本發(fā)明涉及熱加工領(lǐng)域中難變形合金的熱加工鍛造，具體是在局部加載成形方法制造筋板件的條件下，一種用于局部加載過渡區(qū)預(yù)制坯形狀的優(yōu)化方法。

背景技術(shù)：

航空宇航構(gòu)件日益要求大型整體化、薄壁輕量化、形狀復雜化。采用鈦合金等高性能輕質(zhì)合金材料和薄壁、整體、帶筋的輕量化結(jié)構(gòu)是提高零部件的性能和可靠性、實現(xiàn)裝備輕量化的有效途徑。由于鈦合金變形抗力大，且構(gòu)件結(jié)構(gòu)復雜、投影面積大，采用傳統(tǒng)鍛造工藝整體成形此類構(gòu)件不僅對設(shè)備噸位有很高的要求，而且容易出現(xiàn)材料充填困難、鍛件質(zhì)量難以保證等問題。因此，要求不斷發(fā)展精確塑性成形新原理、新方法，研究開發(fā)先進的塑性成形技術(shù)以實現(xiàn)此類大型整體構(gòu)件的成形制造。等溫成形技術(shù)可顯著降低材料流動應(yīng)力，局部加載工藝不僅可有效降低鍛造載荷，還可拓展成形構(gòu)件的尺寸范圍。等溫局部加載成形技術(shù)將二者有機結(jié)合，為鈦合金大型整體筋板構(gòu)件的成形制造提供了一條新的有效途徑，能夠解決航空航天用高性能輕量化構(gòu)件成形制造的難題，是迫切需要研究發(fā)展的先進塑性成形技術(shù)。在局部加載成形過程中，僅對工件某個局部區(qū)域施加載荷，然后通過變換加載位置、累積局部變形，從而成形整個構(gòu)件。因此，構(gòu)件上存在著加載區(qū)、未加載區(qū)和連接二者的過渡區(qū)。然而在成形過程中，過渡區(qū)會發(fā)生非常復雜的不均勻變形和材料流動，可能會產(chǎn)生折疊及充填不滿等宏觀成形缺陷。

高鵬飛等在theinternationaljournalofadvancedmanufacturingtechnology，2014年，第76卷，5-8期，1339–1347頁上發(fā)表的quantitativeanalysisofthematerialflowintransitionalregionduringisothermallocalloadingformingofti-alloyrib-webcomponent論文中研究發(fā)現(xiàn)在局部加載過渡區(qū)，成形過程中存在跨筋的橫向材料轉(zhuǎn)移，材料會由加載區(qū)轉(zhuǎn)移至未加載區(qū)，這種材料轉(zhuǎn)移是導致過渡區(qū)產(chǎn)生折疊缺陷的本質(zhì)原因。而且，隨著材料橫向轉(zhuǎn)移量的增加，折疊的嚴重程度呈線性關(guān)系增加。另外，張大偉等在journalofmaterialsprocessingtechnology，2010年，第210卷，2期，258–266頁上發(fā)表的analysisoflocalloadingformingfortitanium-alloyt-shapedcomponentsusingslabmethod論文中研究了筋板構(gòu)件在局部加載過程中的材料流動和充填情況，發(fā)現(xiàn)如果在上模行程完成前筋型腔若已充填完畢，當上模繼續(xù)壓下，型腔無法容納繼續(xù)充填的金屬，這樣將迫使充填型腔的金屬沿腹板向外流動，造成大量金屬沿一個方向快速移動，容易導致相鄰已成形筋條產(chǎn)生折疊、穿筋、流線紊亂等缺陷，并造成鍛造載荷急劇上升，減少模具使用壽命。相反地，如果在局部加載成形結(jié)束后，若筋型腔未充滿，則會使筋高達不到要求。由于這些缺陷的控制難度較大，嚴重制約了等溫局部加載這種先進成形工藝的發(fā)展與應(yīng)用。上述論文雖然從成形工藝上分析了材料流動和成形缺陷的原因，并根據(jù)摩擦、壓下量等工藝參數(shù)提出了一定的缺陷改進方法，但其未考慮預(yù)制坯形狀對成形缺陷的影響。對于形狀復雜的筋板件，即使采用優(yōu)化的工藝參數(shù)，過渡區(qū)的宏觀缺陷未必能完全消除，所制造筋板件的成形質(zhì)量仍可能存在一定問題。

