張永強(qiáng) 徐國(guó)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(guó)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(huì)發(fā)生不同形式的失效[1]。例如，在壓鑄過(guò)程中，與金屬液直接接觸的模具表面同時(shí)受到熱和應(yīng)力的強(qiáng)烈作用，會(huì)使模具因熱疲勞和溶蝕而失效[2]；在熱擠壓過(guò)程中，模具除了承受長(zhǎng)時(shí)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(guò)程中，模具拐角處往往會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中，從而過(guò)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(guò)500 ℃等溫疲勞和疲勞- 蠕變?cè)囼?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(cuò)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(duì)其熱- 機(jī)械疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測(cè)。

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(duì)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(cè)了鋼的熱- 機(jī)械疲勞壽命。

1 試驗(yàn)材料與過(guò)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(guò)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(duì)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(shí)，溫度和機(jī)械應(yīng)變同時(shí)達(dá)到最大或最小值，反相(OP)加載則相反。盡管加載過(guò)程中機(jī)械應(yīng)變保持良好的對(duì)稱性，但無(wú)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(duì)稱性，并且這種應(yīng)力的不對(duì)稱出現(xiàn)在每一個(gè)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(shí)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(shí)，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，材料每個(gè)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(shí)，對(duì)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(duì)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(shí)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(shí)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(shí)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(guò)程。不同循環(huán)次數(shù)時(shí)的應(yīng)力- 應(yīng)變響應(yīng)曲線的形狀由“細(xì)長(zhǎng)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(shí)，相同的循環(huán)次數(shù)對(duì)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(shí)，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(shí)，機(jī)械應(yīng)變?cè)酱?，?duì)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(shí)，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(shí)，該區(qū)間對(duì)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(guò)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(cè)材料的熱- 機(jī)械疲勞壽命。在熱- 機(jī)械疲勞壽命預(yù)測(cè)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(cè)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(shí)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(cè)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(cè)定和預(yù)測(cè)的機(jī)械應(yīng)變?yōu)?.7%和0.9%時(shí)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(cè)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(cè)模型預(yù)測(cè)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(cè)和預(yù)測(cè)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(cè)定和預(yù)測(cè)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(guò)程中，盡管機(jī)械應(yīng)變保持了良好的對(duì)稱性，但應(yīng)力- 應(yīng)變響應(yīng)曲線明顯不對(duì)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(guò)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(zhǎng)形轉(zhuǎn)變?yōu)楸馄叫?，最后呈完全不同于正常循環(huán)時(shí)的畸形，H13鋼經(jīng)歷了明顯的損傷積累和疲勞失效過(guò)程。

(3)機(jī)械應(yīng)變?yōu)?.7%的H13鋼，根據(jù)Ostergren壽命模型預(yù)測(cè)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(cè)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(cè)壽命與實(shí)測(cè)結(jié)果均較吻合。