粉末注射成形（精选七篇）
粉末注射成形 篇1
关键词：MIM技术,粉末冶金,注射成形
1 引 言
金属粉末注射成形工艺(简称MIM,即Metal Injection Molding)是一种将传统粉末冶金与塑料注射成形工艺相结合的高新近净成形技术。这种成形技术克服了传统粉末冶金制品密度低、材质不均匀、机械性能不高、不易成型薄壁复杂件的缺点,成形后的产品不仅具有与塑料注射成形所得制品一样的复杂形状和高精度,而且具有与锻件接近的物理、化学与机械性能,适合大批量生产形状复杂、高精度、高性能要求的小型金属零部件[1]。目前已广泛应用于机械、电子、汽车、钟表、光电、武器、医疗器械等领域。
高尔夫球杆调心片(如图1所示)具有尺寸小、形状复杂的结构特点,要求有高的尺寸精度和表面光洁度,以及高的硬度和耐磨性,生产批量大,适合采用MIM的方法加工坯料。
2 金属粉末注射成形工艺过程
MIM的目的是获得所需形状的、无缺陷的、颗粒均匀的成形坯。它的基本工艺步骤是:首先选取符合要求的金属粉末和粘结剂,然后在一定温度下采用适当的方法将粉末和粘结剂混合成均匀的喂料,经制粒注射成形,再将坯料用化学或热分解的方法脱除粘结剂(脱脂处理),最后经真空炉或气氛炉烧结致密,得到所需要的形状和性能的坯料[2]。图2为高尔夫球杆调心片的MIM工艺过程。
2.1 喂料制备
(1)混粉。粉末是喂料的关键成分,理想的粉末应综合考虑多种因素,如流变性能、脱脂时的尺寸控制、烧结变化、粘结剂的润湿性、混合性、脱脂速度和充模能力等。因此为了达到理想的注射效果,对粉末的粒度、振实密度和颗粒形状有很高的要求,在生产中必须严格控制好。高尔夫球杆调心片的金属粉末由钨粉、镍粉、铁粉和铜粉等四种金属粉末按一定比例组成。为了得到成分均匀的零件材质,在注射前必须首先要筛选粉末颗粒,并将这几种金属粉末混合均匀。混粉的具体做法是:将钨粉、镍粉、铁粉和铜粉按质量比称好,然后放入120目的筛网中充分过筛,再放入混料机中进行高速混合,得到组分均匀的金属粉末。
(2)粘结剂的选择。粘结剂是MIM技术的核心,在MIM中粘结剂具有增强流动性以适合注射成形和维持坯料形状这两个最基本的功能,它在注射成形后,烧结开始前被去除,最后不留下任何残渣。虽然粘结剂不决定最终的化学成分,但它会影响到粉末注射成形的各个方面,通常粘结剂的成分被看成粉末成形工艺的保密技术,决定着工艺的成败。选择的粘结剂应具有不与粉末发生反应、防止粉末团聚和偏析、无毒、流变特性稳定、易于除去、环保等特点[2]。常用的粘结剂以热塑性化合物为主,如聚乙烯、聚苯乙烯、聚丙烯以及蜡料粘结剂。大多数粘结剂是多组分的,包含一种主要相和几种添加相,其中主要相决定了粘结剂的基本性质,添加相用以适应特定的粉末。根据高尔夫球杆调心片的粉末特点及成形要求,在粉末中加入的粘结剂有蜡(工业白蜡)、聚乙烯树脂PE和乙烯-乙酸乙烯树脂共聚物EVA,其中蜡是主要相,占65%,其他两种各占17.5%。
在喂料混炼前还必须确定好合理的金属粉末和粘结剂的比例,这个比例在很大程度上决定了后继工艺的成败。当粘结剂不足以填满金属颗粒间隙时,会使粘度增加,造成成形困难,坯料脱脂后会产生裂纹;粘结剂过多,成形时多余的粘结剂会使粉末分离,从而形成飞边或成分不均匀,在脱脂后会产生变形。因此喂料粉末含量一般稍小于粉末的临界固体粉末含量,大概比临界点低2%-5%(体积分数)。所谓临界粉末含量即在没有外力作用下粉末微粒间紧密堆垛,它们的间隙中填满粘结剂时的金属粉末含量。在实际生产中要根据密度要求,结合成形性,配备粉末与粘结剂的比例。在高尔夫球杆调心片制造时,根据零件的粉末、粘结剂的组成和最后的密度要求,经过试验确定粘结比例为0.9g/cm3。
(3)混炼与制粒。在注射成形前,金属粉末必须和粘结剂均匀混合,并制成固体颗粒。这就是粉末的混炼和制粒。混炼是将金属粉末与粘结剂混合得到均匀的固体喂料的过程。MIM常用的混料装置有双螺旋挤出机、单螺旋挤出机、柱塞式挤出机、双行星混炼机等。混炼的方法一般是先加入粘结剂的高熔点组元,待其熔化后降温,再加入低熔点组元,然后分批加入金属粉末。这样能防止粘结剂中低熔点组元的气化或分解,分批加入金属粉末可防止因降温太快而导致的扭矩急增,从而保护混炼设备。
混炼时要将金属粉末均匀地分散在粘结剂中,不能出现内部空隙和粉末团聚现象。如混合不均匀,则将会导致粘性增大、成形不均匀和烧结困难。
混炼后进行制粒,在制粒机里把固体材料破碎成颗粒,制成注射料。
由于金属粉末注射成形的特点,每种成形坯都有其特定的金属粉末和粘结剂成分,决定了每种成形坯都有其独特的混炼和制粒工艺,因此对于每种零件的MIM成形工艺,都专门设置混炼和制粒工艺,并配备相应的设备,这是金属粉末注射成形区别于注塑成形的一个特点。
2.2 注射成形
注射成形过程:首先将粒状喂料加热熔化,然后加压使熔体进入模腔,在模腔中冷却并成形,取出成形零件,准备下次注射。理想的成形坯没有空隙或其它缺陷,粉末均匀分布其中。这就要求熔体粘度足够低,熔体能顺利流入模腔,并且残余应力小。同时要求成形成本低、时间短。因此,在注射成形时需要选择合理的成形工艺、模具和注射机。
(1)成形工艺过程。MIM工艺参数由粉末特性、粘结剂组成、喂料粘度、模具结构和注射成形机的性能决定。实验研究表明,在低压和低温下成形会发生缺料,而在高压和高温下成形会发生粘模现象或产生飞边,快速注射和高温成形会导致喷射,喷射将使成形坯产生表面焊纹和气泡等缺陷[2]。因此,在成批生产前,一定要进行研究试验,找到合理的注射参数,包括注射压力、注射速度、注射温度、模具温度、保压时间、冷却时间和开模时间等。
成形的第一阶段是充模。通常流体流入模腔的流速Q与所用的压力p之间有如下关系:Q=p/(ηK)
式中:η为喂料的粘度,K为模具的阻力[2]。
从以上公式可看出,在充模阶段熔体的流速和压力与它的粘度和模具阻力有关,在相同的压力下,喂料粘度、模具阻力越大,则熔体流速越小。因此,合理的注射压力、注射速度、注射温度、模具温度等充模参数必须在经验计算的基础上,通过试模调整才能最终确定。
充模结束后混料就会在模具中冷却下来,为保证在材料冷却收缩后有足够的材料补充进来,使成形坯避免出现密度不均或表面下凹等缺陷,要对喂料进行保压,一直保压到浇口凝固,并且还要将模具浇口的大小调整到能够提供足够的补充材料的大小。
成形过程的最后一个步骤是取出制件。开模时间取决于零件的大小和形状,开模温度、开模压力都是有要求的。开模温度必须低于成形坯脱模时保持形状的临界温度Tmax;开模的压力必须低于成形坯脱模而不粘住模具的最大压力pmax。另外开模的压力还有个最低点,在最低压力以下开模会有缩孔的可能[2]。因此在合理的开模压力、开模温度下开模就会避免粘模、变形、缩孔等缺陷。
以上各阶段的成形参数都要在理论计算的基础上,在试模过程中进行调整,最后确定一个合理的范围。如果在试模过程中发现成形坯的尺寸与期望的不一致,可以有两个办法解决,一是修模,二是在小范围改变固体粉末的含量来进行适当调节。
成形坯从注射机取出后要进行简单的修整,去掉毛边和接痕。注射成形的产品可能的缺陷大部分是在注射成形过程中形成的,如裂纹、孔隙、焊缝、分层、粉末与粘结剂分离现象等。但这些缺陷经常直至脱脂和烧结后,注射时产生的应力被释放后才能发现,因此,注射成形工艺的控制对提高产品成品率和材料利用率非常关键。
(2)注射机的选择。普通的注塑成形机基本上可用于金属注射成形。但由于金属粉末与粘结剂之间存在分离倾向,所以一般不采用柱塞式注塑成形机,而采用螺杆式注塑机。虽然在金属粉末注射成形时添加了润滑剂,但金属注射料对料筒、螺杆、喷嘴止回环的冲击磨损远大于塑料。
高尔夫球杆调心片的注射选用柱塞式注塑成形机。其原因是:
(1)钨粉、铁粉等金属粉末性能差异大,而混炼要求高,因此在金属粉末与粘结剂混炼之前单独进行了混粉,从而保证了喂料成分的均匀性。
(2)配方中的三种粘结剂能避免粘结剂和粉末的分离,并且其中加了蜡,料的流动性比一般塑料好得多,经过这样的处理,解决了柱塞式注射的缺陷。
(3)粉末对螺杆的磨损比较大,机器的寿命会降低。因此在高尔夫球杆调心片的注射成形时不选用螺杆式的注塑机,而选用型号为MH-350的柱塞式立式注塑机。
