种高出表面几百微米的突 出金属瘤状物终止。挤压材表面毛刺的图解说明见图 2：挤压方向图 2. 挤压材上典型毛刺的图解说明金属瘤

5、的形成模型： 表面毛刺形成过程可以概括为发生在工作带上滑移区的四个连续的阶段， 见 图 3 ：1. 起始阶段：模具钢和铝之间产生摩擦，发生了铝转移到模具工作带表面的 现象。此过程发生在滑移区，起始点发生在硬质模具粗糙的部位。2. 生长阶段：在这个阶段，随着铝的不断转移至模具工作带上，起始点（后 称金属瘤）将会逐步长大。铝不断地增加到铝瘤上，形成一种多层结构。在此生 长步骤中，因为金属瘤之中存在“竞争”现象，在其他大多数金属瘤长大后，可 能有些粘附在模具上的金属瘤已经首先失去接触。 此时，通过接触和接着合并其 他许多小金属瘤，金属瘤将会长大至 100m 左右。3. 脱附阶段：有些临界大小的金属瘤

6、，由于在金属瘤和移动的挤压材之间存 在高速摩擦，导致金属瘤产生翻转，最终从工作带上脱附。但，金属瘤顶端还同工作带表面接触，这样使得金属瘤沿着挤压方向弯曲。 （见图 2 顺时针方向）4. 拖尾形成阶段：在此阶段，脱附的金属瘤粘附在模具工作带的缝隙中， ， 直到金属瘤的底部和顶部同工作带及挤压材表面接触， 但金属瘤同模具工作带的 摩擦力阻止了金属瘤同挤压材一起移动， 结果在移动的挤压材表面形成了一个拖 伤的印痕。为了评估毛刺在表面形成的程度， 假设脱附的金属瘤的数量代表挤压材表面 毛刺形成的程度。 根据以前的文献描述， 建立了一种能计算从模具工作带上脱附 的毛刺数量的数学模型。 此数学模型是基于以

7、前的数学模型基础上发展的， 主要 针对的是工作带和挤压材的接触及金属瘤的生长。 模型中重要的输入参数是接触 条件，如界面上的温度， 挤压速度，接触压力， 模具工作带表面的微观几何结构， 界面剪切强度（ int），以及挤压材的剪切强度（ k）。界面的剪切强度（ int）反映了模具工作带和挤压材之间的粘性程度。界面 的剪切强度取决于一系列的因素， 包括润滑状态， 局部接触条件， 化学成分等，。 对于干性接触，剪切强度达到 1，处于上限。在铝挤压过程中工作带区域的接触条件是伴随少量氧化的干性接触， 因此，在面处形成一种粘附性连接块。 对于这 种情况的一种无量纲剪切强度表达式见公式 1（1）在此公式中

8、， LH是融化潜热（ J/Kg）,是密度（ Kg/m3）v是速度（ m/s）,并且f是屈服应力（ MPa） 以上公式考虑了粘附连接的剪切强度 int ，此时两个金属表面允许在界面 处滑动。按照 Tverlid 模型,模型中增加的速度期包含了速度弱化的效果， 当滑移的速 度增加时，产生粘附带的时间缩短了，因此，减少了粘附连接的剪切强度。在表面粘附的情况下， （V=0） ,指数函数数值取 1。对特定 AA6063 合金行 为的一种模型， Selless-Tegart法则适用，综合了屈服强度和硬度之间关系的 Tabar 关系式，列方程如下：2）在此公式中， Z 是 ZeneHollomon 参数，或

9、换一种称谓为温度补偿应力速率，定义如下：在 AA6063合金中，变形过程的动力学恢复和再结晶 （应力软化） 产生的微 观结构变化是重要的， 并且在挤压条件下必须考虑这些因素。 为综合这些影响因 素，依赖于温度和应力的参数 Sm和 m，可由公式 4求得：对于 AA6063合金，在表 1 中的参数可以由回归函数计算出：表1 AA6063合金的基本参数参数数值单位Sm25e6Pam5.4-AZ6e9-1s-1Q1.4e5J/molR8.314J/molK表面质量的预测已经应用于有限元分析模型中， 如，设定等温条件下 ,AA6063 铸锭材料数据的全塑性本构行为， 以及在工作带挤压材界面处全粘性行为。