另外，在公開號為cn102632172b、cn102601281a以及cn102632173a的專利中分別給出了一種確定筋板形三維構(gòu)件局部加載成形用不等厚坯料的方法、確定三維框形構(gòu)件局部加載成形用不等厚坯料的方法和確定二維局部加載成形用不等厚坯料的方法。在這些專利中，預(yù)制坯的形狀采用的是簡單形式的不等厚坯料，然而其設(shè)計僅針對于遠離過渡區(qū)的整體加載區(qū)域，位于過渡區(qū)預(yù)制坯的形狀仍采用的是等厚坯料。而采用等厚坯料難以實現(xiàn)過渡區(qū)上各部位的合理體積分配，如若在局部加載成形前初始體積分配不合理，仍然可能導致過渡區(qū)產(chǎn)生折疊、模具充填不滿等宏觀成形缺陷。

過渡區(qū)是局部加載成形工藝特點的首要體現(xiàn)，起著不均勻變形協(xié)調(diào)的作用，其成形質(zhì)量的好壞對構(gòu)件的服役性能起著非常重要的作用。采用合理的預(yù)制坯形狀，可以有效控制過渡區(qū)的材料流動并消除宏觀成形缺陷。目前尚未見報道有在筋板件局部加載成形中，位于過渡區(qū)預(yù)制坯形狀的優(yōu)化設(shè)計。由于在上述專利中，預(yù)制坯的形狀采用的是簡單的不等厚坯料，其結(jié)構(gòu)是通過臺階形式改變坯料不同區(qū)域的厚度分布，能夠低成本高效地分配各區(qū)域的材料體積，為本發(fā)明中的預(yù)制坯優(yōu)化設(shè)計提供了參考。

技術(shù)實現(xiàn)要素：

為克服現(xiàn)有技術(shù)在筋板件局部加載成形中過渡區(qū)可能產(chǎn)生折疊和筋型腔充填不滿的問題，本發(fā)明提出了一種基于局部加載成形筋板件預(yù)制坯的優(yōu)化方法。

本發(fā)明的具體過程是：

步驟1，提取過渡區(qū)幾何結(jié)構(gòu)。

步驟2，設(shè)計初始預(yù)制坯。

初始預(yù)制坯采用等厚坯料。坯料在水平面內(nèi)的投影形狀等于過渡區(qū)幾何結(jié)構(gòu)的投影面積。

步驟3，建立有限元模型。

所建立的有限元模型包括組合模具與初始預(yù)制坯的幾何外形、初始預(yù)制坯與組合模具之間的摩擦因子、上模的下壓速度及壓下量、初始預(yù)制坯和組合模具的溫度。

所述的構(gòu)件中橫向筋寬度方向的中心線為對稱面，對該對稱面一側(cè)進行模擬仿真。

模具采用現(xiàn)有技術(shù)中的組合模具，局部加載分區(qū)位置位于下模，在第一分塊下模的下表面放置墊板，使第一分塊下模向上突出，初始預(yù)制坯放置于上模與突出的第一分塊下模之間。

步驟4，局部加載成形。

所述局部加載成形有兩個加載步：

第一加載步：將初始預(yù)制坯與組合模具一起置于加熱爐中均速加熱至970℃并保溫1.5h。當上模壓下時，所述的第一分塊下模對初始預(yù)制坯施加載荷。上模行程結(jié)束后，保壓10min。隨后，壓力機的沖頭回程，完成第一加載步。所述上模的加載速度v為0.2mm/s，初始預(yù)制坯和組合模具之間的摩擦因子m為0.5。

第二加載步：撤去墊板，使所述第一分塊下模的下表面與所述第二分塊下模的下表面處于同一水平面。將初始預(yù)制坯經(jīng)過第一加載步成形后的工件與組合模具一起置于加熱爐中均速加熱至970℃并保溫1.5h。啟動壓力機對工件進行第二加載步的加載成形。當上模壓下時，所述的第二分塊下模對工件施加載荷。上模行程結(jié)束后保壓10min，隨后壓力機的沖頭回程，完成第二加載步。所述上模的加載速度v為0.2mm/s，經(jīng)過第一加載步成形后的工件和各分塊模具之間的摩擦因子m為0.5。

步驟5，觀察初始預(yù)制坯成形后的充填和折疊情況，獲得不產(chǎn)生折疊的最大材料轉(zhuǎn)移率：通過觀察初始預(yù)制坯成形后的充填和折疊情況，以獲得不產(chǎn)生折疊的最大材料轉(zhuǎn)移率。

