Ti6Al4V粉末熱等靜壓致密化的數(shù)值模擬

劉德暉 ，游東東 ，2，黃慶云

（1.華南理工大學國家金屬材料近凈成形工程技術研究中心，廣東 廣州 510640；2.燕山大學亞穩(wěn)材料制備技術與科學國家重點實驗室，河北 秦皇島 066004；3.哈爾濱工業(yè)大學深圳研究生院，廣東 深圳 518055）

1 引言

熱等靜壓（Hot Isostatic Pressing，HIP）能夠在短流程內將金屬粉末致密化為接近最終尺寸程度較高的復雜結構的高性能零件，且材料利用率超過90%[1]。而數(shù)值模擬技術的引入又能進一步的為熱等靜壓近凈成形技術提供可靠的理論指導，精準的預測熱等靜壓過程中粉末和包套的變形及其應力分布，為科學研究、設計制造提供可視化參考、科學預測和工藝優(yōu)化，并且通過計算粉末在熱力耦合過程中的變形量及相對密度的分布與變化過程，能夠較為直觀的研究粉末致密化機理，減少生產周期，優(yōu)化生產效率[2]。

2 研究對象

粉末材料為等離子霧化球形Ti-6Al-4V合金粉末，理論密度為4.51g/cm3，熔點為1661℃。粒徑在（15～45）μm之間，粉末顆粒表面光滑，呈規(guī)則球形。設計壓坯尺寸為φ20×15，包套使用304不銹鋼，四周壁厚均為2mm，上端蓋中心處添加直徑為6mm的除氣孔結構，如圖1所示。填充粉末并焊封，加熱至700℃高溫，真空除氣4h，使包套真空度達10-1Pa。在Mini-HIPperQIH-15型熱等靜壓機（ABB公司）上進行試驗研究，HIP過程采用先加熱再加壓的方式，先升溫至650℃，使包套輕微軟化再加壓，經4h溫度和壓力分別升高至910℃和130MPa，保溫保壓120min，經1.5h隨爐冷卻至常溫常壓。

圖1 包套結構及尺寸Fig.1 Structure and Dimension of Can

3 數(shù)值模擬

3.1 材料模型

采用修正的Shima模型，運用MSC.Marc進行數(shù)值分析。由于粉末材料為離散的非連續(xù)體，且顆粒間存在大量的孔隙，在致密化過程中發(fā)生塑性變形，不再遵循體積不變原則，但其成形過程類似燒結材料，為了描述粉末體的粘塑性變形，考慮靜水壓力對材料的影響，通常將粉末體定義為“可壓縮的連續(xù)體”[3-4]。多孔材料的等效Von Mises應力為：

另外，粉末的機械性能彈性模量E、泊松比μ、屈服強度σ、粘度η、熱導率K、比熱容C、熱膨脹系數(shù)α等可通過試驗測定及相關資料得到[5-7]。

3.2 有限元模型與數(shù)值求解

由于壓坯尺寸為φ20×15，包套四周壁厚均為2mm，模型呈軸對稱結構，為減少計算量，忽略包套除氣孔，并且忽略包套上下端蓋與側壁間的焊縫影響，選取模型軸向截面的1/2進行建模，選擇四節(jié)點單元進行網格劃分。單元類型為10號軸對稱單元。模型共劃分912個單元，其中包套體劃分312個單元，粉末體劃分600個單元。包套材料為304不銹鋼，其力學性能和熱性能從MSC.Marc的材料庫中可直接選取。粉末初始相對密度為0.62，初始溫度為25℃，使用粘滑摩擦模型求解，選擇更新的拉格朗日描述構型，求解采用全Newton-Raphson迭代算法，工況總步長為1000個增量步。

