鋅錠模熱力行為數(shù)值模擬及失效分析

楊遠平，嚴宏志

（1. 中南大學(xué) 機電工程學(xué)院，湖南 長沙，410083；2. 湘西民族職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機電系，湖南 吉首，416000）

鋅錠模熱力行為數(shù)值模擬及失效分析

楊遠平1,2，嚴宏志1

（1. 中南大學(xué) 機電工程學(xué)院，湖南 長沙，410083；2. 湘西民族職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機電系，湖南 吉首，416000）

針對鋅錠模在使用過程中內(nèi)圓角部位因疲勞裂紋而失效的問題，利用有限元方法，模擬鋅液澆注及其凝固過程中鋅錠模的溫度場和應(yīng)力場，找到鋅錠模上拉應(yīng)力最大的3個點，此3點即為控制模具使用壽命的關(guān)鍵點。分析鋅錠模的初始溫度、鋅液的澆注溫度對關(guān)鍵點最大應(yīng)力的影響，模擬鋅錠模自身鑄造應(yīng)力和組織性能，得到模具斷面鑄造應(yīng)力和抗拉強度分布。分析鋅錠模裂紋產(chǎn)生的原因，提出鋅錠模使用工藝。研究結(jié)果表明：熱沖擊和疲勞是鋅錠模產(chǎn)生裂紋的主要原因，裂紋不一定位于應(yīng)力最大部位，而是位于應(yīng)力較大且組織性能較差的部位；在鋅錠澆注過程中，當模具的溫度較低時，應(yīng)采用低溫澆注。

鋅錠模；熱力行為；數(shù)值模擬；失效分析

鋅錠、鋁錠模等是有色金屬冶煉一種基本的工裝設(shè)備，此類模具的結(jié)構(gòu)較簡單，內(nèi)腔表面即模具的工作面直接由鑄造形成，模具在急熱、急冷的條件下使用，模具溫差變化大，內(nèi)部產(chǎn)生很大的熱應(yīng)力，最終因疲勞裂紋而失效。國內(nèi)對鋁錠、鋅錠模具的研究主要集中于采用不同的材料來制造模具，徐掌印等[1]模擬鋁錠模的使用條件，研究了不同基體組織球墨鑄鐵的熱疲勞性能，認為鐵素體球墨鑄鐵的熱疲勞性能最好；陳永華[2]研究了蠕墨鑄鐵在鋁錠模生產(chǎn)中的應(yīng)用，比較了蠕黑鑄鐵、灰鑄鐵和球墨鑄鐵的靜載力學(xué)性能、高溫力學(xué)性能和耐熱疲勞性能，認為蠕墨鑄鐵材料用作鋁錠模材料較為合適；王立源[3]分析了用QT400-18代替ZG230-450制造鋅錠模，可以提高新定的表面光潔度，延長模具的使用壽命；夏日曦等[4]認為具體選用哪種材料來制造鋅錠模，應(yīng)由所制造模具的形狀、大小及精度等多種因素來決定；張立志等[5]采用有限元方法，分析了鋅錠模的應(yīng)力與壁厚等關(guān)系，提出了鋅錠模結(jié)構(gòu)改進措施。而目前人們對模具在使用過程中，模具的溫度、鋅液的澆注溫度等工藝參數(shù)對裂紋的影響研究很少，對模具的熱應(yīng)力分布和組織性能對裂紋影響研究也很少。在此，本文作者采用有限元方法，分析模具初始溫度、鋅液澆注溫度等工藝參數(shù)對鋅錠模熱應(yīng)力的影響，以及鋅錠模的鑄造應(yīng)力和組織性能對裂紋的影響，綜合上述模擬結(jié)果分析鋅錠模的失效原因。