兩個加載步結(jié)束后，通過所述的初始預(yù)制坯模擬后的成形結(jié)果觀察充填和折疊情況。

觀察折疊情況：位于所述先加載區(qū)內(nèi)緊鄰分區(qū)筋的腹板處產(chǎn)生了折疊缺陷。獲得不產(chǎn)生折疊時初始預(yù)制坯壓入第三腹板的壓入量ie：

ie＝he-t2(1)

t2為所述先加載區(qū)內(nèi)緊鄰分區(qū)筋腹板的厚度；該先加載區(qū)內(nèi)緊鄰分區(qū)筋腹板的厚度隨所述壓入量ie的變化而變化，且壓入量ie的減少量與第三腹板厚度t2的增加量相同。

將得到的ie的初始值減小，并根據(jù)ie的變化調(diào)整第三腹板厚度t2。重復步驟3的局部加載成形過程，觀察第三腹板處折疊是否產(chǎn)生。如若折疊依然產(chǎn)生，將壓入量ie初始值再次減小，并同時調(diào)整第三腹板厚度t2，直至觀察到不產(chǎn)生折疊為止。所述壓入量ie初始值每次減小的值為0.1mm。

通過公式(2)得到材料轉(zhuǎn)移率mt：

mt＝[(vf-vn)/veigen]*100(2)

式中：vf為第一加載步成形后，位于先加載區(qū)內(nèi)的初始材料體積；vf為第二加載步成形過程中，材料由后加載區(qū)轉(zhuǎn)移至先加載區(qū)后，該材料的體積。

根據(jù)得到的材料轉(zhuǎn)移率mt確定判斷折疊缺陷的臨界值ct：

ct＝α*mt(3)

α為安全系數(shù)，取值范圍為0.95≤α＜1。

據(jù)此，ct作為預(yù)制坯優(yōu)化設(shè)計的約束條件，以避免過渡區(qū)的折疊缺陷。

在充填方面，所述的初始預(yù)制坯經(jīng)過兩個加載步成形后，發(fā)現(xiàn)未充滿區(qū)域。為了定量分析出材料的充填情況，采用某根筋充滿時刻下的未充填率фu：

фu＝[(veigen-vactual)/veigen]*100(4)

式中：veigen為過渡區(qū)幾何結(jié)構(gòu)的總體積，vactual為過渡區(qū)內(nèi)某根筋充滿后，減去剩余壓下量所需材料的體積。

步驟6，預(yù)制坯的幾何外形設(shè)計。

所述預(yù)制坯被劃分成三個區(qū)域，分別為不等厚坯料第一區(qū)域、不等厚坯料第二區(qū)域、不等厚坯料第三區(qū)域，每個區(qū)域的厚度有所不同，分別為h1，h2和h3。各區(qū)域的寬度由lleft和lright所調(diào)節(jié)，其中，lleft為第二縱向筋的中心線至所述的不等厚坯料第一區(qū)域的長度、lright為所述的第二縱向筋的中心線至所述的不等厚坯料第三區(qū)域的長度，lleft與lright之和等于所述的不等厚坯料第二區(qū)域的寬度。

不等厚坯料的變厚度區(qū)采用倒角過渡，其過渡條件定義為：

rb＝△l/△h(5)

式中：△l為倒角的長度，△h為變厚區(qū)的厚度差。根據(jù)推薦值。

根據(jù)體積不變原理，h2作為因變值以確保體積恒定不變，通過改變h1，h3，lleft和lright四個數(shù)值，以此改變預(yù)制坯的初始體積分配。采用box-behnkendesign實驗設(shè)計方法，得出不同初始材料分配下的不等厚坯料的幾何參數(shù)組合。把所設(shè)計出的不等厚坯料替換有限元模型中的初始預(yù)制坯5。重復步驟2的局部加載成形過程。局部加載成形結(jié)束后，獲得相應(yīng)坯料下的公式(4)和公式(5)中的材料轉(zhuǎn)移率mt和未充填率фu。

步驟7，建立響應(yīng)面模型。

依據(jù)步驟6的計算結(jié)果，采用二階多項式并結(jié)合逐步回歸法，剔除對成形結(jié)果不顯著的因素，建立фu的響應(yīng)面模型和mt的響應(yīng)面模型。

