大型复杂薄壁铝合金空心型材挤压成形工艺_孟佳杰.pdf

精 密 成 形 工 程 第 15 卷 第 4 期 58 JOURNAL OF NETSHAPE FORMING ENGINEERING 2023 年 4 月 收稿日期：20221031 Received：2022-10-31 基金项目：上海市青年科技启明星项目（21QB1404500）；上海航天科技创新基金（SAST2020044）Fund：Shanghai Science and Technology Development Funds(21QB1404500);Shanghai Aerospace Science and Technology Innovation Fund(SAST2020-044)作者简介：孟佳杰（1994），男，硕士，助理工程师，主要研究方向为金属材料塑性成形。Biography：MENG Jia-jie(1994-),Male,Master,Assistant engineer,Research focus:plastic forming of metals.通讯作者：徐琅（1988），男，博士，高级工程师，主要研究方向为金属材料塑性成形。Corresponding author：XU Lang(1988-),Male,Doctor,Senior engineer,Research focus:plastic forming of metals.引文格式：孟佳杰,徐琅,李国钧,等.大型复杂薄壁铝合金空心型材挤压成形工艺J.精密成形工程,2023,15(4):58-66.MENG Jia-jie,XU Lang,LI Guo-jun,et al.Extrusion Forming Process of Large and Complex Thin-walled Aluminum Alloy Hollow ProfileJ.Journal of Netshape Forming Engineering,2023,15(4):58-66.大型复杂薄壁铝合金空心型材挤压成形工艺 孟佳杰1,2，徐琅1,2，李国钧1,2，徐晨1,2，欧庆峰3，王玉刚3（1.上海航天精密机械研究所，上海 201600；2.上海神剑精密机械科技有限公司，上海 201600；3.山东兖矿轻合金有限公司，山东 邹城 273513）摘要：目的目的 解决大型复杂薄壁铝合金空心型材挤压过程中材料流速均匀性控制难，以及模具局部应力集中导致模具寿命低、挤压型材尺寸稳定性差的问题。方法方法 采用有限元模拟方法对此类典型型材挤压过程进行仿真分析，根据仿真结果中型材出口材料流速分布情况，通过调控不同部位材料流入量及材料流动阻力，并以型材出口流速差和流速均方差（SDV）作为衡量挤压过程中材料流速均匀性的指标，逐步迭代优化模具结构以提高材料流动均匀性；根据仿真结果中挤压模具应力分布情况，以模具最高应力作为衡量模具强度的指标，逐步迭代优化模具结构以减小模具应力。结果结果 通过迭代仿真依次优化模具工作带长度、分流孔尺寸、阻流块高度等参数，最终型材出口流速差由 25.07 mm/s 降至 2.72 mm/s，流速均方差由 9.84 mm/s 降至 0.72 mm/s；通过迭代仿真优化焊合角度，最终模具最高应力由 945 MPa 降至 863 MPa。采用基于有限元仿真优化结构的挤压模具成功制备了合格的铝合金型材样件，挤压试验结果与数值模拟结果吻合。结论结论 通过优化模具工作带长度、分流孔尺寸及阻流块高度，调控不同部位材料流入量及材料流动阻力，能够有效解决大型复杂薄壁铝合金空心型材挤压流速均匀性差的问题；通过优化模具焊合角度，能够显著降低模具局部应力集中。关键词：大型复杂薄壁铝合金空心型材；数值模拟；流速均方差；模具应力；模具结构优化 DOI：10.3969/j.issn.1674-6457.2023.04.007 中图分类号：TG376.2 文献标识码：A 文章编号：1674-6457(2023)04-0058-09 Extrusion Forming Process of Large and Complex Thin-walled Aluminum Alloy Hollow Profile MENG Jia-jie1,2,XU Lang1,2,LI Guo-jun1,2,XU Chen1,2,OU Qing-feng3,WANG Yu-gang3(1.Shanghai Spaceflight Precision Machinery Institute,Shanghai 201600,China;2.Shanghai Shenjian Precision Machinery Tech-nology Co.,Ltd.,Shanghai 201600,China;3.Shandong Yankuang Light Alloy Co.,Ltd.,Shandong Zoucheng 273513,China)ABSTRACT:The work aims to solve the problem that it is difficult to control the material velocity uniformity during the extru-sion process of large and complex thin-walled