原標(biāo)題：鎂合金壓鑄模具熱應(yīng)力數(shù)值分析與試驗(yàn)研究

摘要

抑制壓鑄模疲勞損傷是壓鑄工藝設(shè)計(jì)的難點(diǎn)之一。首先，對用于壓鑄型的H13模具鋼進(jìn)行了20~800 ℃范圍的等溫拉伸試驗(yàn)，確定了不同溫度的屈服強(qiáng)度和塑性模量，并根據(jù)試樣斷口形貌確定了不同溫度時(shí)的斷裂方式；其次，基于有限元方法對鎂合金AZ91D平板件壓鑄過程中鑄件和鑄型熱應(yīng)力場變化進(jìn)行了數(shù)值模擬。計(jì)算結(jié)果表明，動(dòng)模成形區(qū)域的最高溫度比定模高約44.0 ℃；動(dòng)模最大接觸應(yīng)力比定模高約170.7 MPa；動(dòng)模最大剪切應(yīng)力比定模高約15.1 MPa。這些結(jié)果意味著動(dòng)模發(fā)生疲勞損傷的概率要高于定模。壓鑄試驗(yàn)表明，動(dòng)模先于定模發(fā)生疲勞損傷；動(dòng)模和定模出現(xiàn)腐蝕坑的位置，與溫度場和應(yīng)力場數(shù)值模擬結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了壓鑄模疲勞損傷是高溫和高應(yīng)力共同作用的結(jié)果。

鎂合金以其低密度、高比強(qiáng)度和比剛度等性能特點(diǎn)，在電子、汽車和航空航天領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。壓力鑄造作為一種經(jīng)濟(jì)高效的精密鑄造工藝，是鎂合金大批量液態(tài)成形的重要方法。模具是壓鑄生產(chǎn)的關(guān)鍵工藝裝備，工作中要周期性地承受熔體的高溫、高壓和高速等綜合熱沖擊，從而引發(fā)熱機(jī)械疲勞（Thermal Mechanical Fatigue，TMF）損傷，影響壓鑄模壽命和鑄件質(zhì)量。統(tǒng)計(jì)表明，壓鑄模失效形式中熱疲勞失效約占60%~70%。

學(xué)者們采用數(shù)值分析方法研究了不同工藝條件下鑄件與模具的熱應(yīng)力演化規(guī)律。蔡顯杰等對壓鑄模鑲塊進(jìn)行了失效分析，建立了數(shù)值分析模型，研究了鑲塊服役過程溫度場和應(yīng)力場的演變特征，并對模具壽命進(jìn)行了預(yù)測。劉明澤等通過數(shù)值模擬確定了壓鑄模具熱疲勞最短壽命區(qū)域，與模具疲勞試驗(yàn)的裂紋區(qū)域相一致。根據(jù)壓鑄模疲勞壽命預(yù)測模型的研究可知，既考慮壓鑄模溫度場變化，又考慮應(yīng)力應(yīng)變場變化，是準(zhǔn)確預(yù)測模具壽命的必要條件。目前商業(yè)化鑄造數(shù)值模擬軟件中相關(guān)的疲勞壽命預(yù)測模型仍有待改進(jìn)和完善，如何將數(shù)值分析結(jié)果用于指導(dǎo)壓鑄模具設(shè)計(jì)，是壓鑄行業(yè)面臨的技術(shù)問題之一。特別是具體合金和模具宏觀量場模擬結(jié)果對模具損傷的作用機(jī)理，仍需進(jìn)一步深入研究。

為系統(tǒng)分析某鎂合金AZ91D平板件和H13鋼模具在壓鑄過程中的溫度場和應(yīng)力場等宏觀量場的演化規(guī)律，采用ProCAST軟件對該合金壓鑄過程進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，研究了一個(gè)壓鑄周期中充型、凝固和冷卻過程的鑄件和模具宏觀量場的分布狀態(tài)，確定了壓鑄模表面最高溫度、最大沖擊速度、最大接觸應(yīng)力和最大剪切應(yīng)力以及具體位置，為改進(jìn)和提高模具壽命提供理論依據(jù)。

