壓鑄模鑲塊的熱疲勞失效行為

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(1. 上海大學(xué) 省部共建高品質(zhì)特殊鋼冶金與制備國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 上海 200072; 2. 上海大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 上海 200072； 3. 天津重型裝備工程研究有限公司, 天津 300457)

壓鑄工藝可以生產(chǎn)出結(jié)構(gòu)復(fù)雜和強(qiáng)度高的零件，在航空和汽車等領(lǐng)域應(yīng)用廣泛。作為壓鑄生產(chǎn)三大要素之一的壓鑄模具，其質(zhì)量對(duì)鑄件和壓鑄成本至關(guān)重要。服役溫度高和內(nèi)部影響機(jī)制復(fù)雜等易導(dǎo)致壓鑄模早期失效[1-3]。熱疲勞失效是壓鑄模具失效的主要形式之一，根據(jù)統(tǒng)計(jì)由熱疲勞導(dǎo)致的模具失效占50%以上[4-6]。壓鑄模在實(shí)際服役過(guò)程中，受到高溫金屬溶液和冷卻液等造成的冷熱交替影響，會(huì)在模具表面產(chǎn)生熱裂紋，最終導(dǎo)致模具熱疲勞開(kāi)裂失效[7-9]。

目前，已有眾多學(xué)者從熱疲勞試驗(yàn)和有限元模擬兩個(gè)方面對(duì)熱疲勞行為展開(kāi)研究。例如，周路海等[10]建立了感應(yīng)加熱循環(huán)過(guò)程的多物理場(chǎng)耦合數(shù)值模型，研究了感應(yīng)加熱循環(huán)過(guò)程中H13鋼試樣溫度的演變規(guī)律和應(yīng)力累積現(xiàn)象，并對(duì)其熱疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)；Qayyum等[11]建立了H13鋼三維楔體熱疲勞裂紋擴(kuò)展的數(shù)值模型，采用圍道積分技術(shù)分析了熱疲勞裂紋的擴(kuò)展行為，討論了熱疲勞裂紋長(zhǎng)度對(duì)J積分和裂紋張開(kāi)位移的影響；Tunthawiroon等[12]對(duì)鋁合金壓鑄模在不同溫度和機(jī)械應(yīng)變下的熱疲勞行為進(jìn)行研究，討論了溫度和機(jī)械應(yīng)變對(duì)熱疲勞壽命的影響，得出了高溫和較大機(jī)械應(yīng)變會(huì)促進(jìn)裂紋萌生和擴(kuò)展，縮短熱疲勞壽命；Lu等[13]結(jié)合熱疲勞試驗(yàn)和有限元仿真，研究了H13鋼在壓鑄過(guò)程中的熱疲勞行為，提出了一種新的壓鑄工藝熱疲勞壽命預(yù)測(cè)模型；Guo等[14]對(duì)壓鑄雙相鋼的熱疲勞失效行為進(jìn)行研究，討論了其疲勞失效主要原因是熱時(shí)效引起鐵素體脆化和奧氏體強(qiáng)化，提出了以?shī)W氏體顯微硬度為變量的熱疲勞壽命預(yù)測(cè)模型。盡管目前針對(duì)熱疲勞的研究已取得了諸多成果，但是由于熱疲勞行為的復(fù)雜性，其潛在的失效機(jī)理仍然未能徹底澄清。

基于以上研究現(xiàn)狀，本文對(duì)工作1200模次后發(fā)生熱疲勞失效的壓鑄模鑲塊進(jìn)行失效機(jī)理分析，同時(shí)采用有限元方法建立了壓鑄過(guò)程的熱-力耦合數(shù)值分析模型，討論了壓鑄模鑲塊在壓鑄服役過(guò)程中溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的演變規(guī)律，并對(duì)其熱疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)，為壓鑄模鑲塊的可靠性設(shè)計(jì)提供借鑒。