10、 采用 Marc公司 MSC软件，用 3-D 有限元分析模拟了一种实心的挤压材。选择的挤压型材是一个款 15.1mm,厚 3.1mm的实心长方形型材， 工作带长度设计为沿整个挤 压通道口周围 6mm的恒定值。采用挤压材表面温度条件值 Text(500 ， 540， 560和 580 )以及挤压速度条件值 vext ( 0.1m/s,0.2m/s 和 0.3m/s) , 来进行模 拟计算。沿着工作带长度方向计算的标称接触压力分布见图 4，可以看出接触压 力水平随着温度升高而降低， 但随挤压速度增加而增加， 这是由铝合金的基本特 性决定的。结果：100 个挤压循环后，计算的脱附金属瘤数是挤压材表面

11、温度和出料速度 的函数，见图 5（a）和图 5（b）所示。从图上可看出，脱附的金属瘤峰值（即表面毛刺缺陷）的产生是温度和挤 压速度两者的函数， 这样意味着表面质量的提高或者降低并不随温度和挤压速度 单独变化。随着表面温度和挤压速度的增加，表面质量降低直至达到一个峰值， 而表面温度和挤压速度的进一步提高， 减少了表面缺陷的产生， 反而提高了表面 质量。峰值的位置随着温度和速度的不同而变化， 虽然挤压时， 挤压材表面温度 较高，但在低的挤压速度时，出现表面缺陷的峰值，见图 5（b）所示。同样地， 挤压速度最高时，最差的表面质量出现在较低的表面温度条件下，见图5（ b）所示。这是由于改变 Text

12、和 vext 导致 f hk 值变化的原因（公式 1）。上述结果同 Parson 等观察结果符合得很好。上述结果与不同温度和挤压速 度下 f hk 值的变化有关。这些结果充分证明，使用低温和较低的挤压速度，都能 在工作带上形成连续铝转移层， 或者采用高温和高挤压速度越过峰值挤压以减弱 界面摩擦力，这样能减少铝的转移量。见图 5，在较高温度和挤压速度条件下，以表面质量图表的形式表达的模拟结果。 对于特殊挤压过程的质量图表绘制如图6 。图 6 中归一化的数字表示表面缺陷相对数。 “ 1”表示表面质量最差。最差表 面质量的区域形成一个倾斜带状的区域 : 对较高的挤压速度值，较差的表面质量 所对应的温

13、度降低了。 两个箭头指示如何调整挤压参数以改进表面质量避开箭 头后面“最差表面”区域。特别指出的是，同传统的挤压极限图相同，这样一个 表面质量图，仅对某一种特定的设置条件有效，并且受条件的改变的影响，如。 接触压力水平， 模具工作带几何形状， 以及工作带的粗糙度值等的改变。 对特定 的设置条件（模具、合金和工作带） , 表面质量图是固定不变的。这就意味着， 如果仅选择工艺参数，即温度和出口速度（在模具设计完成后） ，就能描绘出表 面质量图 （见图示的归一化数字 ） ，而且当模具和工作带设计是设计过程的一部 分，对模具几何形状，合金等每一项改变都能计算出表面质量图。试验同模拟计算结果的比较：采用

14、一台实验级的水压机（比压 960MPa,1英寸挤压筒， 50 吨的挤压力）， 挤压出长条形型材， 测试这根长条形型材。 在此试验中， 工作带的几何尺寸大小， 即工作带的角度和工作带的长度， 型材的厚度以及工艺条件等因素是不同的。 采 用单批直冷铸造并均匀化处理的粗坯，经过加工处理，生产出AA6063圆铸锭。圆铸锭加热到设定的温度再输送到挤压机。 通过安装在模具工作带下的热电偶监控挤压过程的温度。在 1520 15mm的区域内，在下述的条件下，数出挤压条材 上的毛刺数目。另外，对条形的几何形状型材，采用表面质量指示模型，计算 100 次挤压循环的毛刺数目。在最大量的毛刺和脱附的金属瘤出现的情况下