(3)模具设计。MIM模具设计的步骤与注塑模具的相同,包括确定模具成形尺寸、选择注射机、设计成型零件、选择分型面、确定型腔数量和布局、设计浇注系统、设计模具温度调节系统、确定排气方式、选择模架、设计顶出机构、注射机参数校核。区别在于:制造金属注射成形件时注射的不是熔融物质,而是极微小的颗粒。在高尔夫球杆调心片的模具设计时把凹模和型腔分成两部分,凹模在合模和开模的过程中起到形成型腔和推杆的作用,图3为高尔夫球杆调心片的模具设计方案图。
1.动模座板2.顶出板3.顶出固定板4.支承板5.动模板6.定模板7.定模座板8,16,17.螺钉9.定位圈10.浇口套11.导套12.导柱13.勾料杆14.动模15.定模
2.3 脱脂和预烧结
脱脂是将注射成形坯料中的粘结剂除去的过程。在烧结前,必须将粘结剂从粉末中除去,如果脱脂不当,将导致成形坯变形、开裂及成分污染等缺陷。因此脱脂是非常重要的生产步骤。
脱脂处理是一个缓慢、精细、复杂的过程,这一过程是利用粘结剂的物理化学性质来实现的。常用的方法有热脱脂法、溶剂脱脂法、催化脱脂法、虹吸脱脂法等[2]。多组元粘结剂的脱脂往往要综合利用上述几种脱脂方法进行两步或多步脱脂。高乐夫球杆调心片采用的是“溶剂脱脂+热脱脂”的二步脱脂工艺。做法是先把注射后的成形坯放入汽油中,在温度为50℃的环境中保持24h,然后在温度135℃的环境中,保持49min可彻底完成脱脂,脱脂效果很好。
在烧结前,成形坯有两种情况,一种情况是脱脂工艺留下一些粘结剂在成形坯中,以使成形坯在烧结前保持原来形状,在烧结过程中将粘结剂全部脱除;另一种是粘结剂在脱脂和预烧结中全部脱去,然后直接进行烧结。后者的成形坯在烧结后的密度通常可以达到理论密度的95%以上[2]。为保证成形坯质量,高尔夫球杆调心片的脱脂烧结工艺采用后者。为使坯料有很好的形状保持,在预烧结阶段一定要把握好时间和温度之间的关系,高尔夫球杆调心片的预烧结加热过程是从100℃到750℃,升温的速度是2℃/min,共经历16.5h。
2.4 烧结
烧结是MIM工艺的最后一道工序,它是在高温加热的情况下,使金属粉末颗粒结合在一起,从而增加成形坯的强度的过程。高尔夫球杆调心片的烧结在由氢气保护烧结炉中进行,烧结炉分3个温度区域,Ⅰ区为500℃,Ⅱ区为1000℃,Ⅲ区为1460℃,烧结过程通过对坯料的向前推进来完成,一共推进13次,每次间隔20min。
3 后续加工
金属粉末注射成形与金属铸造成形一样,是一种毛坯制作工艺,其制件如达不到图纸要求,还需后续加工。后续加工方式有机加工(如车削、钻孔、磨削等)和热处理(如渗碳、渗氮、表面硬化等)等。要完成高尔夫球杆调心片的制造,需要在毛坯(如图4所示)的基础上,进行车削和镗孔加工等机械加工,才能制成如图1所示的成品零件。
参考文献
[1]印红羽.粉末冶金模具设计手册[M].北京:机械工业出版社,2002.
粉末注射成形 篇2
金属注射成形, 是在塑料注射成形基础上, 发展起来的一种新型的成形技术, 这种成形技术用于制造形状更为复杂, 用模压成形比较困难的小尺寸零件, 它作为一种大批量制造复杂形状精密机械零件的近净成形和近致密技术, 在汽车工业及现代制造业中具有广泛的应用前景。因此其工艺过程的质量控制对确保产品优势、提高企业竞争力显得尤为重要。
1 金属粉末注射成形工艺过程产生的质量缺陷及采取的措施
1.1 金属粉末注射成形坯
金属粉末注射成形过程分为进料、充模、保压冷却、脱模四个基本过程, 首先加热喂料, 以达到喂料流动状态, 并对熔融喂料流体施加一定压力, 通过主流道、分流道进入浇口, 并射入模腔, 充满模腔后经保压冷却, 得到与模腔形状一致的注射成形坯, 并从模腔中脱出为止的一个完整过程。整个过程通常在数秒至数分钟完成, 喂料熔体在其间发生了软化流动、喷射变形、冷却凝固等一系列复杂过程。
随着温度和压力的变化, 熔体从模壁逐渐充满模腔的速率, 都将影响注射成形坯的质量。
(1) 喂料的温度。注射成形中为了保证喂料良好的塑化和流动, 喂料的注射温度应稍高于黏结剂软化温度, 根据不同黏结剂体系, 注射温度在50~200℃范围, 过高会使黏结剂发生分解、两相分离和飞边的产生, 偏低则造成充填不满的短射现象。
(2) 注射压力的大小和喂料种类及注射温度有关, 通常在40~130MPa。喂料黏度大、软化强度高, 同时模具型腔复杂、行程长、薄壁件等, 亦需采用较高的注射压力。注射压力的上限以喂料不发生喷射、不产生飞边和坯件黏模难于脱出为准。注射压力提高, 可以克服模腔内因充填形成的抗力, 从而可以注入更多的喂料充实模腔, 生坯质量亦有所提高。注射压力过低时则可能出现充填不实并在冷却过程中收缩而导致表面缩孔、凹陷等现象。
注射成形坯出现的缺陷可总结为:外观上观察到的飞边、起泡、表面波纹、分层或起皮、凹陷、表面黑点和变形、生坯强度偏低和操作中出现的粘模现象等。
对策:当温变和压力的调整未能将有些缺陷改观时, 则要进一步考虑黏结剂体系的选择是否合适、粉末和黏结剂混炼均匀化程度、喂料有无受到污染、吸湿和含水等多方面因素, 还要检查模具型腔设计、主流道、分流道和浇口等设计是否合理。
1.2 注射成形坯的脱黏 (脱脂)
粉末在注射成形坯中的体积比仅占60%左右, 内有35%~45%黏结剂, 黏结剂脱除后会留下35%~45%的孔隙, 脱黏方法的选择就是如何使得脱黏过程及黏结剂完全脱除后, 在制品处于脆弱的情况下能保持不发生变形、裂纹或开裂、塌陷等故障。
目前我们采取的是热脱黏法, 在黏结剂脱除过程中, 粉末颗粒会发生重排过程。初始阶段, 孔隙形成后, 由于毛细管力作用, 内部熔化状态的黏结剂被吸出, 伴随着黏结剂自坯体内部流向表面的过程, 内部细小粉末颗粒将随着熔化状态的黏结剂流至表面而发生颗粒重排。在黏结剂脱除后期行将脱尽时, 粉末颗粒受重力作用亦发生重排。总之, 在整个黏结剂脱除过程中, 同时不断发生粉末颗粒的重排, 最终脱黏后的坯块为不含黏结剂, 粉末颗粒之间呈点接触的堆积状组织。
脱黏过程形成的缺陷, 主要有鼓泡、翘曲、裂纹等外观缺陷和含碳量升高、粉末颗粒密度偏差等内在缺陷。首先:脱黏中出现的翘曲变形, 一般是由注射坯各部分脱黏速率不均衡造成的, 可以适当降低热脱黏法的加热速度, 对坯件进行适当的支撑, 以避免温度梯度造成黏结剂脱除速率不一致发生变形。其次:零件形状具有厚度差别大的台阶结合部位, 因薄壁区黏结剂脱除快, 在薄壁区已经脱净时, 厚壁区可能还只脱除了一部分, 造成厚、薄区域热膨胀系数不一致而产生应力。
对策:降低升温速率、延长低温下保温时间可减轻这一现象的发生。第三:在脱黏中随着黏结剂的脱除, 粉末颗粒重排中出现高密度区域和低密度区域, 在高低密度交界区域容易产生裂纹。热脱黏温度过高, 或者在高于500℃时黏结剂尚未脱净。剩余的黏结剂在随后的高温中导致坯件增碳。对策:在低温脱黏阶段尽量将石蜡脱净, 高温脱黏过程的升温速度不宜过快, 尽量控制在较低温度下将黏结剂脱除干净。
1.3 金属注射成形坯烧结
烧结前的所有工序, 主要完成两个功能:一是获得一个完整的坯件形状, 二是提供实现烧结行为要求的完整的粉末坯件。
金属注射成形坯烧结质量的控制, 主要是致密化过程中尺寸精度的控制和含碳量控制。注射成形技术的最大难点是由于要获得粉末良好的流动性, 并通过物料流变特性充填模腔而加入了大量黏结剂, 还必须在烧结前将黏结剂脱除才能进行烧结过程。
综合考虑金属注射成形坯烧结过程中产生的质量缺陷主要有以下两类因素造成。第一类因素是在烧结前注射生坯本身已经潜伏着变形缺陷的内在因素如: (1) 粉末装载量低, 生坯脱黏后孔隙的体积比很大; (2) 脱黏中粉末重排和流动的结果容易引起内部粉末颗粒不均匀; (3) 混炼不均匀造成注射生坯密度不均匀分布; (4) 注射成形中, 生坯重量不一致, 脱黏中粉末颗粒重排引起的密度差。第二类因素是由烧结工艺引发的。大部分金属注射成形生坯烧结的线收缩达10%~20%, 这样大的收缩本身使制品发生大的变形。比较有效的办法是降低升温速率和选择较低烧结温度适当延长烧结时间来实现致密化, 使烧结收缩不均匀变形程度减缓下来。至于制品摆放在托衬上收缩受摩擦阻力的影响, 坯件向受热面发生翘曲。应选用光滑材料做托衬来减少摩擦阻力。
2 金属粉末注射成形技术在汽车工业中的应用前景
