压铸模镶块的热疲劳失效行为

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(1. 上海大学 省部共建高品质特殊钢冶金与制备国家重点实验室, 上海 200072; 2. 上海大学 材料科学与工程学院, 上海 200072； 3. 天津重型装备工程研究有限公司, 天津 300457)

压铸工艺可以生产出结构复杂和强度高的零件，在航空和汽车等领域应用广泛。作为压铸生产三大要素之一的压铸模具，其质量对铸件和压铸成本至关重要。服役温度高和内部影响机制复杂等易导致压铸模早期失效[1-3]。热疲劳失效是压铸模具失效的主要形式之一，根据统计由热疲劳导致的模具失效占50%以上[4-6]。压铸模在实际服役过程中，受到高温金属溶液和冷却液等造成的冷热交替影响，会在模具表面产生热裂纹，最终导致模具热疲劳开裂失效[7-9]。

目前，已有众多学者从热疲劳试验和有限元模拟两个方面对热疲劳行为展开研究。例如，周路海等[10]建立了感应加热循环过程的多物理场耦合数值模型，研究了感应加热循环过程中H13钢试样温度的演变规律和应力累积现象，并对其热疲劳寿命进行预测；Qayyum等[11]建立了H13钢三维楔体热疲劳裂纹扩展的数值模型，采用围道积分技术分析了热疲劳裂纹的扩展行为，讨论了热疲劳裂纹长度对J积分和裂纹张开位移的影响；Tunthawiroon等[12]对铝合金压铸模在不同温度和机械应变下的热疲劳行为进行研究，讨论了温度和机械应变对热疲劳寿命的影响，得出了高温和较大机械应变会促进裂纹萌生和扩展，缩短热疲劳寿命；Lu等[13]结合热疲劳试验和有限元仿真，研究了H13钢在压铸过程中的热疲劳行为，提出了一种新的压铸工艺热疲劳寿命预测模型；Guo等[14]对压铸双相钢的热疲劳失效行为进行研究，讨论了其疲劳失效主要原因是热时效引起铁素体脆化和奥氏体强化，提出了以奥氏体显微硬度为变量的热疲劳寿命预测模型。尽管目前针对热疲劳的研究已取得了诸多成果，但是由于热疲劳行为的复杂性，其潜在的失效机理仍然未能彻底澄清。

基于以上研究现状，本文对工作1200模次后发生热疲劳失效的压铸模镶块进行失效机理分析，同时采用有限元方法建立了压铸过程的热-力耦合数值分析模型，讨论了压铸模镶块在压铸服役过程中温度场和应力场的演变规律，并对其热疲劳寿命进行预测，为压铸模镶块的可靠性设计提供借鉴。

1 压铸模镶块的失效分析

压铸模镶件材料是AISI H13热作模具钢，其化学成分见表1。镶块的热处理工艺为1030 ℃奥氏体化30 min，油淬至室温，并在600 ℃进行两次回火，经热处理后其硬度为45 HRC，符合回火硬度要求。镶块实际服役1200模次后，在凸台转角处出现开裂并发生漏液现象，见图1(a)；镶块设有冷却水道见图1(b)，其距离凸台转角区域的最小距离为5 mm；裂纹源位于模具转角部位，并扩展至冷却水道导致漏液，利用线切割获得热疲劳裂纹断口形貌，见图1(c)，并进行裂纹源附近的显微组织观察。采用Nikon LV 159型光学显微镜对失效镶块的裂纹源和基体进行显微组织观察，见图2。图2(a)为镶块基体组织，参照NADCA 207-2016Specialqualitydiesteelandheattreatmentacceptancecriteriafordiecastingdies，组织评级为HS5级，为合格组织；图2(b) 为裂纹源腐蚀态的显微组织，未发现明显的显微组织异常；图2(c)为抛光后裂纹源的显微组织，裂纹源附近未见链状、团簇状等夹杂物；观察金相照片可以推断镶块材料的显微组织符合设计要求。

表1 AISI H13热作模具钢的化学成分(质量分数，%)

图1 失效后的压铸模镶块形貌 (a)热疲劳裂纹源；(b)冷却水道；(c)裂纹断口形貌Fig.1 Morphologies of the failed die-casting insert (a) thermal fatigue crack source; (b) cooling channel; (c) fracture morphology of crack

图2 基体和裂纹源的显微组织 (a)基体；(b)裂纹源；(c)裂纹源抛光态Fig.2 Microstructure of the crack source and matrix (a) matrix; (b) crack source; (c) crack source polishing state

2 压铸模镶块失效行为的数值分析

2.1 热-力耦合数值模型

在压铸服役过程中，模镶块与外界的瞬态传热过程可由Fourier方程[15]表述：

(1)

