張 勇，張國慶，李 周，袁 華，許文勇

(中航工業(yè)北京航空材料研究院先進高溫結構材料國防科技重點實驗室，北京100095)

1 前言

噴射成形(Spray Forming)把液態(tài)金屬霧化(快速凝固)和霧化熔滴的沉積(動態(tài)致密化)結合在一步冶金操作中完成[1]，不但消除了宏觀偏析和粗大晶粒，而且降低了生產(chǎn)成本，特別適于制備易偏析的高合金化材料，如高溫合金、工模具鋼、金屬基復合材料等[2]，因此，在航空航天、艦船，以及加工制造領域中具有廣闊的應用前景。然而，雖然噴射成形有以上眾多優(yōu)點，但也帶來一些疏松、熱裂等冶金缺陷。在噴射成形過程中，由于受傳熱、冷卻凝固等因素的影響，加上沉積坯散熱不良，合金凝固區(qū)間大等因素，容易在坯體局部造成疏松、熱裂，并且沉積坯尺寸越大，產(chǎn)生缺陷的傾向也越大，這些缺陷不僅影響材料的力學性能，還會降低材料利用率，給后續(xù)加工特別是產(chǎn)品的使用帶來十分不利的影響。疏松和熱裂是金屬鑄錠凝固過程中的常見問題[3]。在霧化沉積過程中，與防止鑄錠缺陷的措施不同，由于沉積器的高速旋轉和動態(tài)移動，很難通過保溫或局部冷卻等方式防止大尺寸沉積坯內(nèi)部熱裂與疏松等的出現(xiàn)。研究表明，噴射成形工模具鋼沉積坯中“半固態(tài)區(qū)”冷卻時局部收縮產(chǎn)生的熱應力和補縮不充分是造成熱裂和疏松的一個重要原因[4]。目前，國內(nèi)外主要采用熱等靜壓、鍛軋或熱擠壓，甚至機加工等方式消除沉積坯內(nèi)的疏松、氣孔等冶金缺陷。

本文主要通過有限元計算，分析了工模具鋼沉積坯內(nèi)部熱應力的分布及疏松等缺陷產(chǎn)生的原因，并計算了熱加工工藝彌合、減少坯體內(nèi)部疏松等缺陷的過程，為噴射成形工模具鋼的應用提供了一些工藝研究基礎。

2 有限元計算采用的假設條件與材料參數(shù)

計算目標是霧化沉積剛結束后，隨溫度下降產(chǎn)生的柱狀沉積坯內(nèi)的熱應力。為了簡化計算，研究對象為經(jīng)過柱狀沉積坯中心對稱軸的一個片層。此外，還假定了如下條件:?柱狀沉積坯高度為30 cm，坯體直徑為φ 28 cm，計算厚度取1 cm;?柱狀沉積坯底部固定，對X軸、Y軸的位移均為0，且坯體2豎直邊和弧部對X軸位移為0;?坯體頂部初始溫度為1 300℃，向下依次降低，逐漸過度為800，600，400℃，其中，與水冷沉積器接觸的沉積坯底部設定溫度為70℃，坯體周圍環(huán)境溫度為60℃;?計算步長為50步;?設定沉積坯頂部和側部為對流邊界條件。由于沉積完成后，坯體底部和表面降溫迅速，因此計算過程中沒有考慮坯體的輻射散熱。

計算采用的材料參數(shù)為:密度，8 200 kg/m3;導熱系數(shù)(熱導率)，32 W/(m·℃);比熱容，700 J/(Kg·℃);熱膨脹系數(shù)，1.3e－5/℃;彈性模量，1.8e+11 Pa;泊松比，0.32。

圖1 噴射成形工模具鋼柱狀沉積坯內(nèi)部的等效應力場Fig.1 Equivalent stress field in billet of spray forming HSS

3 計算結果分析

圖1是噴射成形柱狀坯與有限元計算出的坯體內(nèi)部的熱應力分布。計算過程中輸入的彈性模量單位為Pa，因此計算結果中應力單位也為Pa。

由圖1的計算結果可以看出，熱應力比較集中的部位主要在坯體內(nèi)的中上部和底部，并且均呈層狀分布。由于在噴射完成后，坯體表面溫度降低較快，相比之下，在沉積坯的頂部和內(nèi)部的中上部降溫較慢，在該處形成溫度最高的部位。這可以清楚的從實際噴射過程中和噴射完成后高溫下柱狀坯的顏色變化看出。由于在坯體側部降溫較快，形成一層“硬殼”，這也是在計算過程中設定側部邊界條件為X方向位移為0的原因。