1 問題的提出

某公司的一種鋅錠澆注模，材質(zhì)為HT200，其長度×寬度×高度為1 440 mm×840 mm×420 mm，壁厚為100 mm，內(nèi)圓角半徑為30 mm，模具質(zhì)量約為1.5 t，模具預(yù)熱困難，在鋅錠澆注凝固過程中，模具各部分由于溫差而產(chǎn)生熱應(yīng)力，最終導(dǎo)致內(nèi)圓角處產(chǎn)生疲勞裂紋而失效，如圖1所示。

圖1 失效的鋅錠模Fig.1 Failure die for zinc ingot

2 鋅錠模應(yīng)力有限元分析

2.1 幾何建模及初始條件設(shè)置

2.1.1 幾何建模

幾何建模軟件選用Pro/E，有限元分析軟件選用ProCAST。先用Pro/E進行實體建模、裝配、劃分面網(wǎng)格、輸出*.ans文件。再用ProCAST中的MeshCAST模塊劃分體網(wǎng)格，進行網(wǎng)格檢查，用PreCAST 模塊設(shè)置參數(shù)，運行DataCAST和ProCAST，由ViewCAST輸出計算結(jié)果[6?10]。

2.1.2 初始條件

模具在鋅錠澆注過程中初始位移、初始載荷等均為0；澆注速度約為20 kg/s，澆注時間為50～60 s；鋅錠和鋅錠模之間的界面換熱系數(shù)為1 000 W/（m2·K）[11]；鋅錠模為對稱結(jié)構(gòu)，為減少計算量，取1/4模型進行仿真計算。鋅錠模的材料為HT200，為脆性材料，使其斷裂破壞的主要因素是最大拉應(yīng)力，材料破壞按第一強度理論判斷，故模擬計算的應(yīng)力為最大拉應(yīng)力σ1。

2.2 不同工藝條件下鋅錠模的應(yīng)力有限元分析

2.2.1 關(guān)鍵應(yīng)力點分析

在實際生產(chǎn)中，鋅液的澆注溫度一般為520～600 ℃，開始為冷模澆注，因此，首先假定鋅錠模的初始溫度為25 ℃，鋅液澆注溫度為600 ℃。經(jīng)過ProCAST模擬計算[8?11]，得到鋅錠模在鋅液澆注和凝固過程中的應(yīng)力場，如圖2和圖3所示。

從鋅錠模的應(yīng)力場隨時間變化的圖形中可以得知，除圓角處外，鋅錠模的內(nèi)表面受壓，外表面受拉，最大壓應(yīng)力位于鋅錠模底面圓角過渡部位，最大拉應(yīng)力有3個部位，分別為長邊外緣、短邊外緣和上法蘭內(nèi)圓角。由于鋅錠模疲勞失效主要是由拉應(yīng)力引起，故只分析拉應(yīng)力。在3個最大拉應(yīng)力部位，通過逐點檢測其σ1曲線，發(fā)現(xiàn)長邊外緣中點、短邊外緣中點、內(nèi)圓角中點分別為各自部位的最大拉應(yīng)力點，為控制模具使用性能的關(guān)鍵點，將其分別記為點1，2和3，具體位置見圖2。

2.2.2 鋅錠模初始溫度對關(guān)鍵點應(yīng)力的影響

根據(jù)生產(chǎn)實際和鋅液的凝固溫度（419 ℃），假定鋅錠模的初始溫度分別為25，100，200和300 ℃，鋅液澆注溫度均為600 ℃。經(jīng)模擬計算，得到以上4種情況下關(guān)鍵點1，2和3的應(yīng)力隨時間變化曲線，如圖4所示。

圖2 鋅錠模在鋅液澆注過程中應(yīng)力場Fig.2 Stress fields of zinc ingot die in casting process of zinc melt

圖3 鋅錠模在鋅液凝固過程中應(yīng)力場（不顯示鋅錠）Fig.3 Stress fields of zinc ingot die in solidification process of zinc melt

圖4 不同模具初始溫度時關(guān)鍵點的應(yīng)力變化曲線Fig.4 Key nodes stress at various die initial temperatures

