工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 应变幅对日13热作模具钢等温疲劳行为的影响 朱振强宁辉左鹂鹏吴晓春 Effect of strain amplitude on the isothermal fatigue behavior of H13 hot work die steel ZHU Zhen-qiang.NING Hui,ZUO Peng-peng.WU Xiao-chun 引用本文： 朱振强，宁辉，左鹏鹏，吴晓春.应变幅对H13热作模具钢等温疲劳行为的影响.工程科学学报，2021,43(5)：656-662.doi: 10.13374j.issn2095-9389.2020.04.01.003 ZHU Zhen-qiang.NING Hui,ZUO Peng-peng.WU Xiao-chun.Effect of strain amplitude on the isothermal fatigue behavior of H13 hot work die steel[J].Chinese Journal of Engineering.2021,43(5):656-662.doi:10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.01.003 在线阅读View online::https://doi..org10.13374/.issn2095-9389.2020.04.01.003 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in H13热作模具钢中液析碳化物的研究进展 Recent progress on primary carbides in AISI H13 hot work mold steel 工程科学学报.2018.40(11：1288htps:1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.11.002 基于应变控制的4Cr5 MoSiV1热作模具钢热机械疲劳行为 Strain-controlled thermal-mechanical fatigue behavior of 4Cr5MoSiVI hot work die steel 工程科学学报.2018.40(1：76 https:1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.01.010 4Cr5 MoSiV1热作模具钢700℃的低周疲劳行为 Low-cycle fatigue behavior of 4Cr5MoSiVI hot-work die steel at 700 C 工程科学学报.2020,42(5)：602 https::/1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.06.10.004 H13钢中一次碳化物的特征及控制进展 Current status of the characteristics and control of primary carbides in H13 steel 工程科学学报.2020,42(10：1244htps:oi.org10.13374.issn2095-9389.2020.05.24.002 基于原位观察的H13钢中液析碳化物高温行为研究 In-situ research of high-temperature behavior of primary carbide in H13 steel 工程科学学报.2017,398：1174 https:/doi.org10.13374.issn2095-9389.2017.08.006 AI对淬回火H11钢力学性能和碳化物的影响 Influence of Al on mechanical properties and carbides of quenched and tempered HI1 steel 工程科学学报.2018.40(2：208 https:1doi.org10.13374.issn2095-9389.2018.02.011
应变幅对H13热作模具钢等温疲劳行为的影响 朱振强 宁辉 左鹏鹏 吴晓春 Effect of strain amplitude on the isothermal fatigue behavior of H13 hot work die steel ZHU Zhen-qiang, NING Hui, ZUO Peng-peng, WU Xiao-chun 引用本文: 朱振强, 宁辉, 左鹏鹏, 吴晓春. 应变幅对H13热作模具钢等温疲劳行为的影响[J]. 工程科学学报, 2021, 43(5): 656-662. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.01.003 ZHU Zhen-qiang, NING Hui, ZUO Peng-peng, WU Xiao-chun. Effect of strain amplitude on the isothermal fatigue behavior of H13 hot work die steel[J]. Chinese Journal of Engineering, 2021, 43(5): 656-662. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.01.003 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.01.003 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in H13热作模具钢中液析碳化物的研究进展 Recent progress on primary carbides in AISI H13 hot work mold steel 工程科学学报. 2018, 40(11): 1288 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.11.002 基于应变控制的4Cr5MoSiV1热作模具钢热机械疲劳行为 Strain-controlled thermal-mechanical fatigue behavior of 4Cr5MoSiV1 hot work die steel 工程科学学报. 2018, 40(1): 76 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.01.010 4Cr5MoSiV1热作模具钢700 ℃的低周疲劳行为 Low-cycle fatigue behavior of 4Cr5MoSiV1 hot-work die steel at 700 ℃ 工程科学学报. 