01 熱應(yīng)力數(shù)值模擬前處理

1.1 有限元網(wǎng)格生成

鎂合金AZ91D平板鑄件長寬高輪廓尺寸約為367 mm×341 mm×15 mm，特征壁厚約3 mm，平板大表面布置了縱橫交錯(cuò)的加強(qiáng)筋板，鑄件質(zhì)量約1.12 kg，如圖1（a）所示。采用一模一件壓鑄工藝，設(shè)計(jì)了澆注系統(tǒng)和溢流槽系統(tǒng)，壓鑄動(dòng)模的輪廓尺寸約為525 mm×500 mm×92 mm，壓鑄定模的輪廓尺寸約為525 mm×500 mm×50 mm，動(dòng)模和定模內(nèi)均布置了冷卻水道，具體分布如圖1（b）所示。采用ProCAST軟件對鑄件、澆注系統(tǒng)、溢流槽、動(dòng)模和定模等進(jìn)行網(wǎng)格劃分，鑄件單元尺寸設(shè)為1.5 mm，模具單元尺寸設(shè)為2.5 mm，依次劃分鑄件和模具網(wǎng)格，共劃分了約418 932個(gè)節(jié)點(diǎn)和2 787 061個(gè)四面體單元，生成的鑄件和動(dòng)模的有限元網(wǎng)格如圖1（c）所示，計(jì)算時(shí)考慮了鎂合金熔體在臥式壓鑄機(jī)壓室內(nèi)的初始狀態(tài)。

圖1 鑄件和模具模型

1.2 材料參數(shù)定義

鎂合金AZ91D主要含有Al和Zn兩種元素，其化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）主要包括：（8.5%~9.5%）Al、（0.45%~0.90%）Zn、（0.17%~0.40%）Mn、Si≤0.05%、Cu≤0.025%、Ni≤0.001%、Fe≤0.004%，余量為Mg。

熱作模具鋼H13對應(yīng)的國內(nèi)牌號為4Cr5MoSiV1，其化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）主要有：（0.32%~0.45%）C 、（ 0. 8 % ~ 1 . 2 % ） Si 、（ 0. 2 % ~ 0 . 5 % ） Mn 、（ 4. 7 5 % ~ 5 . 5 % ）Cr 、（ 1. 1 % ~ 1 . 7 5 % ） Mo 、（0.8%~1.2%）V、 S≤0.030%、P≤0.030%，余量為Fe。

鎂合金平板件壓鑄過程的熱應(yīng)力數(shù)值建模，應(yīng)定義鑄件和模具材料的熱物性參數(shù)（包括熱導(dǎo)率、密度和比熱容等）和應(yīng)力模型相關(guān)的力學(xué)性能參數(shù)（包括熱膨脹系數(shù)、彈性模量、泊松比、屈服強(qiáng)度和塑性模量等）。其中，鎂合金AZ91D定義為軟件材料數(shù)據(jù)庫中的該合金牌號；模具鋼H13定義為軟件材料數(shù)據(jù)庫中金屬鑄型類中的H13鋼。在軟件材料數(shù)據(jù)庫中，鎂合金AZ91D的應(yīng)力模型為線彈性模型，包含了材料熱膨脹系數(shù)、彈性模量和泊松比等3種參數(shù)隨溫度變化的數(shù)值；模具鋼H13的應(yīng)力模型為彈塑性模型，包含了熱膨脹系數(shù)、彈性模量、泊松比、屈服強(qiáng)度和塑性模量等5種參數(shù)隨溫度變化的數(shù)值。

1.3 初始和邊界條件

鎂合金AZ91D的澆注溫度為690 ℃，動(dòng)模和定模預(yù)熱溫度均為220 ℃；臥式壓室直徑為90 mm，壓鑄初始時(shí)刻鎂合金熔體在臥式壓室中的充滿度約為50%；壓室活塞的慢壓射速度為 0. 2 m/s，快壓射速度為6.0 m/s 。1個(gè)壓鑄周期為60 s，0時(shí)刻合模，第36 s開模，取出鑄件耗時(shí)10 s，模具噴霧冷卻10 s，合模靜置5 s。平板鑄件與壓鑄模的界面換熱系數(shù)（HTC）隨溫度變化，在鎂合金AZ91D固相線溫度422 ℃以下為定值1 000 W/（m²·K），在液相線溫度602 ℃以上為定值4 000 W/（m²·K），在固相線溫度和液相線溫度之間呈線性變化。動(dòng)模和定模內(nèi)均設(shè)有直徑為10 mm的冷卻水道，冷卻水道采用油溫機(jī)控制，冷卻水道與模具壁面的界面換熱系數(shù)為3 000 W/（m²·K），模具噴霧冷卻的對流換熱系數(shù)為200 W/（m²·K），模具與環(huán)境的對流換熱系數(shù)為10 W/（m²·K）。