3.3 數(shù)值模擬結果分析

3.3.1 流動分析

分別選取4個典型時刻的位移矢量圖來分析粉末的流動情況，如圖1所示。其中，第9729s，載荷加載歷程的一半，如圖1（a）所示。可以清楚地看到，一方面包套和粉末的位移矢量同時向外發(fā)散，這是由于溫度的升高使包套和粉末同時受熱膨脹，并且包套的膨脹增加了粉末所處空間，更加有利于粉末顆粒向外移動。另一方面，由于包套在結構上存在不均勻性，導致此階段包套和粉末膨脹不均勻，C1區(qū)域粉末的位移量高于C2區(qū)域。因此，壓坯整體相對密度較低；第14410s，溫度和壓力加載的后期，如圖1（b）所示。施加在包套上的壓力遠大于壓坯產生的熱膨脹及包套的屈服應力，致使包套產生明顯收縮，同時也使得粉末整體向壓坯中心流動，致密度進一步提高。但由于包套軸向尺寸小，相對徑向產生了較大的變形抗力，C1區(qū)域粉末的位移量明顯低于C2區(qū)域，其差值為0.084mm，即包套徑向處的粉末首先進入致密化。第19200s，保溫保壓進程的一半，包套變形量增大，軸向的變形抗力逐漸減小，C1區(qū)域粉末的位移量仍低于C2區(qū)域，但差距逐漸減小，僅為0.074mm，并且顯示出高密度區(qū)域間逐漸向著粉末中心B區(qū)域擴散熔合的致密化趨勢，如圖1（c）所示。此階段壓坯整體相對密度基本接近致密。整個工況的最后一步，壓坯實現(xiàn)熱等靜壓致密化，如圖1（d）所示。可以看出，相反于前述情況，此時C1區(qū)域粉末的位移量略高于C2區(qū)域，其差值僅為0.009mm，這是由于溫度卸載過程所產生的熱應力在進一步驅使C1區(qū)域粉末向中心B移動的同時也導致壓坯內部存在不穩(wěn)定性?？梢钥闯鰣D1（c）～（d）中粉末的流動性明顯減弱，此階段粉末產生粘塑性流變，各節(jié)點的位移矢量均指向壓坯中心，位移量由外向內逐漸減小。

分別選取C1、C2區(qū)域的特殊節(jié)點605號和2號，導出其位移量的歷程曲線，如圖2所示。壓坯的軸向收縮量為2.42mm，軸向收縮率16.11%，徑向收縮量為2.52mm，徑向收縮率為12.59%。

圖2 不同時刻壓坯的位移矢量分布Fig.2 Displacement Vector Distribution of Compact at Different Time

3.3.2 致密化分析

熱等靜壓后壓坯的相對密度分布，如圖3所示。圖中粉色細實框線為壓坯的初始輪廓，包套為全致密的可變形材料。包套體及粉末體在等靜壓的作用下均勻收縮，粉末體實現(xiàn)了致密化，同時也印證了上述粉末的流動規(guī)律，相對密度呈對稱分布，部分區(qū)域已達到全致密。值得注意的是圖中A區(qū)域的粉末致密度較低，這是由于粉末受端蓋及側壁的壓力相互垂直，其合力小于壓坯其他任何區(qū)域，降低了粉末的流動性導致[8-9]。因此，應在后續(xù)的包套設計中添加圓角等優(yōu)化包套結構。而粉末體心部B區(qū)域雖受三向壓應力，但壓力的損耗使得其相對密度高于A但低于C。相反，處于直璧區(qū)域C的粉末體，由于受到單側壓應力的作用，相對密度最高，幾乎達到全致密。為了更加直觀的研究鈦合金粉末在HIP過程中的致密化趨勢，考慮到模型的對稱性，在此選取A、B、C1、C2四個區(qū)域的四種不同流向的粉末節(jié)點（555、47、605、2），各節(jié)點相對密度隨時間的變化，如圖4所示?？梢钥闯?，四個節(jié)點的變化趨勢基本一致，但在數(shù)值上存在明顯差異，555、47、605、2號節(jié)點最終的相對密度分別為84.95%、93.08%、99.96%和96.73%。在HIP初期，相對密度整體呈下降趨勢，2號節(jié)點的相對密度高于其他節(jié)點的相對密度，印證了上述該階段熱膨脹占主導地位的觀點。隨后當壓應力高于熱膨脹后，顆粒間點接觸的狀態(tài)將被打破，發(fā)生粘塑性變形，致密化的主要機制為顆粒的靠近和重排，此階段2號節(jié)點的相對密度仍最高；在HIP保溫保壓階段，孔隙率較低，導致粉末致密化速率明顯減弱，促使致密化的主要原因不再是壓力介質的施壓，而是粉末顆粒間的擴散和蠕變，605號節(jié)點處粉末流動性弱于2號節(jié)點，有利于擴散和蠕變的進行，因此605號節(jié)點的相對密度較高；而當溫度卸載時，各節(jié)點相對密度持續(xù)升高，印證了上述熱應力能夠促使粉末體進一步實現(xiàn)致密化的觀點。