鋅錠模熱應(yīng)力產(chǎn)生的根本原因是在鋅錠澆注過程中，模具各部分和鋅液接觸時間的差異、溫度的傳導(dǎo)等，導(dǎo)致其各部分產(chǎn)生溫差。澆注開始前，沒有溫差，模具也就沒有應(yīng)力產(chǎn)生。剛開始時，模具各部分的溫差快速增大，所以，應(yīng)力激劇升高；其后，由于鋅錠模上的溫差逐步減小，各部分溫度趨于平衡，鋅錠模的應(yīng)力平穩(wěn)下降。從各關(guān)鍵點的應(yīng)力隨時間的變化曲線可知：點1的應(yīng)力最大；點3雖是模具上裂紋產(chǎn)生位置，卻不是最大應(yīng)力點；點1的最大應(yīng)力比點3的大12～16 MPa。

隨著鋅錠模初始溫度的提高，各關(guān)鍵點的最大應(yīng)力不斷減小。為了更為直觀地分析鋅錠模的初始溫度對其應(yīng)力的影響，提取3個關(guān)鍵點的最大應(yīng)力，然后與模具的初始溫度進行擬合，得到3個關(guān)鍵點的最大應(yīng)力隨模具初始溫度的變化曲線，如圖5所示。由于3條曲線近似直線，因此可得：隨著模具初始溫度的升高，關(guān)鍵點的最大應(yīng)力呈直線下降。經(jīng)計算得知：模具的初始溫度從25 ℃上升到300 ℃時，點1的最大應(yīng)力下降36%，點2下降40%，點3下降34%，平均來說，模具初始溫度每升高100 ℃，關(guān)鍵點的最大應(yīng)力下降13%。

圖5 關(guān)鍵點最大應(yīng)力隨模具初始溫度化曲線Fig.5 Relationship between key node’s maximum stress and die initial temperature

2.2.3 鋅液澆注溫度對關(guān)鍵點應(yīng)力的影響

實際生產(chǎn)中鋅液的澆注溫度一般為520～600 ℃。選取鋅液的澆注溫度為520，550和600 ℃，分析澆注溫度對鋅錠模應(yīng)力影響。假定模具的初始溫度均為25℃，經(jīng)模擬計算，得到在上述3種澆注溫度下關(guān)鍵點1，2和3的應(yīng)力隨時間變化曲線，如圖6所示。

圖6 不同鋅液澆注溫度時關(guān)鍵點的應(yīng)力變化曲線Fig.6 Relationship between key nodes stress at various zinc melt casting temperatures and time

從圖6可知：隨著澆注溫度的下降，鋅錠模上關(guān)鍵點上的最大應(yīng)力也隨之降低；當澆注溫度從600 ℃下降到520 ℃時，關(guān)鍵點1和2的最大應(yīng)力從188和176 MPa下降到170和163 MPa，下降約7%，關(guān)鍵點3的最大應(yīng)力從170 MPa降到120 MPa，下降約30%。

2.2.4 模具初始溫度、鋅液澆注溫度綜合對關(guān)鍵點應(yīng)力的影響

實際生產(chǎn)過程中，鋅錠連續(xù)澆注，大約4 h澆注1個，下一次澆注時，模具因澆注余熱，溫度大約在200℃，假定鋅液的澆鑄溫度為550 ℃。經(jīng)模擬計算得3個關(guān)鍵點的最大應(yīng)力分別為131，120和108 MPa，與模具初始溫度為25 ℃、鋅液澆注溫度為600 ℃時對應(yīng)的最大應(yīng)力188，176和170 MPa相比，平均下降約60 MPa，下降約1/3。

2.3 鋅錠模失效原因分析及改進措施

2.3.1 鋅錠模鑄造應(yīng)力和組織性能模擬

為了更好的解釋鋅錠模在圓角部位產(chǎn)生裂紋的原因，經(jīng)模擬鋅錠模的鑄造應(yīng)力和鑄件組織性能，得到上法蘭（圖2）斷面的鑄造應(yīng)力變化如圖7所示，同一斷面上鑄件抗拉強度的分布如圖8所示[12?13]。