1 壓鑄模鑲塊的失效分析

壓鑄模鑲件材料是AISI H13熱作模具鋼，其化學(xué)成分見(jiàn)表1。鑲塊的熱處理工藝為1030 ℃奧氏體化30 min，油淬至室溫，并在600 ℃進(jìn)行兩次回火，經(jīng)熱處理后其硬度為45 HRC，符合回火硬度要求。鑲塊實(shí)際服役1200模次后，在凸臺(tái)轉(zhuǎn)角處出現(xiàn)開(kāi)裂并發(fā)生漏液現(xiàn)象，見(jiàn)圖1(a)；鑲塊設(shè)有冷卻水道見(jiàn)圖1(b)，其距離凸臺(tái)轉(zhuǎn)角區(qū)域的最小距離為5 mm；裂紋源位于模具轉(zhuǎn)角部位，并擴(kuò)展至冷卻水道導(dǎo)致漏液，利用線切割獲得熱疲勞裂紋斷口形貌，見(jiàn)圖1(c)，并進(jìn)行裂紋源附近的顯微組織觀察。采用Nikon LV 159型光學(xué)顯微鏡對(duì)失效鑲塊的裂紋源和基體進(jìn)行顯微組織觀察，見(jiàn)圖2。圖2(a)為鑲塊基體組織，參照NADCA 207-2016Specialqualitydiesteelandheattreatmentacceptancecriteriafordiecastingdies，組織評(píng)級(jí)為HS5級(jí)，為合格組織；圖2(b) 為裂紋源腐蝕態(tài)的顯微組織，未發(fā)現(xiàn)明顯的顯微組織異常；圖2(c)為拋光后裂紋源的顯微組織，裂紋源附近未見(jiàn)鏈狀、團(tuán)簇狀等夾雜物；觀察金相照片可以推斷鑲塊材料的顯微組織符合設(shè)計(jì)要求。

表1 AISI H13熱作模具鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

圖1 失效后的壓鑄模鑲塊形貌 (a)熱疲勞裂紋源；(b)冷卻水道；(c)裂紋斷口形貌Fig.1 Morphologies of the failed die-casting insert (a) thermal fatigue crack source; (b) cooling channel; (c) fracture morphology of crack

圖2 基體和裂紋源的顯微組織 (a)基體；(b)裂紋源；(c)裂紋源拋光態(tài)Fig.2 Microstructure of the crack source and matrix (a) matrix; (b) crack source; (c) crack source polishing state

2 壓鑄模鑲塊失效行為的數(shù)值分析

2.1 熱-力耦合數(shù)值模型

在壓鑄服役過(guò)程中，模鑲塊與外界的瞬態(tài)傳熱過(guò)程可由Fourier方程[15]表述：

(1)

式中：ρ、c和λ分別表示材料的密度、比熱容和熱導(dǎo)率；T表示溫度；t表示時(shí)間；Q表示內(nèi)熱源；在熱傳導(dǎo)初始鑲塊的溫度假設(shè)為均勻分布；鑲塊的凸臺(tái)外表面與冷卻液等周圍環(huán)境的對(duì)流換熱可由牛頓冷卻定律表示：

q=h(Ts-TF)

(2)

式中：q表示對(duì)流傳熱的熱通量，h表示對(duì)流換熱系數(shù)，Ts和TF分別表示鑲塊凸臺(tái)表面溫度和冷卻介質(zhì)溫度；鑲塊與模具之間的熱傳導(dǎo)可表示：

(3)

對(duì)于鑲塊材料，采用Johnson-Cook方程描述其流應(yīng)力行為，本構(gòu)模型[16]為：

(4)

表2 AISI H13鋼的本構(gòu)模型參數(shù)

圖3 AISI H13鋼的熱物性參數(shù)(a)楊氏模量和熱膨脹系數(shù)；(b)熱導(dǎo)率和比熱容Fig.3 Thermal physical parameters of the AISI H13 steel (a) Young’s modulus and coefficient of thermal expansion; (b) thermal conductivity and specific heat capacity

圖4 壓鑄模鑲塊的有限元模型Fig.4 Finite element model of the die-casting insert

圖5 鑲塊工作表面在單個(gè)壓鑄循環(huán)過(guò)程中的溫度演變示意圖Fig.5 Schematic diagram of temperature evolution of insert working surface during a single die-casting cycle