所述建立的mt的響應(yīng)面模型為：

所述建立的фu的響應(yīng)面模型為：

步驟8，預(yù)制坯優(yōu)化。

以公式(3)中的ct為約束條件，以某根筋充滿時刻的筋型腔未充填率фu為優(yōu)化目標，構(gòu)造優(yōu)化設(shè)計的數(shù)學模型；

所構(gòu)造的優(yōu)化設(shè)計數(shù)學模型為：

基于mt的rsm模型，以步驟4獲得的最大材料轉(zhuǎn)移率為約束條件，獲得在不產(chǎn)生折疊條件下，預(yù)制坯形狀的所有尺寸參數(shù)組合；，在上述的參數(shù)組合中，基于фu的rsm模型，采用非線性規(guī)劃方法，分別得到h1、h2、h3、lleft和lright的值，即可獲得相應(yīng)優(yōu)化預(yù)制坯的幾何形狀和相應(yīng)面模型所預(yù)測的材料轉(zhuǎn)移率mt和未充填率фu。

步驟9，驗證。

采用模擬驗證和實驗驗證分別驗證優(yōu)化結(jié)果的準確性及可靠性。

所述的模擬驗證是：以所優(yōu)化的預(yù)制坯替換所述有限元模型中的初始預(yù)制坯。重復步驟2的局部加載成形過程。兩個加載步的成形結(jié)束后，若模擬得到的材料轉(zhuǎn)移率mt小于所述不產(chǎn)生折疊的臨界值，則證明優(yōu)化結(jié)果可靠；若模擬得到的未充填率與預(yù)測的未充填率фu的差值≤10％，則證明фu的響應(yīng)面模型及優(yōu)化結(jié)果可靠。。

實驗驗證：采用鉛在常溫下進行實驗驗證，以驗證預(yù)制坯所得的成形件未產(chǎn)生折疊。若發(fā)生折疊，則返回步驟7，重新建立響應(yīng)面模型，并檢查該響應(yīng)面模型的精度；重復步驟8，重新進行預(yù)制坯優(yōu)化，直至預(yù)制坯所得的成形件未產(chǎn)生折疊。

至此，完成基于局部加載成形筋板件預(yù)制坯的優(yōu)化過程。

本發(fā)明中，局部加載過渡區(qū)的成形質(zhì)量對構(gòu)件性能起著非常重要的作用，控制過渡區(qū)的材料流動和宏觀缺陷是實現(xiàn)等溫局部加載成形成性一體化的關(guān)鍵之一。采用本發(fā)明所優(yōu)化設(shè)計的預(yù)制坯，可有效改善材料流動的均勻性，減少過渡區(qū)內(nèi)跨筋的橫向材料流動，提高筋型腔的充填能力。在工程運用上，不僅可以改善構(gòu)件的使用性能，而且可以降低生產(chǎn)成本，具體可以取得以下效果：

(1)有效避免筋板件局部加載過渡區(qū)可能產(chǎn)生的折疊缺陷，提高鍛件的承載能力；

(2)提升材料流動的均勻性，改善筋型腔的充填，提高材料利用率；

(3)成形難變形合金且形狀復雜的構(gòu)件一般采用昂貴的鎳基高溫合金，該優(yōu)化設(shè)計的預(yù)制坯能夠有效提高此類模具的使用壽命。

(4)在成形過程中，材料在筋型腔內(nèi)自由流動的時間有所增加，有效減少了壓機所需的成形力，因此可節(jié)省所耗費的電力，節(jié)約生產(chǎn)成本。

本發(fā)明針對筋板件局部加載的過渡區(qū)提出的預(yù)制坯優(yōu)化方法，為建立鈦合金大型復雜構(gòu)件等溫局部加載成形整體預(yù)制坯的設(shè)計提供依據(jù)。相對于傳統(tǒng)的坯料設(shè)計，制造出來的構(gòu)件不僅成本較低，且符合綠色環(huán)保的需求，為實現(xiàn)鈦合金大型復雜構(gòu)件的成形一體化制造奠定基礎(chǔ)。

附圖說明

圖1是實施例中過渡區(qū)幾何結(jié)構(gòu)示意圖。其中，圖1a是預(yù)制坯的結(jié)構(gòu)示意圖，圖1b是圖1a俯視圖的幾何參數(shù)，圖1c是圖1a主視圖的幾何參數(shù)。