2020, 42(5): 602 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.10.004 H13钢中一次碳化物的特征及控制进展 Current status of the characteristics and control of primary carbides in H13 steel 工程科学学报. 2020, 42(10): 1244 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.05.24.002 基于原位观察的H13钢中液析碳化物高温行为研究 In-situ research of high-temperature behavior of primary carbide in H13 steel 工程科学学报. 2017, 39(8): 1174 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.08.006 Al对淬回火H11钢力学性能和碳化物的影响 Influence of Al on mechanical properties and carbides of quenched and tempered H11 steel 工程科学学报. 2018, 40(2): 208 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.02.011
工程科学学报.第43卷.第5期：656-662.2021年5月 Chinese Journal of Engineering,Vol.43,No.5:656-662,May 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.01.003;http://cje.ustb.edu.cn 应变幅对H13热作模具钢等温疲劳行为的影响 朱振强，宁辉，左鹏鹏，吴晓春四 上海大学材料科学与工程学院，上海200444 ☒通信作者，E-mail:wuxiaochun(@shu.edu.cn 摘要对H13热作模具钢试样进行6O0℃等温疲劳实验，通过显微维氏硬度计、金相显微镜(OM)、超景深显微镜和扫描 电子显微镜(SM)等设备研究了0.7%，0.9%和1.1%三种不同应变幅对疲劳行为的影响.结果表明：应力应变滞后回线呈现 对称性，应变幅越大，滞回环面积越大.H13钢在实验中呈现循环软化的特征，应变幅越大，疲劳寿命越短，1.1%应变幅试样 寿命约为0.7%应变幅试样的612%.应变幅的增加对裂纹萌生和扩展起促进作用，1.1%应变幅试样裂纹扩展最明显.高温 非真空实验条件下，材料表面产生的氧化物也会促进裂纹扩展.疲劳后试样微观组织发生明显的长大和粗化，较大应变幅对 碳化物析出有更大的助力，还会加速材料软化.有应变幅试样显微硬度远低于无应变幅试样 关键词H13热作模具钢；等温疲劳：疲劳行为；应变：碳化物 分类号TG142.1 Effect of strain amplitude on the isothermal fatigue behavior of H13 hot work die steel ZHU Zhen-qiang,NING Hui.ZUO Peng-peng,WU Xiao-chun School of Material Science and Engineering,University of Shanghai,Shanghai 200444,China Corresponding author,E-mail:wuxiaochun@shu.edu.cn ABSTRACT Thermal fatigue cracking is the main failure mode of hot work die steel during die casting and hot forging.Thermal fatigue cracking accounts for a large proportion of mold failures and seriously affects the service life of the mold.Because of the high maintenance and replacement costs,thermal fatigue failure will cause substantial financial losses to the enterprise.Therefore,analyzing the fatigue behavior of hot work die steel at high temperatures is of significance in scientific research and engineering applications.H13 hot work die steel is widely used in die casting and hot forging because of its excellent high-temperature performance and toughness.In this study,a 600 Cisothermal fatigue test was conducted on H13 hot work die steel samples.The effect of three different strain amplitudes of 0.7%,0.9%,and 1.1%on the isothermal fatigue behavior was analyzed using a micro Vickers hardness tester, metallographic microscope,microscope with a superwide depth of field,and scanning electron microscope.Results show that the stress-strain hysteresis loop is symmetric.The larger the strain amplitude is,the larger the area of the hysteresis loop.H13 hot work die steel exhibits the cyclic softening behavior during the experiment.The larger the strain amplitude,shorter is the fatigue life.The fatigue life of the