2.2 壓鑄過(guò)程的有限元模擬

本文采用熱-力耦合有限元模型對(duì)循環(huán)壓鑄過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，其中H13鋼鑲塊的密度為7780 kg/m3，屈服和抗拉強(qiáng)度分別為1400 MPa和1650 MPa，泊松比為0.3，其楊氏模量和熱膨脹系數(shù)等熱物性參數(shù)隨溫度的變化如圖3所示[17]；圖4為壓鑄模鑲塊的有限元模型，采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，節(jié)點(diǎn)和單元數(shù)量分別為318 306和223 351個(gè)。圖5為鑲塊工作表面在單個(gè)壓鑄循環(huán)過(guò)程中的溫度演變示意圖。在壓鑄循環(huán)之前，鑲塊在200 ℃進(jìn)行預(yù)熱，隨后670 ℃的鋁液通過(guò)熱流道進(jìn)入型腔，與鑲塊工作表面接觸，同時(shí)25 ℃的冷卻水通過(guò)內(nèi)設(shè)的水道對(duì)鑲塊進(jìn)行降溫，待鑄件凝固脫模后，使用25 ℃的冷卻劑對(duì)鑲塊進(jìn)行噴淋處理，最后合模開(kāi)始下一個(gè)壓鑄循環(huán)。在整個(gè)壓鑄循環(huán)過(guò)程中，鑲塊與周圍環(huán)境的換熱邊界條件假設(shè)為[18]：冷卻水與鑲塊的換熱系數(shù)為3000 W/(m2·K)，模具與鑲塊的換熱系數(shù)為1500 W/(m2·K)，鑄件與鑲塊的換熱系數(shù)1200 W/(m2·K)，冷卻劑與鑲塊的換熱系數(shù)為80 W/ (m2·K)，模具與空氣間的換熱系數(shù)為8 W/(m2·K)。

3 結(jié)果與討論

3.1 溫度場(chǎng)的演變

圖6 壓鑄過(guò)程工作表面的溫度演變 (a)5個(gè)循環(huán)；(b)第5個(gè)循環(huán)Fig.6 Evolution of temperature on the insert’s working surface during die-casting (a) 5 cycles; (b) the 5th cycle

圖6為鑲塊工作表面在壓鑄循環(huán)過(guò)程中溫度隨時(shí)間演變曲線，結(jié)果由試驗(yàn)監(jiān)測(cè)和數(shù)值模擬獲得。由圖6(a)可知，5次壓鑄循環(huán)的溫度演變表現(xiàn)出較好的穩(wěn)定性和重復(fù)性，試驗(yàn)監(jiān)測(cè)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果十分吻合，表明本文建立的熱-力耦合模型可以真實(shí)反映鑲塊熱疲勞服役過(guò)程，具有一定的準(zhǔn)確性。圖6(b)為第5個(gè)壓鑄循環(huán)過(guò)程中工作表面溫度的演變曲線，由圖6(b) 可知，鑲塊從預(yù)熱開(kāi)始伴隨著冷卻液的冷卻作用，使得工作表面溫度在82 ℃趨于穩(wěn)定，在10 s后高溫鋁液快速注入型腔與鑲塊工作面接觸，使溫度在第14 s時(shí)以74.5 ℃/s的速度快速升至380 ℃，高溫鋁液繼續(xù)對(duì)鑲塊進(jìn)行熱傳遞，同時(shí)伴隨著冷卻液不斷吸收熱量，使得溫度以2.7 ℃/s的速度緩慢上升，在第40 s時(shí)到達(dá)最高溫450 ℃，鑲塊心表溫差進(jìn)一步縮小，之后取出壓鑄件并在第44～50 s期間對(duì)模具進(jìn)行噴涂處理，溫度以36.33 ℃/s的速度從418 ℃快速降至200 ℃，第60 s溫度恢復(fù)到預(yù)熱溫度106 ℃。為進(jìn)一步探討鑲塊工作表面溫度演變規(guī)律，圖7為鑲塊在第5個(gè)壓鑄循環(huán)過(guò)程中重要時(shí)刻的溫度場(chǎng)演變?cè)茍D。由圖7可知，高溫基本分布在凸臺(tái)工作表面區(qū)域，第40 s達(dá)到最高溫度450 ℃，為紅色區(qū)域所示；第14、40、44 s的溫度云圖分布，表示凸臺(tái)工作面附近等溫線密集，遠(yuǎn)離凸臺(tái)區(qū)域等溫線較稀疏，說(shuō)明鑲塊實(shí)際服役過(guò)程中工作表面和其周圍區(qū)域存在較大的溫度梯度。