圖7 法蘭斷面的鑄造應(yīng)力變化圖Fig.7 Casting stress of section in flange

圖8 法蘭斷面的抗拉強度圖變化圖Fig.8 Tensile strength of section in flange

從圖7斷面鑄造應(yīng)力分布圖可知：在法蘭的內(nèi)圓角部位，其鑄造應(yīng)力介于壓應(yīng)力和拉應(yīng)力之間，其拉應(yīng)力較小，所以，在此部位不會有鑄造裂紋產(chǎn)生。從圖8斷面抗拉強度分布圖可判斷在內(nèi)圓角部位抗拉強度約為180 MPa，而在外緣上大致為270 MPa，相差約90 MPa，即可得點1的抗拉強度比點3大90 MPa左右。

2.3.2 失效原因分析

鋅錠模的材料為HT200，其理論抗拉強度應(yīng)大于200 MPa，但這是指單鑄試棒的力學(xué)性能。實際上，隨著鑄件壁厚的增加，其抗拉強度不斷下降。根據(jù)GB/T 9439—1988，牌號為HT200的鑄鐵，壁厚為50～80 mm時，鑄件的抗拉強度大于150 MPa；壁厚為80～150 mm時，鑄件的抗拉強度大于140 MPa[14]。結(jié)合圖7所示鋅錠模鑄造應(yīng)力的模擬結(jié)果，可推斷出鋅錠模的裂紋不是在模具鑄造過程中產(chǎn)生，應(yīng)是在鋅液澆注凝固過程中產(chǎn)生。

在實際生產(chǎn)過程中，由于模具大并且重，預(yù)熱困難，開始澆注時一般為冷模澆注，如果鋅液澆注溫度較高，如澆注溫度為600 ℃，鋅錠模上3個關(guān)鍵點的最大應(yīng)力分別為188，176和170 MPa，如此大的應(yīng)力會對鋅錠模產(chǎn)生很大的熱沖擊，極易使鋅錠模產(chǎn)生裂紋。連續(xù)澆注時，鋅錠模上3個關(guān)鍵點上的最大應(yīng)力分別為131，120和118 MPa，雖均小于其所在部位對應(yīng)的抗拉強度150 MPa和140 MPa，但每隔4 h左右的應(yīng)力循環(huán)，不斷變化的交變應(yīng)力易使模具疲勞，產(chǎn)生疲勞裂紋。同時，高溫的液態(tài)金屬對模具型腔表面的反復(fù)沖刷，使模具型腔表面溫度不斷上升，模具內(nèi)部溫度場不均勻，導(dǎo)致模具型腔表面產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，超過模具材料高溫下的屈服強度而產(chǎn)生塑性變形；周期性的溫度變化使模具表面產(chǎn)生周期性的熱膨脹、收縮及熱應(yīng)力，最終導(dǎo)致熱疲勞失效[15]。綜上可知，熱沖擊和疲勞是鋅錠模產(chǎn)生裂紋的主要原因。

根據(jù)模擬計算結(jié)果，鋅錠模上最大應(yīng)力部位在點1即長邊外緣中點，裂紋發(fā)生在點3即內(nèi)圓角中點。圖8斷面抗拉強度分布圖可以很好的解釋這一現(xiàn)象，從圖8可知：點1處的抗拉強度比點3處大90 MPa左右，而點1處的應(yīng)力只比點3處的應(yīng)力大12～16 MPa。由此可知，裂紋并不一定位于應(yīng)力最大部位，而可能位于應(yīng)力較大，同時組織性能較差的部位。