鎂合金平板壓鑄過程熱應(yīng)力數(shù)值模擬中，首先進(jìn)行10個(gè)壓鑄周期的鑄件和模具溫度場建模分析，確定壓鑄模達(dá)到動(dòng)態(tài)熱平衡狀態(tài)時(shí)的溫度場分布；接著，以壓鑄模的動(dòng)態(tài)熱平衡狀態(tài)溫度場作為初始條件，進(jìn)行包括充型、凝固和冷卻的1個(gè)完整壓鑄周期的鑄件和壓鑄模數(shù)值分析。

02 模具鋼H13等溫拉伸試驗(yàn)

2.1 等溫拉伸試驗(yàn)方案

本次數(shù)值分析重點(diǎn)是求解H13鋼壓鑄模的熱應(yīng)力相關(guān)結(jié)果，因此，定義準(zhǔn)確的H13鋼彈塑性本構(gòu)方程中的屈服強(qiáng)度和塑性模量，能直接提高熱應(yīng)力求解精度。為此，采用固溶態(tài)H13鋼制作拉伸試樣，進(jìn)行不同溫度的等溫拉伸試驗(yàn)，以獲得不同溫度的屈服強(qiáng)度和塑性模量。等溫拉伸試樣結(jié)構(gòu)尺寸如圖2（a）所示，圖2（b）為等溫拉伸前和等溫拉伸后的實(shí)際試樣示意圖。

圖2 模具鋼H13等溫拉伸試樣結(jié)構(gòu)示意圖

利用ZwickRoell Z050萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行H13鋼等溫拉伸試驗(yàn)。首先，將H13鋼拉伸試樣夾持固定，接著，分別加熱到20 ℃、200 ℃、300 ℃、400 ℃、500 ℃、600 ℃、700 ℃和800 ℃，保溫3 min，確保試樣均溫。然后，以緩慢的應(yīng)變速率0.000 5 s¯¹進(jìn)行等溫拉伸，直至試樣斷裂。

2.2 等溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)H13鋼等溫拉伸試驗(yàn)方案，測得不同溫度的真應(yīng)力真應(yīng)變曲線，如圖3所示。綜合分析圖3應(yīng)力曲線可知：

（1）當(dāng)應(yīng)變速率一定時(shí)，隨著溫度升高，材料變形抗力呈逐漸下降趨勢。這是由于溫度升高促進(jìn)了材料的交滑移和位錯(cuò)攀移，同時(shí)晶界軟化使得滑移更易進(jìn)行，因而應(yīng)力降低，屈服強(qiáng)度也相應(yīng)降低。

（2）當(dāng)溫度低于600 ℃時(shí)，應(yīng)力曲線呈現(xiàn)明顯的彈塑性特征，材料發(fā)生屈服后，有明顯的硬化現(xiàn)象，說明此時(shí)加工硬化占主導(dǎo)地位。

（3）當(dāng)溫度高于600 ℃時(shí)，由700 ℃和800 ℃應(yīng)力曲線可以看出，材料屈服后的曲線沒有硬化現(xiàn)象，而是呈水平狀態(tài)，此時(shí)加工硬化和再結(jié)晶軟化達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡。

根據(jù)圖3不同溫度的應(yīng)力應(yīng)變曲線，計(jì)算出各溫度的屈服強(qiáng)度和塑性模量，具體如表1所示。將表1中的屈服強(qiáng)度和塑性模量導(dǎo)入ProCAST材料數(shù)據(jù)庫的H13鋼中，并將新的H13鋼數(shù)據(jù)庫定義為壓鑄模具材料。

