劉飛，李文明

金屬注射成形技術(shù)(powder injection molding，簡(jiǎn)稱(chēng) MIM)是一種傳統(tǒng)粉末冶金技術(shù)與現(xiàn)代塑料注射成形工藝相結(jié)合而形成的近凈成形工藝。該技術(shù)將具有一定流動(dòng)性的金屬粉體在注射機(jī)上注射成形，可實(shí)現(xiàn)復(fù)雜形狀、常規(guī)切削方法難以加工的高硬度金屬材料零部件的批量化生產(chǎn)[1?3]。由于受脫脂的限制，MIM技術(shù)難以制造大尺寸零件[4]，但特別適合生產(chǎn)小型、復(fù)雜、精密和高性能的金屬零部件，尤其是對(duì)硬度高、損耗大及難以機(jī)械加工的金屬產(chǎn)品， 比如立銑刀更加合適。目前關(guān)于 MIM 制備銑刀的研究并不多見(jiàn)。在MIM成形過(guò)程中，注射工藝對(duì)于MIM銑刀質(zhì)量的影響很關(guān)鍵。其中澆口方式是注射工藝中十分重要的影響因素[5?6]。相比于注射壓力、注射溫度等工藝參數(shù)，不恰當(dāng)?shù)臐部诜绞綍?huì)大量增加模具的修模工作，延長(zhǎng)產(chǎn)品的生產(chǎn)周期。另外，澆口方式不恰當(dāng)容易導(dǎo)致粉末與粘結(jié)劑兩相分離，進(jìn)而使燒結(jié)后的成品出現(xiàn)收縮不均等缺陷，且大部分缺陷經(jīng)常在脫脂和燒結(jié)后由于注射時(shí)產(chǎn)生的應(yīng)力被釋放后才被發(fā)現(xiàn)[7?8]。因此，研究澆口方式對(duì)注射成形過(guò)程中粉體分布的影響，采用合適的澆口方式，使注射成形過(guò)程中金屬粉體均勻分布，對(duì)于提高 MIM 產(chǎn)品質(zhì)量具有重要意義。僅靠經(jīng)驗(yàn)及常規(guī)實(shí)驗(yàn)，難以觀察及表征注射成形過(guò)程中金屬粉體的分布情況[9]，需要通過(guò)數(shù)值模擬方法研究澆口方式對(duì)MIM成形過(guò)程中的粉末分布的影響?！癕oldflow”是目前模流分析所用的主流軟件，其中的“Moldflow 2017”新增了粉末注射成形分析模塊，因此，本文設(shè)置具有不同數(shù)量和位置的 4種澆口方式，通過(guò)“Moldflow 2017”軟件分析充填結(jié)束時(shí)粉體的分布，研究澆口方式對(duì)粉末注射成形銑刀粉體分布的影響，對(duì)模具設(shè)計(jì)的優(yōu)化具有指導(dǎo)意義，同時(shí)為注射工藝的調(diào)整奠定基礎(chǔ)。

1 模擬方案

1.1 粘度模型

粉末注射成形喂料的流變學(xué)研究已有幾十年的歷史，其中最重要的是粘度模型的研究[10?13]。在工程應(yīng)用中，通常認(rèn)為粉末喂料屬于非牛頓熔體，可使用與塑料熔體相同形式的粘度模型。對(duì)于非牛頓流體，目前常用的粘度模型包括冪率模型、Cross-Arrhenius五參數(shù)模型和Cross-WLF七參數(shù)模型。其中冪率模型在低剪切速率下的精度較差；Cross-Arrhenius模型和Cross-WLF模型都能準(zhǔn)確地描述熔體的流動(dòng)規(guī)律，但Cross-Arrhenius模型只能描述某些平均溫度下的粘度，采用 WLF方程可表示零剪切速率時(shí)的粘度。在Moldflow 2017軟件中，分析粉末注射成形工藝時(shí)，是采用Cross-WLF七參數(shù)模型。模型的數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

