结合粉末压制和烧结的新型工艺外文翻译资料

 2022-07-29 15:37:06

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引言

由于较差的塑性可加工性，含有高比例的附加元素如Zn，Sn，In，Ga的银基钎料非常脆，并且难以通过传统的工艺方法制成薄片状。一种结合粉末压制和烧结的新型工艺方法，可以制造易碎的银合金的薄片。在本工作中，研究了Ag57.6-Cu22.4-Sn10-In10（wt。％）混合金属粉末的致密化机理，并基于等效密度法的方法引入了改进的密度制约的Drucker-Prager Cap（DPC）模型来描述其压实过程。粉末压片被认为是连续体，因此使用关于相对密度的函数的线性弹性定律来描述粉末的弹性行为。现今已经设计了搭载了力传感器的模具来确定修正后的DPC模型的材料参数。然后通过实验确定材料的弹性和塑性参数如E，upsilon;，beta;，d，pa，R和pb等。根据搭载传感器的模具实验中的扬森 - 沃克理论，确定了在已润滑模具中的粉末和模具壁之间的摩擦系数。此外，包含了线性弹性定律的修正的DPC模型使用ABAQUS中的有限元模拟方法用用户子程序（USDFLD）进行验证。模拟和实验结果之间呈现了良好的一致性，表明引入的修正的模型描述混合金属粉末的模具压实过程的可行性和适用性。

一，介绍

银（Ag）基填充金属由于其卓越的性能，已经作为候选品被广泛应用在航天，电力电子和家用电器等行业的有色金属材料之中。我们一般将高比例的Zn，Sn，In，Ga和其他稀土元素加入到银基填充金属中，用以降低固相线温度和熔融范围，同时还可以提高合金的流动性。在工业应用中，为了便于处理和控制焊缝之间的层间厚度，填充金属通常以薄条，箔和片的形状使用。然而，添加的Zn，Sn，In，Ga等元素将与Ag和Cu发生反应，并在填料金属中形成脆性和硬性相间的金属化合物，这将削弱合金的延展性和塑性加工性，并且会使它们变脆，从而难以加工成薄片状。

以前的研究表明，通过使用常规的制造工艺，例如熔化，合金化，铸造，热处理和轧制，可以制造几种厚度为100mu;m至几毫米数量级的银基填料金属条 。由于这些过程通常是复杂且耗时的，所以产率不足，只有60％左右[13]。另一方面，连续铸造法也被采用来制造硅基填充金属条。然而，在连续铸造过程中，合金条非常脆弱，容易断裂，因此限制了连续铸造法的实际应用。除此之外，近来已经有人使用粉末冶金和机械合金化方法来获得银基填充金属。通过粉末的机械合金化，冷压处理和热处理工艺，以Wu 生产Ag-Cu-Sn填料金属环。然后通过球磨制备薄Ag-Cu-Ti片，随后冷压纯TiH2和Ag-Cu钎焊粉末的混合物。将Ag，Cu和Ti的纯粉末混合物均匀化并在200MPa下冷压至棒状模具中，然后加热并在纯氩气氛下烧结，生成Ag-Cu-Ti合金。因此，粉末压实和烧结的过程被认为是制造脆性银基填充金属薄片的有希望的方法。以这种方式，可以较为容易地将具有较高比例的Zn，Sn，In和Ga的银基填充金属制造成具有不同厚度和形状的片材。由于生产过程简单，生产周期短，能源消耗低，资本成本，运营成本和报废率都降低，所以这种合成工艺优于常规工艺。

当使用粉末压实和烧结方法时，填料金属片的质量就十分的重要了。这需要粉末混合物在足够高的压力下将颗粒结合在一起，并且为了避免焊缝中的焊缝孔隙，片材密度必须足够高。同时，填充金属片材不仅必须没有可见的缺陷，而且在物理上较强，可承受随后的烧结，包装和运输步骤，而且还能够以合适的低压实力高速制造，以免损坏昂贵的模具和机器。因此，当使用上述组合方法时，优化正确的工艺参数，压力和模具设计是非常重要的。一般情况下，在工业应用中是通过广泛的实验来使用试错法优化工艺参数和工具设计。相比与昂贵且耗时的试错法，有一种更好地代替方法即基于有限元建模（FEM）的粉末压实过程的计算模拟。这种方法有助于了解模具性能，润滑状况和工艺参数（即压实速度，压实顺序和冲压力）对粉末压块中应力，应变和密度分布的影响，从而提供优化工具设计和工艺参数的指导方针。