式中：ρ、c和λ分别表示材料的密度、比热容和热导率；T表示温度；t表示时间；Q表示内热源；在热传导初始镶块的温度假设为均匀分布；镶块的凸台外表面与冷却液等周围环境的对流换热可由牛顿冷却定律表示：

q=h(Ts-TF)

(2)

式中：q表示对流传热的热通量，h表示对流换热系数，Ts和TF分别表示镶块凸台表面温度和冷却介质温度；镶块与模具之间的热传导可表示：

(3)

对于镶块材料，采用Johnson-Cook方程描述其流应力行为，本构模型[16]为：

(4)

表2 AISI H13钢的本构模型参数

图3 AISI H13钢的热物性参数(a)杨氏模量和热膨胀系数；(b)热导率和比热容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

图4 压铸模镶块的有限元模型Fig.4 Finite element model of the die-casting insert

图5 镶块工作表面在单个压铸循环过程中的温度演变示意图Fig.5 Schematic diagram of temperature evolution of insert working surface during a single die-casting cycle

2.2 压铸过程的有限元模拟

本文采用热-力耦合有限元模型对循环压铸过程进行数值模拟，其中H13钢镶块的密度为7780 kg/m3，屈服和抗拉强度分别为1400 MPa和1650 MPa，泊松比为0.3，其杨氏模量和热膨胀系数等热物性参数随温度的变化如图3所示[17]；图4为压铸模镶块的有限元模型，采用四面体网格进行划分，节点和单元数量分别为318 306和223 351个。图5为镶块工作表面在单个压铸循环过程中的温度演变示意图。在压铸循环之前，镶块在200 ℃进行预热，随后670 ℃的铝液通过热流道进入型腔，与镶块工作表面接触，同时25 ℃的冷却水通过内设的水道对镶块进行降温，待铸件凝固脱模后，使用25 ℃的冷却剂对镶块进行喷淋处理，最后合模开始下一个压铸循环。在整个压铸循环过程中，镶块与周围环境的换热边界条件假设为[18]：冷却水与镶块的换热系数为3000 W/(m2·K)，模具与镶块的换热系数为1500 W/(m2·K)，铸件与镶块的换热系数1200 W/(m2·K)，冷却剂与镶块的换热系数为80 W/ (m2·K)，模具与空气间的换热系数为8 W/(m2·K)。

3 结果与讨论

3.1 温度场的演变

图6 压铸过程工作表面的温度演变 (a)5个循环；(b)第5个循环Fig.6 Evolution of temperature on the insert’s working surface during die-casting (a) 5 cycles; (b) the 5th cycle

图6为镶块工作表面在压铸循环过程中温度随时间演变曲线，结果由试验监测和数值模拟获得。由图6(a)可知，5次压铸循环的温度演变表现出较好的稳定性和重复性，试验监测结果和数值模拟结果十分吻合，表明本文建立的热-力耦合模型可以真实反映镶块热疲劳服役过程，具有一定的准确性。图6(b)为第5个压铸循环过程中工作表面温度的演变曲线，由图6(b) 可知，镶块从预热开始伴随着冷却液的冷却作用，使得工作表面温度在82 ℃趋于稳定，在10 s后高温铝液快速注入型腔与镶块工作面接触，使温度在第14 s时以74.5 ℃/s的速度快速升至380 ℃，高温铝液继续对镶块进行热传递，同时伴随着冷却液不断吸收热量，使得温度以2.7 ℃/s的速度缓慢上升，在第40 s时到达最高温450 ℃，镶块心表温差进一步缩小，之后取出压铸件并在第44～50 s期间对模具进行喷涂处理，温度以36.33 ℃/s的速度从418 ℃快速降至200 ℃，第60 s温度恢复到预热温度106 ℃。为进一步探讨镶块工作表面温度演变规律，图7为镶块在第5个压铸循环过程中重要时刻的温度场演变云图。由图7可知，高温基本分布在凸台工作表面区域，第40 s达到最高温度450 ℃，为红色区域所示；第14、40、44 s的温度云图分布，表示凸台工作面附近等温线密集，远离凸台区域等温线较稀疏，说明镶块实际服役过程中工作表面和其周围区域存在较大的温度梯度。

3.2 应力场的演变

图7 压铸模镶块第5个压铸循环重要时刻的温度演变Fig.7 Temperature evolution at important moments in the 5th die-casting cycle of the die-casting insert