aluminum alloy hollow profiles,and the local stress concentration of the die leads 第 15 卷 第 4 期 孟佳杰，等：大型复杂薄壁铝合金空心型材挤压成形工艺 59 to short die life and poor dimensional stability of the extruded profile.The extrusion process of this profile was simulated and analyzed by finite element simulation.According to the material velocity distribution of the extruded profile in the simulation results,by adjusting the material inflow amount and material flow resistance in different parts,and the velocity difference of the extruded profile and the speed deviation(SDV)were used as indexes to measure the velocity uniformity of the material,and then the die structure was optimized gradually to improve the material flow uniformity.According to the stress distribution of the extrusion die in the simulation results,the maximum stress of the die was used as an index to measure the strength of the die,and then the die structure was optimized gradually to reduce the stress of the die.By optimizing parameters such as length of working belt,size of porthole and height of blocking block,the velocity difference of the extruded profile was reduced from 25.07 mm/s to 2.72 mm/s,the SDV was reduced from 9.84 mm/s to 0.72 mm/s.By optimizing the welding angle by simulation,the maximum stress of the die was reduced from 945 MPa to 863 MPa.The aluminum alloy profiles with qualified dimensional accuracy and mechanical properties were successfully prepared with the extrusion die with optimized structure,and the extru-sion experimental results were in good agreement with the numerical simulation results.By optimizing the length of working belt,size of porthole and height of blocking block,and adjusting the material inflow amount and material flow resistance in dif-ferent parts,the non-uniform material flow velocity of large and complex thin-walled aluminum alloy hollow profiles can be ef-fectively solved.By optimizing the welding angle of the die,the local stress concentration of the die can be significantly reduced.KEY WORDS:large and complex thin-walled aluminum alloy hollow profile;numerical simulation;speed deviation;die stress;die structure optimization 大型复杂薄壁铝合金空心型材在航空航天领域有着广泛的应用，其多采用等截面箱（筒）型形式，结构上主要由外层蒙皮和内层筋条组成。