随着汽车工业的持续发展, 金属粉末注射成形技术在汽车工业中的应用也逐年稳步增长。轻量化、智能化、节能、安全和环保是当今汽车技术的重要发展方向。轻量化材料技术与汽车产品设计、制造工艺的结合将更为密切, 汽车车身结构材料将趋向多材料设计方向。采用金属粉末注射成形技术, 可以将以前的细小复杂的汽车部件设计为一个整体, 一次整体成形, 使汽车零部件达到微型化、功能集成化、轻量化、低成本化。如可成形各种外部切槽、外螺纹、锥形外表面、交叉孔、盲孔、凹槽与键销、加强筋板、面滚花等。该技术目前主要用于汽车供油系统、内舱、传感装置及齿轮等零部件的生产上。如图1。
3 结束语
材料的制备、成形与加工技术是制造高质量、低成本产品的关键。金属粉末注射成形技术不仅保持了粉末冶金技术的优点, 而且还可以直接制造出接近或具有最终形状和尺寸的零部件, 是一种典型的集材料设计、制备、成形、加工于一体的新技术。正是这种独特的复合特点使粉末注射成形技术具有极强的竞争力, 因此在世界范围内发展十分迅速, 在汽车工业将得到巨大的发展。我国在这方面才刚刚起步, 其市场前景十分广阔。
摘要：本文分析了金属粉末注射成形工艺过程 (金属粉末注射成形坯、注射成形坯的脱黏、烧结) 产生的质量缺陷、采取的对策及该成形技术在汽车工业中的应用前景。
PBX粉末成形的数值模拟研究 篇3
1 热-机耦合有限元法
在轧钢、焊接、冲压、挤压、模压及连铸等许多加工过程中,试样在变形的同时往往伴随温度的变化。在分析这类问题的时候,只有在考虑温度场的同时考虑应力场,才能得到准确结果。热-机耦合方法正好可以同时处理热传导和力平衡问题。
对于体积为V,边界为S的连续介质,其热-机耦合的能量守恒方程可写为[3]:
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式中:ρ为质量密度;Q为给定体积热流;U为给定内能;t为时间;vi为速度场;xj为空间方向;σij为柯西分量;H为表面热流。
Marc采用更新的Lagrange技术处理弱耦合的热-机耦合方程,其求解过程是在每个增量步开始时,由当前位移增量修正域V和边界S,并且在增量步内交替迭代力平衡方程和能量守恒方程。分析中,对热弹塑性描述采用Mises屈服准则:
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式中:Sij为应力偏量;undefined为等效应力;undefinedP为等效塑性应变;T为温度。
后续塑性应变流动时应满足dF=0,可推出:
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总的应变增量可以分解成弹性、塑性和热应变三部分:
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式中: εij为应变增量;εeij为弹性应变;εqij和εpij为塑性应变;εundefined为热应变。各向同性材料的弹性应变满足:
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进一步可得应力变化率:
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分析时,温度场的求解需处理式(1)。在体积给定前提下,式(1)可退化成解耦的形式:
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用加权余量的Galerkin法可得方程(7)的等效弱形式:
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式中:Xj为坐标方向;kij为常数;g为Galerkin权函数;c为材料比热;D为材料变形率;表面外法向为ni的表面热流H= qi ni。
考虑到PBX粉末温压成形是一个材料非线性、几何非线性和边界条件非线性的组合非线性问题,则可采用增量非线性有限元对非线性方程组进行交替迭代求解。在每个增量步开始时将几何形状更新,在新的Lagrange坐标下分析温度场方程。采用非线性方程迭代法求解热传导方程的等效温度场递推关系式。收敛后,在同一增量步中,更新温度值,评价材料力学性质和热应变,迭代求解力平衡方程;收敛后,进行下一增量步的分析直至得到所需增量步结束[3]。
2 PBX成形过程的有限元分析
2.1 几何及材料模型的建立
模拟采用的样品是JB9014,其主要参数为弹性模量E=8.43GPa;初始泊松比μ=0.25,其随相对密度变化的规律为undefined,其中ρ为相对密度,初始值为0.476,初始质量密度为0.91g/cm3;初始屈服应力σ=40MPa,线膨胀系数为8.9×10-5;压制过程中模具和粉末体的温度保持在85℃。压坯几何参数为ϕ20mm×21mm圆柱体。
材料模型选用Shima模型[5]:
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式中:σy为单向屈服应力;σ′ij为应力偏张量;P为静水压力;γ,β为材料参数。其中σy,γ,β是相对密度的函数。
2.2 网格划分及初始、边界条件的施加
由于压坯形状及载荷的对称性,可以将模型简化为轴对称问题(图1)。模拟采用Marc中的10号轴对称实体单元,整个对称面被划分为21000个单元,21311个节点。模拟采用单向压制,即下模冲固定,在上模冲分别施加50,100,150,200MPa的力,压力随时间的关系如图2。考虑到粉末体与模冲和模壁之间存在摩擦,摩擦系数为0.2。
3 模拟结果分析
3.1 成形压力与相对密度分布关系
图3为PBX粉末分别在50,100,150,200 MPa压力下成形时的相对密度模拟分布图。由图3可以看出,PBX的相对密度在压制过程中由上而下呈单向递减的趋势,靠近上模冲的地方相对密度最大,在下模冲和模壁的交界处相对密度最小。这是由于在成形过程中,由于摩擦力的作用,使压力的传递不断减小所致。
成形压力与相对密度的变化关系如图4所示。当成形压力从50MPa增加到200MPa时,最大相对密度则相应的从0.9208增加到0.9899。
3.2 成形压力与粉末位移关系
图5为PBX在不同成形压力下的粉末位移分布模拟图。由图5可以看出,粉末位移从模具顶部到底部呈依次递减的趋势,靠近上模冲的地方粉末位移最大,即粉末主要是以竖向流动为主;而靠近模具底部的地方粉末位移最小,这是由于下模冲的存在限制了粉末的竖向流动,使造型粉主要表现为横向流动。
粉末位移与压制力的关系如图6所示,在50MPa成形时最大位移为9.916mm,而压力增加到200MPa时,最大位移增大到10.69mm。
3.3 成形压力与应力关系
图7为PBX粉末在不同压力下成形后的等效应力分布图。由图7可以看出,成形后同一PBX内部应力的分布是不规则的,但是在不同压力下成形后的应力分布都呈现出一定的规律性,即最大应力处于下模冲和模壁的交界处,其原因可能是由于在退模过程中该处的应力未能及时释放的缘故。应力的大小为几个兆帕,与雍志华[6]等人采用X射线衍射法获得的PBX残余应力大小在同一个数量级,其分布规律也基本相同,表明本工作建立的数值模拟模型是成功的。
等效应力与压制力的关系如图8所示,可以看出,等效应力随压力增加呈线性递增,大小为几个兆帕。
3.4 不同装药高度的模拟
在模拟实际装药21mm的基础上,还进行了其他装药高度的数值模拟,以期得出最佳结果。表1列出了装药高度分别为15,18,21,25,28mm时,在200MPa压力作用下PBX粉末的模拟结果。
从表1可以看出,在相同条件下,不同装药高度的模拟结果,其变化趋势基本一致,即压缩比为50%左右,最大相对密度0.98以上,最大等效应力2MPa左右。随着装药高度的增加,压缩比呈递减趋势,最大相对密度和等效应力则先增加再减小,在装药高度为21mm时达到最大。由此表明,当装药高度为21mm时,药柱的致密性最好,即当高径比为1∶1时,压制结果最理想。这为实际装药高度为21mm提供了理论依据。
4 结论
(1)运用MSC.Marc软件模拟出了PBX粉末温压成形的相对密度、粉末位移以及应力分布,其结果揭示了粉末体的流动性规律,与实际情况比较吻合。
(2)研究结果可以用于预测PBX的成形过程,为合理制定和优化成形工艺提供指导。
参考文献
[1]董海山,周芬芬.高能炸药及相关物性能[M].北京:科学出版社,1989.1-4.
