張永強(qiáng) 徐國財(cái) 左鵬鵬 黎軍頑 吳曉春

(1. 大冶特殊鋼有限公司, 湖北 黃石 435001; 2. 上海大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院, 上海 200444;3. 省部共建高品質(zhì)特殊鋼冶金與制備國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 上海 200444)

H13熱作模具鋼具有良好的強(qiáng)度和韌性，被廣泛用于制作壓鑄、擠出和鍛造模具，由于使用條件嚴(yán)酷，模具會發(fā)生不同形式的失效[1]。例如，在壓鑄過程中，與金屬液直接接觸的模具表面同時受到熱和應(yīng)力的強(qiáng)烈作用，會使模具因熱疲勞和溶蝕而失效[2]；在熱擠壓過程中，模具除了承受長時間的熱作用外還承受不斷增大的機(jī)械載荷[3]，紅熱金屬與模具產(chǎn)生嚴(yán)重的摩擦熱，導(dǎo)致模具磨損[4]；在熱鍛過程中，模具拐角處往往會產(chǎn)生應(yīng)力集中，從而過早出現(xiàn)微裂紋，導(dǎo)致模具斷裂[5]。熱作模具在使用中不僅受到熱的作用，還承受較大的外加載荷，僅將模具的失效歸因于熱疲勞是片面的，因此研究人員開始嘗試將用于研究高溫合金失效的熱- 機(jī)械疲勞(thermo- mechanical fatigue, TMF)試驗(yàn)應(yīng)用于H13鋼熱作模具的失效分析。例如，方健儒等[6]研究了熱作模具鋼在控制應(yīng)力幅條件下的等溫疲勞和同相位 (in- phase, IP) 的熱- 機(jī)械疲勞壽命，發(fā)現(xiàn)，應(yīng)力幅相同，同相(IP)熱- 機(jī)械疲勞壽命低于上限溫度的等溫疲勞壽命；Chen等[7]基于連續(xù)損傷模型研究了H13鋼在疲勞- 蠕變交互作用下的損傷行為，并通過500 ℃等溫疲勞和疲勞- 蠕變試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，指出采用疲勞- 蠕變循環(huán)中累積塑性應(yīng)變描述損傷更為合理；左鵬鵬等[8]基于應(yīng)變控制的熱- 機(jī)械疲勞試驗(yàn)，研究了4Cr5MoSiV1鋼的同相(IP)和反相(out- of- phase, OP)熱- 機(jī)械疲勞滯后回線的變化，認(rèn)為材料的微觀組織(含高密度位錯的板條馬氏體和彌散分布的碳化物)隨循環(huán)次數(shù)的增加而發(fā)生循環(huán)軟化，并對其熱- 機(jī)械疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測。

本文根據(jù)ASTM E2368- 10熱- 機(jī)械疲勞試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)[9]，采用MTS熱- 機(jī)械疲勞試驗(yàn)機(jī)對H13熱作模具鋼在200～600 ℃、機(jī)械應(yīng)變?yōu)?.7%和0.9%的條件下進(jìn)行了熱- 機(jī)械疲勞試驗(yàn)，根據(jù)循環(huán)損傷理論分析了鋼的熱- 機(jī)械疲勞損傷，并結(jié)合唯象壽命模型預(yù)測了鋼的熱- 機(jī)械疲勞壽命。

1 試驗(yàn)材料與過程

1.1 試樣

試驗(yàn)用H13鋼采用電爐熔煉并經(jīng)電渣重熔，化學(xué)成分如表1所示。熱處理工藝：在真空爐中1 030 ℃奧氏體化30 min油淬，隨后590 ℃×2 h回火2次，硬度為(46±1.0) HRC。熱- 機(jī)械疲勞試驗(yàn)試樣的幾何尺寸如圖1所示。

表1 試驗(yàn)用H13鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of the investigated H13 steel (mass fraction) %

圖1 熱- 機(jī)械疲勞試驗(yàn)試樣Fig.1 Thermo- mechanical fatigue test specimen

1.2 試驗(yàn)過程

按ASTM E2368- 10熱- 機(jī)械疲試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)要求，采用MTS Landmark 370.10型熱- 機(jī)械疲勞試驗(yàn)機(jī)對H13鋼進(jìn)行熱- 機(jī)械疲勞試驗(yàn)。試樣標(biāo)距為12 mm，感應(yīng)加熱，冷卻介質(zhì)為壓縮空氣。在熱- 機(jī)械試驗(yàn)加載中，總應(yīng)變(εTot)與機(jī)械應(yīng)變(εM)和熱應(yīng)變(εTh)之間的關(guān)系如式(1)和式(2)所示：

εTot=εM+εTh

(1)

εTh=α(T-T0)

(2)