3.2 應(yīng)力場(chǎng)的演變

圖7 壓鑄模鑲塊第5個(gè)壓鑄循環(huán)重要時(shí)刻的溫度演變Fig.7 Temperature evolution at important moments in the 5th die-casting cycle of the die-casting insert

在壓鑄過(guò)程中，鑲塊工作表面為熱疲勞評(píng)級(jí)的關(guān)鍵區(qū)域，根據(jù)鑲塊的實(shí)際壁厚和失效位置，對(duì)圖8標(biāo)記處(P1、P2位于薄壁位置，分別距離冷卻水道5 mm和5.5 mm，P3位于厚壁位置，距離冷卻水道7 mm)的等效應(yīng)力進(jìn)行監(jiān)測(cè)，應(yīng)力演變曲線如圖9所示。圖9(a)為P1、P2和P3在5個(gè)壓鑄循環(huán)內(nèi)的應(yīng)力演變過(guò)程。由圖9(a)可知，P1、P2和P3的等效應(yīng)力在不同壓鑄循環(huán)過(guò)程中都具有相似的變化規(guī)律，但其等效應(yīng)力最大值都具有一定的差異性，數(shù)值模擬結(jié)果具有良好的穩(wěn)定性。圖9(b)為第5個(gè)壓鑄循環(huán)過(guò)程中P1、P2和P3的等效應(yīng)力演變示意圖。由圖9(b)可知，鑲塊在初始10 s的預(yù)熱階段，應(yīng)力較小且保持穩(wěn)定趨勢(shì)，分別為54.2、46.5和56.1 MPa；在670 ℃鋁液的沖刷和冷卻液的急冷下，工作表面溫度快速升高，在第14 s時(shí)溫度以74.5 ℃/s快速上升至380 ℃，由于鑲塊表面受熱膨脹且心部收縮，使得心表溫度梯度快速升高，應(yīng)力達(dá)到峰值，分別為788.5、622.3和288.8 MPa；由于熱量從鑲塊工作表面不斷地向模具內(nèi)部擴(kuò)散，同時(shí)冷卻液持續(xù)冷卻，使心表溫度梯度開(kāi)始不斷減小，應(yīng)力開(kāi)始下降；第44 s時(shí)模具受到噴涂處理，使得工作表面溫度從418 ℃以36.33 ℃/s 降至200 ℃，再次造成溫度梯度增加，應(yīng)力快速升高，在第44 s分別上升到480.2、440.1和188.9 MPa；隨后冷卻液占主導(dǎo)作用，使得鑲塊心表溫度梯度再次下降，應(yīng)力繼續(xù)呈現(xiàn)遞減效應(yīng)，第50 s停止噴涂并進(jìn)行合模，應(yīng)力趨于穩(wěn)定，分別為204.1、180.2和82.2 MPa。

圖8 等效應(yīng)力采集點(diǎn)示意圖Fig.8 Schematic diagram of effective stress collection points

圖9 工作表面(圖8中P1、P2和P3)的應(yīng)力演變過(guò)程 (a)5個(gè)循環(huán)；(b)第5個(gè)循環(huán)Fig.9 Stress evolution of the working surface (P1, P2 and P3 in Fig.8)(a) 5 cycles; (b) the 5th cycle

圖10 壓鑄模鑲塊第5個(gè)壓鑄循環(huán)重要時(shí)刻的應(yīng)力演變Fig.10 Stress evolution at important moments in the 5th die-casting cycle of the die-casting insert

