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            增材制造熱沖壓模具的優化設計


            增材制造(AM)的設計靈活性可用于開發創新和可持續的熱沖壓工具,與傳統制造工藝制造的工具相比,該工具具有更強的淬火能力。英國倫敦帝國理工學院、塞浦路斯大學、香港理工大學研究者提出了一種具有集成晶格結構的熱沖壓工具的概念,該結構選擇性地替代模具的實心區域。結果表明,晶格結構的集成不僅在冷卻系統的尺寸變化最小的情況下提供了改進的冷卻性能,而且由于需要打印更少的材料,因此實現了更快的AM構建時間。


            利用增材制造(AM)提供的設計靈活性,將晶格結構戰略性地集成到熱沖壓模具中。目標是提高其冷卻性能,并最大限度地減少打印所需的材料量。使用系統方法來確定幾個設計變量的最佳組合,例如冷卻通道的半徑、與工作表面的距離、晶格結構的數量和晶格支柱的厚度。通過改變晶格結構的體積和類型,可以修改工具的熱質量。簡單來說,具有大熱質量的沖壓工具可以儲存熱量,使熱沖壓的淬火步驟更有效,尤其是在最初的幾個成形循環中。然而,在幾個循環之后,工具的溫度收斂在相對較高的水平,這降低了淬火的效率。本研究旨在確定工具的最佳熱質量,以最大限度地提高鋁成型的淬火性能,而不會在任何時候使工具的應力水平高于其屈服強度。模具的熱質量將通過熱沖壓模具中不同級別的晶格結構集成而改變。
            所提出的設計工作流程包括3個步驟,即設計變量選擇、設計空間探索和性能評估。在設計變量選擇中,用戶首先選擇將集成到模具主體中的晶格拓撲。所有可用的晶格結構都應評估AM的可制造性,特別是粉末床激光融合工藝。例如,當支柱與建筑方向的角度大于45°時,可以使用以體心立方(BCC)晶格,以實現自立打印。隨后,進行晶格單元均勻化以獲得有效密度、泊松比、楊氏模量和熱導率。在獲得晶格單元的有效材料特性后,選擇模具的固體區域用晶格結構代替。晶格結構的數量由θ設計角控制,θ設計角基本上代表冷卻通道的有效冷卻面積(圖1)。
            202310191649375961.png
            晶格結構集成策略的圖形表示
            在設計探索階段,使用ABAQUS中開發的多循環二維熱機械有限元模型,模擬具有不同設計變量值的不同模具設計。坯件的淬火速率和模具的體積被存儲起來,以便在稍后階段進行處理。由于設計變量的組合沒有上限,因此使用實驗設計(DoE)方法來研究模具響應和選定設計變量之間的交互。在性能評估步驟中,提供了統計分析和線性插值模型,以根據熱響應和最小材料選擇最佳模具設計(圖2)。
            202310191649488522.png
            2。擬議設計優化工作流程概述。
            Taguchi正交陣列用于檢驗各種因素的影響,包括晶格類型(L.T.)、晶格密度(L.D.)、晶格量(L.A.)和冷卻通道半徑(CD)。表1和表2中分別列出了設計變量、相應級別和虛擬運行。每次運行代表一個不同的模具設計,用于模擬10個循環的熱沖壓過程。晶格類型值可以在體心立方(BCC)、Octet-TrussSchoen IWP之間變化,其中前兩個構成基于結構的晶格,后者對應于TPMS類型。晶格密度表示晶格單元的完全致密體積的百分比,而晶格量控制由θ設計角確定的晶格所取代的晶粒區域的范圍。



            Factor
            Level   1
            Level   2
            Level   3
            Lattice  type (A)
            BCC
            Octet-truss
            Schoen  IWP
            Lattice  density (B)
            10%
            50%
            80%
            Lattice  amount (C)
            120°
            180°
            270°
            Cooling  channel radius (D)
            3 mm
            4 mm
            5 mm
            Distance  to working surface (E)
            6 mm
            7 mm
            8 mm