这类构件目前主要采用对蒙皮和筋条分别塑性成形，再焊接为一体的制造方案，制造工艺流程繁琐，加之焊接前后对蒙皮和筋条都需进行校形及修配，焊接还需定制专用工装以保证焊接过程不发生明显变形，致使此类构件制造周期长、成本高。挤压成形可生产具有特定断面特征的型材，具有成形精度好、生产效率高、成本低等优势1-3。为提高此类型构件生产效率，降低制造成本，文中以典型大型复杂薄壁铝合金空心型材构件为对象，采用挤压成形的方法对其进行整体成形。但此类构件断面外接圆直径一般在 200 mm 以上，属于大断面/超大断面型材，研究表明，此类大断面型材挤压成形主要存在两个方面的难点：一方面，此类大断面型材模具设计需综合考虑如型材最小壁厚、是否存在悬臂、是否具有空腔等问题，模具设计难度高4-5，不合理的模具设计极易导致挤压过程中型材断面各部位材料流速不均匀，致使型材出现扭拧、波浪、起皱等缺陷，甚至无法成形；另一方面，由于热挤压过程中模具长时间承受高温、高压、高摩擦及反复的循环应力作用6，工况极其恶劣，加之模具结构复杂，模具局部应力集中区极易产生塑性变形，影响挤压型材的尺寸稳定性，甚至导致模具开裂失效，因此，模具设计是决定此类型材挤压产品质量的关键。对于此类构件模具的设计，需要在保证金属流速精确调控的前提下，同时保证模具强度。目前，此类大型复杂薄壁铝合金空心型材的模具结构主要依赖设计者的经验完成初始设计，再通过试 模不断优化，一次试模成功率非常低，一般需根据初次试模结果，反复修模、试模，直至型材满足要求7，整个试模周期长，试模过程中存在模具损坏的可能性，且最终设计的模具结构仍可能存在不合理之处，影响模具使用寿命。随着计算机与数值模拟技术的日益发展，有限元仿真技术的计算效率和可靠性逐步提升，凭借有限元技术对型材挤压过程进行模拟，预测材料流动规律及模具受力情况，以此为依据，科学地优化模具结构，可极大程度提高模具设计效率，降低型材研制风险和试错成本8-9。文中以典型大口径复杂薄壁铝合金空心型材为研究对象，通过商业有限元软件 HyperXtrude 对其挤压成形过程进行模拟计算，并依据计算结果对型材出口流速及模具强度进行优化，以获得合格的挤压型材。1 型材挤压模具设计 选用的典型型材截面尺寸见图 1。型材外形为八边形，内部呈空心结构，内壁上有 4 根筋条，截面上存在 3、6、9 mm 3 种壁厚，其横截面积约为 6 791 mm2，外接圆直径为 356 mm。根据最终成形型材尺寸，参考文献11，选用吨位为 150 MN 的卧式正向挤压机，通过内径为 650 mm 的挤压筒对外径 640 mm 的铝合金坯料进行挤压成形，计算得到挤压比为 48.9。挤压模具选用平面分流组合模12-15，其中上模轮廓尺寸为 798 mm280 mm，下模轮廓尺寸为798 mm140 mm，上、下模三维结构如图 2 所示。为合理分配金属材料并平衡各处流速，根据型材的断面结构，于上模设计 12 个对称分布的分流孔，其中 60 精 密 成 形 工 程 2023 年 4 月 图 1 大型复杂薄壁铝合金空心型材截面（单位：mm）Fig.1 Section of large and complex thin-walled aluminum alloy hollow profile(unit:mm)图 2 挤压模具三维结构 Fig.2 3D structure of extrusion die:a)upper die;b)lower die 外圈 8 个分流孔对构件外层蒙皮供料；内圈 4 个分流孔正对 4 个内层筋条，为内层筋条供料；上模分流孔斜度设为 5，防止供料直冲。下模采用蝶形焊合室结构以减小焊合室底部边缘的死区，焊合室总高度为40 mm，其中一级焊合室高 34 mm，二级焊合室高6 mm。根据文献16初步设计的工作带长度如图 3 所示，其中蒙皮长边对应的工作带长度为 5 mm，蒙皮短边及内层筋条对应的工作带长度为 10 mm。图 3 初始工作带长度设置示意图（单位：mm）Fig.3 Schematic diagram of setup of initial working belt length(unit:mm)2 型材挤压成形有限元建模 挤压模具材料选用热作模具钢 H13，铝合金坯料选 用 AA6005A（均 匀化 退 火 态），挤 压 模 具 及AA6005A 铝合金材料物理性能参数6如表 1 所示。表 1 H13 钢和 AA6005A 铝合金的物理性能参数 Tab.1 Physical parameters of H13 steel and AA6005A aluminum alloy Physical parameters H13-Steel AA6005ADensity/(kgm3)7 870 2 700 Specific heat capacity/(Jkg1K1)460 896 Thermal conductivity/(Wm1K1)24.3 180 Elastic modulus/GPa 210 40 Poissons ratio 0.35 0.35 此外，本研究基于 AA6005A 铝合金 Gleeble 热模拟压缩试验结果，构建了 Arrhenius 本构方程17-18，如式（1）所示，该方程将作为后续模拟的材料本构模型。()sinhexpnQART-=|?(1)式中：?为应变速率，s1；T 为热力学温度，K；为流变应力，MPa；R 为通用气体常数，8.314 J/(molK)；Q 为热变形激活能，kJ/mol；和 n 为材料常数。