圖10為鑲塊在第5個(gè)壓鑄循環(huán)過(guò)程中重要時(shí)刻的應(yīng)力演變?cè)茍D。由圖10可知，鑲塊凸臺(tái)轉(zhuǎn)角位置易出現(xiàn)應(yīng)力集中。第14 s時(shí)凸臺(tái)轉(zhuǎn)角區(qū)域應(yīng)力最高，由紅色區(qū)域所示，P1、P2處的最大等效應(yīng)力值分別為788.5和622.3 MPa，明顯高于P3的應(yīng)力值288.8 MPa。P1和P2位于鑲塊凸臺(tái)轉(zhuǎn)角處，由于冷卻水道的存在，使得此處壁厚較薄，易發(fā)生應(yīng)力集中，雖然最高應(yīng)力值未超過(guò)材料的屈服強(qiáng)度，但隨著壓鑄過(guò)程的不斷循環(huán)，工作表面會(huì)受到拉應(yīng)力和壓應(yīng)力的交替作用，應(yīng)力損傷會(huì)在凸臺(tái)轉(zhuǎn)角處不斷積累，鑲塊由于包辛格效應(yīng)抵抗變形的能力下降，而發(fā)生塑性變形、裂紋萌生和擴(kuò)散，直到鑲塊漏液失效。

3.3 熱疲勞壽命預(yù)測(cè)

關(guān)于熱疲勞的壽命預(yù)測(cè)模型主要包括損傷累積和唯象壽命模型兩種類型[9]。本文將試驗(yàn)和仿真結(jié)果作為相關(guān)參數(shù)代入熱疲勞壽命預(yù)測(cè)模型中，并借助有限元軟件實(shí)現(xiàn)熱疲勞壽命預(yù)測(cè)。一般認(rèn)為，壓鑄模熱疲勞屬于低周疲勞范疇[19-20]，本文根據(jù)經(jīng)典的低周疲勞壽命預(yù)測(cè)模型Manson-Coffin模型(簡(jiǎn)稱M-C模型)對(duì)熱疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)：

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

圖11 壓鑄模鑲塊的熱疲勞壽命云圖Fig.11 Thermal fatigue life contour of the die-casting insert

為提高鑲塊熱疲勞壽命，建議增加材料壁厚以獲得更強(qiáng)的力學(xué)性能，冷卻流道設(shè)計(jì)并非冷卻速度越快越好(溫度均勻才能盡量消除熱應(yīng)力)，模具轉(zhuǎn)角處倒角適當(dāng)增加以緩解應(yīng)力集中(工件尺寸可以機(jī)加工控制)。

4 結(jié)論

1) 對(duì)服役早期失效的壓鑄模鑲塊進(jìn)行試驗(yàn)分析。通過(guò)試驗(yàn)測(cè)定，材料的成分、硬度均屬于正常范圍內(nèi)，并對(duì)失效位置進(jìn)行金相分析，觀察得到的微觀組織均勻分布，組織評(píng)級(jí)為HS5級(jí)，為合格組織。推斷鑲塊早期失效的原因是服役環(huán)境惡化和冷卻流道的不當(dāng)設(shè)計(jì)。

2) 建立熱-力耦合數(shù)值模型，獲得鑲塊溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)演變規(guī)律。鋁液進(jìn)入型腔，鑲塊工作表面溫度以74.5 ℃/s升溫速率快速上升到380 ℃，此時(shí)心表溫度梯度快速升高，應(yīng)力達(dá)到峰值，在凸臺(tái)轉(zhuǎn)角P1處出現(xiàn)最大等效應(yīng)力788.5 MPa；鑲塊受到噴淋處理，工作表面溫度從418 ℃以36.33 ℃/s冷卻速率降至200 ℃，應(yīng)力再次升高；結(jié)合溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的求解結(jié)果，表明應(yīng)力場(chǎng)分布隨著溫度的上升或下降發(fā)生變化，鑲塊凸臺(tái)轉(zhuǎn)角處易產(chǎn)生明顯的應(yīng)力集中，雖然單次應(yīng)力未達(dá)到材料的抗拉強(qiáng)度，但在千百次的循環(huán)應(yīng)力載荷下，必然導(dǎo)致熱疲勞失效。

3) 基于壓鑄模鑲塊的材料參數(shù)和模擬結(jié)果，結(jié)合熱疲勞壽命預(yù)測(cè)M-C模型，對(duì)鑲塊服役環(huán)境下熱疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)，預(yù)測(cè)結(jié)果為1651次，與實(shí)際服役1200次失效相符，表明本文所建立的熱-力耦合數(shù)值模型具有可靠性。