sample with the strain amplitude of 1.1%is approximately 61.2%of that of the sample with the strain amplitude of 0.7%.The increase in the strain amplitude promotes the initiation and propagation of cracks,and the propagation of cracks on the sample with the strain amplitude of 1.1%is the most obvious.Under high-temperature and non-vacuum experimental conditions,oxide on the surface of the material promotes crack growth.The microstructure of the sample under isothermal fatigue grows and coarsens.The large strain amplitude not only supports carbide precipitation but also accelerates cyclic softening of the material.The microhardness of samples with strain amplitude is lower than that of samples without strain amplitude. 收稿日期：2020-04-01 基金项目：国家重点研发计划资助项目(2016YFB0300400,2016YFB0300404)
应变幅对 H13 热作模具钢等温疲劳行为的影响 朱振强，宁 辉，左鹏鹏，吴晓春苣 上海大学材料科学与工程学院，上海 200444 苣通信作者，E-mail: wuxiaochun@shu.edu.cn 摘 要 对 H13 热作模具钢试样进行 600 ℃ 等温疲劳实验，通过显微维氏硬度计、金相显微镜（OM）、超景深显微镜和扫描 电子显微镜（SEM）等设备研究了 0.7%，0.9% 和 1.1% 三种不同应变幅对疲劳行为的影响. 结果表明：应力应变滞后回线呈现 对称性，应变幅越大，滞回环面积越大. H13 钢在实验中呈现循环软化的特征，应变幅越大，疲劳寿命越短，1.1% 应变幅试样 寿命约为 0.7% 应变幅试样的 61.2%. 应变幅的增加对裂纹萌生和扩展起促进作用，1.1% 应变幅试样裂纹扩展最明显. 高温 非真空实验条件下，材料表面产生的氧化物也会促进裂纹扩展. 疲劳后试样微观组织发生明显的长大和粗化，较大应变幅对 碳化物析出有更大的助力，还会加速材料软化. 有应变幅试样显微硬度远低于无应变幅试样. 关键词 H13 热作模具钢；等温疲劳；疲劳行为；应变；碳化物 分类号 TG142.1 Effect of strain amplitude on the isothermal fatigue behavior of H13 hot work die steel ZHU Zhen-qiang，NING Hui，ZUO Peng-peng，WU Xiao-chun苣 School of Material Science and Engineering, University of Shanghai, Shanghai 200444, China 苣 Corresponding author, E-mail: wuxiaochun@shu.edu.cn ABSTRACT Thermal fatigue cracking is the main failure mode of hot work die steel during die casting and hot forging. Thermal fatigue cracking accounts for a large proportion of mold failures and seriously affects the service life of the mold. Because of the high maintenance and replacement costs, thermal fatigue failure will cause substantial financial losses to the enterprise. Therefore, analyzing the fatigue behavior of hot work die steel at high temperatures is of significance in scientific research and engineering applications. H13 hot work die steel is widely used in die casting and hot forging because of its excellent high-temperature performance and toughness. In this study, a 600 ℃ isothermal fatigue test was conducted on H13 hot work die steel samples. The effect of three different strain amplitudes of 0.7%, 0.9%, and 1.1% on the isothermal fatigue behavior was analyzed using a micro Vickers hardness tester, metallographic microscope, microscope with a superwide depth of field, and scanning electron microscope. Results show that the stress–strain hysteresis loop is symmetric. The larger the strain amplitude is, the larger the area of the hysteresis loop. H13 hot work die steel exhibits the cyclic softening behavior during the experiment. The larger the strain amplitude, shorter is the fatigue life. The fatigue life of the sample with the strain