圖3 605號節(jié)點和2號節(jié)點不同時刻位移量的歷程曲線Fig.3 The History Plot Curve of Displacement at Different Time Between Node 2 and Node 605

圖4 熱等靜壓后壓坯的相對密度分布Fig.4 Distribution of Final Relative Density

圖5 不同節(jié)點HIP歷程中相對密度的變化趨勢Fig.5 Variation Trend of Relative Density for Different Nodes During HIP

4 熱等靜壓試驗研究

4.1 壓坯的變形分析

熱等靜壓后的壓坯剖面圖，如圖6所示。壓坯平均相對密度為0.9718，模擬結果為0.938，相對誤差為3.38%，變形趨勢與模擬結果十分接近。HIP后壓坯中心位置徑向尺寸為17.2mm，模擬結果為17.48mm，誤差為0.28mm，但是由于部分粉末跑入抽氣管中（圖5標注區(qū)域），且抽氣管位于壓坯的軸向位置，所以導致壓坯軸向收縮與模擬結果存在偏差。因此，應在后續(xù)試驗中縮小抽氣管尺寸并填塞濾紙等減少粉末在抽氣過程中的損失。

圖6 HIP后壓坯剖面圖Fig.6 The Profile of Compact After HIP

4.2 洛氏硬度測試與致密度驗證

硬度測試在KH3200A型洛氏硬度試驗機上進行，選用直徑為1.58mm的淬火鋼球壓頭，將100kg的力施加于壓坯表面，保壓30s并記錄硬度值。通過對壓坯的洛氏硬度的測試，可以從宏觀上間接計算出壓坯每個測試點處的相對密度，其關系[10]，如式（2）所示：

為了更好地驗證模擬結果的準確性，對壓坯四個d典型區(qū)域線切割取樣，分別用“排水法”測定密度。壓坯的硬度值，相對密度計算值、測定值、模擬值及誤差，如表1所示。壓坯洛氏硬度和相對密度的趨勢與數(shù)值模擬結果相符，但存在一定誤差，這是由于測量值為某一區(qū)域的平均值，而數(shù)值模擬則是區(qū)域中某一節(jié)點的值造成。而A區(qū)誤差較大一方面可能是因為采用四節(jié)點網格劃分導致致密化后期網格為維持四節(jié)點狀態(tài)無法發(fā)生更大程度的變形所致，另一方面由于試驗使用優(yōu)化后帶圓角的包套，更加有利于粉末的致密化。

表1 壓坯各區(qū)域硬度值、相對密度計算值、測定值、模擬值及誤差Tab.1 Hardness，Calculation Value，Measurement Value，Simulation Value and Error of Relative Density in Each Area

5 結論

（1）通過MSC.Marc軟件模擬了Ti6Al4V粉末熱等靜壓致密化的全過程，粉末在致密化過程中先受熱膨脹后收縮致密，壓坯變形趨勢與模擬結果接近。

（2）除包套端蓋與側壁夾角處的粉末相對密度較低以外其他區(qū)域密度相差不大，整體收縮較為均勻，誤差均在工程允許范圍之內。壓坯平均相對密度為0.9718，與數(shù)值模擬相對誤差為3.38%，結果基本一致。因此，數(shù)值模擬結果合理可靠，可以為成形復雜鈦合金構件提供參考。