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粉末增塑挤压成形脱脂技术研究 篇4
粉末增塑挤压成形(PEM)是指粉末与一定量的增塑剂混合后在较低温度(≤200℃)下挤压成坯,然后通过脱脂及烧结等工序制成制品[1,2,3]。在PEM工艺过程中,脱脂是最关键的步骤之一,自1980年Wiech法问世以来,先后出现了Injectamax法、水溶解法和Metamold法等脱脂方法。热脱脂、溶剂脱脂、催化脱脂和虹吸脱脂也是在上述方法的基础上发展起来的。溶剂脱脂、催化脱脂和虹吸脱脂的共同特点是先将粘结剂中的可溶性组元去除,待毛坯中形成连通的细微孔道后,采用热脱脂把剩余的粘结剂脱除,再进行烧结。因而发展了(溶剂、催化、虹吸)+热脱脂二步脱脂工艺,利用二步脱脂法可以把脱脂时间缩短到几小时。本文对这几种传统脱脂工艺的脱脂机理进行了分析和评述,并介绍了几种最近发展起来的脱脂工艺。
1 脱脂机理及模型
1.1 热脱脂
热脱脂是最常用的脱脂方法,其原理是基于有机物分子的挥发和裂解。有关热脱脂的研究,国内外已有许多文献报道[4,5,6,7,8,9]。German[4]提出了粘结剂组元汽化后气体扩散和气体渗透模型,K.S.HWANG等[5]提出了粘结剂分步脱除的脱脂孔洞模型,YING[6]提出了脱脂坯的失重和变形的热脱脂模型,李益民[7]在研究热脱脂的基本机理时通过对脱脂动力学的分析提出了临界厚度的概念。近年来,一些学者在前人研究的基础上,对粘结剂热脱除过程的基本机理提出了新的认识。
L.E.Khong等[8]提出了二元粘结剂体系多孔压坯的热脱脂失重模型,其热失重机理包括低分子组元和易挥发组元的蒸发,高分子组元的热降解,毛细管力和气体分解压驱使的液相流动,熔融时的二组元扩散,热传递,气相的对流和扩散。他们通过实验数据论证了所建立模型的有效性,并通过数学模拟二组元粘结剂体系的热脱脂模型(见图1)表明,在热脱脂早期阶段,粘结剂的失重主要受毛细管力和气体分解压驱使的液相流动控制,在热脱脂后期阶段,粘结剂的失重由液相的对流和气相的扩散传递共同控制。李益民[9]研究了热脱脂初始阶段的脱脂行为,认为由于粘结剂在不同的曲率半径处的蒸气压不一样,生坯表面小球之间的粘结剂能较快脱除,而大球之间的粘结剂脱除较慢,得出了热脱脂时微小裂口的形成机理。根据脱脂微小开口形成机理,表面会形成非常小的空洞,由于毛细管力的作用,坯体内部的粘结剂将被吸至表面,从而形成初始孔隙,如图2所示。初始孔隙形成后,这些有孔隙的内表面将类似于试样表面,新的孔隙将在内表面形成,从而在试样内部形成大量连通孔隙,粘结剂将沿着这些连通孔隙不断向外脱出。
1.2 溶剂脱脂
溶剂脱脂是利用有机物分子的相似相溶原理来脱除粘结剂中可溶组元的方法。Yang[10]提出了溶剂脱脂过程中粘结剂分步脱除的脱脂孔洞模型,Li[11]建立了等温溶剂脱脂时成形坯内部和周围溶剂之间粘结剂浓度梯度的近视模型,郑洲顺[12]根据浓度扩散原理建立了描述溶剂脱脂过程中成形坯粘结剂含量随时间变化的数学模型,Oliveria[13]研究了在溶剂脱脂过程中成形坯形状和脱脂温度对脱脂过程的影响,并提出了由试样比表面积和溶剂温度控制的脱脂率的数学模型:
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式中:Ф为脱脂率,t为脱脂时间,As/V为试样比表面积,B为温度控制因子,其表达式为:
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式中:k为玻耳兹曼常数,NA为阿伏加德罗常数,A为反应常数,Q为溶解过程中的能量变化值。V.A.Krauss[14]研究了聚乙二醇(PEG)基水溶性粘结剂溶剂脱脂过程中脱脂孔洞的形成机理,采用在脱脂坯中浸入水银的方法来观察脱脂孔洞的收缩,认为在脱脂坯内部存在由粉末颗粒、聚合物、PEG和水组成的均一多孔介质,PEG的脱除过程是一个收缩孔洞机制,脱脂过程是一个扩散控制过程,其脱脂孔洞的数学模型为:
undefined
式中:τ为脱脂孔洞的曲折因子,Ap为脱脂孔洞面积,As为图3中横向虚线所围区域面积,Def为水合PEG分子在多孔介质中的有效扩散系数。
1.3 虹吸脱脂
虹吸脱脂是利用细粉的毛细管虹吸作用,将成形坯中的粘结剂逐渐排出的过程。关于虹吸脱脂的机理模型,German[4]首先提出了基于毛细作用的虹吸脱脂机理;Chang[15]和Lin[16]均根据达西定律建立了控制虹吸脱脂速率的二维脱脂模型;Kim[17]研究了由粉末颗粒大小、孔隙率、液态粘结剂粘度、粘结剂表面能等虹吸参数控制的虹吸脱脂速率数学模型;I.M.Somasundram[18]在研究虹吸脱脂机理时观察到粘结剂在脱脂坯中呈三维均一的分布,认为在虹吸脱脂时粘结剂的脱除是按虹吸粉的毛细尺寸来排列的,因此,他采用有限元法多物理场建模与分析建立了由虹吸粉末的渗透性控制的虹吸脱脂模型(见图4)。
1.4 催化脱脂
催化脱脂的原理是利用一种催化剂把有机载体分子解聚为较小的可挥发的分子,这些分子比脱脂过程中的其它有机载体分子具有更高的蒸气压,能迅速地扩散出坯体。催化脱脂最早是由BASF公司研究开发的,主要特点是采用聚甲醛作为主粘结剂并在酸性气氛中快速催化分解为甲醛,其催化反应如图5所示。采用催化脱脂的方法能实现工件的低温快速脱脂,且能大大减少由于破损和变形造成的不合格产品数量[19,20,21,22]。陈静[19]对新型陶瓷喂料体系的催化脱脂工艺进行了研究,认为催化脱脂过程速度的控制因素是气态催化剂和气体产物扩散过程,并通过观察脱脂过程不同时刻样品外围与中心区域的微观形貌,证明了催化脱脂过程是由外围逐渐向内部扩散的。李笃信教授利用聚合物共混改性技术开发了一种新型催化脱脂型粘结剂体系,并研究了催化气体流量、脱脂温度、脱脂时间等催化脱脂工艺参数对成形坯脱脂率的影响[22]。
2 脱脂技术的新动向
与传统的热脱脂、溶剂脱脂、虹吸脱脂和催化脱脂相比较,最近几年发展起来的冷凝蒸气脱脂、超临界萃取脱脂以及水基萃取脱脂具有脱脂速率快、脱脂过程中裂纹和缺陷形成少、对产品尺寸要求降低等特点,而且烧结后的最终产品性能大幅度提高,因此受到广泛重视。
2.1 冷凝蒸气脱脂
冷凝蒸气脱脂是将溶剂蒸气冷凝到试样表面,然后扩散到试样内部逐步脱脂,脱脂过程中溶剂不断更新,因而脱脂速率加快。冷凝蒸气脱脂可以解决浸入法脱脂开裂的问题。冷凝蒸气脱脂的机理是[23,24,25]:通过水浴加热装置和温控装置分别控制2个压力容器内溶剂的温度,根据要求使之处于不同的温度水平,因而两容器内溶剂的蒸气压不同。将成形坯放在温度较低的容器中,溶剂蒸气从蒸气压高的容器进入蒸气压低的容器则会很快冷凝在成形坯表面,脱脂坯中熔化的粘结剂与坯体表面的溶剂发生相互扩散、溶解,最终达到脱除粘结剂的目的。溶剂蒸气不断地冷凝在坯体表面,达到一定厚度后便会沿坯体下流,而新的溶剂重新冷凝在坯体上,如此反复,坯体表面的溶液始终保持较低的浓度,导致坯体内外粘结剂浓度差大,因而始终能保持较大且很稳定的脱脂速率。
M.T.Zaky[26]在研究冷凝蒸气脱脂法时考察了粘结剂温度、脱脂时间对粘结剂脱除率的影响,并通过优化脱脂工艺参数来减少脱脂缺陷的产生。Zhu[25]根据Fick第二定律建立了平板试样、球形试样和圆棒试样冷凝蒸气脱脂过程的数学模型,并给出了该模型的一种解法。研究表明所建立的脱脂模型和图形解法可以对简单规则形状成形坯的脱脂过程进行预测,并得出冷凝蒸气脱脂方法脱脂速率快,脱脂坯强度高,有利于提高成形坯脱脂效率和改善脱脂坯质量的结论。
2.2 超临界萃取脱脂