15、，测 量和计算的结果均进行归一化处理。 在低压条件下， 随着工作带的几何形状的变 化，形成的毛刺增加了。顺畅型工作带设计和阻塞型相比，滑移区增大了，毛刺 数增多了。在所有情况下，理论计算的脱附金属瘤数量同条型型材上实际测量的 数量符合得很好。如例，见图 7和图 8所示，对不同的出口温度，将一些实验结果和计算结果 进行了比较。在这些试验中，对于一个角度 -0.3 ，工作带长度 8mmde畅 顺型 模具, 圆铸锭温度和挤压材温度是变化的，并且挤压条材的厚度是2mm。数据也显示，表面缺陷数及平均尺寸大小，在模型计算和试验结果之间符合性很好。以上结果显示，表面质量的预测给出了表面缺陷归一化数及尺寸大小

16、很好的 推断。这个模型解释了 f hk 值的影响（仅对挤压材表面温度的情况）以及它对表 面缺陷尺寸大小的影响。 表面缺陷数随温度的增加而增加直至达到峰值， 如后面 温度再升高则会减少表面缺陷数。讨论：本文提出的模型以及上述案例研究的结果清楚地揭示了以下事实： 对于特定 的几何结构的模具及合金成分， 毛刺的形成取决于工艺条件。 另一种解释是， 导 致毛刺形成的操作条件是本质上复杂的。 结果表明毛刺的产生到达一个峰值。 一 方面，这个峰值由工艺设置限定在“安全”的低温低挤压速度挤压条件范围内。 相反地，另一方面， 通过设置与挤压过程临界极限有关的挤压工艺条件， 得到对 毛刺产生有改善的结果，如高温

17、高速挤压。如上所述，现用的挤压极限图确定了得到好的产品质量的工艺操作条件范围。 在这个边界范围内， 避免了不希望发生的现象。 本文所述的工作表明： 在一个长 方形的操作条件设置区域内， 对不宜毛刺形成的条件达到一个最大值， 如表面质 量图6所示。因此，取决于特定的合金，模具结构以及工艺条件， 图中组合的“安全区”，各自表示对工艺极限和产品特性的可接受条件，将分别推导出一些特殊 的操作工艺条件。 这就取决于最佳生产效率范围之外的工艺条件设置， 确保生产 出有最少毛刺的型材，如图 9 所示。结论： 本文提出了一种有关铝挤压表面质量的数学模型并通过挤压试验验证是有 效的。而且测量了表面缺陷的数量及毛

18、刺头部的平均尺寸大小。 试验表明： 该模 型对表面缺陷的数量和大小给出了很好的预测，并能作为表面质量的预测工具。 按照改进的模型及实际测量可得出以下结论：沿着工作带公称压力的变化导致表面质量发生实质性的改变：低到中等的压 力水平有利于表面缺陷的形成， 这种条件延长了滑移区， 同时，金属瘤的形成模 式从聚集控制模式改变为生长控制模式。挤压条件如挤压材温度及挤压速度，通过改变 f hk 值来影响表面质量。理论 计算和试验表明： 表面缺陷随出口温度 Text 的升高而增多直到峰值， 而温度进一 步的升高反而导致较少的表面缺陷的形成。表面缺陷同 f hk 值有紧密的联系， f hk 值随挤压材表面温度

19、和挤压速度改变 而变化。采用挤压极限图和表面质量图可以优化的挤压工艺，既符合表面质量要求又 能满足生产效率的要求。致谢：本项目的研究是在材料创新学会 （M2i）的架构内研究项目的支持下完成的 （计 划编号 MC5.05218）。参考文献：1 S. Tverlid, Modelling of Friction in the Bearing Channel of Dies for Extrusion of Aluminum Sections, PhD thesis, Norwegian University of Science and Technology, Norway, 1998.2 S.

20、Abtahi, Proceedings of the 6th International Extrusion Technology Seminar, Chicago, USA,1996.3 X. Ma, M.B. de Rooij, and D.J. Schipper, Tribology International , Vol. 43, 2008, p. 1138.4 X. Ma, Surface Quality of Aluminum Extrusion Products , PhD thesis, University of Twente, TheNetherlands, 2011.5

21、M.B. de Rooij and D.J. Schipper, Journal of Tribology , Vol. 123, No. 3, 2001, p. 474.6 X. Ma, , M.B. de Rooij, and D.J. Schipper, Wear, Vol. 269, 2009, p. 790.7 M.B. de Rooij and D.J. Schipper, Journal of Tribology , Vol. 123, No. 3, 2001, p. 469.8 H. Ernst, and M.E. Merchant, Transactions of the American Society of Metals,