在降溫初期(第4步)，由于較多的部位可以收縮變形，應力場分布較寬。當計算到26步時，應力分布開始集中，最大應力主要位于沉積坯的中上部和底部，應力最大值為667 MPa。可以看出，降溫中期和降溫末期的應力場的分布和大小相同，說明當應力計算到第26步時，計算結果已經(jīng)收斂。由于沉積坯內(nèi)熱應力主要集中在沉積坯的中上部，其次是中下部和底部，因此在這些部位形成熱裂紋的概率更大。與解剖后沉積坯內(nèi)部的組織結構對比可知，計算結果與實際沉積坯中的熱裂、疏松的分布比較一致。

按照坯體內(nèi)部溫度的變化，工模具鋼沉積坯從液態(tài)冷卻到室溫的收縮過程都可分為3部分:液態(tài)收縮，凝固收縮和固態(tài)收縮。合金的總體積收縮是上述3個階段之和。但是對于噴射成形沉積坯而言，對熱裂和疏松影響最大的是凝固收縮，即合金從液相線溫度冷卻到固相線溫度所產(chǎn)生的體積收縮。凝固收縮可用凝固收縮率(ξVs)表示如下:

其中ξVs為凝固體收縮率(%)，KVL為合金的凝固體收縮系數(shù)(l/℃)，tL是合金的液相線溫度，ts為合金的固相線溫度。從公式可以看出，在一定溫度范圍內(nèi)結晶的合金，其凝固范圍大，收縮也大。而通常的高合金化材料包括高溫合金和工模具鋼的結晶溫度范圍都較大，導致產(chǎn)生疏松和熱裂的傾向也較大。

高合金化材料在噴射成形完成后，隨沉積坯溫度降低，在液固相線范圍內(nèi)的粥狀金屬收縮，而此時其它部位又沒有液態(tài)金屬及時補充，加上半固態(tài)合金的強度較低，導致疏松和熱裂產(chǎn)生。因此，我們認為半固態(tài)層中液相金屬補縮不足是產(chǎn)生疏松的原因，而沉積坯局部冷卻收縮產(chǎn)生的熱應力是導致熱裂的一個重要原因。

目前，減少或消除噴射成形高合金化材料沉積坯內(nèi)部疏松和熱裂的途徑主要是鍛軋或熱等靜壓等方法，在這些熱加工過程中，疏松或熱裂等一些尺寸較小的冶金缺陷得到彌合。對于工模具鋼來講，內(nèi)部疏松等冶金缺陷即使有少量的降低，都會有利于后續(xù)的熱加工，也有助于增加刀具的使用壽命。研究結果表明，隨致密程度的提高，工模具鋼切削壽命會顯著增加[5]。因此，提高坯體的組織致密度，減少冶金缺陷，對制備高性能的噴射成形工模具鋼產(chǎn)品有重要意義。下面采用有限元方法計算了減少沉積坯內(nèi)部疏松和熱裂的熱等靜壓或鍛造加工過程。

研究對象選擇為一個正方形板，中心有一個圓孔，該孔代表疏松或一段熱裂。由于研究對象具有對稱性，為簡化計算，只分析其1/4作為計算對象(如圖2所示)，采用的假設條件為:①正方形板邊長為20 mm，孔徑為1 mm;②圓孔中心作為坐標中心，在兩邊界施加應力均為120 MPa;③計算步長設定為50步，采用彈塑性計算模型;④高合金化材料的彈性模量定為1.4×1 010 Pa，比常溫下的彈性模量值低。波松比為0.35。密度為8 200 kg/m3。

圖2 熱加工施加的壓應力及其分布Fig.2 Stress and its distribution of HSS billet during hot working

圖2 顯示的是在工模具鋼沉積坯上施加的壓應力大小及分布(注:計算采用的單位為Pa，施加的壓力為正值，拉力為負值)。施加的壓應力主要分布在被壓材料的邊緣上，最大值為120 MPa。圖2的左圖中C處為選取的疏松或熱裂，A和B為工模具鋼上施加的壓應力，其方向簡化為－X軸和－Y軸方向。