amplitude of 1.1% is approximately 61.2% of that of the sample with the strain amplitude of 0.7%. The increase in the strain amplitude promotes the initiation and propagation of cracks, and the propagation of cracks on the sample with the strain amplitude of 1.1% is the most obvious. Under high-temperature and non-vacuum experimental conditions, oxide on the surface of the material promotes crack growth. The microstructure of the sample under isothermal fatigue grows and coarsens. The large strain amplitude not only supports carbide precipitation but also accelerates cyclic softening of the material. The microhardness of samples with strain amplitude is lower than that of samples without strain amplitude. 收稿日期: 2020−04−01 基金项目: 国家重点研发计划资助项目（2016YFB0300400, 2016YFB0300404） 工程科学学报，第 43 卷，第 5 期：656−662，2021 年 5 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 43, No. 5: 656−662, May 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2020.04.01.003; http://cje.ustb.edu.cn
朱振强等：应变幅对H13热作模具钢等温疲劳行为的影响 657 KEY WORDS H13 hot work die steel;isothermal fatigue;fatigue behavior;strain;carbide 热疲劳开裂是热作模具在压铸和热锻过程中 测吻合度较好；上海大学曾艳等8研究了H13钢 主要的失效形式，压铸和热锻都处于温度较高的 等温疲劳实验下的损伤程度和微观组织变化情 工况下，作为压铸模具钢，由于高温熔融铝合金液 况，但仍然没有形成系统性研究 体的注入，模具要承受700℃左右的温度-斗：而 本文采用应变控制的等温疲劳实验方法对国 作为热锻模具，型腔表面要承受1100~1200℃的 内外常用的H13热作模具钢进行高温疲劳行为研 温度).热疲劳是由加热和冷却循环交替引起的， 究，选取三种不同应变幅分析应变对材料疲劳裂 在循环加热和冷却的条件下，模具中会产生较大 纹、疲劳力学行为、微观组织和微观硬度的影响 的热梯度，从而使模具在加热时处于压缩状态受 1材料和试验过程 到压应力和压应变，在冷却时处于拉伸状态受到 拉应力和拉应变].这种交替的拉压状态将导致 1.1试验材料及制备过程 模具材料强度下降.随着循环次数的增加，会在模 AISI H1.3钢由于优越的高温性能、耐冲击性 具上产生细小裂纹并扩展，最终导致模具失效，这 和强韧性等力学性能，已经广泛应用于制作有色 被称为热疲劳失效B,6刀热疲劳失效是常见的失 金属的压铸、热锻和热挤压模具本试验所用 效形式，且在模具失效中占很大比例，严重影响模 材料为优质的H13热作模具钢，试验钢化学成 具使用寿命，由于高额的维护和更换成本，热疲劳 分如表1所示.所有试样均在1030℃下进行真空 失效会对企业造成很大的损失⑧-，因此研究高温 油淬，淬火硬度为(54.0±1.0)HRC,再经过600℃ 下热作模具钢疲劳行为在科学研究和工程应用中 回火2h,回火2次，最终将试样回火硬度调整为 都有重要的意义， 46.0±1.0)HRC 国内外已经有许多学者对热作模具钢的热疲 劳行为进行了相关的研究，但研究以Uddeholm自 表1H13钢化学成分（质量分数） 约束热疲劳实验为主-以，仅考虑了温度产生的 Table 1 Chemical composition of H13 hot work die steel % 热应变对模具材料的影响，没有考虑实际服役过 C Si Mn Cr Mo V Ni P S Fe 程中模具还要承受的机械载荷产生的机械应变] 0.380.950.355.331410.990.150.0100.002Bal. 等温疲劳实验兼顾温度和机械载荷的影响，由于 其试验方法和设备较为成熟，在热作模具钢高温 热处理结束之后试样被加工成圆柱体形状， 疲劳行为中应用广泛.德国卡塞尔大学的Gruning 其标距部分直径为6mm,长度为36mm,非标距部 等41对AISI H11模具钢进行了在应力控制下的 分直径为20mm,试样总长度为168mm,具体试样 等温疲劳实验，而王海清指出疲劳实验更倾向 形状和尺寸如图1所示.试样还需按图1所示粗 于应变控制，造成疲劳损伤本质与应变相关，采用 糙度要求进行磨抛，以消除表面磨痕可能产生预 应变处理数据可以获得较小的分散度.重庆大学 制裂纹的影响 王勇勒等刀提出了应变控制下的H13钢疲劳-蠕 1.2试验过程 变寿命预测模型，并通过实验验证，结果与模型预 采用MTS Landmark370.l0液压伺服轴向拉压 50 68 Unit:mm @0.01 1.5×45° R22 36 0.4 ⊥0.01A 0m 00.01B 1689回0.01 内 ⊥0.01A B A-axial datum;B-radial datum;R-radius;d-diameter 图1试样尺寸与形状 Fig.1 Size and shape of the specimen