式中：α為熱膨脹系數(shù)，T為試樣溫度，T0為參考溫度。采用式(2)標(biāo)定熱應(yīng)變，熱膨脹系數(shù)α為1.49×10-5/℃。采用典型的同相位(φ=0°, IP)和反相位(φ=180°, OP)兩種載荷模式進(jìn)行試驗(yàn)，如圖2所示。試驗(yàn)溫度為200～600 ℃，參考溫度為400 ℃，機(jī)械應(yīng)變?yōu)?.7%和0.9%，應(yīng)變比R為-1，循環(huán)周期為200 s，試驗(yàn)至試樣斷裂。

圖2 同相(IP)和反相(OP)熱- 機(jī)械疲勞試驗(yàn)示意圖Fig.2 Schematic of in- phase (IP) and out- of- phase (OP) thermo- mechanical fatigue tests

2 結(jié)果與分析

2.1 應(yīng)力- 應(yīng)變響應(yīng)行為

圖3是機(jī)械應(yīng)變?yōu)?.7%和0.9%，在同相(IP)和反相(OP)加載條件下第一、第二和半壽命周期的應(yīng)力- 應(yīng)變響應(yīng)曲線。同相(IP)加載時，溫度和機(jī)械應(yīng)變同時達(dá)到最大或最小值，反相(OP)加載則相反。盡管加載過程中機(jī)械應(yīng)變保持良好的對稱性，但無論是在同相(IP)還是反相(OP)加載情況下，試樣的最大拉應(yīng)力和最大壓應(yīng)力都顯示出了明顯的不對稱性，并且這種應(yīng)力的不對稱出現(xiàn)在每一個熱- 機(jī)械循環(huán)中，這與H13鋼在不同溫度的抗拉強(qiáng)度和楊氏模量密切相關(guān)。在相同的應(yīng)變載荷下，低溫(200 ℃)時材料的形變抗力較大，所需的應(yīng)力也較大，應(yīng)力- 應(yīng)變響應(yīng)曲線表現(xiàn)出明顯的加工硬化和應(yīng)力松弛。同相(IP)加載時，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，材料每個循環(huán)周發(fā)生的塑性應(yīng)變也隨之增大；在反相(OP)加載時，對應(yīng)循環(huán)周的塑性應(yīng)變大致相當(dāng)。機(jī)械應(yīng)變的增加使對應(yīng)循環(huán)周的塑性應(yīng)變明顯增大，導(dǎo)致材料的損傷加劇，高溫和低溫半周材料都產(chǎn)生塑性應(yīng)變，高溫半周明顯大于低溫半周。

圖3 第一、二和半壽命周時H13鋼的應(yīng)力- 應(yīng)變曲線Fig.3 Stress- strain curves at the time of first, second and half life cycles for H13 steel

2.2 循環(huán)損傷

張哲峰等[10- 11]在研究材料的低周疲勞時提出以能量作為主要損傷參量的滯回能模型，并建立了循環(huán)滯回能與損傷參數(shù)之間的關(guān)系：

(3)

式中：Di和Wi分別為第i周的損傷參數(shù)和滯回能；W0和β為材料常數(shù)，W0被定義為材料的本征疲勞韌度，β為損傷轉(zhuǎn)化指數(shù)。根據(jù)上述模型，當(dāng)損傷參數(shù)疊加得到的D值達(dá)到1時材料就發(fā)生破壞。如圖4所示，第i周的滯回能Wi與該周的應(yīng)力和應(yīng)變范圍存在如下線性關(guān)系：

(4)

圖5表示H13鋼試樣滯回能隨熱- 機(jī)械循環(huán)周次的變化。由圖5可知，滯回能隨熱- 機(jī)械循環(huán)次數(shù)的增加而增加，到達(dá)一定的循環(huán)周次后突降，試樣經(jīng)歷了明顯的損傷累積和疲勞失效過程。不同循環(huán)次數(shù)時的應(yīng)力- 應(yīng)變響應(yīng)曲線的形狀由“細(xì)長形”向“扁平形”轉(zhuǎn)變，最后呈完全不同于正常循環(huán)的畸形。在相同的機(jī)械應(yīng)變條件下，不同相位加載時，相同的循環(huán)次數(shù)對應(yīng)的滯回能大小略有差異，同相(IP)熱- 機(jī)械疲勞稍大于反相(OP)熱- 機(jī)械疲勞。例如，機(jī)械應(yīng)變?yōu)?.7%、熱- 機(jī)械循環(huán)200周次時，同相(IP)熱- 機(jī)械疲勞的滯回能為7.434 4 MJ/m3，反相(OP)熱- 機(jī)械疲勞的滯回能為6.908 8 MJ/m3。當(dāng)溫度和機(jī)械應(yīng)變相位相同時，機(jī)械應(yīng)變越大，對應(yīng)的滯回能也越大。例如，機(jī)械應(yīng)變?yōu)?.7%和0.9%、熱- 機(jī)械循環(huán)200周次時，同相(IP)熱- 機(jī)械疲勞的滯回能分別為7.434 4和11.726 6 MJ/m3，兩者相差約4.292 2 MJ/m3。反相(OP)熱- 機(jī)械疲勞的情況也相同。滯回能不僅局限于其數(shù)值的大小，更重要的是其與疲勞壽命的關(guān)系，當(dāng)滯回能曲線從“水平”轉(zhuǎn)變?yōu)椤柏Q直”時，該區(qū)間對應(yīng)的循環(huán)周次近似地反映了H13鋼的熱- 機(jī)械疲勞壽命。