圖3 模具鋼H13不同溫度的真應(yīng)力真應(yīng)變曲線

表1 模具鋼H13不同溫度的屈服強(qiáng)度和塑性模量

采用掃描電子顯微鏡，分別觀察了模具鋼H13不同溫度的拉伸試樣斷口形貌，具體如圖4所示。對比分析圖4不同溫度的斷口形貌可知：

（1）當(dāng)溫度低于600 ℃時(shí)，斷口形貌基本表現(xiàn)為解理與韌窩的混合斷裂。具體看，20 ℃和200 ℃的試樣斷口幾乎沒有韌窩；而300 ℃、400 ℃和500 ℃的斷口均有少量韌窩，隨著溫度升高，韌窩數(shù)量有所增多；而600 ℃的斷口一半以上區(qū)域均分布著韌窩。

（2）當(dāng)溫度高于600 ℃時(shí)，700 ℃和800 ℃的斷口形貌表現(xiàn)出典型的韌性斷裂，斷口分布著密集的大而深的韌窩。

綜合分析表1所列模具鋼H13不同溫度的屈服強(qiáng)度和圖4不同溫度的斷裂方式可知，當(dāng)模具鋼處于500 ℃以下溫度工作時(shí)，其屈服強(qiáng)度大于1 113.42 MPa，在該溫度范圍強(qiáng)度高；并且該溫度范圍內(nèi)模具鋼斷裂方式為解理與韌窩混合斷裂，表現(xiàn)出良好的耐磨性和使用性能。因此，如何合理設(shè)計(jì)冷卻水道，避免模具工作溫度長時(shí)間處于500 ℃以上，是壓鑄工藝設(shè)計(jì)和優(yōu)化應(yīng)考慮的技術(shù)因素。

圖4 H13鋼不同溫度的試樣斷口形貌

03 數(shù)值模擬結(jié)果分析

根據(jù)對鎂合金平板1個(gè)完整壓鑄周期的熱應(yīng)力數(shù)值模擬分析，求解出充型、凝固和冷卻階段鑄件和壓鑄模的溫度場、速度場和應(yīng)力場等各宏觀量場的分布狀態(tài)，確定壓鑄模在具體時(shí)刻具體位置的各物理量最大值。以下重點(diǎn)介紹壓鑄模熱應(yīng)力相關(guān)的數(shù)值模擬結(jié)果。

3.1 熔體速度場

在活塞水平推動(dòng)下，處于臥式壓室中的鎂合金熔體，首先經(jīng)慢速壓射到達(dá)內(nèi)澆道，然后經(jīng)快速壓射進(jìn)入鑄件型腔，迅速充滿鑄件和溢流槽。根據(jù)充型過程數(shù)值模擬結(jié)果，可以得到鎂合金熔體不同時(shí)刻的速度場，進(jìn)而可以確定壓鑄模表面承受的熔體速度沖擊狀態(tài)。

鎂合金熔體不同時(shí)刻的速度場計(jì)算結(jié)果如圖5所示。其中，圖5（a）和圖5（b）分別為型腔充滿度65.1%和74.8%時(shí)的熔體速度場分布狀態(tài)。結(jié)合圖5（a）和圖5（b）結(jié)果可知，對于鑄件本體區(qū)域，與內(nèi)澆道相連接的部位，特別是經(jīng)中間4個(gè)內(nèi)澆道流入鑄件型腔的熔體位置，流速最高，最大值約為108.4 m/s，這說明內(nèi)澆道附近壓鑄模承受的熔體沖擊速度最大，此處發(fā)生熱沖蝕損傷的可能性相應(yīng)增大。

圖5 鎂合金熔體速度場數(shù)值模擬結(jié)果

3.2 模具溫度場

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，可獲得1個(gè)壓鑄周期內(nèi)壓鑄動(dòng)模和定模的溫度場分布狀態(tài)。壓鑄動(dòng)模的溫度場如圖6所示。圖6（a）和圖6（b）分別為凝固時(shí)間3.93 s和59.69 s時(shí)的模擬結(jié)果，由圖6（a）可知，動(dòng)模中形成鑄件本體的型腔區(qū)域，最高溫位于內(nèi)澆道上側(cè)位置，特別是形成筋板的狹窄溝槽邊緣溫度較高，最高溫度約為 40 2 . 5 ℃ 。由圖 6 （ b ）可看出， 在凝固時(shí)間59.69 s時(shí)，模具表面已完成噴霧冷卻處理，此時(shí)動(dòng)模的鑄件本體區(qū)域溫度有所降低，最高溫度約307.8 ℃。其中，最高溫度對應(yīng)的節(jié)點(diǎn)編號為251 961，位于圖6（a）和圖6（b）箭頭所指位置，該節(jié)點(diǎn)在一個(gè)壓鑄周期的溫度變化曲線如圖6（c）所示，該節(jié)點(diǎn)的溫度變化范圍為285.4~402.5 ℃。