2.3.3 改進措施

（1） 因模具預(yù)熱困難，在冷漠澆注時，應(yīng)采用低溫澆注，以避免對鋅錠模產(chǎn)生熱沖擊。

（2） 改進鋅錠的結(jié)構(gòu)，如增加圓角半徑，可以有效降低鋅錠模圓角處的應(yīng)力。在其他不變時將圓角半徑由30 mm增加到100 mm，在冷模、高溫澆注時內(nèi)圓角中點的最大應(yīng)力由170 MPa下降到133 MPa，應(yīng)力顯著下降，如圖9所示。

（3） 改善鋅錠模內(nèi)圓角處的組織性能，提高其抗裂性能。如在鋅錠模的鑄造過程中，在圓角部位安防冷鐵，以加快圓角部位的冷卻速度,細化晶粒，獲得更好的組織性能[16]。

圖9 圓角半徑為100 mm時關(guān)鍵點應(yīng)力變化曲線Fig.9 Relationship between key nodes stress at 100 mm and time

3 結(jié)論

（1） 鋅錠模的初始溫度每上升100 ℃，模具上關(guān)鍵點的最大應(yīng)力平均下降13%左右。

（2） 降低鋅液澆注溫度，模具上關(guān)鍵點1和2的最大應(yīng)力下降7%左右，而點3的最大應(yīng)力力下降30%，因此，冷模應(yīng)采用低溫澆注。

（3） 鋅錠模在冷漠、高溫澆注時，其熱應(yīng)力較大，會對模具產(chǎn)生較大的熱沖擊，易使模具產(chǎn)生裂紋，在實際生產(chǎn)中應(yīng)盡量避免。

（4） 鋅錠模上裂紋并不一定位于應(yīng)力最大部位，而是位于應(yīng)力較大，同時組織性能較差的部位。

[1] 徐掌印, 姜銀舉, 劉麗新, 等. 球鐵鋁錠模材料熱疲勞性能的研究[J]. 鑄造技術(shù), 2007（5）： 6?9.

XU Zhang-yin, JIANG Yin-ji, LIU Li-xin, et al. Study on the thermal fatigue property of aluminum ingot die made by spherical graphite cast iron[J]. Foundry Technology, 2007（5）： 6?9.

[2] 陳永華. 蠕墨鑄鐵在鋁錠模生產(chǎn)中的應(yīng)用[J]. 現(xiàn)代鑄鐵, 2008（2）： 68?70.

CHEN Yong-hua. Application of vermicular cast iron in production of moulds for aluminum ingot[J]. Modern Cast Iron, 2000（2）： 68?70.

[3] 王立源. 鋅錠模制造問題探討與研究[J]. 鑄造技術(shù), 2001（1）： 23?25.

WANG Li-yuan. Study on several problem of zinc ingot die production[J]. Foundry Technology, 2001（1）： 23?25.

[4] 夏日曦, 王小中. 出口鉛鋅錠模的開發(fā)與研究[J]. 株冶科技, 1997（2）： 27?29.

XIA Ri-xi, WANG Xiao-zhong. Research and development for export lead-zinc ingot die[J]. Science and Technology of Zhuzhou Smelter, 1997（2）： 27?29.

[5] 張立志, 嚴宏志. 基于ProCAST的鋅錠鑄模失效機制研究及結(jié)構(gòu)改進[J]. 熱加工工藝, 2009, 38（3）： 142?145.

ZHANG Li-zhi, YAN Hong-zhi. Failure mechanism study and improvement of breed of zinc ingot die based on ProCAST[J]. Hot Working Technology, 2009, 38（3）： 142?145.

[6] ESI Software Inc. ProCAST user’s manual & technical reference[M]. Annapolis, America： ESI Software Inc, 2007： 135?146.

[7] Alexandrou A, Bardinet F, Loues W. Mathematical and computational modeling of die filling in semisolid metal processing[J]. Journal of Materials Processing Technology, 1999, 96： 59?72.

[8] 汪煦, 趙玉濤, 蘇大為, 等. ProCAST在金屬型重力鑄造充型和模具溫度場中的應(yīng)用[J]. 鑄造, 2008, 57（12）： 1263?1266.