圖4 滯回能與應(yīng)力- 應(yīng)變范圍的關(guān)系Fig.4 Relation of the hysteresis energy to the stress- strain range

圖5 熱- 機(jī)械疲勞過程中H13鋼試樣滯回能隨循環(huán)次數(shù)的變化Fig.5 Variation of the hysteresis energy with the number of cycles during the thermo- mechanical fatigue test for H13 steel specimens

2.3 疲勞壽命

由于熱- 機(jī)械疲勞的復(fù)雜性，迄今未有統(tǒng)一的模型能準(zhǔn)確預(yù)測材料的熱- 機(jī)械疲勞壽命。在熱- 機(jī)械疲勞壽命預(yù)測模型中，基于能量建立的拉伸遲滯能(Ostergren)模型[12- 13]被認(rèn)為較適合于預(yù)測熱- 機(jī)械疲勞壽命。Ostergren模型采用凈拉伸滯后能(σtmax·Δεin)表征疲勞損傷，認(rèn)為材料的疲勞壽命主要是非彈性應(yīng)變和循環(huán)拉應(yīng)力共同作用的結(jié)果，其數(shù)學(xué)模型為：

(σtmax·Δεin)·Nfm=C

(5)

式中：σtmax為最大拉應(yīng)力，Δεin為非彈性應(yīng)變范圍，Nf為斷裂時的循環(huán)周次，m和C為材料常數(shù)。該模型中應(yīng)力和應(yīng)變參數(shù)取自半壽命周期應(yīng)力- 應(yīng)變響應(yīng)曲線。由此建立的H13鋼的同相(IP)和反相(OP)熱- 機(jī)械疲勞壽命的預(yù)測模型如下：

IP- TMF:

(σtmax·Δεin)·Nf1.098 4=1 672.553 43

(6)

OP- TMF:

(σtmax·Δεin)·Nf1.124 68=3 404.709 0

(7)

試驗(yàn)測定和預(yù)測的機(jī)械應(yīng)變?yōu)?.7%和0.9%時H13鋼的熱- 機(jī)械疲勞壽命如圖6所示。圖6中表明：(1) 機(jī)械應(yīng)變相同，鋼的同相(IP)與反相(OP)熱- 機(jī)械疲勞壽命稍有差異，前者略大于后者；(2) 相位相同，隨著機(jī)械應(yīng)變的增大，鋼的熱- 機(jī)械疲勞壽命明顯降低。例如，實(shí)測的機(jī)械應(yīng)變?yōu)?.7%和0.9%的同相(IP)熱- 機(jī)械疲勞壽命分別為287和207周次，后者下降了約27.9%；(3) 根據(jù)Ostergren壽命預(yù)測模型預(yù)測的機(jī)械應(yīng)變?yōu)?.7%和0.9%的同相(IP)和反相(OP)熱- 機(jī)械疲勞壽命分別為323、313周次和198、194周次，實(shí)測和預(yù)測的同相(IP)和反相(OP)熱- 機(jī)械疲勞壽命均比較吻合。

圖6 試驗(yàn)測定和預(yù)測的H13鋼的熱- 機(jī)械疲勞壽命Fig.6 Thermo- mechanical fatigue lives of H13 steel obtained from the test and the prediction

3 結(jié)論

(1)在同相(IP)和反相(OP)熱- 機(jī)械疲勞過程中，盡管機(jī)械應(yīng)變保持了良好的對稱性，但應(yīng)力- 應(yīng)變響應(yīng)曲線明顯不對稱。隨著機(jī)械應(yīng)變的增大，材料的損傷加劇，在應(yīng)力- 應(yīng)變響應(yīng)曲線的高溫和低溫半周均產(chǎn)生塑性應(yīng)變，且高溫半周明顯大于低溫半周。

(2)熱- 機(jī)械循環(huán)過程中，滯回能隨循環(huán)次數(shù)的增加而增大，達(dá)到一定的循環(huán)周次后出現(xiàn)突降，應(yīng)力- 應(yīng)變響應(yīng)曲線從細(xì)長形轉(zhuǎn)變?yōu)楸馄叫?，最后呈完全不同于正常循環(huán)時的畸形，H13鋼經(jīng)歷了明顯的損傷積累和疲勞失效過程。

(3)機(jī)械應(yīng)變?yōu)?.7%的H13鋼，根據(jù)Ostergren壽命模型預(yù)測的同相(IP)和反相(OP)熱- 機(jī)械疲勞壽命分別為323和313周次，而機(jī)械應(yīng)變?yōu)?.9%的H13鋼，預(yù)測的同相(IP)和反相(OP)熱- 機(jī)械疲勞壽命分別為198和194周次，預(yù)測壽命與實(shí)測結(jié)果均較吻合。