超临界萃取脱脂是近年来迅速发展的一种新型分离技术,具有工艺简单、操作方便等优点,其基本原理是[23,27,28,29]:当气体处于超临界状态时,成为性质介于液体和气体之间的单一相态,具有与液体相近的密度,但没有表面张力,粘度虽高于气体但明显低于液体,扩散系数为液体的10~100倍,因此对成型坯体有较好的渗透性和较强的溶解能力,能将坯体中的粘结剂提取出来。CO2超临界流体萃取脱脂工艺是以超临界CO2气体作为溶剂的一种新型溶剂脱脂方法,与液体溶剂萃取相比,可以更快地完成传质,达到平衡,促进高效分离过程的实现。Bordet等[28]研究了添加共溶剂对CO2超临界萃取脱脂的影响,发现正十六烷是一种合适的共溶剂,因为它属于一种长链型分子,可以破坏PW的内聚力,加速PW的溶解;而且它又是一种非极性分子,流动性好,有足够的扩散能力。吴音[30,31]对陶瓷注射成形超临界CO2流体萃取脱脂的工艺条件进行了探索,研究了不同萃取压力、温度及时间对萃取率和陶瓷坯体脱脂质量的影响,并用传统扩散方程建立了描述ZrO2陶瓷注射成型超临界流体萃取脱脂过程的传质模型,分析了陶瓷注射成型超临界流体萃取脱脂行为和脱脂的动力学过程。研究结果表明,有机粘结剂的溶解和扩散是陶瓷注射成型超临界萃取脱脂过程的关键因素,其中扩散为控制步骤。Goceram[32]采用CO2超临界流体萃取脱脂的方法实现了加厚壁工件的无缺陷脱脂,而且脱脂时间短,被萃取的石蜡能够循环使用,是一种环境友好的脱脂方法。
2.3 水基萃取脱脂
水基萃取脱脂是在溶剂脱脂工艺基础上经过改进而发展起来的一种新型的脱脂方法,美国Thermal Precison Technology公司已把这种工艺(Thermat方法)应用于生产。此方法所用的粘结剂可分为2部分:一部分是水溶性的,如聚乙二醇(PEG)、聚环氧乙烷(PEO)等;另一部分是不溶于水的,如聚乙烯缩丁醛树脂等聚醛类树脂。脱脂也分2个阶段进行:坯体浸于水,水溶性的粘结剂通过水的沥取作用而被脱除,然后部分不溶于水的粘结剂可通过加热等其它方法进行脱除。Yang等[10]通过引用平衡水含量EWC(Equili-brium water content)概念,提出了水溶性PEG粘结剂体系(PEG4000-PE wax-SA)的脱脂机制:试样放置在预先加热的水中,水分子扩散到PEG中,形成膨胀溶胶,膨胀力使试样体积膨胀,PEG中水含量大于PEG的EWC时开始溶解,并在试样表面形成气孔;随时间推移,水分子进一步渗入试样内部,提供更多的粘结剂-溶剂界面,但此时扩散路径变长,导致脱脂速率下降;最后阶段水扩散至试样中心,试样尺寸变化达到最大值且不再变化,形成了内外相连的气孔通道,不溶的粘结剂在随后的热脱脂中去除。Krauss等[14]研究发现,室温下PEG在水中的失重与时间的平方根成正比,说明此过程可被看作是一个由扩散控制的过程,并进一步提出一种“收缩中心模型”用以解释PEG在水中的扩散过程,为今后的研究提供了理论支持。Liang等[33]认为脱脂过程分为2步:PEG分子从坯体中迁出;水分子扩散进坯体,占据其空位。王霖林等[34]分别对Y-TZP陶瓷粉的石蜡基热脱脂体系和水溶性的聚乙二醇(PEG)基水脱脂体系的脱脂过程和机理进行了对比研究,研究表明与热脱脂相比,水脱脂能大大提高脱脂效率,将脱脂耗时由热脱脂的47h缩短到7h,并且能减少缺陷的产生。
由于水具有价廉、无毒、无污染的特点,水基萃取脱脂是一种经济且对环境最为有利的脱脂方法。水溶性体系及其脱脂方法应该是今后主要的发展方向。
3 结语
粉末增塑挤压成形技术的发展至今已成为制备硬质合金、高密度合金及其它金属或合金的管、棒、条和其它异型产品最有效的方法之一。与粉末注射成形技术相比,PEM常被用来制备大尺寸、大厚度的零部件,而脱脂是整个工艺过程中限制零部件向大厚度发展的最关键步骤,直接影响着样件缺陷控制及合金力学性能的改善效果。因此,深入认识脱脂机理和各种各样的脱脂方法,以及优化脱脂工艺,使其能适用于较大尺寸的零部件是今后脱脂工作者的研究重点。同时,我们也应认识到,脱脂的好坏除了与脱脂技术本身的限制和脱脂工艺的控制有关外,还涉及到许多复杂的因素,包括粘结剂体系、粉末装载量和几何特征等直接因素,以及脱脂之前的各个工艺,如粉末处理、喂料混炼和挤压成形等间接因素。任何一个环节产生的缺陷对脱脂来说都是致命的,只有综合考虑这些因素才能使粉末增塑挤压成形技术得到更深入的发展和推广。
摘要：综述了粉末增塑挤压成形中几种传统脱脂工艺的脱脂机理及其理论模型,包括热脱脂、溶剂脱脂、催化脱脂和虹吸脱脂,介绍和评述了国内外最新发展的几种脱脂方法,指出了粉末增塑挤压成形脱脂技术当前的研究重点。
粉末注射成形 篇5
1 模型建立
粉末高速压制成形工艺过程如图1所示,上模冲与粉末接触,液压驱动的锤头高速撞击压模产生应力波,在0.2s左右的时间内对粉体进行高能锤击,使其致密化。当高能量的冲击力载入时,粉末颗粒之间形成一定强度的结合,外力施加的能量绝大部分转变为瞬时热能和应变能。颗粒发生塑性变形甚至局部焊合,最终达到高度致密化[10]。
1.1 基本假设
(1)基于二维离散单元法,假设粉末颗粒为大小不一的圆盘,颗粒单元只存在空间位置的平移或转动;
(2)采用动态松弛法对颗粒运动方程进行求解,假设任一时步内速度和加速度不变;
(3)颗粒与颗粒之间的接触及颗粒与模壁之间的接触为点接触,一旦分离,相互间的法向和切向作用力为零;
(4)假设时间步长足够小,每一时间步长内扰动的传播都不超过其相邻单元[11];
(5)接触力与重叠量有关,由力-位移定律确定, 重叠量远小于颗粒尺寸。
1.2 修正的Hertz-Mindlin软接触模型
Hertz-Mindlin模型是基于Mindlin和Deresiewicz (1953)理论建立的近似非线性接触模型,采用了与法向力有关的初始剪切模量,用于模拟理想的弹性接触[8]。简化Hertz-Mindlin模型只适用于模拟无黏结、小应变、压缩应力的情况[12,13,14,15]。本模型综合考虑摩擦和黏性阻尼等因素,将颗粒与颗粒接触时的颗粒变形细节和接触力予以简化,颗粒间的法向作用处理成弹簧和阻尼器,切向作用处理成弹簧、阻尼器和滑动器。弹簧使得形变得以恢复,而阻尼器和滑动器则消耗颗粒的动能,进而表征颗粒碰撞时的形变。
如图2所示为两球形颗粒接触示意图,两球的半径分别为Ri,Rj,质量分别为mi,mj,颗粒线速度分别为undefined,转动速度分别为ωi,ωj,法向重叠量为un,法向刚度系数为Kn,dn为法相阻尼系数,对应的颗粒j作用在颗粒i上的法向力Fcn可基于Hertz理论计算:
undefined
其中undefined,颗粒与颗粒接触时,undefined,质量的折合量undefined;对于颗粒与模壁接触时不存在阻尼项,则undefined。其中,G表示弹性剪切模量,κ表示泊松比。
在切向方向增加滑动器,如果切向弹力Ks|us|大于最大静摩擦力μ|Fcn|,以静摩擦力取代弹力,方向维持原弹力方向,则切向方向的力为:
undefined
其中,undefined。颗粒间的接触力为法向力和切向力的合力:
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由此得到接触本构关系:
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其中Mc为单元所受力矩,r=(rn,rs)T为半径矢量。在一个时步内颗粒间叠加量和接触力予以更新
undefined
其中,ΔFc=KΔu, Fundefined,uundefined是该时步开始时的法向力和叠加量,Fundefined,unew则是该时步结束时的接触力和叠加量。
1.3 运动方程
由于作用在单元上的接触合力∑sFc可以分为弹力部分和阻尼部分,由式(4)可知阻尼部分与单元的线速度undefined成正比;同理,作用在单元上的接触合力矩∑sMc可分为弹力力矩部分和阻尼部分,阻尼力矩可分为弹力力矩部分和阻尼部分,阻尼部分与单元的角速度undefined成正比。根据牛顿第二定律整理得高速压制过程粉末颗粒单元i的离散运动方程为:
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其中,J为单元转动惯量;m为单元质量;u, θ分别表示单元的位移和相对于水平位置的转动角度;undefined分别表示t时刻单元加速度和转角加速度;Fa,Ma分别为作用在单元上的主动力和主力矩,主动力包括单元所受重力, 边界单元还包括初始载荷;∑sFc,∑sMc分别为作用在单元上的接触合力和接触合力矩。
2 粉末高速压制成形致密化过程数值模拟
基于上述方程,运用离散单元法的计算软件PFC2D对铁粉的高速压制成形粉末颗粒二维流动过程进行数值模拟,用PFC软件的内置命令自动生成14000个半径均匀分布在0.384mm与0.768mm之间的圆形单元,松散地堆积在高为20cm,宽为10cm的模具内,颗粒生成后再运用半径扩大法使系统达到初始密度。根据刚性凸模压制金属粉末的实验数据[16]给出模拟所需的主要参数见表1。运用表1中的参数进行单向压制数值模拟,模拟的结果如图3,图3(a)表示压制过程中14000个粉末颗粒的初始状态,从压制开始到达到平衡用时约4ms,图3(b)表示达到平衡时的最终状态。
(a)14000个粉末颗粒压制的初始状态; (b)压制平衡时的最终状态(a)space diagram of density distribution in case of unidirectional compaction;(b)platform of density distribution in case of unidirectional compaction
统计压制平衡状态的区域的密度,并运用matlab软件绘出密度分布等高线图(图4),由密度分布图不难看出,其密度的分布具有一定的规律:1)从上到下,密度减小;2)中上部分密度最大,上端两角次之,其他部分再次,下端两角密度最小;3)左右密度基本对称分布。根据黄培云教授的《粉末冶金原理》可知,成形坯的密度分布如图5所示[17]。由此可以看出,模拟的压制平衡时区域密度分布规律与成形坯密度分布基本相符合,说明该模拟结果具有可靠性。
2.1 摩擦因数对密度分布的影响
为研究摩擦因数对密度分布的影响,在数值模拟过程中,通过改变颗粒间的摩擦因数及颗粒与模壁的摩擦因数分别控制压制过程中的内摩擦和外摩擦。表2为不同的摩擦压制条件下,模拟成形坯的平均密度及标准差, Case1为典型的单向压制;Case2为内外摩擦均可忽略不计的单向压制;Case3为仅内摩擦可忽略不计的单向压制;Case4为仅外摩擦可忽略不计的单向压制。
图6为不同的摩擦压制条件下,模拟成形坯的密度分布比较图。
Case2:考虑摩擦因数对压制的影响,将参数表1中颗粒间的摩擦因数和颗粒与模壁的摩擦因数改为0.001(几乎没有摩擦),其他参数不变,进行数值模拟实验。实验过程中,达到平衡状态的时间延长,从4ms左右到10ms左右,产生这种结果是因为摩擦减少能量的耗散减慢,因而颗粒达到平衡所需要的时间延长;从压制的模拟结果图6(Case2)来看,与典型的压制密度分布(Case1)存在明显差异:密度明显提高;密度分布较均匀,压坯上下密度梯度基本消失。Case3:若只减小颗粒与颗粒的摩擦,当颗粒间的摩擦因数为0.001时,结合表2和图6来看,压制后的压坯密度明显高于典型单向压制(Case1),而与除去内外摩擦(Case2)基本相当,但其密度分布波动略大。Case4:从另一方面,若只减小颗粒与模壁的摩擦,当颗粒与模壁的摩擦因数为0.001时,从得到的模拟结果来看,压坯密度较典型的压制(Case1)并没有显著的提高,但压坯密度从上到下的递减趋势消失,密度呈现四周偏低而中间偏高的略微趋势。
与典型实验对比,可以说明摩擦力对压制结果的影响是显著的。首先,摩擦力直接影响到压坯最终密度,在其他参数相同的情况下,摩擦力越小,得到的压坯密度越大;其次,摩擦力影响着压坯密度的分布,摩擦力越小,密度分布越均匀。同时模拟结果表明,内摩擦为影响压坯密度的主要因素,而外摩擦为影响压坯密度分布的主要因素。由此可以看出,减小摩擦力对于压制是十分有利的,不仅可以提高压坯的密度,而且可以让得到的压坯更加均匀,性能更优良。
2.2 高径比对密度分布的影响
考虑高径比对压制的影响,将表1中的模具的高径比2∶1改为高径比1∶2进行压制模拟实验,模拟结果见图7,可以看出:其分布规律大致与典型实验相同,但差异也存在,主要表现在密度的分布上,压坯密度的标准差为0.0305g/cm3,说明当高径比变小的时候,压坯密度差别变小了。由此可知,适当减小高径比,同样可以使得到的压坯更加均匀。
2.3 双向压制对密度分布的影响
考虑双向压制的影响,添加下模冲,给下模冲与上模冲等大反向的摩擦力,压制达到平衡时的平均密度为6.3154g/cm3,标准差为0.0336g/cm3,而典型的单向压制达到平衡时的平均密度为6.3167g/cm3,标准差为0.0387g/cm3。结合模拟结果(图8)可以看出,压制后压坯平均密度与单向压制相似,但密度的分布规律与普通单向压力存在较大的差异,由上下向中间递增,且密度分布的波动明显小于单向压制,与减小摩擦的影响类似。同样可以看到,采用双向压制也是提高压坯性能的可行方法之一,且从实际分析来看,实现双向压制比减小摩擦与改变压坯高径比相对容易实现。
3 结论
(1)密度的分布具有从上到下密度减小,中上部分密度最大、上端两角次之、其他部分再次、下端两角密度最小,左右密度基本对称分布的规律。
(2)减小摩擦力对于压制是十分有利的,不仅可以提高压坯的密度,而且可以让得到的压坯更加均匀,性能更优良。
(3)当高径比变小的时候,压坯密度差别变小了,适当减小高径比,对压制也很有利,同样可以使得到的压坯更加均匀。
粉末注射成形 篇6
模架是粉末成形压机的重要组成部分之一。模架是由基本模具、模具支撑、动作机构及其接合器组成。事实上多层模架本身就可以看做是一个精密的压机,在粉末成形过程中,模架各层模板能够单独运动,精准控制,通过设定模具的尺寸形状,压制出满足要求的压坯。所以模架的设计、装配和压制时的动作对于压坯的尺寸精度、密度分布及裂纹的形成起着决定性作用。
1新型粉末成形模架
新型模架是扬州海力精密机械投资研发的HPP 5000P粉末成形压机的配套模架。设计目的是为了成形更复杂零件。模架是上三下三式结构,压制力达到500 t, 上压头驱动采用曲柄滑块机构,阴模采用液压式下拉驱动,各层模板采用成对油缸驱动,挡块依然采用机械式机构。上三下三式结构上部带有3个冲头,整个模架能够成行4个台面并带有一个中心孔的复杂结构,压制流程如图1所示。为确保压坯的品质,对模架的精密程度、刚度、强度等都提出了更高的要求。模架结构如图2所示。
2新型粉末成形模架动特性分析
2.1模架模态分析(图2)
根据设计出的零件图和装配图建立三维模型,由于模架结构很复杂,组件很多,需要使用Pro/E三维造型软件对模架进行简化和理想化处理。在简化过程应尽量避免实体与实体的相互重叠,从而达到简化零件间装配关系的目的。将建立好的模型导入ansys进行计算分析。模架采用多种材料,例如阴模板采用40Cr,其他各层模板采用经过850 ℃ 淬火、520 ℃ 回火热处理45钢,导柱及活塞使用经830 ℃ - 840 ℃ 油淬的GCr15,模冲的材 料是Cr12Mo V磨具钢等。网格划分采用六面体网格,这种网格分析复杂结构更能保证其精度。对于模态分析,边界条件的设定是很重要的,能影响设备的振型和固有频率。模架的边界条件设定为: 模架的固定板固定在机身上; 上气缸加紧在上横梁上; 各层模板均通过气缸支撑在固定板上, 把这些接触面的六个自由度定义为完全固定。另外,各层模板通过导柱限制了x,y方向的自由度。计算得到的1 ~ 10阶模态如表1所示。
Hz
通过模态分析可以直观的看到各阶模态的振型。一般的,在振型图上振幅变化比较大的部分,相对容易在外力作用下产生大变形。第1阶模态和第8阶模态的阵型如图3和图4所示。