            1。設計變量及其各自的值。


            Die   Design
            Lattice   Type (A)
            Lattice   Density (B)
            Lattice   Amount (C)
            Channel   Radius (D)
            Distance   to Working Surface (E)
            1
            BCC
            10%
            120°
            3 mm
            6 mm
            2
            BCC
            50%
            180°
            4 mm
            7 mm
            3
            BCC
            80%
            270°
            5 mm
            8 mm
            4
            Octet  Truss
            10%
            120°
            4 mm
            7 mm
            5
            Octet  Truss
            50%
            180°
            5 mm
            8 mm
            6
            Octet  Truss
            80%
            270°
            3 mm
            6 mm
            7
            Sch?en-IWP
            10%
            180°
            3 mm
            8 mm
            8
            Sch?en-IWP
            50%
            270°
            4 mm
            6 mm
            9
            Sch?en-IWP
            80%
            120°
            5 mm
            7 mm
            10
            BCC
            10%
            270°
            5 mm
            7 mm
            11
            BCC
            50%
            120°
            3 mm
            8 mm
            12
            BCC
            80%
            180°
            4 mm
            6 mm
            13
            Octet  Truss
            10%
            180°
            5 mm
            6 mm
            14
            Octet  Truss
            50%
            270°
            3 mm
            7 mm
            15
            Octet  Truss
            80%
            120°
            4 mm
            8 mm
            16
            Sch?en-IWP
            10%
            270°
            4 mm
            8 mm
            17
            Sch?en-IWP
            50%
            120°
            5 mm
            6 mm
            18
            Sch?en-IWP
            80%
            180°
            3 mm
            7 mm


            2。設計探索的虛擬運行。
            該研究的重點是成形工具的幾何形狀和冷卻性能優勢,這些優勢可以通過獨立于模具材料的晶格結構的集成來量化模具的熱性能和結構完整性。確定了3個定量評價標準,其中2個以坯料為中心,另一個以模具為中心。除了以模具為中心的標準外,還定義以坯料為中心的準則的原因是,熱沖壓的最終產品是一個部件,其性能與過程中的冷卻速度直接相關。因此,下文所述的評估標準側重于影響坯料微觀結構的坯料的淬火速率,以及作為工具結構完整性指標的工具上的最大應力。
            425℃和180℃之間的臨界冷卻速率(CR425°C?180°C):該評估標準與坯料的微觀結構有關。不同的材料必須以最小的冷卻速率進行淬火,以證明足夠的成型后材料性能。在本研究中選擇的坯料T-7075鋁合金的情況下,在425℃和180℃之間的溫度區間內,臨界冷卻速率確定為100/s。因此,在每個循環之后,模具必須表現出高于該速率的淬火能力。在沒有達到冷卻速率的情況下,則意味著最終部件的機械性能下降。
            生產力:生產力是工具設計過程的一個關鍵方面。在這項研究中,假設熱質量較低的熱沖壓工具能夠在兩個連續的沖壓循環之間更快地冷卻,并在淬火期間在較低的溫度范圍內工作,從而為熱坯料提供更有效的散熱器。較低的熱質量可以通過用晶格結構代替管芯中的固體區域來實現。通過計算450100℃(CR450°C?100°C)之間的冷卻速率,可以量化擬議設計的效果。
            最大應力:在本研究中,選擇的模具材料為不銹鋼SS 316,屈服強度為498 MPa。所有研究的設計都應經歷低于該值的應力,以在操作過程中保持模具的結構完整性。
            Chantzis等人研究的實驗數據用于在ABAQUS中開發二維熱機械耦合熱沖壓。熱沖壓的單循環模擬用于確定有限元分析模型的關鍵參數,如網格尺寸和邊界條件,這些參數將用于表2中概述的模擬。實驗裝置如圖所示。3a以及圖3b中的有限元分析模型。模擬包括一個單一的成形淬火循環,其中AMed模具和沖頭都以規定的速度向坯料移動,一個淬火階段,其中坯料被保持在沖頭和AMed模具之間總共5秒,以及一個返回階段,其中沖頭和模具返回其原始位置10秒,直到坯料再次加熱到450?C用于下一個循環。坯料轉移時間為0.5秒,同時接觸壓力設定為15MPa。單個循環的總模擬時間為5.5秒。
            202310191650186073.png
            3。(a)實驗裝置 b2D熱機械模型。
            在成形循環開始時,將25°C的均勻溫度分配給沖壓AMed模具。模具冷卻通道內的流體相互作用由適用于冷卻通道內壁的恒定表面膜系數為3 W/mm2°C的表面膜條件表示。冷卻通道中的水溫設置為25°C,并在整個模擬過程中保持恒定。由于冷卻通道的幾何形狀簡單且長度短,因此表面膜系數和水溫恒定的假設是合理的。其他邊界條件包括從坯料到沖頭的傳導熱損失。傳導熱損失由界面傳熱系數(IHTC)驅動,該系數與材料和壓力有關。在本研究中,沖頭和AMed模具的材料為316不銹鋼(SS-316),坯料為T-7075鋁合金,其材料性能如表3所示。