圖2是實施例中的有限元模型。其中，2a是第一加載步，2b是第二加載步。

圖3a是第一分塊下模的結(jié)構(gòu)示意圖，圖3b是第二分塊下模的結(jié)構(gòu)示意圖。

圖4是實施例中初始預(yù)制坯的成形結(jié)果。其中，4a是模擬結(jié)果，4b是實驗結(jié)果。

圖5是實施例中的預(yù)制坯所采用的幾何形狀及其參數(shù)。

圖6是優(yōu)化預(yù)制坯的成形結(jié)果。其中，6a是模擬結(jié)果，6b是實驗結(jié)果。

圖7是本發(fā)明的流程圖。圖中：

1.第一腹板；2.第一橫向筋；3.第一縱向筋；4.第二縱向筋；5.第三縱向筋；6.第二橫向筋；7.第五腹板；8.對稱面；9.第六腹板；10.第四腹板；11.模具分區(qū)線；12.第三腹板；13.第二腹板；14.第二縱向筋中心線；15.初始預(yù)制坯；16.墊板；17.第一分塊下模；18.第二分塊下模；19.上模；20.初始預(yù)制坯經(jīng)過第一加載步成形后的工件；21.折疊缺陷；22.不等厚坯料第一區(qū)域；23.不等厚坯料第二區(qū)域；24.不等厚坯料第三區(qū)域。

具體實施方式

本實施例首先基于有限元模擬，采用等溫局部加載方法成形某ta15鈦合金筋板件，對過渡區(qū)的預(yù)制坯形狀進行優(yōu)化設(shè)計。然后，采用物理實驗驗證所得的優(yōu)化預(yù)制坯。具體過程是：

步驟1，提取過渡區(qū)幾何結(jié)構(gòu)。

孫志超等在塑性工程學報，2009，第16卷，1期，138–143頁上發(fā)表的“鈦合金整體隔框等溫成形局部加載分區(qū)研究”發(fā)現(xiàn)在筋板類構(gòu)件的局部加載成形過程中，變形的加載區(qū)對已成形的未加載區(qū)的作用是一個短程效應(yīng)，其影響范圍主要集中在從分區(qū)筋到其臨近的筋條區(qū)域內(nèi)。而在工件上遠離分區(qū)筋的區(qū)域內(nèi)，其受加載區(qū)變形的影響很小，甚至不受影響，因此這些區(qū)域的成形特點相當于整體加載成形。為更加細致的反映過渡區(qū)的成形特征，本發(fā)明基于上述原則，提取過渡區(qū)的幾何結(jié)構(gòu)。在本實施例中，所提取的過渡區(qū)幾何結(jié)構(gòu)包含三根縱向筋和兩根橫向筋，以及連接筋與筋之間的腹板，所述的過渡區(qū)幾何結(jié)構(gòu)及參數(shù)如附圖1所示，其中，第一腹板1、第二腹板13、第三腹板12、第一橫向筋2、第一縱向筋3分別位于先加載區(qū)內(nèi)，第四腹板10、第五腹板7、第六腹板9、第二橫向筋6、第三縱向筋5分別位于后加載區(qū)內(nèi)。模具分區(qū)線2位于中間筋上。在本實施例中，d01是第一縱向筋3至第一腹板1邊緣的距離，d12是第一縱向筋3至第二縱向筋4的筋間距，d23是第二縱向筋4至第三縱向筋5的筋間距，d30是第三縱向筋5至第四腹板7邊緣的距離距離，w1是第一縱向筋3的寬度，w2是第二縱向筋4的寬度，w3是第三縱向筋5的寬度，w4是第一橫向筋2的寬度，w5是第二橫向筋6的寬度，h1是第一縱向筋3與第一橫向筋2的高度，h2是第二縱向筋4的高度，h3是第三縱向筋5和第二橫向筋6的高度，t1是第一腹板1和第二腹板13的厚度，t2是第三腹板12的厚度，t3是第四腹板10的厚度，t4是第五腹板7和第六腹板9的厚度。另外，筋上的拔模斜角為2°，各筋條與其相鄰腹板連接處的圓角半徑為5mm。

步驟2，設(shè)計初始預(yù)制坯。

初始預(yù)制坯采用等厚坯料，以觀察過渡區(qū)的折疊及充填效果，為后續(xù)的成形缺陷控制、消除及預(yù)制坯優(yōu)化提供依據(jù)。為減少無益的材料流動，本實施例中，坯料在水平面內(nèi)的投影形狀等于過渡區(qū)幾何結(jié)構(gòu)的投影面積。已知過渡區(qū)幾何結(jié)構(gòu)的體積為5.63*10⁵mm³，根據(jù)體積不變原則，即可獲得初始預(yù)制坯高度he為23.5mm的幾何外型14。