通过计算得到=0.028，n=5.828，Q=160.774 kJ/mol，ln A=23.642。本研究采用 HyperXtrude 软件进行挤压过程有限元建模及仿真，根据文献19，挤压过程中模具工作带部分的摩擦条件接近滑动摩擦，模拟中采用摩擦因数为 0.3 的库伦摩擦19；其他部分材料和模具间基本不发生相对滑动，模拟中采用黏着摩擦条件；模具与材料间的传热系数取 3 000 W/(m2K)19,21。根据实际铝材挤压生产经验及相关文献资料22，坯料及模具预热温度取 510，挤压筒预热温度取 480，挤压杆第 15 卷 第 4 期 孟佳杰，等：大型复杂薄壁铝合金空心型材挤压成形工艺 61 速度取 1.5 mm/s。3 挤压过程材料流速场分析及优化 3.1 型材出口材料流速场分析 对于挤压过程中型材流速分析，一般采用流速均方差（SDV）衡量型材出口变形情况，以表征模具出口处材料流动的均匀程度，以式（2）进行描述23。()2=1SDV=niivvFn-(2)式中：FSDV为流速均方差；vi为型材截面任一结点 i 处材料流速，mm/s；v为截面所有被统计结点材料平均流速，mm/s；n 为被统计结点总数。型材出口SDV 值越小，材料流动差异越小，型材出口材料流动均匀性越好。型材挤压过程中，挤压模具工况恶劣，难免产生微小的局部弹性变形，为了研究这种局部弹性变形对挤压的影响程度，本文在有限元仿真中考虑了挤压过程中模具变形对挤压结果的影响。按照上文的挤压工艺参数进行有限元仿真，得到挤压型材出口材料流速，如图 4 所示，其中，图 4a、b 分别为挤压过程中未考虑模具变形及考虑模具变形的模具出口材料流速分布图，二者均显示出型材内层筋条处材料流速最高，蒙皮长边处材料流速最低，蒙皮短边处材料流速介于前两者之间。具体材料流速如表 2 所示，不考虑模具变形和考虑模具变形两种情况的流速差分别为 15.7、25.07 mm/s，SDV 分别为 6.37、9.84 mm/s。在考虑模具局部变形后，内层筋条处的材料流速得到一定提高，而蒙皮长 边处的材料流速整体降低，材料流速差和 SDV 均提高 50%以上。因此，在实际挤压过程中，由于挤压模具存在不可避免的局部微小变形，型材流速的均匀性可能遭到严重恶化，模具局部变形不可以简单忽略。下文有限元仿真在挤压过程中均考虑模具变形的影响。仿真结果表明，在考虑模具变形的情况下，型材出口材料流速不均匀性较高，初始模具结构设计存在一定问题，需进行改进。3.2 材料流速场优化控制 3.2.1 模具工作带调整 挤压模具中，工作带对金属的流动起阻碍作用，工作带长度越大，对金属的摩擦阻力越大，通过调节模具不同部位工作带的长度可以调节型材出口材料流动的均匀性。工作带的最小长度应保证挤压模具具有足够的耐磨能力和使用寿命，但工作带过长可能导致挤压力增大、堵模概率提高、型材表面质量差等问题。根据文献16可知，本研究模具工作带长度在 5 15 mm 范围内较为合理。经过多轮有限元仿真迭代，最终工作带尺寸调整至如图 5a 所示方能实现型材出口流速均匀，其中，型 材 出 口 材 料 流 速 达 到 2.36 mm/s，SDV 达 到0.72 mm/s，此时型材出口材料流速如图 5b 所示。但此时蒙皮短边和内层筋条处对应的工作带尺寸过长，分别为 17、23 mm，实际挤压过程中很可能出现堵模或型材表面质量差等问题。因此，结合工作带的合理范围要求，将工作带调整为图 6a 所示结构，此时仿真所得挤压型材出口处材料流速分布情况如图 6b 所示。相较于图 5 中的调整，由于此时蒙皮短边及内层筋条处工作带长度减 图 4 型材出口材料流速分布图 Fig.4 Diagram for material velocity distribution of the extruded profile:a)without considering the die deformation;b)with considering the die deformation 表 2 不考虑模具变形和考虑模具变形情况下的材料流速情况 Tab.2 Material velocity of the extruded profile without considering the die deformation or with considering the die deformation Deformation of die Maximum velocity/(mms1)Minimum velocity/(mms1)Velocity difference/(mms1)SDV/(mms1)Not considered 66.29 50.59 15.7 6.37 Considered 68.93 43.86 25.07 9.84 62 精 密 成 形 工 程 2023 年 4 月 图 5 工作带长度调整（过度调整工作带）Fig.5 Adjustment of working belt length(the working belt is over adjusted):a)schematic diagram of working belt(unit:mm);b)material velocity distribution of the extruded profile after adjusting the working belt 图 6 工作带长度调整（合理调整工作带）Fig.6 Adjustment of working belt length(the working belt is adjusted reasonably):a)schematic diagram of working belt (unit:mm);b)material velocity distribution of the extruded profile after adjusting the working belt 小，两处的材料流速均高于蒙皮长边，材料流速差为8.43 mm/s，SDV 为 3.31 mm/s，材料流速仍具有一定不均匀性，但相比于工作带调整前，型材流速均匀性已得到明显的改善。