在压铸过程中，镶块工作表面为热疲劳评级的关键区域，根据镶块的实际壁厚和失效位置，对图8标记处(P1、P2位于薄壁位置，分别距离冷却水道5 mm和5.5 mm，P3位于厚壁位置，距离冷却水道7 mm)的等效应力进行监测，应力演变曲线如图9所示。图9(a)为P1、P2和P3在5个压铸循环内的应力演变过程。由图9(a)可知，P1、P2和P3的等效应力在不同压铸循环过程中都具有相似的变化规律，但其等效应力最大值都具有一定的差异性，数值模拟结果具有良好的稳定性。图9(b)为第5个压铸循环过程中P1、P2和P3的等效应力演变示意图。由图9(b)可知，镶块在初始10 s的预热阶段，应力较小且保持稳定趋势，分别为54.2、46.5和56.1 MPa；在670 ℃铝液的冲刷和冷却液的急冷下，工作表面温度快速升高，在第14 s时温度以74.5 ℃/s快速上升至380 ℃，由于镶块表面受热膨胀且心部收缩，使得心表温度梯度快速升高，应力达到峰值，分别为788.5、622.3和288.8 MPa；由于热量从镶块工作表面不断地向模具内部扩散，同时冷却液持续冷却，使心表温度梯度开始不断减小，应力开始下降；第44 s时模具受到喷涂处理，使得工作表面温度从418 ℃以36.33 ℃/s 降至200 ℃，再次造成温度梯度增加，应力快速升高，在第44 s分别上升到480.2、440.1和188.9 MPa；随后冷却液占主导作用，使得镶块心表温度梯度再次下降，应力继续呈现递减效应，第50 s停止喷涂并进行合模，应力趋于稳定，分别为204.1、180.2和82.2 MPa。

图8 等效应力采集点示意图Fig.8 Schematic diagram of effective stress collection points

图9 工作表面(图8中P1、P2和P3)的应力演变过程 (a)5个循环；(b)第5个循环Fig.9 Stress evolution of the working surface (P1, P2 and P3 in Fig.8)(a) 5 cycles; (b) the 5th cycle

图10 压铸模镶块第5个压铸循环重要时刻的应力演变Fig.10 Stress evolution at important moments in the 5th die-casting cycle of the die-casting insert

图10为镶块在第5个压铸循环过程中重要时刻的应力演变云图。由图10可知，镶块凸台转角位置易出现应力集中。第14 s时凸台转角区域应力最高，由红色区域所示，P1、P2处的最大等效应力值分别为788.5和622.3 MPa，明显高于P3的应力值288.8 MPa。P1和P2位于镶块凸台转角处，由于冷却水道的存在，使得此处壁厚较薄，易发生应力集中，虽然最高应力值未超过材料的屈服强度，但随着压铸过程的不断循环，工作表面会受到拉应力和压应力的交替作用，应力损伤会在凸台转角处不断积累，镶块由于包辛格效应抵抗变形的能力下降，而发生塑性变形、裂纹萌生和扩散，直到镶块漏液失效。

3.3 热疲劳寿命预测

关于热疲劳的寿命预测模型主要包括损伤累积和唯象寿命模型两种类型[9]。本文将试验和仿真结果作为相关参数代入热疲劳寿命预测模型中，并借助有限元软件实现热疲劳寿命预测。一般认为，压铸模热疲劳属于低周疲劳范畴[19-20]，本文根据经典的低周疲劳寿命预测模型Manson-Coffin模型(简称M-C模型)对热疲劳寿命进行预测：

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

图11 压铸模镶块的热疲劳寿命云图Fig.11 Thermal fatigue life contour of the die-casting insert

为提高镶块热疲劳寿命，建议增加材料壁厚以获得更强的力学性能，冷却流道设计并非冷却速度越快越好(温度均匀才能尽量消除热应力)，模具转角处倒角适当增加以缓解应力集中(工件尺寸可以机加工控制)。

4 结论

1) 对服役早期失效的压铸模镶块进行试验分析。通过试验测定，材料的成分、硬度均属于正常范围内，并对失效位置进行金相分析，观察得到的微观组织均匀分布，组织评级为HS5级，为合格组织。推断镶块早期失效的原因是服役环境恶化和冷却流道的不当设计。

2) 建立热-力耦合数值模型，获得镶块温度场和应力场演变规律。铝液进入型腔，镶块工作表面温度以74.5 ℃/s升温速率快速上升到380 ℃，此时心表温度梯度快速升高，应力达到峰值，在凸台转角P1处出现最大等效应力788.5 MPa；镶块受到喷淋处理，工作表面温度从418 ℃以36.33 ℃/s冷却速率降至200 ℃，应力再次升高；结合温度场和应力场的求解结果，表明应力场分布随着温度的上升或下降发生变化，镶块凸台转角处易产生明显的应力集中，虽然单次应力未达到材料的抗拉强度，但在千百次的循环应力载荷下，必然导致热疲劳失效。

3) 基于压铸模镶块的材料参数和模拟结果，结合热疲劳寿命预测M-C模型，对镶块服役环境下热疲劳寿命进行预测，预测结果为1651次，与实际服役1200次失效相符，表明本文所建立的热-力耦合数值模型具有可靠性。