WANG Xu, ZHAO Yu-tao, SU Da-wei, et al. Simulation of mold filling and temperature field of mold in metal mold gravity casting by ProCAST[J]. Foundry, 2008, 57（12）： 1263?1266.

[9] 楊寵, 林漢同. 鑄件凝固過程應(yīng)力場數(shù)值模擬技術(shù)[J]. 熱加工技術(shù), 2001, 12（1）： 40?42.

YANG Chong, LIN Han-tong. Stress-field numerical simulation technology in solidification processing of cast[J]. Hot Processing Technology, 2001, 12（1）： 40?42.

[10] Fackeldey M, Ludwig A, Sahm P R. Coupled modeling of the solidification process prediction temperature stresses and microstructure[J]. Computational Materials Science, 1996（7）： 194?199.

[11] 陶文銓. 數(shù)值傳熱學(xué)[M]. 西安： 西安交通大學(xué)出版社, 2001： 150?155.

TAO Wen-quan. Numerical heat transfer theory[M]. Xi’an： Xi’an Jiaotong University Press, 2001： 150?155.

[12] Goettsch D D, Dantziq J A. Modeling microstructure development in gray cast irons[J]. Metall Mater Trans A： Phys Metall Mater Sci, 1994, 25A（5）： 1063?1079.

[13] Alrawajin N, Tryggvason G. Numerical simulation of dendrites solidification with convection three-dimensional flow[J]. Journal of Computational Physics, 2004, 194： 677?696.

[14] GB/T 9439—1988. 灰鑄鐵的力學(xué)性能[S]. GB/T 9439—1988. Mechanical property of gray iron[S].

[15] 郭楠, 曾珊琪, 李貴平, 等. 鋁合金壓鑄模熱疲勞失效分析與解決方法[J]. 陜西科技大學(xué)學(xué)報, 2008, 26（2）： 104?106.

GUO Nan, ZENG San-qi, LI Gui-ping, et al. Thermal fatigue failure analysis and solutions of aluminium alloy die[J]. Journal of Shanxi University of Science and Technology, 2008, 26（2）： 104?106.

[16] 李慶春. 鑄件形成理論基礎(chǔ)[M]. 北京： 機械工業(yè)出版社, 1987： 94?116.

LI Qing-chun. Theoretical principle of casting forming[M]. Beijing： China Machine Press, 1987： 94?116.

（編輯 楊幼平）

Thermal force behavior numerical simulation and failure analysis of zinc ingot die

YANG Yuan-ping1,2, YAN Hong-zhi1

（1. School of Mechanical and Electrical Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;
2. Department of Mechanical and Electrical Engineering, Xiangxi Vocational Technical College for Nationalities, Jishou 416000, China）

Aiming at breakage of zinc ingot die caused by fatigue crackle in the process of using at corner, the temperature and stress field of zinc ingot die in the process of zinc melt casting and solidification were simulated using FEM. Three maximum stress nodes in zinc ingot die were found, which are the key nodes that decide the using life of die．The influences of die initial temperature and zinc melt casting temperature on key nodes maximum stress were analyzed．By the simulation of casting stress and structure property for zinc ingot die，the distributions of casting stress and tensile strength in flange section were obtained．The crackle reasons of zinc ingot die were analyzed. The application technology for zinc ingot die was proposed. The results show that the primary reasons caused crackle are heat shock and fatigue, and the crackle is not necessarily at the maximum stress position where the stress is comparatively large and the structure property is worse. In the process of zinc ingot casting, when the temperature of die is lower, the casting temperature of zinc melt should be lower, too.

zinc ingot die; thermal force behavior; numerical simulation; failure analysis

TG21+3

A

1672?7207（2011）05?1310?06

2010?04?08；

2010?07?15

國家自然科學(xué)基金資助項目（50975291）

嚴宏志（1964?），男，湖南安鄉(xiāng)人，博士，教授，博士生導(dǎo)師，從事機械制造與控制研究；電話：13637315291；E-mail： yhzcsu@163.com