            Empty   Cell
            SS316
            T-7075
            Density  (g/cm3)
            7.80
            2.81
            Young’s  modulus (GPa)
            215
            71.7
            Poisson’s  ratio
            0.27
            0.33
            Specific  heat (J/kg°C)
            500
            960
            Thermal  conductivity (W/m-K)
            17
            130


            3。模具和坯料的材料特性。
            雖然H13HTCS通常被認為更適合用于熱沖壓模具合金,但SS316被選擇用于模具設計具有可用性和易操作性。本研究的重點是模具的設計及其相關的冷卻性能改進,如下所示。需要注意的是,本研究中證明的益處與材料選擇無關,因為它們主要源于將晶格結構集成到模具主體中。T-7075坯料和SS316工具之間的IHTC值如圖4所示,由模型驅動的功能模塊IHTC Mate生成。開發IHTC Mate是為了預測幾種毛坯工具材料組合的IHTC作為接觸壓力的函數,以實現熱沖壓過程的有限元分析。
            202310191650397891.png
            4。隨著SS-316T-7075材料組合接觸壓力的增加,IHTC的演變。
            就有限元分析的預處理而言,該模型采用了CPE4T單元類型,這是一種熱耦合四邊形單元,網格尺寸從0.2 mm1.2 mm不等(圖5)。2mm的坯料以恒定的0.2mm網格尺寸均勻地嚙合,而沖頭和AM模具的網格朝向其工作表面更密集,更靠近坯料,并且朝向其底部更粗糙。
            202310191651079077.png
            5。驗證模型的網格。
            全固態模具的模擬和實驗獲得的坯料冷卻曲線之間的比較如圖6。坯料的出口溫度預測為70℃,與各自的實驗值62℃吻合良好。此外,該模型捕捉了425℃至180℃溫度區間的坯料溫度演變,這是本研究的評估標準之一。具體而言,在整個循環中,實驗數據和模擬數據之間的溫度標準偏差為2.8℃,這表明有限元分析模型參數具有良好的精度,可用于本研究的多循環熱沖壓模擬。
            202310191651198298.png
            6。坯料溫度演變實驗與模擬數據。
            從兩個主要類別中選擇了晶格結構:基于支柱的晶格和基于三周期最小表面(TPMS)的晶格。具體而言,對于本研究,如表4所示,使用了以體心三次格、八次格和施瓦茲原始格。包含在晶格結構庫中的最重要的標準是通過AM的可制造性;因此,由于粉末去除的問題,還沒有包括基于殼的晶格。
            202310191651308311.png
            4。用于熱沖壓模具應用的晶格結構的選擇。
            本報告中使用的數值均勻化程序基于Dong等人的工作。使用基于體素的方法對晶格結構進行了離散化,其中將單位單元劃分為體積像素,指定為“1”(表示體素包含材料)或“0”(表示素不包含材料)。對于基于支柱的晶格,體素模型是通過指定支柱的半徑從線框模型生成的。體素中心和線框支柱之間的最小長度定義體素是否指定為包含材質。如果它小于支柱的半徑,則體素包含材質。對于壓力監測系統晶格,由于表面已經在數學上進行了定義,因此該過程更加簡單。代表性方程的值在每個體素的中心進行評估;如果該值介于±c(水平集常數)之間,則體素包含材質;否則,它不會。計算出的均勻化特性取決于初始體素模型的分辨率,該分辨率意味著沿x、yz軸的體素數量。使用更高數量的體素可以獲得收斂的解。然而,與此同時,計算成本增加了。進行靈敏度研究以確定要使用的體素的數量,其中針對2085個體素之間的分辨率范圍計算Schwartz Primitive晶格結構的均勻化特性?;谶@項研究,如圖7所示,選擇了50的分辨率,與收斂解相比,所有計算特性的誤差小于0.5%。這代表了解決方案的準確性和計算成本之間的折衷。
            202310191651431691.png
            7。網格結構均勻化體素數量的收斂性研究。
            使用所描述的數值均勻化程序計算的庫內晶格的相關熱物理性質顯示為相對密度的函數,如圖8a、圖8b和圖8c所示。楊氏模量和熱導率都遵循Gibson-Ashby關系。晶格結構在均化程序中被建模為由固體材料和空氣組成的復合材料。因此,在相對密度為0時,晶格結構的楊氏模量為0,并且晶格結構的熱導率等于空氣的熱導率。在相對密度為1時,所有特性都等于固體材料。
            202310191651588122.png
            8。作為單位密度函數的材料特性(a)楊氏模量(b)熱導率(c)泊松比。
            本研究中的三種類型的晶格結構遵循相同的趨勢,盡管對于相同的相對密度,觀察到不同的熱機械性能。有效楊氏模量的變化是由于晶格細觀結構剛度的變化,而關于熱導率,這些變化是由晶胞上熱路徑長度的差異引起的??傮w而言,發現楊氏模量值與熱導率值相比有更顯著的變化。泊松比隨密度增加的變化對于每種晶格類型都是獨特的。Saxena等人充分證明了晶格結構顯示可變甚至負泊松比的能力。
            為本研究選擇的三種晶格結構的均勻熱機械性能如表5所示。