由分析得出模架系统的振动主要集中在径向上,尤其是下中冲、下外冲组件和阴模振动变形较大,所以在结构的设计中应着重考虑减小设备径向的误差。在热处理过程中尽量提高各层模板、导柱以及气缸组件的整体刚度, 以免引起振动对设备的损坏。模架下连接板部分在第8阶模态也体现出共振变形,但一般来说模态分析阶次越往后越不容易发生共振。
另外粉末成形压机属于低频设备,1 min成形6 ~ 12个零件,如果按照10个计算,机器的工作频率才达到0. 167 Hz,而模拟出来的1阶频率为292. 4 Hz,由此可见, 机器的工作频率和设备固有频率不重叠,不会发生共振。
2.2下外冲组件的稳态分析
由模架的整体模态分析得出下中冲、下外冲组件相对容易在外力作用下产生大变形,又因为模架各层模板组件是独立运动的,所受载荷也是独立的,所以对这两部分做一个稳态分析。之后再对其进行谱分析,以验证在500 t的外部载荷的激励下设备会不会发生共振。通过ansys计算得出下外模冲组件的1 ~ 10阶模态如表2所示。
Hz
模架各层模板在压制过程中均受到500 t的周期变化载荷,此载荷无限接近于正弦载荷,故将其视为做简谐运动的周期载荷。模架结构的动力响应中低阶模态起到主要的作用,高阶模态影响不大,并且衰减较快,故可以不考虑。仅分析模型1 ~ 10阶固有频率内的响应。
稳态分析的建模过程与模态分析类似,有限元模型、 边界条件的 加载都相 同,不同的是 在模冲表 面施加4. 9e6 N的激励载荷,激励载荷为正弦载荷。
图5、图6为下外冲座受载荷激励表面的x、y、z方向位移响应曲线。对比图5和表2可以得出位移的最大峰值在110 Hz和200 Hz处。对比1 ~ 10固有频率表不会发生共振。
2.3下中冲组件的稳态分析
通过ansys计算得出下外模冲组件的1 ~ 10阶模态如表3所示。
Hz
图7、图8为下二模板在受到载荷激励平面的x、y、z方向位移响应曲线。对比图7和表3可以得出位移最大峰值在368. 5 Hz和478. 5 Hz处。对比1 ~ 10固有频率表不会发生共振。
3结语
粉末注射成形 篇7
涡轮盘 (turbine disk) 是航空发动机、火箭发动机、燃气轮机的核心热端部件, 其结构复杂, 工作条件恶劣, 要求材料具有优良的力学性能、理化性能和热工艺性能。镍基高温合金因其具有良好的断裂韧性、抗疲劳性能、抗热腐蚀性能和良好的高温强度, 成为上述高温热端部件不可替代的成形材料[1,2]。然而, 镍基高温合金复杂的合金化导致在铸、锻过程中成分偏析严重、力学性能分散、热工艺性能恶化。如果采用机械加工方法, 不但制造困难而且会浪费掉大量的贵重材料, 复杂结构甚至无法制造。利用粉末冶金方法可整体成形复杂涡轮盘, 而且具有良好的综合机械性能[3,4]。
热等静压近净成形技术 (near-net-shaping hot isostatic pressing, NNS-HIP) 结合粉末冶金与模具工艺, 利用高温高压复合载荷, 在模具控形作用下, 将粉末致密化为复杂结构的高性能零件[5,6]。该方法的材料利用率超过90%, 特别适用于钛基、镍基高温合金等难加工贵重材料。国外对HIP工艺制造高温粉末盘有较为广泛的研究, 其中俄罗斯采用该工艺生产的粉末高温合金涡轮盘已超过25 000个, 涡轮盘的工作时间达10 000h[7]。
在HIP近净成形过程中, 粉末初始密度较低, 压坯体积收缩超过30%, 并伴随有不规则变形, 给HIP模具设计及工艺制定增加了难度。传统的试错法 (trial and error) 将显著增加制造成本和交货时间[8], 采用模拟式设计 (design based on simulation) 可以对粉末致密化过程及模具变形提供科学预测, 达到确定HIP工艺和验证模具结构的目的。但是, HIP过程中粉末的力学行为非常复杂, 包括粉末流动、热量传输、压力传递和边界摩擦等情况, 致密化和变形过程涵盖了材料非线性、几何非线性和接触非线性等复杂问题[9,10,11], 目前尚没有统一的HIP数值模型。因国内鲜有研究涉及NNS-HIP的数值模拟和工艺流程, HIP技术在国内依然主要被用于处理铸件和成形高温合金原材料。为了探索NNS-HIP直接成形零件的工艺, 以数值模拟为基础的模拟式设计方法尤为重要。本文以Inconel625镍基高温合金粉末为成形材料, 探讨了NNS-HIP过程的有限元模型, 并用模拟式设计方法模拟了多种模具控形方案下, HIP近净成形复杂涡轮盘中的模具变形和粉末致密化规律, 利用最优方案试验成形出涡轮盘零件, 并以此验证了模拟预测的准确性, 获得了合适的NNS-HIP工艺。
1 材料本构关系
粉末材料为气雾化Inconel625合金 (Hoganas, Belgium) , 理论密度为8.44g/cm3, 熔点为1290~1350℃。粉末颗粒呈规则球形 (图1) , 流动性好, 经测定流率为12.2s/50g。激光粒径分析获得粉末粒度分布如表1所示, 平均粒度小于45μm。经过EDAX能谱仪分析仪测得粉末化学成分如表2所示。
HIP过程中粉末颗粒间存在孔隙, 粉末在塑性变形的同时也发生体积收缩。随着HIP的推进, 粉末颗粒发生塑性屈服并在接触面处固结, 其力学性质与烧结体材料的力学性质相近, 可视为可压缩连续介质。文献[12-13]基于连续介质塑性理论提出粉末烧结材料屈服准则, 通式表达如下:
式中, F为屈服函数;I1为应力张量第一不变量;J2为应力偏张量第二不变量;A、B和δ均为与基体材料相对密度D有关的参数;Y0、Y分别为基体材料在D=1和D<1时的屈服应力, 与温度相关。
Shima等[14]对不同致密度的铜粉烧结体进行实验, 得出了一个基于连续介质塑性理论, 适用于一般金属多孔材料的屈服准则, 表达式如下:
式中, γ为粉体名义流动应力与基体实际流动应力的比值, 是相对密度的函数;为等效屈服强度;σ1、σ2、σ3为主应力;p为静水压力;β为静水压力对粉末体屈服面的影响程度, 是相对密度的函数。
该屈服准则经过Abouaf修正, 成功应用于316L不锈钢的HIP模拟[15], 修正后的形式如下:
式中, σy为单轴屈服应力, 与温度和相对密度有关;σd为偏应力。
函数F中对主应力σ1、σ2、σ3分别求偏导后可以得到主应变增量dε1、dε2、dε3:
塑性应变增量可表示为
单位体积粉末体的塑性功增量可表示为
将式 (4) 代入式 (6) , 并重新排列, 得到
消去式 (4) 、式 (5) 中的静水压力p并重新排列, 将σ1、σ2、σ3用dε1、dε2、dε3和dεv表示, 代入式 (6) , 联立屈服准则 (式 (2) ) , 得到应力应变关系如下:
该本构方程中所需确立主要参数为β和γ, 假设:
随着粉末的致密化, D将趋近于1, 此时材料满足Von Mises屈服准则;相关参数a1~a4和b1~b4可通过对不同致密度的粉末压坯实施单轴压缩, 所得数据用最小二乘法拟合得到。Inconel625粉末的β和γ分别为
HIP过程中, 随着温度的上升, 粉末的材料参数发生变化。Inconel625粉末的杨氏模量E、泊松比μ、热导率κ、质量热容c、热膨胀系数α等参数通过相关资料获得[16], 如下所示:
模具中, 包套材料选用较软的45钢, 预期大变形驱动粉末致密, 型芯材料选用304不锈钢, 预期不变形或小变形, 控制流道形状。两种材料在HIP中的力学行为通过弹塑性材料模型和von Mises屈服准则描述, 相关材料参数在有限元程序MSC.Marc中预先加载。
2 HIP过程模拟与试验
2.1 涡轮盘零件与模具设计
研究的涡轮盘零件如图2a所示, 其主要尺寸在图2b中标出。利用HIP近净成形该零件时, 首要目标是保证无后续加工的内部流道精度及性能, 外部结构可预留一定的加工余量, 仅需少量机加工即可。为此, 本研究设计了两套模具控形方案:方案一 (图2c) 为随形模具, 以涡轮盘零件的外形作为模具设计的标准, 型芯由底部厚包套固定, 目标是节约粉末材料。方案二 (图2d) 为上下对称模具方案, 型芯由上下包套固定, 目标是使粉末上下均匀受压, 获得好的致密度, 所需材料较多。