粉末压实过程的数值模拟需要准确的本构模型和对模具与粉末之间的摩擦的完全了解。粉末压实的模拟通常使用两种不同的方法进行：离散模型法和连续模型法。离散模型方法分析了颗粒的接触相互作用和形成过程，建立了单独的粒子行为，而粉末床在连续模型方法中被认为是连续介质，更适用于工程应用。到目前为止，由于混合粉末致密化过程的复杂性，大多数粉末压实研究方向都主要集中在纯粉末的致密化。在这项实验中，用于构筑模型的粉末材料是Ag57.6-Cu22.4-Sn10-In10混合金属粉末，是一种通过粉末混合生产薄片的填充金属。因此，混合金属粉末的准确的本构模型对于致密化过程的建模是非常重要的。对于混合粉末的分离，Lange ，Turner 和Kim 对不同材料和实验条件下的混合粉末的致密化行为进行了实验研究。 Bouvard 和Storaring;kers则提出了基于Arzt模型的理论模型。然而，这些模型的计算结果可能仅用于粉末压块的全局致密化行为，例如相对密度随压力的变化，而不是粉末压块的局部变形和密度分布。 Cho和Kim 分析了混合粉末在高温工艺下的致密化过程，提出了铜和工具钢粉末体积分数的混合蠕变电位。通过结合Fleck等人提出的屈服函数和Gurson 针对Cu粉末的体积分数和相关系数的纯度，Kim 提出了混合屈服函数来描述混合铜和工具钢的粉末冷压工艺下的致密化过程。但这些模型是复杂的，不能直接用于在一般载荷条件下混合粉末的致密化的研究。最近，许多研究人员采用了早先开发出来用于地质或土壤材料的改进的Drucker-Prager帽状模型来描述金属粉末，化妆品，药物粉末和陶瓷粉末的致密化过程。由于在剪切屈服面上添加了椭圆形的帽状曲线，修正后的DPC模型能够很好地表现在加载，卸载和喷射等步骤中粉末的致密化机制。并且模型的参数可以通过几个标准校准实验方便地确定。本文中引入修正的DPC模型来模拟混合金属粉末的致密化过程。基于等效密度法，将合金粉末作为纯粉末进行处理，其理论密度以每种粉末的质量分数计算出来。

在这项实验中，通过粉末压实制备Ag57.6-Cu22.4-Sn10-In10填料的粉末压块，同时研究了其致密化机理。并采用修正的DPC塑性模型和线性弹性定律作为相对密度的函数来描述Ag57.6-Cu22.4-Sn10-In10混合金属粉末的压实过程。已有设计好的搭载了力的传感仪器的模具用于确定材料的参数。 同时又有基于用户子程序（USDFLD）的有限元法用于验证本构模型。这项工作提供的详细分析和发现有望为混合金属粉末的致密化行为提供一个合适的方法，并且可以作为实验过程模拟和优化工具设计和工艺参数的指导原则。

2.本构模型和方程的参数验证

2.1本构模型

在本研究中使用的改进的DPC模型通过向常规Drucker-Prager模型添加椭圆帽形曲线（如图1所示）而得到，在有限元分析软件ABAQUS / Standard 中进行。 假设模型是各向同性的，且其屈服面由Drucker-Prager剪切破坏面（Fs），椭圆帽形面（Fc）和它们之间的过渡区域（Ft）组成。 DPC模型中的剪切面Fs由摩擦角beta;和内聚力d确定，由此提供剪切流动的标准，并表达成方程式为：

其中q和p分别是Mises等效应力和静水压力应力，并给出方程式：

其中S是偏应力并被定义为：

其中sigma;是应力张量，I是单位矩阵。

帽形曲线Fc被定义为在子午（p-q）平面（见图1）中具有恒定偏心的椭圆曲线，其提供了表示塑性压实的非弹性硬化机制并且当材料产生时控制体积膨胀剪切。 帽形曲线Fc表达为：

其中参数R确定帽形曲线的形状，是一个不变的参数。 alpha;通常范围为0.01-0.05，用于定义剪切破坏面和帽形面之间的过渡屈服面。 pa是表示体积非弹性应变驱动的硬化/软化的参数，并且表达为：

其中pb是限定帽形曲线的位置的静水压力屈服应力，并且通常表示为体积塑性应变εv的非线性函数，如：

在方程式（7）中，对应于帽形面屈服的体积塑性压实导致硬化，体积塑性分离将导致在剪切破坏面屈服时软化。这里的体积塑性应变是根据相对密度推导出：

其中rho;是当前的相对密度，rho;0是模具中填充粉末的初始相对密度。

引入过渡面Ft以给出帽与破坏面之间的平滑交点，并被定义为：

除了屈服曲线之外，相关的塑性流动规则也定义在帽形面上，而非相关的塑性流动规则用于过渡表面和p-q平面中的剪切破坏面。

帽形面上相关的塑性流动规则定义为：

剪切破坏和过渡区域的非相关塑性流动规则表达为：

两个椭圆部分Gc和Gs形成一个连续平滑的势能面。

为了确定屈服面，需要六个参数如下：beta;，d，pa，R，pb和alpha;，其中beta;，d，R和pa是相对密度rho;的函数，pb是函数 的体积塑性应变εpl用于定义帽形硬化/软化定律。 此外，两个参数，杨氏模量E和泊松比upsilon;以及摩擦系数mu;分别用于描述粉末材料的弹性和粉末与模具壁之间的摩擦力。