KEY WORDS H13 hot work die steel；isothermal fatigue；fatigue behavior；strain；carbide 热疲劳开裂是热作模具在压铸和热锻过程中 主要的失效形式，压铸和热锻都处于温度较高的 工况下，作为压铸模具钢，由于高温熔融铝合金液 体的注入，模具要承受 700 ℃ 左右的温度[1−2] ；而 作为热锻模具，型腔表面要承受 1100～1200 ℃ 的 温度[3] . 热疲劳是由加热和冷却循环交替引起的， 在循环加热和冷却的条件下，模具中会产生较大 的热梯度，从而使模具在加热时处于压缩状态受 到压应力和压应变，在冷却时处于拉伸状态受到 拉应力和拉应变[4−5] . 这种交替的拉压状态将导致 模具材料强度下降. 随着循环次数的增加，会在模 具上产生细小裂纹并扩展，最终导致模具失效，这 被称为热疲劳失效[3, 6, 7] . 热疲劳失效是常见的失 效形式，且在模具失效中占很大比例，严重影响模 具使用寿命，由于高额的维护和更换成本，热疲劳 失效会对企业造成很大的损失[8−10] ，因此研究高温 下热作模具钢疲劳行为在科学研究和工程应用中 都有重要的意义. 国内外已经有许多学者对热作模具钢的热疲 劳行为进行了相关的研究，但研究以 Uddeholm 自 约束热疲劳实验为主[11−12] ，仅考虑了温度产生的 热应变对模具材料的影响，没有考虑实际服役过 程中模具还要承受的机械载荷产生的机械应变[13] . 等温疲劳实验兼顾温度和机械载荷的影响，由于 其试验方法和设备较为成熟，在热作模具钢高温 疲劳行为中应用广泛. 德国卡塞尔大学的 Grüning 等[14−15] 对 AISI H11 模具钢进行了在应力控制下的 等温疲劳实验，而王海清[16] 指出疲劳实验更倾向 于应变控制，造成疲劳损伤本质与应变相关，采用 应变处理数据可以获得较小的分散度. 重庆大学 王勇勤等[17] 提出了应变控制下的 H13 钢疲劳–蠕 变寿命预测模型，并通过实验验证，结果与模型预 测吻合度较好；上海大学曾艳等[18] 研究了 H13 钢 等温疲劳实验下的损伤程度和微观组织变化情 况，但仍然没有形成系统性研究. 本文采用应变控制的等温疲劳实验方法对国 内外常用的 H13 热作模具钢进行高温疲劳行为研 究，选取三种不同应变幅分析应变对材料疲劳裂 纹、疲劳力学行为、微观组织和微观硬度的影响. 1 材料和试验过程 1.1 试验材料及制备过程 AISI H13 钢由于优越的高温性能、耐冲击性 和强韧性等力学性能，已经广泛应用于制作有色 金属的压铸、热锻和热挤压模具[19] . 本试验所用 材料为优质的 H13 热作模具钢 ，试验钢化学成 分如表 1 所示. 所有试样均在 1030 ℃ 下进行真空 油淬，淬火硬度为 (54.0±1.0) HRC，再经过 600 ℃ 回火 2 h，回火 2 次，最终将试样回火硬度调整为 (46.0±1.0) HRC. 表 1 H13 钢化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of H13 hot work die steel % C Si Mn Cr Mo V Ni P S Fe 0.38 0.95 0.35 5.33 1.41 0.99 0.15 0.010 0.002 Bal. 热处理结束之后试样被加工成圆柱体形状， 其标距部分直径为 6 mm，长度为 36 mm，非标距部 分直径为 20 mm，试样总长度为 168 mm，具体试样 形状和尺寸如图 1 所示. 试样还需按图 1 所示粗 糙度要求进行磨抛，以消除表面磨痕可能产生预 制裂纹的影响. 1.2 试验过程 采用 MTS Landmark 370.10 液压伺服轴向拉压 1.5×45° 50 68 36 0.4 168 R22 0.01 0.01 B A B A A d6±0.03 0.01 Unit: mm 0.01 0.01 d20+0.00 −0.03 ⊥ ⊥ // A—axial datum; B—radial datum; R—radius; d—diameter 图 1 试样尺寸与形状[3] Fig.1 Size and shape of the specimen 朱振强等： 应变幅对 H13 热作模具钢等温疲劳行为的影响 · 657 ·
658 工程科学学报，第43卷，第5期 热机械疲劳试验机进行等温疲劳试验，试验机使 1000 800 -△82=0.7% 用带有固态中频发射机的感应线圈来加热样品的 一△x./2=0.9% 标距部分.将k型热电偶用点焊的方式焊接在试 600 -4x2=1.1% 400 件中心来监测温度，温度波动误差可以控制在 200 ±5℃以内.轴向拉伸应变通过安装在试样标距中 0 1 100 1000 心部分的高温陶瓷引伸计进行控制， -200 Cycles to failure,N -400 试验在非真空状态600℃下进行，疲劳试验 -600 过程中的应变幅值分别为0.7%、0.9%和1.1%.应变 -800 率R=emin/Emax二-l(其中cmn和emax分别代表最小 -1000 和最大应变幅)，一个循环周次为200s.根据ASTM 图2循环应力响应曲线 E2368-10(2017)标准，本实验采用稳定循环周次 Fig.2 Cyclic stress response curves 的最大拉应力降低75%时的循环周次作为试样失 效判据，即对应疲劳寿命(N),然后采用双对数坐 2.1.2应力-应变滞后回线 标绘制最大拉应力和循环周次之间的关系曲线 与拉压对称的循环应力响应曲线对称性相 采用VHX-600型超景深显微镜观察疲劳后 似，应力-应变滞后回线关于原点对称，从图3可 试样表面氧化和裂纹形貌.将标距中心部分Φ6mm× 以看出随着循环的增加，由于最大拉压应力的减 l2mm的圆柱体通过电火花线切割从试样上分 小，应力-应变滞后回线由立着的扁长形状向近乎 离，并使用体积分数为10%~15%的盐酸溶液去 平行四边形形状转化，曲线的斜率减小，表明 除试样表面氧化层，观察更清晰的试样裂纹形貌 H13钢在整个等温疲劳过程中持续循环软化.这 将圆柱体试样沿轴向切成对称两部分，镶嵌后采 是因为在初始循环周次，材料的基体强度和马氏 用Nikon LV150型光学显微镜和Zeiss Supra-40 体位错密度高，达到相应应变幅所需的最大应力 型扫描电子显微镜观察截面裂纹形貌和显微组 大，随着循环周次的增加，高温下会出现动态回复 织，另外采用NH-3型显微硬度计对试样截面显 的过程，高温杨氏模量和屈服强度随温度升高迅 微硬度进行测量，载荷为300g,保压15s 速下降，材料会逐渐软化，达到相同应变幅所需要 的最大应力也会减小20 2结果与讨论 应力应变滞后回线滞回环的面积大小体现试 2.1疲劳力学行为 样损伤的能量，也反映了材料的软化，滞回环的面 2.11循环应力响应曲线 积越大代表损失的能量越多，材料损伤越严重四， 材料的热疲劳力学行为可以在循环应力响应曲 因此通过滞回环的面积可以比较材料的损伤程 线中得以表现，曲线对材料的循环软化或者软化 度.从图3中可以明显地看出应变幅越大，滞回环 也有一定的评估.图2为试样在等温热疲劳实验 的面积越大，即材料的损伤程度越大 下的循环应力响应曲线，实验条件下拉伸应力和 2.2疲劳裂纹 压缩应力呈现对称状态，初始循环阶段可能存在 采用超景深显微镜观察标距中心部分试样表 不稳定现象，出现如图2中类似循环硬化的现象， 面疲劳裂纹情况.因为标距部分是圆柱体，而裂纹 循环稳定后随着循环的进行拉应力和压应力都减 在试样表面沿圆周进行扩展，最终裂纹形态是通 小，说明在稳定循环过程中材料表现为循环软化， 过超景深显微镜沿圆周选取几个部分拍摄，然后 且拉应力和压应力曲线下降速率相近，说明拉伸 拼接在一起呈现裂纹整体形貌，样品表面裂纹形 和压缩两部分材料的软化速率差不多，可以得知 貌如图4所示.从图4可以看出表面裂纹均沿标 在等温疲劳循环过程中材料是持续循环软化.最 距中心圆周方向伸展（垂直于加载方向），而且应 终试样在失效之前出现较为明显的循环响应应力 变幅越大，主裂纹越明显、宽度越大、扩展长度越 突然快速下降的现象，可能是宏观裂纹形成后失 长，1.1%应变幅试样的表面主裂纹沿圆周扩展近 稳扩展，应变幅越大，最终试样失效的循环周次越小， 一周.0.9%应变幅试样扩展长度近4/5周，而0.7% 即疲劳寿命越短.1.1%应变幅试样的循环周次为 应变幅试样裂纹扩展只有半周左右.这表明应变 205周次，仅为0.7%应变幅试样（循环周次为335 的增加会明显加速裂纹的扩展，因为裂纹扩展的 周次)的61.2%，应变的增加降低了疲劳寿命 驱动力主要是机械力，应变越大，裂纹扩展的驱动