步驟3，建立有限元模型。

所建立的有限元模型包括組合模具與初始預(yù)制坯的幾何外形、初始預(yù)制坯與組合模具之間的摩擦因子、上模的下壓速度及壓下量，以及初始預(yù)制坯的溫度和組合模具的溫度。

所述的構(gòu)件中橫向筋寬度方向的中心線為對稱面8，對該對稱面一側(cè)進行模擬仿真，以提高計算效率和模擬精度。

模具采用現(xiàn)有技術(shù)中的組合模具，局部加載分區(qū)位置位于下模，在第一分塊下模17的下表面放置墊板16，使第一分塊下模17向上突出，初始預(yù)制坯15放置于上模19與突出的第一分塊下模17之間。

步驟4，局部加載成形。

第一加載步：將初始預(yù)制坯15與組合模具一起置于加熱爐中均速加熱至970℃并保溫1.5h。在本實施例中，墊板16的厚度hsb與模具的第一加載步和第二加載步的壓下量相等，均為14mm。若加載中hsb分別大于第一加載步和第二加載步的壓下量，那么整個構(gòu)件可能會與模具接觸，使載荷劇烈增加。這種成形方式與整體成形相類似，無法達到局部加載成形省力的目的。當上模19壓下時，所述的第一分塊下模17對初始預(yù)制坯15施加載荷。上模19行程結(jié)束后，保壓10min。隨后，壓力機的沖頭回程，完成第一加載步。所述上模19的加載速度v為0.2mm/s，初始預(yù)制坯15和組合模具之間的摩擦因子m為0.5。

第二加載步：撤去墊板，使所述第一分塊下模17的下表面與所述第二分塊下模18的下表面處于同一水平面。將初始預(yù)制坯15經(jīng)過初始預(yù)制坯經(jīng)過第一加載步成形后的工件20與組合模具一起置于加熱爐中均速加熱至970℃并保溫1.5h。啟動壓力機對初始預(yù)制坯經(jīng)過第一加載步成形后的工件20進行第二加載步的加載成形。當上模19壓下時，所述的第二分塊下模18對初始預(yù)制坯經(jīng)過第一加載步成形后的工件20施加載荷。上模行程結(jié)束后保壓10min，隨后壓力機的沖頭回程，完成第二加載步。所述上模19的加載速度v為0.2mm/s，經(jīng)過第一加載步成形后的初始預(yù)制坯經(jīng)過第一加載步成形后的工件20和各分塊模具之間的摩擦因子m為0.5。

步驟5，觀察初始預(yù)制坯成形后的充填和折疊情況，獲得不產(chǎn)生折疊的最大材料轉(zhuǎn)移率：通過觀察初始預(yù)制坯成形后的充填和折疊情況，以獲得不產(chǎn)生折疊的最大材料轉(zhuǎn)移率。

兩個加載步結(jié)束后，通過所述的初始預(yù)制坯15模擬后的成形結(jié)果觀察充填和折疊情況。

折疊情況：位于所述先加載區(qū)內(nèi)第三腹板12處產(chǎn)生了折疊缺陷21，如附圖3所示。本實施例中，首先獲得不產(chǎn)生折疊時初始預(yù)制坯15壓入第三腹板12的壓入量ie：

ie＝he-t2(1)

公式(1)中的t2隨所述壓入量ie的變化而變化，并且壓入量ie的減少量與t2的增加量相同。由于局部加載過渡區(qū)產(chǎn)生折疊缺陷的本質(zhì)原因是因為加載區(qū)的材料轉(zhuǎn)移至未加載區(qū)所導致，所以減少壓下量可改善或消除折疊缺陷。本實施例中，ie為自變量，t2為因變量。首先得出ie的初始值為9.5mm，減少0.1mm，t2則相應(yīng)增加0.1mm，然后重復步驟3的局部加載成形過程，再次觀察第三腹板12處折疊是否產(chǎn)生。如若折疊依然產(chǎn)生，ie再次減少0.1mm，直至觀察到不產(chǎn)生折疊為止。通過模擬結(jié)果可知，ie≤8.6mm能夠避免折疊缺陷。

然后，進一步計算得出ie為8.6mm時的材料轉(zhuǎn)移率mt：

mt＝[(vf-vn)/veigen]*100(2)