仿真结果表明，通过调整工作带可以有效提高型材流动均匀性，但工作带的调整对流速的调控程度有限，下文将在此基础上通过模具其他结构的调整以调整流速分布。3.2.2 模具分流孔调整 由于型材内层筋条主要由模具中间 4 个分流孔供料，针对内层筋条处材料流速高于其他区域的问题，考虑通过减小中间 4 个分流孔尺寸的方法减小该区域材料流速，达到平衡流速的目的。通过设置一系列具有不同尺寸中间分流孔的挤压模具进行仿真，其中中间 4 个分流孔初始尺寸均约为 4 800 mm2。型材出口材料流速差、SDV 与中间分流孔尺寸关系的仿真结果如图 7 所示，仿真结果显示，随着中间分流孔尺寸的减小，型材出口材料流速差、SDV 值均呈先降后增的趋势，当中间分流孔尺寸在 4 3564 456 mm2范围内，此时流速差达到约 7 mm/s，SDV 值达到约2.5 mm/s，流速均匀性最高。图 7 型材出口材料流速差及 SDV 与中间分流孔尺寸关系 Fig.7 Relationship between velocity difference and SDV of the extruded profile and the size of porthole 考虑到分流孔的减小可能导致挤压力的增大，根据以上仿真结果，将中间分流孔尺寸设置为 4 456 mm2，中间分流孔经调整后型材出口材料流速分布如图 8所示。此时内层筋条处的材料流速得到明显抑制，型材出口材料流动均匀性得到一定程度的提高，但蒙皮短边处的流速仍然远高于其他区域，需对模具进行进一步优化。第 15 卷 第 4 期 孟佳杰，等：大型复杂薄壁铝合金空心型材挤压成形工艺 63 图 8 调整分流孔后型材出口材料流速分布 Fig.8 Material velocity distribution of the extruded profile after adjusting the porthole size 3.2.3 模具阻流块调整 针对短边蒙皮处流速高于其他区域的问题，采用增设阻流块24的方法平衡流速分布。阻流块主要设置于材料流速较快的区域以降低该处流速，在模具设计中应用广泛，阻流块高宽比一般不大于 1.525-26。如图 9 所示，将阻流块布置于 4 处蒙皮短边对应的下模一级焊合室中，选择的初始阻流块宽 10 mm、高 5 mm，通过设置一系列具有不同高度阻流块的挤压模具进行仿真。型材出口材料流速差、SDV 与阻流块高度关系的仿真结果如图 10 所示，仿真结果显示，随着阻流块高度的增大，型材出口材料流速差、SDV 值均呈先降后增的趋势。当阻流块高度为 10 mm 图 9 阻流块布置 Fig.9 Arrangement of blocking blocks 图 10 型材出口材料流速差及 SDV 与阻流块高度关系 Fig.10 Relationship between the material velocity difference and SDV of the extruded profile and the height of blocking block 时，流 速 差 降 至 约 2.15 mm/s，SDV 值 降 至 约0.6 mm/s，流速均匀性最高，流速差和 SDV 较优化前分别降低 91%和 94%。型材出口材料流速分布如图11 所示，此时型材流速均匀性得到大幅提升。图 11 增设阻流块后型材出口材料流速分布 Fig.11 Material velocity distribution of the extruded profile after adding blocking block 4 挤压模具强度分析及优化 4.1 挤压模具强度分析 铝合金型材挤压过程中，模具长时间处于高温高压的恶劣环境，尤其是上模分流桥，其沿挤压方向受到材料的直接冲击，是模具上最容易发生变形、失效的部位。图 12 为经上文优化后的模具在挤压过程中的等效应力分布结果。由图 12 可知，挤压过程中上模分流桥整体应力水平最高，其中最大应力位于上模分流桥根部倒角处，该处应力集中效应明显，最大应力值达到 945 MPa，模具其他部位应力均低于 750 MPa。而 H13 模具钢在 550 下屈服强度为 902 MPa，抗拉强度为 1 058 MPa27，生产过程中模具分流桥根部极有可能发生永久塑性变形甚至开裂失效，轻则影响挤压型材成形精度及产品质量稳定性，重则挤压模具造成提前报废，所以必须对模具应力进行优化。