圖3是沿中心對應的在X軸方向上的應力分布，曲線上的數(shù)值為沿X軸方向上的單元的編號(由于具有對稱性，只計算X軸方向上應力的變化，沿Y軸方向上情況與此相同)?？梢钥闯?，材料內(nèi)部的應力主要集中在缺陷周圍，最大應力值達到2.416×108Pa，為所施加應力(1.2×108Pa)的2倍多。并且隨著與缺陷距離的增加，應力大小急劇下降。達到211計算單元時，應力已經(jīng)接近1.2×108Pa。

圖3 從孔邊緣沿X軸方向的應力及分布Fig.3 Stress and its distribution in billet along hole fringe on X axis

為了顯示在高溫下經(jīng)壓制后材料的變形情況，進一步計算了工模具鋼沿X軸和Y軸方向上的位移變化(圖4中左圖和右圖)。

圖4 熱加工后工模具鋼沿X軸和Y軸方向上的位移Fig.4 Displacement on X and Y axis of HSS billet after hot working

由于對稱性原因，可以看出沿X軸方向和Y軸方向的計算結果相同。其中，最大壓縮量在材料的邊緣，達到5.746×10－2mm。

熱等靜壓采用的溫度為1 170℃，鍛造加工溫度也能達到1 150℃，在這些溫度下，工模具鋼表現(xiàn)出一定的塑性，經(jīng)過高溫高壓的熱加工過程，對材料內(nèi)部的冶金缺陷起到了一定的彌和作用。試驗結果表明，經(jīng)歷熱加工過程后的工模具鋼內(nèi)部的冶金缺陷明顯減少。李正棟等認為噴射成形沉積坯中的疏松有2種形式，即含氣式疏松和無氣式疏松[6]。根據(jù)計算結果，熱等靜壓可以使無氣式疏松達到完全密實，而含氣式疏松由于內(nèi)部氣體的壓力抵消了熱等靜壓的壓力，則很難彌和。同樣，對于內(nèi)部含有氣體的熱裂，熱等靜壓過程也很難消除，但是可以起到緩解和降低熱裂紋尺寸的作用。與Ar氣相比，采用N2做霧化氣體的噴射成形工模具鋼沉積坯，由于高溫下氣體和合金元素的反應，沉積坯內(nèi)部的含氣式疏松很少。因此，采用N2噴射成形制備的工模具鋼經(jīng)熱加工后，沉積坯密度更接近理論密度。

4 結論

(1)沉積坯粥狀層補縮不足和冷卻收縮產(chǎn)生的熱應力是造成噴射成形工模具鋼沉積坯中疏松等冶金缺陷的重要原因。

(2)有限元計算表明，通過熱等靜壓或鍛軋等熱加工處理可以有效減少噴射成形工模具鋼坯體內(nèi)部的疏松等缺陷。

References

[1]Tian Shifan(田世藩)，Li Zhou(李 周)，Zhang Guoqing(張國慶)，et al.Spray Forming Development and Industrialization Trends(噴射成形的發(fā)展及其產(chǎn)業(yè)化趨勢)[C]//'98 National Spray Forming Technology Symposium.Harbin:This Symposium，1998:8－18.

[2]Zhang G Q.Research and Development of High Temperature Structural Materials for Aero-Engine Applications[J].ACTA Metallurgica Sinica English Letter，2005，18(4):443－452.

[3]Xu Kuangdi(徐匡迪)，Zhai Qijie(翟啟杰).Certain Scientific Problems of Droplet Solidification，Solidification Science and Technology and Material Progress(微滴凝固的若干科學問題，凝固科學技術與材料進展)[C]//The 211th Symposium Proceedings of the Xiangshan Science Conference.Beijing:National Defense Industry Press，2005:36 －54.

[4]Zhang Yong(張 勇).Study on Directly Shaping Control and Performance of High-Speed Tool Steel by Using Dual Spray Droplet Solidification(高速工具鋼雙噴霧化熔滴凝固直接成形控制與性能研究)[D].Beijing:Beijing Institute of Aeronautical Materials，2008:56.

[5]Deng Yukun(鄧玉昆)，Chen Jingrong(陳景榕)，Wang Shizhang(王世章).High-Speed Tool Steel(高速工具鋼)[M].Beijing:Metallurgical Industry Press，2002:432.

[6]Li Zhengdong(李正棟).Precise Control of Dual Spray Scan Deposition Process，Structure and Properties of High Temperature Alloy by Spray Forming(雙噴掃描霧化沉積過程的精確控制及噴射成形高溫合金組織性能的研究)[D].Beijing:Beijing Institute of Aeronautical Materials，2008:95.