2.2剪切破坏面的参数验证（beta;和d）

尽管控制Drucker-Prager剪切破坏面的摩擦角beta;和内聚力d可以通过简单方法用单一的模压试验来确定，并假设模压实试验中卸载曲线的非线性段由剪切破坏部分构成，但是当使用通过该方法校准的材料参数时，可能产生压力减少的不符合实际情况的模拟。

使用另一种方法通过使用以下四个以下测试中的任何两个来测量粉末压实强度来确定剪切失效面：单轴拉伸，剪切，直径压缩（或巴西圆盘测试）和 单轴压缩试验，这四项试验提供剪切破坏线上的最大载荷点，q / p比分别为-3，infin;，和3，如图2所示，剪切破坏线由任何两个最大载荷点定义。然后通过破坏线的斜率和线与q轴的交点来确定beta;和d。 在这项工作中，选择并实施了上述两项试验，即径向压缩和单轴压缩试验。

通过直径压缩试验测量粉末压块的径向拉伸强度，如图1所示。图3（a）。 因此，在粉末压块的中心产生拉伸应力状态，这将导致压块沿着中心线的破坏（参见图3（a）中的红色虚线#39;ab#39;）。 粉末压块的径向拉伸强度由最大压力确定，使用以下公式：

其中Ft表示破碎力，D和t分别是粉末压块的直径和厚度。 为了保证拉伸破坏从中心线开始，粉末压块必须沿着中心线分成两半，如图1所示。图3（c）。

通过单轴压缩试验测量轴向抗压强度，如图1所示。 3（b），并通过计算得出：

其中Fc是最大轴向压缩力。

在得到sigma;t和sigma;c的情况下，等效应力p和米塞斯等效应力q的相应值计算如下：

对于直径压缩试验，有和

而对于单轴压缩试验，有和。 从而，beta;和d定义为：

2.3帽形屈服面（R，pa，pb和alpha;）的参数验证

为了定义帽形屈服面，通常使用4个参数R，pa，pb和alpha;，并采用专门的三轴测试系统。与三轴测试系统相比，电子仪器化模具，又称为单轴模具方法，在简单性，低成本和速度方面具有较大的优势，并因此广泛应用于工业生产之中。

而在电子仪器模具实验中，压实过程中粉末与模具壁之间的径向应力在确定帽形屈服面并校准它们之间的摩擦系数方面具有重要意义。然而，准确地确定径向应力是一个重大难关。为了测量它，已经开发出了许多配备有压力传感器的仪表，并将其嵌入在模具内部并与粘合在模具外表面上的粉末或应变计接触。实验中使用一个圆形截面模具，并在外模表面上粘贴了四个应变计来确定径向应力，并且压缩了不同高度的多个橡胶试样，以找出周向应变与径向应力之间的关系。此外，还使用了带有应变计的仪表模具，该应变计设置在模具壁的薄壁部分，并测量外模表面的周向应变，用来计算压实过程中模具内的径向应力。

在目前的工作中，使用应变计测量法所使用的相应的仪表模具压实装置如图4所示，模具和冲头由60Si2Mn钢制成，E = 206GPa，v = 0.3，屈服强度sigma;Y= 1180MPa，这样就可以确保在压实过程中所需要的弹性。圆截面模具是外径为20mm，内径为10mm，高度为50mm的管形模具。图5所示为粘贴了四个应变计位置的实验模具的构造示意图。四个应变计对称地安装在外模表面上，每一侧都有两个应变计。下模应力计从模具底部测量的高度为18 mm。将上部应变计安装在下部应变计的上方，间隔为2mm。在模具测试期间，为了确保外部模具表面的环形应变可以通过应变计连续测量，粉末压实的高度要足够高。通过动态应变测试仪器测量周向应变。径向应力是根据测量的周向应变计算的，基于不同内部压力下外模表面周向应力的有限元模拟，其校准方法在2.6部分中。在压实过程中，下冲头保持静止，上冲头以恒定的速度压缩粉末，这被称为单端压缩（或单作用力压缩）。 通过容量为100 kN的REGER-100材料测试系统可以测得轴向载荷。 使用安装在测试系统框架上的线性可变差分变换器（LVDT）来记录十字冲头的位移，从而确定出粉末压块的位移。 F是试验机的上冲头冲击力，下冲头冲击力FB用负载传感器测量。

对于仪表模压过程中的静水压力应力和米塞斯等效应力表示为：

上冲头和下冲头的应力计算如下：

其中A =pi;D2/ 4是冲头的横截面积。

通过进行具有不同相对密度的模压实验来获得帽形曲线参数。其中 R和Pa通过分析帽形面上的载荷点的应力状态来确定。 通过式子（16）和（17）可以测量载荷曲线上的轴向和径向应力的最大值并将其转换为静水压力p0和米塞斯等效应力q0。 如图6所示，点B（p0，q0）位于帽形表面和屈服处。 然后，可以将椭圆帽形曲线偏心距R确定为对（p0，q0）的函数，定义为：

因此从方程（5）和（20）可以推导出：

变量alpha;通常在0.01和0.05之间，在此实验中取值0.02。

计算R和pa的方程式（20）和（21）的更

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