热机械疲劳试验机进行等温疲劳试验，试验机使 用带有固态中频发射机的感应线圈来加热样品的 标距部分. 将 k 型热电偶用点焊的方式焊接在试 件中心来监测温度，温度波动误差可以控制在 ±5 ℃ 以内. 轴向拉伸应变通过安装在试样标距中 心部分的高温陶瓷引伸计进行控制. 试验在非真空状态 600 ℃ 下进行，疲劳试验 过程中的应变幅值分别为 0.7%、0.9% 和 1.1%. 应变 率 Rε=εmin/εmax=−1（其中 εmin 和 εmax 分别代表最小 和最大应变幅），一个循环周次为 200 s. 根据 ASTM E2368–10（2017）标准，本实验采用稳定循环周次 的最大拉应力降低 75% 时的循环周次作为试样失 效判据，即对应疲劳寿命（Nf），然后采用双对数坐 标绘制最大拉应力和循环周次之间的关系曲线. 采用 VHX–600 型超景深显微镜观察疲劳后 试样表面氧化和裂纹形貌. 将标距中心部分 Φ6 mm× 12 mm 的圆柱体通过电火花线切割从试样上分 离，并使用体积分数为 10%～15% 的盐酸溶液去 除试样表面氧化层，观察更清晰的试样裂纹形貌. 将圆柱体试样沿轴向切成对称两部分，镶嵌后采 用 Nikon LV 150 型光学显微镜和 Zeiss Supra–40 型扫描电子显微镜观察截面裂纹形貌和显微组 织. 另外采用 NH–3 型显微硬度计对试样截面显 微硬度进行测量，载荷为 300 g，保压 15 s. 2 结果与讨论 2.1 疲劳力学行为 2.1.1 循环应力响应曲线 材料的热疲劳力学行为可以在循环应力响应曲 线中得以表现，曲线对材料的循环软化或者软化 也有一定的评估. 图 2 为试样在等温热疲劳实验 下的循环应力响应曲线，实验条件下拉伸应力和 压缩应力呈现对称状态，初始循环阶段可能存在 不稳定现象，出现如图 2 中类似循环硬化的现象， 循环稳定后随着循环的进行拉应力和压应力都减 小，说明在稳定循环过程中材料表现为循环软化， 且拉应力和压应力曲线下降速率相近，说明拉伸 和压缩两部分材料的软化速率差不多，可以得知 在等温疲劳循环过程中材料是持续循环软化. 最 终试样在失效之前出现较为明显的循环响应应力 突然快速下降的现象，可能是宏观裂纹形成后失 稳扩展，应变幅越大，最终试样失效的循环周次越小， 即疲劳寿命越短. 1.1% 应变幅试样的循环周次为 205 周次，仅为 0.7% 应变幅试样（循环周次为 335 周次）的 61.2%，应变的增加降低了疲劳寿命. 2.1.2 应力–应变滞后回线 与拉压对称的循环应力响应曲线对称性相 似，应力–应变滞后回线关于原点对称，从图 3 可 以看出随着循环的增加，由于最大拉压应力的减 小，应力–应变滞后回线由立着的扁长形状向近乎 平行四边形形状转化 ，曲线的斜率减小 ，表 明 H13 钢在整个等温疲劳过程中持续循环软化. 这 是因为在初始循环周次，材料的基体强度和马氏 体位错密度高，达到相应应变幅所需的最大应力 大，随着循环周次的增加，高温下会出现动态回复 的过程，高温杨氏模量和屈服强度随温度升高迅 速下降，材料会逐渐软化，达到相同应变幅所需要 的最大应力也会减小[20] . 应力应变滞后回线滞回环的面积大小体现试 样损伤的能量，也反映了材料的软化，滞回环的面 积越大代表损失的能量越多，材料损伤越严重[21] ， 因此通过滞回环的面积可以比较材料的损伤程 度. 从图 3 中可以明显地看出应变幅越大，滞回环 的面积越大，即材料的损伤程度越大. 2.2 疲劳裂纹 采用超景深显微镜观察标距中心部分试样表 面疲劳裂纹情况. 因为标距部分是圆柱体，而裂纹 在试样表面沿圆周进行扩展，最终裂纹形态是通 过超景深显微镜沿圆周选取几个部分拍摄，然后 拼接在一起呈现裂纹整体形貌，样品表面裂纹形 貌如图 4 所示. 从图 4 可以看出表面裂纹均沿标 距中心圆周方向伸展（垂直于加载方向），而且应 变幅越大，主裂纹越明显、宽度越大、扩展长度越 长，1.1% 应变幅试样的表面主裂纹沿圆周扩展近 一周，0.9% 应变幅试样扩展长度近 4/5 周，而 0.7% 应变幅试样裂纹扩展只有半周左右. 这表明应变 的增加会明显加速裂纹的扩展，因为裂纹扩展的 驱动力主要是机械力，应变越大，裂纹扩展的驱动 1000 −1000 800 600 400 200 −200 −400 −600 −800 0 0 10 100 1000 Maximum stress/MPa Cycles to failure, Nf Δεm/2=0.7% Δεm/2=0.9% Δεm/2=1.1% 图 2 循环应力响应曲线 Fig.2 Cyclic stress response curves · 658 · 工程科学学报，第 43 卷，第 5 期
朱振强等：应变幅对H13热作模具钢等温疲劳行为的影响 659· (a) 1000 (b) 1000 800 800 600 400 0.8 0.60.8 -1.0 4-0.2 02 60.81.0 2200 Mechanical strain/% Mechanical strain/% 600 600 -800 -800 -1000 -1000 (c) 1000 800 6-0.4-0.2 0.20 81.01.2 Mechanical strain/ -800 -1000 图3应力-机械应变滞后回线.(a)△c.2=1.1%:(b)△cm/2-=0.9%:(c)△cm2=0.7% Fig.3 Stress-strain hysteresis loops:(a)Ac/2=1.1%;(b)Ac /2=0.9%;(c)Ac/2=0.7% (a) b (c) 下的时间，s:ao.m是氧化常数(aom=4.4×10-8ms1P), 循环应变增强氧化作用，Reger的研究四表明在小 于15min的时间内抛物线方程就开始不适用了， 说明在很早的阶段就大大增强了氧化动力学，最 终氧化物剥落导致的这种行为，长时暴露发生的 氧化剥落现象致使测得的数据比预计的数据小. 