            Empty   Cell
            Lattice   Density
            Young   Modulus (GPa)
            Thermal   conductivity (W/mK)
            Poisson’s   Ratio
            BCC
            10%
            0.626
            1.55
            0.48
            50%
            27.4
            9.03
            0.34
            80%
            113
            18.02
            0.26
            Octet-truss
            10%
            3.89
            2.24
            0.33
            50%
            38.5
            9.74
            0.28
            80%
            123
            19.24
            0.26
            Sch?en-IWP
            10%
            5.38
            2.66
            0.24
            50%
            62.5
            10.77
            0.21
            80%
            140
            19.49
            0.24


            5。所選晶格結構的均勻化材料特性。
            使用ABAQUS中開發的多循環熱機械耦合二維熱沖壓模擬來評估模具設計的冷卻性能。該模型由兩個相同的模具組成,包含一個單獨的冷卻通道,使用與驗證模型相同的模型參數。模具沿沖壓方向的總長度為45mm,而工作表面的長度為30mm。僅在第一次循環中,模具的初始溫度設置為25°C,而在隨后的循環中,模的溫度由前一次循環結束時的溫度決定。圖9顯示了模擬設置,包括關鍵邊界和加載條件的信息。由于對稱性,只有一半的模具是直接建模的。模具面中的分區定義了指定為晶格材料的區域,其中指定了晶格結構的均質材料特性,而模具的其余部分則指定為固體材料。在沖壓階段,上模和下模以相同的速度向坯料移動,在返回到原始位置之前與坯料表面接觸總共五秒鐘,在原始位置暫停五秒鐘,模擬整個熱沖壓循環,包括熱坯料加載/定位、成形和冷模淬火,部件卸載和下一個成形循環的開始??偣材M了十個成形循環,根據第十個循環結束時的冷卻性能評估模具。
            202310191652126349.png
            9。DoE仿真設置。
            18次虛擬運行的結果如表6所示,其中每次運行代表不同的模具設計。