式中：n為粘度系數(shù)，反映粘度曲線與剪切速率的依賴(lài)程度，n越大，粘度曲線越平緩，喂料的粘度與剪切速率依賴(lài)程度越?。籇1為熔體在玻璃化溫度下的零剪切率粘性系數(shù)，決定喂料熔體的初始粘度值；D2為玻璃化轉(zhuǎn)變溫度；D3為壓力依賴(lài)系數(shù)，反映喂料熔體在高壓下粘度對(duì)壓力的敏感程度，在仿真軟件中一般設(shè)為0；A1為與溫度相關(guān)的量，通常在1～100之間；?2為與溫度相關(guān)的量，通常在1～1 000之間。本研究中，從Moldflow數(shù)據(jù)庫(kù)中選擇型號(hào)為JKMB- MIM-1的不銹鋼粉末與粘接劑混合成喂料，其中粉末體積分?jǐn)?shù)為60.0%。材料的Cross-WLF模型系數(shù)為：n=0.482，T*=89.953 1 Pa，D1=7×1018Pa/s，D2=273.15 K，D3=0，=40.843，=51.6 K。可以看出，所選喂料的初始粘度較大，粘度受剪切速率的影響較大，這對(duì)于注射成形過(guò)程中粉體分布情況有較大影響。

1.2 幾何模型與方案設(shè)置

圖1 銑刀的三維模型Fig.1 3D model of the milling cutter

圖2 4種澆口方式的模擬方案Fig.2 Simulation scheme of four different gate patterns(a) Scheme A; (b) Scheme B; (c) Scheme C; (d) Scheme D

在UG軟件中對(duì)銑刀進(jìn)行建模，如圖1所示。將模型導(dǎo)入Moldflow 2017軟件中進(jìn)行網(wǎng)格劃分。設(shè)計(jì)4種不同的澆口方式進(jìn)行充填分析，這4種澆口方式的模擬方案如圖1所示，分別為：1個(gè)澆口，從切削面中心注射(方案A)；1個(gè)澆口，從刀柄端面中心注射(方案B)；2個(gè)澆口，從切削刃面兩側(cè)注射(方案C)；2個(gè)澆口，從刀柄端面兩側(cè)注射(方案D)。

2 計(jì)算結(jié)果

圖3所示為4種不同澆口方式下充填結(jié)束時(shí)的粉末濃度分布。可以看出，無(wú)論哪種澆口方式，均造成粉末在不同區(qū)域分布不均勻，粉末與粘接劑存在不同程度的分離現(xiàn)象。注射成形喂料的粉末濃度為60%(體積分?jǐn)?shù)，下同)。從圖3可看出，當(dāng)采用方案A注射時(shí)，切削面的粉末濃度較低，最低值約為57%，在壁面螺旋刃上粉末濃度較高，最高值約為62%，粉末出現(xiàn)一定程度的偏聚。在刀柄面粉末較均勻，未造成明顯的粉末與粘接劑分離的現(xiàn)象。采用方案B注射時(shí)，粉末在刀柄端面濃度較低，最低濃度約為50%，但在螺旋刃上以及切削面粉末的分布較均勻，未造成與粘接劑明顯的分離現(xiàn)象。因此得出，采用1個(gè)澆口注射時(shí)，無(wú)論澆口設(shè)置在切削面還是刀柄端面，粉末與粘結(jié)劑的分離現(xiàn)象均發(fā)生于澆口附近，而在充填末端粉末分布均勻，與粘結(jié)劑未發(fā)生明顯分離。當(dāng)澆口設(shè)置在切削面時(shí)，壁面螺旋刃上粉末有一定程度的聚集現(xiàn)象，而當(dāng)澆口設(shè)置在刀柄端面時(shí)，壁面螺旋刃上沒(méi)有出現(xiàn)粉末聚集現(xiàn)象。但澆口設(shè)置在刀柄位置時(shí)，粉末在澆口附近分布的不均勻程度遠(yuǎn)大于澆口設(shè)置在切削面時(shí)粉末在澆口附近的分布情況。因此，當(dāng)在刀柄面注射時(shí)，澆口附近粉末與粘接劑的分離現(xiàn)象非常嚴(yán)重。

圖3 不同澆口方式下充填結(jié)束時(shí)粉末體積分?jǐn)?shù)的分布Fig.3 Distribution of powder volume at the end of filling under different gate patterns(a) Scheme A, t=0.200 8 s; (b) Scheme B, t=0.200 7 s; (c) Scheme C, t=0.201 2 s; (d) Scheme D, t=0.100 4 s