式中：vf為第一加載步成形后，位于先加載區(qū)內(nèi)的初始材料體積；vf為第二加載步成形過程中，材料由后加載區(qū)轉(zhuǎn)移至先加載區(qū)結(jié)束后，材料在該先加載區(qū)內(nèi)的體積。

在本實施例中，計算得出mt為4.24％，實際上，工程應(yīng)用中考慮一定的安全范圍，本實施例采用比4.24％更小的值ct作為判斷折疊缺陷的臨界值。

ct＝4.24α(3)

其中，α為安全系數(shù)，取值范圍為0.95≤α＜1。據(jù)此，ct作為預(yù)制坯優(yōu)化設(shè)計的約束條件，以避免過渡區(qū)的折疊缺陷。

充填情況：所述的初始預(yù)制坯15經(jīng)過兩個加載步成形后，發(fā)現(xiàn)先加載區(qū)內(nèi)第一縱向筋3和第一橫向筋2未充滿，如附圖3所示。。為了定量分析出材料的充填情況，采用某根筋充滿時刻下的未充填率фu：

фu＝[(veigen-vactual)/veigen]*100(4)

式中：veigen為過渡區(qū)幾何結(jié)構(gòu)的總體積，vactual為過渡區(qū)內(nèi)某根筋充滿后，減去剩余壓下量所需材料的體積。本實施例中，所述的第三縱向筋5和第二橫向筋6先充滿，通過模擬可以得出這兩根筋充滿時刻的未充填率фu為1.34％。

步驟6，預(yù)制坯的幾何外形設(shè)計。

在本實施例中，優(yōu)化預(yù)制坯的幾何形狀采用的是不等厚的形式，其形狀結(jié)構(gòu)以簡單的臺階式結(jié)構(gòu)改變坯料厚度分布，便于加工制造，同時又能滿足初始材料的合理分配。根據(jù)不等厚坯料的結(jié)構(gòu)形狀及體積相等原則，獲得了影響預(yù)制坯體積分布的五個尺寸變量參數(shù)，如圖4(b)所示。該預(yù)制坯被劃分成三個區(qū)域，分別為不等厚坯料第一區(qū)域22、不等厚坯料第二區(qū)域23、不等厚坯料第三區(qū)域24；每個區(qū)域的厚度有所不同，分別為h1，h2和h3。另外，各區(qū)域的寬度由lleft和lright所調(diào)節(jié)，其中，lleft與lright之和等于所述的不等厚坯料第二區(qū)域23的寬度、lleft為所述的第二縱向筋4的中心線21至所述的不等厚坯料第一區(qū)域22的長度、lright為所述的第二縱向筋4的中心線21至所述的不等厚坯料第三區(qū)域24的長度。

張大偉等在theinternationaljournalofadvancedmanufacturingtechnology，2012年，第63卷，1期，1–12頁上發(fā)表的deformationbehaviorofvariable-thicknessregionofbilletinrib-webcomponentisothermallocalloadingprocess論文中，采用有限元模擬方法對不等厚坯料變厚度區(qū)的網(wǎng)格進行局部細化，發(fā)現(xiàn)倒角過渡形式有利于避免折疊的產(chǎn)生，不等厚坯料的變厚度區(qū)采用倒角過渡可能會更具普適性。其過渡條件定義為：

rb＝△l/△h(5)

式中：△l為倒角的長度，△h為變厚區(qū)的厚度差。根據(jù)推薦值，在本實施例中，不等厚坯料變厚度區(qū)過渡條件rb取2。

在本實施例中，根據(jù)體積不變原理，h2作為因變值以確保體積恒定不變，通過改變h1，h3，lleft和lright四個數(shù)值，以此改變預(yù)制坯的初始體積分配。本實施例采用相對值作為設(shè)計變量，其中變量a:h1/he和變量b:h2/he的取值范圍均為0.75～1.15，變量c:lleft/lleft和變量d:lright/lright的取值范圍均為0.6～1，其中l(wèi)left＝d12+w2/2,lright＝d23+w2/2。ferreira等在analyticachimicaacta，2007；第597卷，2期，138–143頁上發(fā)表的box-behnkendesign:analternativefortheoptimizationofanalyticalmethods論文中論述了box-behnkendesign實驗設(shè)計方法相對于其他實驗設(shè)計方法的優(yōu)勢，因此在本實施例中，采用box-behnkendesign實驗設(shè)計方法，得出29組不同初始材料分配下的不等厚坯料的幾何參數(shù)組合。把所設(shè)計出的不等厚坯料替換圖2中所述的初始預(yù)制坯5。隨后，重復本實施例中步驟2的局部加載成形過程。局部加載成形結(jié)束后，獲得相應(yīng)坯料下的公式(4)和公式(5)中的mt和фu的結(jié)果。