            Die   Design
            Lattice   Type (A)
            Lattice   Density (B)
            Lattice   Amount (C)
            Channel   Radius (D)
            Distance   to Working Surface (E)
            Cooling   Rate CR425°C?180°C (/s)
            Cooling   Rate CR450°C?100°C (/s)
            Stress   (MPa)
            1
            BCC
            10%
            120°
            3 mm
            6 mm
            527.0
            98.0
            239.4
            2
            BCC
            50%
            180°
            4 mm
            7 mm
            579.4
            157.7
            104.3
            3
            BCC
            80%
            270°
            5 mm
            8 mm
            618.7
            183.1
            61.9
            4
            Octet  Truss
            10%
            120°
            4 mm
            7 mm
            552.4
            124.8
            220.0
            5
            Octet  Truss
            50%
            180°
            5 mm
            8 mm
            610.5
            175.5
            91.9
            6
            Octet  Truss
            80%
            270°
            3 mm
            6 mm
            574.0
            155.9
            55.0
            7
            Sch?en-IWP
            10%
            180°
            3 mm
            8 mm
            518.0
            113.6
            147.5
            8
            Sch?en-IWP
            50%
            270°
            4 mm
            6 mm
            606.5
            173.8
            64.0
            9
            Sch?en-IWP
            80%
            120°
            5 mm
            7 mm
            618.7
            179.1
            73.7
            10
            BCC
            10%
            270°
            5 mm
            7 mm
            613.7
            176.3
            291.0
            11
            BCC
            50%
            120°
            3 mm
            8 mm
            520.0
            118.5
            97.9
            12
            BCC
            80%
            180°
            4 mm
            6 mm
            608.4
            174.7
            67.9
            13
            Octet  Truss
            10%
            180°
            5 mm
            6 mm
            562.7
            168.3
            260.0
            14
            Octet  Truss
            50%
            270°
            3 mm
            7 mm
            567.6
            145.0
            71.1
            15
            Octet  Truss
            80%
            120°
            4 mm
            8 mm
            574.4
            158.8
            63.7
            16
            Sch?en-IWP
            10%
            270°
            4 mm
            8 mm
            562.0
            150.0
            157.5
            17
            Sch?en-IWP
            50%
            120°
            5 mm
            6 mm
            567.7
            168.2
            128.4
            18
            Sch?en-IWP
            80%
            180°
            3 mm
            7 mm
            578.0
            157.4
            53.3
            Baseline
            Solid  Die
            4 mm
            7 mm
            608.8
            176.3
            54.8


            6。實驗設計結果概述。
            應該注意的是,雖然每次運行由10個熱沖壓循環組成,但表6中顯示的結果特別對應于在第10個循環期間觀察到的冷卻速率。
            202310191652256747.png
            10。CR425°C?180°C10次循環的結果概述。
            202310191652364790.png
            11。CR450°C?100°C10次循環的結果概述。
            CR425°C?180°CCR450°C?100°C在幾個循環后隨著工具溫度的升高均呈下降趨勢?;€冷卻趨勢用紅色虛線表示。就CR425°C?180°C而言,所有具有3 mm冷卻通道的模具的冷卻性能都低于基線,這是由于冷卻通道中的循環水量較少。在4 mm冷卻通道半徑的情況下,有一種情況的性能優于基線,所提出的設計包括180?的θ設計角、80%的晶格結構密度和距離工具毛坯界面6 mm的冷卻通道距離。然而,當冷卻通道的半徑增加1mm5mm時,有4種情況(模具設計3、模具設計5、模具設計9和模具設計10),結果如表6所示。模具設計310的θ設計角為270?,而模具設計59的θ設計角度分別為120?180?。
            關于CR450°C?100°C,模具設計39的性能優于基線,而模具設計10表現出類似的性能。最后,模擬應力顯著低于SS316工具材料的屈服強度,并且在具有10%密度的基于支柱的晶格的情況下觀察到最高水平。在Sch?en IWP晶格的情況下,這是一種壓力監測系統類型,具有10%的密度,最高模擬應力比基于支柱的晶格的情況低100MPa。這是基于支柱的晶格所期望的,因為它們的幾何形狀可以作為應力集中特征的位置。
            為了能夠在模具設計之間進行比較,需要單個值來表示模具的冷卻性能;其被選擇為穩定的平臺冷卻速率或第十循環期間的冷卻速率。對于所有研究的模具設計,在圖12和圖13中分別繪制了模具體積與CR425°C?180°CCR450°C?100°C的關系圖。在基于晶格密度的模具設計的相對體積的分布中,圖案變得明顯。體積低于800cm3的所有設計都具有10%的晶格密度。體積在800mm3900mm3之間的管芯具有50%的晶格密度,最后,體積在900mm3以上的管芯的晶格密度為80%。
            202310191652497592.png
            12。模具體積與CR425°C?180°C。
            202310191653032614.png
            13。模具體積與CR450°C?100°C。
            模具體積和冷卻速率之間存在明顯的聯系,這是由晶格策略引起的。表7包含根據晶格密度分離的兩種代表性冷卻速率(CR425°C?180°CCR450°C?100°C)的平均值和樣品標準偏差??梢杂^察到,兩種冷卻速率的平均值都隨著晶格密度的增加而增加,因此模具體積也隨之增加。同時,隨著晶格密度的增加,兩種冷卻速率的樣品標準偏差都減小,表明結果的方差較小。這是意料之中的,因為具有較低密度的晶格結構充當熱障,與具有較高密度的晶格相比,表現出較低的熱導率,而密度較高的晶格的行為更類似于完全致密的材料。因此,晶格密度越高,模具的熱導率就越高,從而增強了模具從工作表面散熱的能力。