本试验中试样在200倍超景深镜头下的表面 形貌如图5所示，图5(a)中可以看到氧化层覆盖 在基体材料上，而氧化层有脆性易破碎，图5(b) 中A点可以看到氧化层部分翘起，在应变和热循 环的作用下氧化层会逐渐剥落.这与长时暴露氧 I mm 化物剥落情况一致.图5(a),(b),(c)分别为 图4试样表面裂纹形貌.(a)△cm2=1.1%:(b)△Ea/2=0.9%:(c)△cm/ 0.7%、0.9%和1.1%应变幅试样的表面氧化情况， 2=0.7% 应变越小，暴露在高温下时间越长，氧化层覆盖情 Fig.4 Crack morphology of the specimen surface:(a)Ac/2=1.1% (b)△cm/2=0.9%;(c)△cm2=0.7% 况越严重，即氧化与高温时间为正相关关系 氧化剥落会导致表面不平整，容易产生应力 力越大 集中，在拉压应力作用下产生新的裂纹，新的裂纹 试验在非真空环境下进行，高温条件下疲劳 会加快应力的释放，促进裂纹扩展]裂缝中还存 过程中氧化情况不容忽视.在无应力条件，简单合 在氧化物，因为氧化产生的氧化物会侵入到裂缝 金及金属试样在高温非真空环境下试样表面氧化 中，在疲劳过程中因为两者膨胀系数和弹性模量 层厚度遵循抛物线方程： 的差异产生热失配应力，在热失配应力下氧化物 Im=do.mt1/2 (1) 更容易破裂，这种氧化辅助增长导致微裂纹的产 其中，Im是平均氧化层厚度，m:1是暴露在非真空 生和增加24-2，微裂纹会作为裂纹源进行扩展，因
力越大. 试验在非真空环境下进行，高温条件下疲劳 过程中氧化情况不容忽视. 在无应力条件，简单合 金及金属试样在高温非真空环境下试样表面氧化 层厚度遵循抛物线方程： lm=αo,mt 1/2 （1） 其中，lm 是平均氧化层厚度，m；t 是暴露在非真空 下的时间，s；αo,m 是氧化常数（αo,m=4.4×10−8 m·s−1/2）， 循环应变增强氧化作用，Reger 的研究[22] 表明在小 于 15 min 的时间内抛物线方程就开始不适用了， 说明在很早的阶段就大大增强了氧化动力学，最 终氧化物剥落导致的这种行为，长时暴露发生的 氧化剥落现象致使测得的数据比预计的数据小. 本试验中试样在 200 倍超景深镜头下的表面 形貌如图 5 所示，图 5（a）中可以看到氧化层覆盖 在基体材料上，而氧化层有脆性易破碎，图 5（b） 中 A 点可以看到氧化层部分翘起，在应变和热循 环的作用下氧化层会逐渐剥落. 这与长时暴露氧 化物剥落情况一致 . 图 5（ a） ， （ b） ， （ c） 分 别 为 0.7%、0.9% 和 1.1% 应变幅试样的表面氧化情况， 应变越小，暴露在高温下时间越长，氧化层覆盖情 况越严重，即氧化与高温时间为正相关关系. 氧化剥落会导致表面不平整，容易产生应力 集中，在拉压应力作用下产生新的裂纹，新的裂纹 会加快应力的释放，促进裂纹扩展[23] . 裂缝中还存 在氧化物，因为氧化产生的氧化物会侵入到裂缝 中，在疲劳过程中因为两者膨胀系数和弹性模量 的差异产生热失配应力，在热失配应力下氧化物 更容易破裂，这种氧化辅助增长导致微裂纹的产 生和增加[24−25] ，微裂纹会作为裂纹源进行扩展，因 −0.8 −0.6 −0.4 −0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 −1000 −800 −600 −400 −200 0 200 400 600 800 1000 Stress/MPa Mechanical strain/% −1.0 −0.8 −0.6 −0.4 −0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 −1000 −800 −600 −400 −200 0 200 400 600 800 1000 Stress/MPa Mechanical strain/% −1.2−1.0−0.8−0.6−0.4−0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 −1000 −800 −600 −400 −200 0 200 400 600 800 1000 Stress/MPa Mechanical strain/% (a) (b) (c) 图 3 应力–机械应变滞后回线. （a）Δεm/2=1.1%；（b）Δεm/2=0.9%；（c）Δεm/2=0.7% Fig.3 Stress–strain hysteresis loops: (a) Δεm/2=1.1%; (b) Δεm/2=0.9%; (c) Δεm/2=0.7% (a) 1 mm 1 mm 1 mm (b) (c) 图 4 试样表面裂纹形貌. （a）∆εm/2=1.1%；（b）∆εm/2=0.9%；（c）∆εm/ 2=0.7% Fig.4 Crack morphology of the specimen surface: (a) ∆εm/2=1.1%; (b) ∆εm/2=0.9%; (c) ∆εm/2=0.7% 朱振强等： 应变幅对 H13 热作模具钢等温疲劳行为的影响 · 659 ·
660 工程科学学报，第43卷，第5期 (a) (b) (b) 250m 250m um (d) (c) m um 250m (e) ( 图5试样表面氧化.(a)△c2=0.7%:(b)△c2=0.9%:(c)△e2=1.1% Fig.5 Oxidation of the specimen surface:(a)Ac0.7%(b)Am= 0.9%,(c)△c2=1.1% 14m 1 um 图7不同应变幅和对应无应变幅疲劳组织.(a)△c2-0(18.6h: 此氧化是高温疲劳破坏的一大主要因素 (b)△cm2=013.1h:(c)△m/2=011.4h片(d)△Em/2=0.79%(18.6h:(e)△cm/ 2.3显微组织 2=0.9%(13.1h:(f)△xm2=1.1%(11.4h) 采用扫描电镜观察等温疲劳前后试样的微观 Fig.7 Isothermal fatigue microstructure with and without strain 组织，图6可以看出等温疲劳前的回火组织主要 amplitude:(a)△cn2-0(18.6hb)△cn2=0(13.1h(c)△c2=0(11.4h: 是马氏体和回火析出的碳化物以及淬火过程中未 (d△cn2=0.7%(18.6h,(e)△xm/2=0.9%(13.1h:(①△82=1.1%(11.4h)） 溶的碳化物，等温疲劳实验中在600℃高温和应 组织图采用image--pro软件辅助计算碳化物平均尺 变的循环下，组织有一定的长大和粗化，包括马氏 寸和数量，统计结果如图8所示.应变幅越大，碳 体板条的粗化和碳化物的长大.