步驟7，建立響應(yīng)面模型。

響應(yīng)面方法是一種結(jié)合最優(yōu)化理論和現(xiàn)代統(tǒng)計方法的綜合優(yōu)化方法，其構(gòu)造的響應(yīng)面模型可以較為精確的獲得變量值與優(yōu)化目標間的關(guān)聯(lián)關(guān)系，已廣泛應(yīng)用工程領(lǐng)域當中。因此，依據(jù)本實施例中步驟6的計算結(jié)果，采用二階多項式并結(jié)合逐步回歸法，剔除對成形結(jié)果不顯著的因素，建立фu及mt的響應(yīng)面模型：

根據(jù)方差分析可知，兩個模型的調(diào)整復相關(guān)系數(shù)adjustr²均大于0.9。而且，進行了5組隨機試驗，重復本實施例中的步驟4，發(fā)現(xiàn)模型預(yù)測值與有限元模擬值非常接近，說明兩個模型均具有較高的預(yù)測精度，所述的變量a,b,c和d與фu及mt的關(guān)聯(lián)關(guān)系由此所建立，因此無需耗時的有限元模擬，這兩個模型可代替公式(4)和公式(5)，預(yù)測相應(yīng)預(yù)制坯形狀下的фu及mt兩個數(shù)值的結(jié)果。

步驟8，預(yù)制坯優(yōu)化。

首先，基于mt的rsm模型，以最大材料轉(zhuǎn)移率為約束條件，獲得在不產(chǎn)生折疊條件下，預(yù)制坯形狀的所有尺寸參數(shù)組合。其次，以公式(3)中的ct為約束條件，以某根筋充滿時刻的筋型腔未充填率фu為優(yōu)化目標，構(gòu)造優(yōu)化設(shè)計的數(shù)學模型：

在上述不產(chǎn)生折疊下的參數(shù)組合中，基于фu的rsm模型，采用非線性規(guī)劃方法，計算出h1＝26.7mm，h2＝22.5mm，h3＝22.5mm，lleft＝74mm，lright＝70mm，即可獲得相應(yīng)優(yōu)化預(yù)制坯的幾何形狀并得出材料轉(zhuǎn)移率mt為4.15％，小于不產(chǎn)生折疊的最大材料轉(zhuǎn)移率4.24％，未充填率фu預(yù)測值為0.90％，相對于初始預(yù)制坯，充填能力提升32.8％。

步驟9，模擬和實驗驗證。

采用模擬和實驗分別驗證優(yōu)化結(jié)果的準確性及可靠性。

模擬驗證：以所優(yōu)化的預(yù)制坯替換所述有限元模型中的初始預(yù)制坯15。重復步驟2的局部加載成形過程。兩個加載步的成形結(jié)束后，若模擬得到的材料轉(zhuǎn)移率mt小于所述不產(chǎn)生折疊的臨界值，則證明優(yōu)化結(jié)果可靠；若模擬得到的未充填率與預(yù)測的未充填率фu的差值≤10％，則證明優(yōu)化結(jié)果可靠。

本實施例中，兩個加載步的成形結(jié)束后，所測得的材料轉(zhuǎn)移率mt為4.20％，小于不產(chǎn)生折疊的最大材料轉(zhuǎn)移率4.24％，且模擬結(jié)果顯示未產(chǎn)生折疊缺陷；未充填率фu為0.88％，與預(yù)測值相差2.22％。

實驗驗證：采用鉛在常溫下進行實驗驗證，以驗證預(yù)制坯所得的成形件未產(chǎn)生折疊。若發(fā)生折疊，則返回步驟7，重新建立響應(yīng)面模型，并檢查該響應(yīng)面模型的精度；重復步驟8，重新進行預(yù)制坯優(yōu)化，直至預(yù)制坯所得的成形件未產(chǎn)生折疊。本實施例的實驗驗證如圖5所示，成形件未產(chǎn)生折疊，且充填得到改進。至此，完成基于局部加載成形筋板件預(yù)制坯的優(yōu)化過程。

通過上述的模擬和實驗驗證可以確定，本實施例用于局部加載過渡區(qū)的預(yù)制坯的優(yōu)化方法是可行的。