圖4 不同澆口方式下充填結(jié)束時(shí)中間平面上粉末體積分?jǐn)?shù)的分布Fig.4 Distribution of powder volume fraction in the middle plane at the end of filling under different gate patterns(a) Scheme A, t=0.200 8 s; (b) Scheme B, t=0.200 7 s; (c) Scheme C, t=0.201 2 s; (d) Scheme D, t=0.100 4 s

針對(duì)4種不同的澆口方式，選取澆口位置所在的中心平面，觀察銑刀內(nèi)部粉末濃度的分布情況，結(jié)果如圖4所示。由圖可見(jiàn)，采用方案A注射時(shí)，粉末濃度分布較均勻，沒(méi)有產(chǎn)生粉末與粘結(jié)劑明顯分離的情況。采用方案B注射時(shí)，粉末濃度分布呈現(xiàn)噴射狀態(tài)，澆口附近粉末濃度較低，最低濃度約為53%。因此，若采用方案B進(jìn)行注射成形，粉末在澆口附近較大范圍內(nèi)出現(xiàn)與粘結(jié)劑明顯分離的現(xiàn)象，這必然會(huì)造成銑刀在燒結(jié)過(guò)程中應(yīng)力分布不均而發(fā)生變形缺陷，從而嚴(yán)重影響銑刀的力學(xué)性能，降低使用壽命。采用方案C注射時(shí)，在澆口位置附近粉末濃度較低，最低值約為58%，粉末與粘接劑有一定程度的分離，但分離程度不明顯，且粉末分布不均勻的區(qū)域較小。采用方案D注射時(shí)，澆口附近粉末濃度基本一致，最低值約為59.2%。一般認(rèn)為粉末體積分?jǐn)?shù)波動(dòng)在±0.5%范圍內(nèi)時(shí)，影響不嚴(yán)重，當(dāng)粉末體積分?jǐn)?shù)波動(dòng)在±1%時(shí)，在后續(xù)脫脂或燒結(jié)中會(huì)導(dǎo)致缺陷的出現(xiàn)[14]。

在制備銑刀時(shí)，應(yīng)保證銑刀在切削面上具有一定的硬度和強(qiáng)度，而在刀柄面具有一定的強(qiáng)度即可。這就要求用 MIM 制備銑刀時(shí)，粉末應(yīng)在切削面以及刀柄面的表面及內(nèi)部都分布均勻。因此，綜合以上的結(jié)果與分析可以得出，采用2個(gè)澆口從刀柄面注射成形時(shí)，粉末在銑刀整個(gè)區(qū)域分布較理想，且喂料充模時(shí)間較短，是最優(yōu)的澆口方式。

3 分析與討論

粉末在充模過(guò)程中，澆口處，在強(qiáng)壓力作用下，粉末與粘結(jié)劑的初始速度很大，喂料進(jìn)入模腔后，截面積驟然增大，所受壓力迅速減小，熔融喂料在較強(qiáng)的慣性力作用下繼續(xù)充模，由于粉末密度比粘結(jié)劑密度大，其慣性力也較粘結(jié)劑大，故澆口附近粉末的速度大于粘結(jié)劑的速度，從而造成噴射現(xiàn)象及澆口兩側(cè)區(qū)域粘結(jié)劑的集聚。

圖5所示為切削面進(jìn)澆(方案A)和刀柄面進(jìn)澆(方案B)的銑刀三維模型。從圖5可以看出，采用方案A注射時(shí)，由于切削面具有螺旋槽，喂料在注射初期沿著注射方向(軸向)流動(dòng)一定距離，截面積的擴(kuò)大速度沒(méi)有采用方案B時(shí)截面積的擴(kuò)大速度快，因此澆口附近粉末噴射現(xiàn)象不明顯。采用方案B時(shí)，喂料進(jìn)入模腔后截面積迅速增大，壓力迅速降低，澆口附近粉末的速度大于粘結(jié)劑的速度，從而導(dǎo)致澆口附近粉末與粘結(jié)劑嚴(yán)重分離的現(xiàn)象。另一方面，方案B中喂料在注射初期較快接觸刀柄端面，喂料產(chǎn)生較大的剪切速率。由于所選喂料的粘度受剪切速率影響較大，因此喂料較容易出現(xiàn)剪切變稀現(xiàn)象，刀柄端面粘度有所降低，這也是導(dǎo)致粉末與粘結(jié)劑分離的一個(gè)重要原因。以上的分析較好地解釋了圖3與圖4所示的結(jié)果。圖6所示為方案A與方案B中澆口附近不同位置處的徑向壓力分布，可以看出，方案B中不同位置處壓力沿徑向降低速度均高于方案A中壓力降低的速度。越靠近澆口處，壓力在徑向上降低的速度越快。

