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    壓鑄模鑲塊的熱疲勞失效行為

    2022-03-16 07:00:42,,,
    金屬熱處理 2022年2期
    關(guān)鍵詞:鑲塊壓鑄模壽命

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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。

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