2.2 HIP过程有限元模拟
为减小计算量, 只对结构的1/4进行循环对称分析。HIP之前, 上下包套已被焊接为一体, 在划分网格的时候可以将其视为整体。模具和粉体均采用4节点的四面体实体单元进行离散, 网格平均尺寸为2mm, 并在接触区域划分相对密集的网格, 单元的数值通过节点的线性差值得到, 两种方案的计算网格模型如图3所示。HIP过程中, 模型的边界条件包括位移边界、温度边界和压力边界。模型的两个截面在垂直于该截面方向均不发生位移。温度和压力均直接加载在包套的外表面, 具体为2h内, 温度由室温上升到1100℃, 气体压强由0上升到110MPa, 保温保压3h后, 随炉冷却。粉末和模具之间的接触采用直接约束的接触算法进行分析, 接触摩擦处理选用Coulomb反正切摩擦模型。因HIP为大应变、大位移的热机耦合问题, MSC.Marc采用Updated Lagrange技术处理热机耦合方程。为增强求解过程收敛性, 同时提高计算精度, 将工况划分为200步, 采用Newton-Raphson法求解总刚方程, 残余力判据与位移判据相结合定义收敛容差。
2.3 HIP实物试验
包套采用机加工完成。内部型芯结构复杂, 机加工较为困难。为此, 本研究采用快速成形结合熔模铸造[17]来整体成形复杂型芯 (图4) 。
将型芯与包套装配并封焊, 在填粉口充填Inconel625合金粉末, 振实后测得初始松装相对密度为0.67。经氦质谱仪检漏后用真空泵抽真空到10-3Pa, 在600℃下保温抽气, 直至真空度达10-5Pa时将填粉口封焊密封。采用QIH-15热等静压机 (美国ABB公司) 完成HIP处理。以9.2℃/min和0.92MPa/min的速率同时升温升压, 经2h后达到1100℃和110MPa保温保压3h, 之后随炉冷却到常温常压。
3 结果与分析
3.1 模具变形分析
方案一的模拟结果如图5所示, 其中:包套X方向最大变形为3.1mm, 型芯X方向收缩明显, 变形量从0.29~2.41mm不等。粉末体的相对密度A区达到1, B区在0.93~0.95之间, C区叶片处的相对密度差异较大, 从0.87~0.93不等, 平均值为0.89。
方案二的模拟结果如图6所示, 其中, 包套X方向最大变形为3.5mm, Y方向最大变形为6.6mm;型芯X方向最大变形为0.1mm, Y方向变形可忽略。粉末体的相对密度A区达到1, B区在0.95~0.96之间, C区叶片处相对密度分布不均匀, 从0.89~0.95不等, 其平均值为0.91。
对比两种方案的模拟结果:方案一无法实现粉末盘内部流道的精确控形, 原因是包套的结构不对称导致上下变形差别较大, 型芯的受力状态复杂, 难以控制, 而型芯的外缘缺少轴向的定位, 导致其在Y方向也发生少量变形。此外, B区粉末的致密化受底部厚包套影响, 相对密度的最大值仅为0.95。方案二中型芯的变形可忽略不计, 且B区、C区粉体的相对密度略高于方案一, 为较合理方案。
3.2 粉末致密化规律
Ashby[18]从微观角度指出, 粉末在HIP过程中的致密化分为颗粒重排、塑性屈服、幂率蠕变、晶格与晶界扩散4个阶段。本研究采用多孔材料塑性理论宏观模型, 可从不同时刻密度分布描述致密化过程。图6c中3个区域粉末相对密度随时间的变化如图7所示。在加载开始阶段, 粉末相对密度反而有降低趋势。这主要是由于此刻炉内气压低, 粉末受热膨胀所致。随着炉内温度和压力上升, 粉体的相对密度快速增大, 压坯的压缩变形不断增大, 此阶段粉末的致密化速率最快, 连通孔洞被打散, 颗粒发生重排, 颗粒接触区发生塑性屈服。进入保温保压阶段, 粉体的相对密度继续增大, 但致密化速率先升后降, 说明粉末的流动性逐渐减弱, 幂率蠕变和扩散成为致密化主导因素。卸载阶段, 粉体的相对密度依然增大, 但速率缓慢, 主要是温度下降引起压坯收缩所致。
3.3 试验验证
对方案二实施HIP, 得到的结果如图8所示。在HIP过程中, 包套在高温高压下发生大变形, 促使粉末发生流动。由图8a可以看出HIP后压坯体积明显变小。为得到包套和型芯在HIP后的变形规律, 将压坯切开, 绘制出包套和型芯的截面轮廓 (图8b) , 并测量特征尺寸 (包套半径R1、型芯半径R2、包套长L1、型芯长L2) 。试验的最终形状显示, 在HIP后, 包套整体大量收缩, 且上部收缩量大于下部, 其原因是包套变形量取决于型腔中的粉体孔隙多少, 在下端型腔中, 型芯占据了一部分空间, 粉体的收缩量有限, 导致包套的收缩有限;型芯在HIP后X方向发生少量收缩, Y方向基本无变形, 原因是型芯为不可压缩体, 在HIP过程中的受力状态近似为等静压状态, 包套的上下对称结构使型芯在Y方向上受到压力平衡, 而型芯中心处存在可压缩的粉体, 其收缩导致了型芯在X方向发生了少量塑性变形。试验和模拟结果的特征尺寸变化对照情况见表3 (表中模拟尺寸误差为模拟尺寸与试验尺寸的差值与试验尺寸的比值) , 包套X、Y方向的总体收缩量的模拟结果均大于试验结果, 最大模拟误差为3.57%, 这主要是由包套加工误差、尺寸测量误差以及模拟中忽略包套各处倒角和抽气管的影响产生的误差引起。此外, 用于计算的粉末模型与真实情况仍会存在差异。型芯X方向收缩量的模拟结果小于试验结果, 模拟误差为2%, 主要原因是为节省计算量, 用于模拟的模型为实际压坯的1/4, 其两个对称面上的边界条件难以完全准确获得, 导致模拟误差偏大。
图9所示为HIP后粉末压坯经过酸洗去除了包套和型芯后的轴截面切片 (3mm厚) 。从切片上A、B、C三个区域分别取2块样品用阿基米德法测量相对密度, 再与模拟结果对比, 结果如表4所示 (表中ρ1、ρ2、分别为包套密度、型芯密度、平均密度, 模拟密度误差为模拟密度与试验密度的差值与试验密度的比值) 。结果显示:A区相对密度最大, C区最低。分析其原因:A区无阻碍结构, 外部包套受压发生向内收缩, 驱使内部粉末向B区和C区流动;B区粉末所受压力部分被周围型芯屏蔽, 其流动应力小于A区;C区结构最为复杂, 粉末流动通道狭窄, 阻力大, 导致相对密度低。对比相对密度的试验与模拟结果, 最大误差为2.57%。C区相对密度模拟误差最大, 实际值较模拟结果大。这主要是由于模拟中忽略了HIP早期粉末颗粒的宏观移动与重排等行为所致。
将压坯A区制成截面为6mm×2mm的条状拉伸试样, 分别进行退火和固溶处理, 其室温拉伸性能与美国ASTM (B564-200a) 标准锻件对比结果如表5所示。HIP压坯强度高于ASTM同质锻件标准, 但塑性差。固溶处理能显著提升HIP压坯延伸率, 接近ASTM标准水平。
4 结论
(1) 对两种粉末盘HIP近净成形模具方案进行了数值模拟, 结果表明:随形模具方案型芯变形较大, 无法精确控制粉末盘内部形状, 且粉末盘中心区域致密化困难。上下对称模具方案能精确控制粉末盘内部形状并获得高的粉体致密度。
(2) 对为上下对称的模具方案进行HIP试验, 模具的变形结果显示:薄壁包套压缩变形大, 驱动粉末致密化;型芯变形小, 起到了控制流道形状的目的。粉体致密化模拟结果显示:粉体先膨胀后分段致密化。模拟结果与试验结果符合较好, 最大变形误差为3.57%, 最大密度误差为2.57%。采用数值模拟能准确描述模具的变形以及粉末的致密化过程, 为设计复杂结构的HIP模具提供参考, 从而实现复杂零件的近净成形。
(3) 粉末盘HIP近净成形复杂模具采用快速成形结合熔模铸造方法能一次成形, 节约成本。Inconel625合金HIP后压坯的抗拉强度达到1086MPa, 非比例屈服强度达到578MPa, 均高于ASTM锻件标准。通过固溶处理, 可以显著提升其塑性, 接近ASTM锻件标准。