            Empty Cell
            CR425°C?180°C
            CR450°C?100°C
            Empty   Cell
            Average
            Standard   Deviation
            Average
            Standard   Deviation
            10%  Lattice Density
            556.0
            33.8
            146.6
            27.1
            50%  Lattice Density
            575.3
            32.9
            156.4
            21.8
            80%  Lattice Density
            595.5
            22.1
            168.2
            12.2


            7。不同晶格結構積分的CR425°C?180°CCR450°C?100°C的平均值和標準偏差。
            這也可以在圖12中看到。12和圖13,其中數據點在更高的晶格密度下間隔更緊密。CR450°C?100°C的樣本標準偏差也較低,表明晶格策略對CR425°C?180°C的影響更為顯著。然而,較低的模具體積與較差的冷卻性能并不直接相關;例如,晶格密度為10%的模具設計11可以實現613°C/sCR425°C?180°C,并不顯著低于晶格密度為80%的模具設計9實現的619°C/s的最高觀測值。
            在圖14中,針對每個虛擬模具的計算體積繪制了最大應力。在具有較低體積的模具的情況下觀察到較高的應力,尤其是在固體晶格界面中,因為晶格結構充當應力集中區域。晶粒的體積可以通過不同數量的晶格結構或其密度而改變。散射點用表示晶格密度的10%的棕色進行顏色編碼,而綠色和藍色分別為50%80%的密度。據觀察,產生了Pareto前沿,表明應力水平和晶格結構密度之間的關系。10%的晶格密度具有較低的模具體積,但具有較高的最大應力,因此承載能力較差。對于80%的晶格密度,情況正好相反,這與較高的模具體積和較低的最大應力有關。紅點表示基準線,它是一個完全實心的模具。盡管所有DoE運行都在比基線更高的應力下運行,但如果考慮到模具材料的屈服強度,很明顯,通過選擇具有晶格結構的模具,在不影響工具結構完整性的情況下,有足夠的靈活性向散點圖的左上角移動。因此,可以以較低的材料成本和減少的打印時間來實現模具的AM。
            202310191653175366.png
            14。模具體積與最大應力。
            各因素對響應變量的貢獻百分比如表8所示。這些是根據以下公式計算的:
            202310191653283014.png
            其中,PC,A是參數A的貢獻百分比,SSA是控制參數A的方差平方和,SST是總響應的方差平方總和。


            Parameter
            Cooling   Rate (425°C-180°C)
            Cooling   Rate (450°C -100°C)
            Maximum   Stress
            Die   Volume
            Lattice  Type (A)
            1%
            5%
            5%
            0%
            Lattice  Density (B)
            26%
            24%
            83%
            95%
            Lattice  Amount (C)
            20%
            21%
            1%
            3%
            Channel  Radius (D)
            50%
            48%
            6%
            1%
            Distance  to Working Surface (E)
            3%
            2%
            4%
            1%


            8。每個設計參數對每個響應的貢獻。
            這表明,對冷卻速率有影響的最重要的單個因素是冷卻通道半徑,對CR425°C?180°CCR450°C?100°C的影響分別為50%48%。然而,晶格結構的貢獻并非微不足道;在晶格密度和晶格量之間,對CR425°C?180°CCR450°C?100°C的貢獻分別為46%45%。晶格類型對模具的冷卻性能沒有顯著的貢獻,正如預期的那樣,因為在等效密度下,不同晶格類型的熱導率沒有很大的范圍。有趣的是,到工作表面的距離并沒有被認為是模具冷卻性能的重要因素,它可能與所研究的相對較小的范圍有關。晶格密度是決定模具體積和最大應力的最關鍵因素。增加的晶格密度起到改善模具結構性能的作用,但同時增加其體積。
            在分析了每個因素對模具整體性能的貢獻后,使用了一個通用的線性模型來尋找設計參數的最佳組合??紤]了三項不同的研究,如表9所示。