圖6 壓鑄動(dòng)模的溫度場數(shù)值模擬結(jié)果

壓鑄定模的溫度場如圖7所示。圖7（a）和圖7（b）分別為凝固時(shí)間3.93 s和59.69 s時(shí)的模擬結(jié)果，綜合分析圖7（a）和圖7（b）可知，定模表面最高溫度位于熔體最初與定模接觸位置，而定模形成鑄件本體的型腔表面，最高溫度位于中間內(nèi)澆道上方，凝固時(shí)間3.93 s時(shí)的最高溫度約為358.5 ℃；凝固時(shí)間59.69 s時(shí)的最高溫度約為313.0 ℃。最高溫度對應(yīng)的節(jié)點(diǎn)編號為418 491，位于圖7（a）和圖7（b）箭頭所指位置，該節(jié)點(diǎn)在一個(gè)壓鑄周期的溫度變化曲線如圖7（c）所示，該節(jié)點(diǎn)的溫度變化范圍為303.4~358.5 ℃。

圖7 壓鑄定模的溫度場數(shù)值模擬結(jié)果

3.3 模具應(yīng)力場

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，可獲得1個(gè)壓鑄周期內(nèi)壓鑄動(dòng)模和定模的接觸應(yīng)力和剪切應(yīng)力分布狀態(tài)，壓鑄動(dòng)模的接觸應(yīng)力場和剪切應(yīng)力場分別如圖8和圖9所示。

圖8（a）和圖8（b）分別是凝固時(shí)間9.31 s和14.31 s時(shí)壓鑄動(dòng)模的接觸應(yīng)力場分布狀態(tài)。分析比較圖8（a）和圖8（b）可知，對于動(dòng)模形成的鑄件本體區(qū)域，最大接觸應(yīng)力主要分布在左右兩側(cè)垂直方向的筋板溝槽，當(dāng)凝固時(shí)間為9.31 s時(shí)，最大接觸應(yīng)力約為177.0 MPa；當(dāng)凝固時(shí)間為14.31 s時(shí)，最大接觸應(yīng)力約為229.0 MPa。其中，最大接觸應(yīng)力對應(yīng)的節(jié)點(diǎn)編號為254 831，位于圖8（a）和圖8（b）箭頭所指位置，該節(jié)點(diǎn)在一個(gè)壓鑄周期的接觸應(yīng)力變化曲線如圖8（c）所示，該節(jié)點(diǎn)的接觸應(yīng)力變化范圍為0~229.0 MPa。

圖8 壓鑄動(dòng)模接觸應(yīng)力場分布狀態(tài)

圖9（a）和圖9（b）分別是凝固時(shí)間9.31 s和14.31 s時(shí)壓鑄動(dòng)模的剪切應(yīng)力場分布狀態(tài)。根據(jù)圖9（a）和圖9（b）可知，動(dòng)模形成的鑄件本體區(qū)域，最大剪切應(yīng)力主要分布在兩個(gè)或多個(gè)筋板相互連接的位置，當(dāng)凝固時(shí)間為9.31 s時(shí)，最大剪切應(yīng)力約為50.7 MPa；當(dāng)凝固時(shí)間為14.31 s時(shí)，最大剪切應(yīng)力約為72.2 MPa。最大剪切應(yīng)力對應(yīng)的節(jié)點(diǎn)編號為254 831，位于圖9（a）和圖9（b）箭頭所指位置，該節(jié)點(diǎn)在一個(gè)壓鑄周期的剪切應(yīng)力變化曲線如圖9（c）所示，該節(jié)點(diǎn)的剪切應(yīng)力變化范圍為0~72.2 MPa。

圖9 壓鑄動(dòng)模剪切應(yīng)力場分布狀態(tài)