图 12 优化后挤压模具应力分布 Fig.12 Stress distribution of extrusion die after optimization:a)upper die;b)lower die 4.2 模具分流桥强度优化 上模分流桥根部出现的应力集中现象是上模分64 精 密 成 形 工 程 2023 年 4 月 流桥根部倒角斜度（焊合角）设计不合理导致的。为保证挤压时的模具强度，在分流桥宽度、高度保持不变的前提下，通过设置一系列具有不同焊合角的挤压模具进行仿真，结果表明，应力集中（模具最大应力）均出现在上模分流桥根部。图 13a 为模具最大应力与焊合角关系的仿真结果，结果显示，随着焊合角的增大，模具最大应力呈先降后增的趋势，当焊合角为25时，模具最大应力达到最低值，为 863 MPa，此时模具最高应力相比焊合角调整前降低了 82 MPa。焊合角为 25时挤压模具应力分布如图 14 所示，对比图13 和图 14 可以发现，焊合角调整为 25后，上模分流桥根部仍存在一定的应力集中区，但相比于焊合角优化前，优化后此处应力集中区的应力大小明显减小，由 945 MPa 降至 863 MPa，低于 H13 模具钢在挤压工况下的屈服强度（902 MPa），上模分流桥根部应力集中现象得到明显的缓解，理论上在实际挤压过程中模具仅发生弹性变形，没有产生塑性变形或开裂失效的风险，有利于延长模具的使用寿命；此外，由于模具理论上不发生塑性变形，挤压生产过程中模具累 图 13 焊合角对挤压过程的影响 Fig.13 Effect of welding angle on extrusion process:a)rela-tionship between maximum stressand welding angle of die;b)relationship between material velocity difference/SDV and welding angle of the extruded profile 图 14 焊合角为 25时型挤压模具应力分布 Fig.14 Stress distribution of extrusion die when the welding angle is 25:a)upper die;b)lower die 积的塑性变形对型材尺寸精度的影响降低，有利于保证挤压型材的成形精度和尺寸稳定性。此外，型材出口材料流速差及 SDV 与焊合角的关系如图 13b 所示，结果表明，随着焊合角的增大，型材出口材料流速不均匀性整体呈上升趋势。结合模具应力与型材流速均匀性，最终选择焊合角为 25，此时型材出口材料流速分布如图 15 所示，型材出口流速差为 2.72 mm/s，SDV 为 0.72 mm/s，内层筋条处流速相对较高，但此时材料流速均匀性降低不明显，无需对材料流速进一步优化。图 15 焊合角为 25时型材出口材料流速分布 Fig.15 Material velocity distribution of the extruded profile when the welding angle is 25 5 挤压试验验证 根据上文多次迭代优化得到的最终模具结构加工挤压模具，在 150 MN 卧式正向挤压机上进行AA6005A 铝合金型材挤压样件的试制，挤压参数与模拟保持一致（如表 1 所示）。挤压试验顺利进行，实际挤压试验过程与有限元仿真结果吻合度高，挤压过程中挤压模具未发生任何形式的失效。挤压制得的铝合金型材试制件如图 16 所示，铝合金型材表面无明显焊合线，表面质量良好，经测量，其形状尺寸精度及力学性能满足要求，证明了有限元仿真的可靠性。第 15 卷 第 4 期 孟佳杰，等：大型复杂薄壁铝合金空心型材挤压成形工艺 65 图 16 大型复杂薄壁铝合金空心型材试制件 Fig.16 Large and complex thin-walled aluminum alloy hollow profile 6 结论 基于 HyperXtrude 对某大型复杂薄壁铝合金空心型材挤压工艺过程开展了有限元模拟，对影响挤压过程中材料流速均匀性及模具应力的因素进行了分析与优化，得到以下主要结论。1）考虑挤压过程中的模具变形后，型材出口流速差增大了 59.7%，流速均方差增大了 54.5%，说明挤压过程中，由于挤压模具处于热力载荷的恶劣工况下，模具局部产生的弹性变形将导致工作带的尺寸和角度发生改变，显著恶化型材流动的均匀性，影响挤出型材的成形精度。2）针对本文型材，通过有限元仿真迭代计算依次优化了模具工作带长度、分流孔尺寸、阻流块高度等参数，最终型材出口流速差降低了 89.2%，流速均方差降低了 92.7%，表明工作带、分流孔及阻流块参数的设计对型材出口流速均匀性至关重要。3）在一定范围内，型材出口流速均匀性随分流孔尺寸或阻流块高度的增大而先增后减，通过适当调整模具分流孔、阻流块等尺寸可有效调节型材出口材料流速的均匀性。4）在一定范围内，分流桥根部最高应力随分流桥焊合角的增大而先减后增，通过合理调整分流桥焊合角，模具最大应力降低了 8.7%，降至模具材料屈服强度以下，有效降低了分流桥根部应力集中，有助于提高产品质量稳定性、延长模具使用寿命。参考文献：1 XU Cong,ZHENG Rui-xiao,HANADA S,et al.Effect of Hot 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