            Empty   Cell
            Cooling   Rate (425°C-180°C)
            Cooling   Rate (450°C -100°C)
            Maximum   Stress (MPa)
            Die   Volume (mm3)
            Study  #1
            Maximize
            Maximize
            Minimize
            Minimize
            Study  #2
            Maximize
             Weight: 10
            Maximize
             Weight: 8
            Target:  50
             Upper limit: 200
            Target:  800
             Upper limit: 900
            Study  #3
            Maximize
             Weight: 10
            Maximize
             Weight: 8
            Minimize
            Target:  800
             Upper limit: 850


            9。指定的多目標優化標準概述。
            第一項研究的結果針對所有響應變量進行了優化,權重相等。在第二次和第三次優化研究中,CR425°C?180°C的冷卻率權重已增加到10,因為它對冷卻系統的性能最為關鍵,CR450°C?100°C的制冷率權重為8。在第二項研究中,應力響應被限制在200MPa的上限,目標為50MPa,而模具體積被限制在900mm3的上限,目標為800mm3。在第三項研究中,放寬了對模具體積的限制,同時將模具體積的上限降低到850mm3。表10概述了三個優化標準中每一個的研究設計參數的選擇。


            Empty   Cell
            Study   #1
            Study   #2
            Study   #3
            Lattice  type
            Sch?en-IWP
            Sch?en-IWP
            Sch?en-IWP
            Lattice  density
            50%
            50%
            10%
            Lattice  amount
            270°
            270°
            270°
            Cooling  channel radius
            5 mm
            5 mm
            5 mm
            Distance  to the working surface
            6 mm
            7 mm
            7 mm


            10。每個研究的每個設計變量的選定值。
            每項研究都建議冷卻通道半徑為5毫米,因為無論晶格策略如何,它都能始終提供最佳的冷卻性能。這種結果可是預期的,因為引入晶格結構減少了模具的熱質量,而通過增加的冷卻通道半徑有效地補償了熱質量。Sch?en IWP是所有優化研究中的首選晶格結構,因為它在可用的選擇中表現出最高的熱導率,如圖8。有趣的是,隨著冷卻速率權重的增加,到工作表面的推薦距離從6mm變為7mm。這種調整允許在工作表面附近沉積更多的固體材料,從而增強模具的熱質量,并提高其向冷卻通道散熱的能力。在研究#2中,對最大應力施加了更嚴格的約束,建議晶格密度為50%。相反,在研究#3中,放松了應力約束,并強調了體積韌性,建議晶格密度為10%。這一觀察結果與預期行為一致,因為可用于承受機械載荷的材料量減少會導致更高的應力,從而允許算法選擇10%的晶格密度。這反映了模具的機械性能與其材料體積之間的權衡。
            使用三個生成的模具設計進行了三次進一步的模擬運行,以驗證擬合的線性模型提出的解決方案。F.E.的分析結果與四個領先績效指標的預測結果進行了比較。表11、表12和表13顯示了設計響應變量的預測值與通過F.E.分析獲得的值的比較,以及兩者之間的百分比誤差。


            Empty   Cell
            Predicted
            F.E.   analysis
            Error   (%)
            Maximum  Stress (MPa)
            101.0
            125.7
            24%
            Cooling  rate 450°C-100°C (°C s-1)
            196.3
            179.6
            9%
            Cooling  rate 425°C -180°C (°C s-1)
            613.6
            581.8
            5%
            Volume  (mm3)
            860.0
            857.8
            0%


            11。預測響應變量與研究#1有限元分析的比較。


            Empty   Cell
            Predicted
            F.E. analysis
            Error (%)
            Maximum Stress  (MPa)
            100.8
            67.5
            33%
            Cooling rate  450°C-100°C (°C s-1)
            207.1
            180.6
            13%
            Cooling rate  425°C -180°C (°C s-1)
            624.2
            618.9
            1%
            Volume (mm3)
            868.9
            863.4
            1%


            12。預測響應變量與研究#2有限元分析的比較。


            Empty   Cell
            Predicted
            F.E. analysis
            Error (%)
            Maximum Stress  (MPa)
            227.1
            180.1
            21%
            Cooling rate  450°C-100°C (°C s-1)
            180.3
            177.0
            2%
            Cooling rate  425°C -180°C (°C s-1)
            608.4
            614.3
            1%
            Volume (mm3)
            774.3
            781.8
            1%