壓鑄定模的接觸應(yīng)力場和剪切應(yīng)力場分別如圖10和圖11所示。圖10（a）和圖10（b）分別是凝固時(shí)間9.31 s和14.31 s時(shí)壓鑄定模的接觸應(yīng)力場分布狀態(tài)。比較分析圖10（a）和圖10（b）可知，對于定模形成的鑄件本體區(qū)域，最大接觸應(yīng)力主要分布在平板鑄件矩形輪廓邊緣，當(dāng)凝固時(shí)間為9.31 s時(shí)，最大接觸應(yīng)力約為50.3 MPa；當(dāng)凝固時(shí)間為14.31 s時(shí)，最大接觸應(yīng)力約為56.4 MPa。最大接觸應(yīng)力對應(yīng)的節(jié)點(diǎn)編號為416 366，位于圖10（a）和圖10（b）箭頭所指位置，該節(jié)點(diǎn)在一個(gè)壓鑄周期的接觸應(yīng)力變化曲線如圖10（c）所示，該節(jié)點(diǎn)的接觸應(yīng)力變化范圍為0~58.3 MPa。

圖10 壓鑄定模接觸應(yīng)力場分布狀態(tài)

圖11（a）和圖11（b）分別是凝固時(shí)間9.31 s和14.31 s時(shí)壓鑄定模的剪切應(yīng)力場分布狀態(tài)。根據(jù)圖11（a）和圖11（b）可知，定模形成的鑄件本體區(qū)域，最大剪切應(yīng)力主要分布在平板鑄件矩形輪廓上下邊緣，當(dāng)凝固時(shí)間為9.31 s時(shí)，最大剪切應(yīng)力約為48.9 MPa；當(dāng)凝固時(shí)間為14.31 s時(shí)，最大剪切應(yīng)力約為43.7 MPa。最大剪切應(yīng)力對應(yīng)的節(jié)點(diǎn)編號為412 461，位于圖11（a）和圖11（b）箭頭所指位置，該節(jié)點(diǎn)在一個(gè)壓鑄周期的剪切應(yīng)力變化曲線如圖11（c）所示，該節(jié)點(diǎn)的剪切應(yīng)力變化范圍為0~57.1 MPa。

圖11 壓鑄定模剪切應(yīng)力場分布狀態(tài)

綜合分析鎂合金熔體速度場，壓鑄動(dòng)模和定模的溫度場、接觸應(yīng)力場和剪切應(yīng)力場等數(shù)值模擬結(jié)果可知，在一個(gè)壓鑄周期中，壓鑄動(dòng)模和定模與內(nèi)澆道相連接的區(qū)域，特別是經(jīng)中間4個(gè)內(nèi)澆道流入鑄件型腔的熔體對應(yīng)模具位置，承受著最高的鎂合金熔體速度沖擊，最高流速達(dá)108.4 m/s。壓鑄動(dòng)模形成的鑄件本體區(qū)域，最高溫度達(dá)到402.5 ℃，而定模中形成鑄件的型面區(qū)域最高溫度為358.5 ℃，這意味著動(dòng)模成形區(qū)域的最高溫度比定模高約44.0 ℃，而動(dòng)模成形區(qū)域承受更高溫度，熱疲勞損傷的可能性更大。

壓鑄動(dòng)模和定模的接觸應(yīng)力和剪切應(yīng)力最大值主要位于筋板溝槽區(qū)域，其中，壓鑄動(dòng)模的最大接觸應(yīng)力約為229.0 MPa，最大剪切應(yīng)力為72.2 MPa；定模的最大接觸應(yīng)力為58.3 MPa，最大剪切應(yīng)力為57.1 MPa。因此，動(dòng)模的最大接觸應(yīng)力比定模高約170.7 MPa，動(dòng)模最大剪切應(yīng)力比定模大約15.1 MPa。根據(jù)以上定量分析可知，壓鑄動(dòng)模發(fā)生熱疲勞損傷的概率要高于定模。

04 壓鑄試驗(yàn)

根據(jù)鎂合金平板件壓鑄工藝方案，使用臥式壓鑄機(jī)進(jìn)行了約5 000模次壓鑄試驗(yàn)，實(shí)際生產(chǎn)的壓鑄件如圖12（a）所示。由圖12（a）可知，壓鑄件外觀質(zhì)量良好，無肉眼可見的鑄造缺陷。