圖5 切削面進(jìn)澆(方案A)和刀柄面進(jìn)澆(方案B)的銑刀三維模型Fig.5 3D model of the milling cutter under different gate patterns(a) Scheme A; (b) Scheme B

圖7 所示為方案B中澆口所在平面不同位置的壓力及粉末濃度沿軸向的變化。從圖 7(a)看出，在澆口附近，壓力沿注射方向迅速升高，然后降低，但這個(gè)變化僅發(fā)生在離澆口約3～4 mm范圍內(nèi)。在遠(yuǎn)離澆口處，均沿注射方向有所下降，但同一平面不同位置處的壓力保持一致。結(jié)合圖7(b)看出在不同位置處的粉末濃度均沿整個(gè)軸向范圍發(fā)生較大變化。這說(shuō)明壓力并不是影響粉末濃度分布的主要因素，壓力的變化僅導(dǎo)致粉末在澆口所在端面(刀柄端面或切削面)上的濃度變化。根據(jù)前面的分析，方案B中粉末充模時(shí)在澆口附近較大范圍內(nèi)速度差別較大，從而導(dǎo)致喂料剪切速率發(fā)生較大變化，在澆口附近較大范圍內(nèi)出現(xiàn)粉末與粘結(jié)劑分離的現(xiàn)象。另一方面，喂料的剪切速率不同，造成剪切熱不同，從而使喂料的溫度有所變化，剪切速率越高，越容易使喂料發(fā)生剪切變稀從而導(dǎo)致粉末與粘結(jié)劑的分離。

圖6 方案A與方案B中澆口附近不同位置處壓力沿徑向分布Fig.6 Pressure radial distribution of scheme A (a) and scheme B (b)

圖7 方案B中澆口所在平面不同位置處的壓力與粉末濃度沿軸向變化Fig.7 Axial distribution of pressure (a) and powder (b) under scheme B

圖8 所示為方案D中澆口所在平面不同位置處的粉末濃度沿軸向的變化?？梢钥闯?，在整個(gè)銑刀內(nèi)部，粉末濃度變化不大，粉末體積分?jǐn)?shù)波動(dòng)在±0.5%范圍內(nèi)，粉末分布均勻，沒(méi)有出現(xiàn)明顯偏聚現(xiàn)象，在后續(xù)脫脂與燒結(jié)過(guò)程中銑刀不容易產(chǎn)生明顯缺陷。在該方案中，由于澆口設(shè)置于刀柄端面兩側(cè)，剛進(jìn)行充填時(shí)，喂料與刀柄端面和夾持面(圓柱面)基本保持同時(shí)接觸，因此在充填時(shí)喂料在各方向上的剪切速率基本保持一致，粉末濃度趨于穩(wěn)定。值得注意的是，在距離充填位置18 mm的位置5處粉末濃度沿軸向出現(xiàn)了波動(dòng)。這是由于位置5處比較接近螺旋刃，造成喂料沿充填方向具有不同的剪切速率導(dǎo)致的。

圖8 方案D中澆口所在平面不同位置處的粉末濃度沿軸向變化Fig.8 Distribution curve of the powder in the middle plane under scheme D t=0.100 4 s

3 結(jié)論

1) 采用注射成形工藝制備立銑刀，在喂料充模過(guò)程中，壓力對(duì)粉末濃度的分布影響不大，壓力僅影響粉末在澆口所在端面(刀柄端面或切削面)上的濃度分布。

2) 澆口位置不同(即進(jìn)澆面形狀不同)以及澆口數(shù)量不同，在充模過(guò)程中喂料剪切速率發(fā)生較大變化，進(jìn)而導(dǎo)致粉末濃度分布出現(xiàn)較大差異。

3) 采用MIM工藝制備銑刀時(shí)，采用2個(gè)澆口從刀柄端面兩側(cè)注射成形，粉末濃度的波動(dòng)在±0.5%范圍內(nèi)，粉末分布均勻且充模時(shí)間短，滿(mǎn)足注射成形工藝要求，是最優(yōu)的澆口方式。

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