            13。預測響應變量與研究#3有限元分析的比較。
            對于模具體積和臨界冷卻速率,線性模型預測的結果與有限元分析產生的結果顯示出相對良好的一致性。在模具體積中觀察到最佳一致性,因為設計因素和模具體積之間存在線性關系。在所有三項研究中,對于CR425°C?180°CCR450°C?100°C,線性模型的預測值略高于有限元分析模型的預測,但大多數預測值的誤差小于10%。模具所經歷的最大應力的預測不如在冷卻速率的情況下那么好。線性模型與有限元分析的誤差為21%-33%。這可能與網格拓撲結構的變化有關,網格拓撲結構隨著系統θ設計角的變化而變化,不同節點在每次運行中都會經歷最大應力。然而,考慮到所提出的線性模型的保真度,它可以用于在開發熱沖壓工具的早期階段探索設計空間。
            所提出的熱沖壓工具的設計可以在其制造階段提供改進的冷卻性能、成本和可持續性效率,因為需要更少的材料。晶格結構表現出降低的熱導率,并且可以用于有效地管理在熱沖壓循環期間和熱沖壓循環之間的熱現象。然而,晶格結構與工具的熱性能和機械性能之間存在權衡。模具中過多的晶格結構會顯著降低工具的承載能力及其在淬火過程中處理熱負載的能力。在這項研究中,定義了這種模具的基本設計參數,并使用系統工程方法來研究這些參數對系統響應的影響。其目的是開發和演示一個框架,在該框架中可以快速產生初步結果,以幫助在早期階段開發額外制造的熱沖壓工具。為此,開發了一個二維有限元分析熱機械耦合模型,該模型已用于模擬一系列晶格積分,遵循DoE方法。所提出的框架可以通過包括額外的評估標準來進一步增強,例如疲勞或磨損,這兩種都是熱沖壓中工具的常見失效機制。然而,應該注意的是,增材制造(AM)工藝產生各向異性材料。AM材料表現出孔隙率,這會影響其熱機械性能,而實現完全致密的微觀結構取決于特定的AM工藝和適當工藝參數的選擇。作為一種常見的做法,通常使用額外的后處理,如熱等靜壓,以獲得與鍛造材料相當的材料性能。根據這些結果,可以得出以下結論:
            增材制造的具有晶格結構的模具在熱性能方面可以與固體模具相同或更好。盡管大多數研究的模具設計的性能并不比基線好,但研究設計空間中的一些設計的性能優于基線??梢缘贸鼋Y論,通過將冷卻通道半徑增加1mm可以實現性能的提高。
            本研究中提出的最佳設計包括Schoen IWP晶格,密度為50%,冷卻半徑為5 mm,距離工作表面7 mm,θ設計角為270°。關于設計變量的選擇,結果與Chantzis等人在同一主題上的實驗工作非常一致。其中發現270°的θ設計角優于實心模具。晶格結構的引入有助于減少模具的熱質量,這將使其在連續循環之間更快地冷卻。然而,正如本研究中所觀察到的,由于用晶格結構取代大的固體區域可能會阻礙模具的冷卻性能,因此有一個“最佳點”可以實現更好的冷卻性能(模具設計1、4、7、1314)。值得一提的是,鋁的固溶退火停留時間通常比鋼的奧氏體化時間長,這允許模具在連續循環之間冷卻。引入晶格結構可以減少模具的熱質量,使它們在循環之間更快地冷卻,因此它們可以在較低的溫度范圍內工作,從而提高淬火效率。
            優化研究2中的優化模具設計體積為868.9mm3,其中固體基線為982.7mm3。材料節約11.5%,而CR425°C?180°C增加了3%,CR450°C?100°C增加17%,這表明了擬議概念的可持續性潛力。
            與網格結構相關的三個設計變量,以及由此提出的熱沖壓工具概念,對熱性能和機械性能的影響分別為50%89%。所提出的設計使用Schoen IWP。盡管基于方差分析,晶格類型對模具的熱機械性能的影響可以忽略不計,但Schoen IWP應該是首選,因為它們有自支撐功能易于制造。
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            https://doi.org/10.1016/j.addma.2023.103728
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