壓鑄動(dòng)模和定模內(nèi)與鑄件本體對應(yīng)的模具型面狀態(tài)分別如圖12（b）和圖12（c）所示。由圖12（b）壓鑄動(dòng)模型面狀態(tài)可觀察到，動(dòng)模熱疲勞損傷主要發(fā)生在平板鑄件靠近內(nèi)澆道的筋板溝槽邊緣區(qū)域，其上分布著多個(gè)非連續(xù)的大小不一的腐蝕坑，這與圖6所示的動(dòng)模溫度最高位置模擬結(jié)果基本一致，也與圖8動(dòng)模接觸應(yīng)力最大值、圖9動(dòng)模剪切應(yīng)力最大值的位置基本符合。

圖12 實(shí)際的壓鑄件和模具型面狀態(tài)

由圖12（c）壓鑄定模型面狀態(tài)可觀察到，定模熱疲勞損傷區(qū)域與動(dòng)模損傷位置相對應(yīng)，主要發(fā)生在靠近內(nèi)澆道的筋板溝槽邊緣區(qū)域，其上分布著多個(gè)非連續(xù)的形狀不規(guī)則的密集性腐蝕坑，這與圖7定模成形區(qū)域溫度最高位置、圖10定模接觸應(yīng)力最大值位置及圖11定模剪切應(yīng)力最大值位置的模擬結(jié)果基本一致。

壓鑄動(dòng)模和定模的損傷區(qū)域均主要分布在內(nèi)澆道附近型面，說明模具損傷是高溫和高應(yīng)力共同作用的結(jié)果。因此，在設(shè)計(jì)壓鑄工藝和壓鑄模具時(shí)，如何抑制模具長時(shí)間高溫和高應(yīng)力狀態(tài)，是避免模具過早損傷、延長模具壽命應(yīng)考慮的工藝措施。

當(dāng)壓鑄試驗(yàn)進(jìn)行約3 000次時(shí)，觀察分析壓鑄動(dòng)模和定模的成形區(qū)域發(fā)現(xiàn)，動(dòng)模靠近內(nèi)澆道的筋板溝槽區(qū)域首先出現(xiàn)微小腐蝕坑等損傷特征，而定模的成形區(qū)域基本完好，這與模擬結(jié)果分析的動(dòng)模損傷概率高于定模相一致。

05 結(jié)論

（ 1 ）根據(jù) H13 模具鋼等溫拉伸試驗(yàn)獲得了20~800 ℃范圍8個(gè)不同溫度的屈服強(qiáng)度和塑性模量，完善了模具鋼力學(xué)性能參數(shù)，保證了熱應(yīng)力數(shù)值模擬精度。根據(jù)不同溫度的拉伸斷口形貌確定了600 ℃以下為解理和韌窩混合斷裂，600 ℃以上為典型韌性斷裂。

（2）根據(jù)鑄件和壓鑄模的數(shù)值分析結(jié)果，確定了壓鑄模承受的熔體最大沖擊速度、壓鑄動(dòng)模和定模成形區(qū)域的最高溫度、最大接觸應(yīng)力和最大剪切應(yīng)力及具體位置。結(jié)果表明，動(dòng)模成形區(qū)域的最高溫度比定模高約44.0 ℃，動(dòng)模最大接觸應(yīng)力比定模高約170.7 MPa，動(dòng)模最大剪切應(yīng)力比定模高約15.1 MPa。這些數(shù)據(jù)說明壓鑄動(dòng)模發(fā)生熱疲勞損傷的概率要高于
定模。

（3）數(shù)值分析結(jié)果與實(shí)際壓鑄試驗(yàn)對比表明，壓鑄模損傷是高溫和高應(yīng)力共同作用的結(jié)果。壓鑄動(dòng)模和定模出現(xiàn)腐蝕坑的位置，與溫度場和應(yīng)力場數(shù)值模擬結(jié)果基本一致；壓鑄試驗(yàn)表明，動(dòng)模先于定模發(fā)生損傷，驗(yàn)證了數(shù)值分析的準(zhǔn)確性。

作者

隋大山1，安大勇1，趙澤源1，何炳濤2，張賢輝2，陳　軍1

1. 上海交通大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院塑性成形技術(shù)與裝備研究院

2. 寧波大榭開發(fā)區(qū)天正模具有限公司

本文轉(zhuǎn)載自鑄造雜志