在长时间高温下， 化物数量越多，碳化物平均直径越小，1.1%应变 还会发生部分回复现象，马氏体板条的特征会消 幅试样循环周次短，但视场中出现的碳化物数量 失，图6(a)中为试样淬回火组织，在经过疲劳试验 最多，碳化物平均直径最小，较0.7%应变幅试样 后组织碳化物数量明显增加，如图6(b)所示. 数量多36.3%.平均直径小8.5%.可以得知应变对 碳化物析出的作用更大.应变大的试样碳化物较 (a) (b) 为细小，因为碳化物的粗化还与循环周次有关， 0.7%应变幅试样循环周次多，不仅有原本组织中 5 um 5μm 碳化物的粗化，还有回复过程中析出碳化物的粗 图6疲劳前后组织.(a)淬回火试样：(b)△8m2=0.7% 化，因此视场中大尺寸碳化物更多一些，碳化物平 Fig.6 Microstructure before and after isothermal fatigue:(a)specimen 均直径也更大 after quenching and tempering;(b)Ac /2=0.7% 100 为了更清晰地对比分析出应变对疲劳试样微 Average diameter of carbide/nm 2000 观组织的影响，进行一组600℃下无应变幅的试 Number of carbide 1673 验，三组试验时间分别对应0.7%、0.9%和1.1%应 差160 76.12 1497 80 变幅试样的试验时间，可以看出在高温下保温时 72.47 69.65 间越长，试样回复程度越明显，图7(c)还保留一些 1227 70 1200 马氏体板条特征，图7(b)到图7(a)马氏体板条特 60 征逐渐消失，碳化物数量越来越多，尤其是细小弥 800 散的碳化物越来越多，这是由于在高温条件下温 度不断循环，为碳原子的扩散提供能量，导致碳的 400 40 0.7 0.9 1.1 脱溶及碳化物的形成，这也是材料强度降低，发生 Mechanical strain amplitude/ 软化的原因.图7(a)(d)、(b)(e)和(c)(f)是相同 因8不同应变幅试样碳化物数量和平均直径 温度、时间条件下有无应变的区别，可以明显看 Fig.8 Number and average diameter of carbides in samples with 出，相同温度、时间条件下，应变明显增加组织的 different strain amplitudes 粗化和长大，体现在碳化物数量和碳化物尺寸都 2.4显微硬度 增加明显 图9给出了试样等温疲劳试验后的显微硬度， 对三种应变幅试样各选取15张15000倍扫描 有应变幅的试样疲劳后显微硬度远低于无应变幅
此氧化是高温疲劳破坏的一大主要因素. 2.3 显微组织 采用扫描电镜观察等温疲劳前后试样的微观 组织，图 6 可以看出等温疲劳前的回火组织主要 是马氏体和回火析出的碳化物以及淬火过程中未 溶的碳化物，等温疲劳实验中在 600 ℃ 高温和应 变的循环下，组织有一定的长大和粗化，包括马氏 体板条的粗化和碳化物的长大. 在长时间高温下， 还会发生部分回复现象，马氏体板条的特征会消 失，图 6（a）中为试样淬回火组织，在经过疲劳试验 后组织碳化物数量明显增加，如图 6（b）所示. (a) (b) 5 μm 5 μm 图 6 疲劳前后组织. （a）淬回火试样；（b）Δεm/2=0.7% Fig.6 Microstructure before and after isothermal fatigue: (a) specimen after quenching and tempering; (b) Δεm/2 = 0.7% 为了更清晰地对比分析出应变对疲劳试样微 观组织的影响，进行一组 600 ℃ 下无应变幅的试 验，三组试验时间分别对应 0.7%、0.9% 和 1.1% 应 变幅试样的试验时间，可以看出在高温下保温时 间越长，试样回复程度越明显，图 7（c）还保留一些 马氏体板条特征，图 7（b）到图 7（a）马氏体板条特 征逐渐消失，碳化物数量越来越多，尤其是细小弥 散的碳化物越来越多，这是由于在高温条件下温 度不断循环，为碳原子的扩散提供能量，导致碳的 脱溶及碳化物的形成，这也是材料强度降低，发生 软化的原因. 图 7（a）（d）、（b）（e）和（c）（f）是相同 温度、时间条件下有无应变的区别，可以明显看 出，相同温度、时间条件下，应变明显增加组织的 粗化和长大，体现在碳化物数量和碳化物尺寸都 增加明显. 对三种应变幅试样各选取 15 张 15000 倍扫描 组织图采用 image-pro 软件辅助计算碳化物平均尺 寸和数量，统计结果如图 8 所示. 应变幅越大，碳 化物数量越多，碳化物平均直径越小. 1.1% 应变 幅试样循环周次短，但视场中出现的碳化物数量 最多，碳化物平均直径最小，较 0.7% 应变幅试样 数量多 36.3%，平均直径小 8.5%，可以得知应变对 碳化物析出的作用更大. 应变大的试样碳化物较 为细小，因为碳化物的粗化还与循环周次有关， 0.7% 应变幅试样循环周次多，不仅有原本组织中 碳化物的粗化，还有回复过程中析出碳化物的粗 化，因此视场中大尺寸碳化物更多一些，碳化物平 均直径也更大. 2000 100 90 80 70 60 50 40 1600 76.12 72.47 69.65 1227 1497 Average diameter of carbide/nm Number of carbide 1673 1200 800 400 Number of carbide Average diameter of carbide/nm Mechanical strain amplitude/% 0.7 0.9 1.1 图 8 不同应变幅试样碳化物数量和平均直径 Fig.8 Number and average diameter of carbides in samples with different strain amplitudes 2.4 显微硬度 图 9 给出了试样等温疲劳试验后的显微硬度， 有应变幅的试样疲劳后显微硬度远低于无应变幅 (a) (b) (c) 250 μm 250 μm 250 μm A 图 5 试样表面氧化. （a）∆εm/2=0.7%；（b）∆εm/2=0.9%；（c）∆εm/2=1.1% Fig.5 Oxidation of the specimen surface: (a) ∆εm/2=0.7%; (b) ∆εm/2= 0.9%; (c) ∆εm/2=1.1% (a) (b) 1 μm (c) 1 μm (d) 1 μm (e) 1 μm (f) 1 μm 1 μm 图 7 不同应变幅和对应无应变幅疲劳组织. （a）Δεm/2=0(18.6 h)； （b） Δεm/2=0(13.1 h)；（c）Δεm/2=0(11.4 h)；（d）Δεm/2=0.7%(18.6 h)；（e）Δεm/ 2=0.9%(13.1 h)；（f）Δεm/2=1.1%(11.4 h) Fig.7 Isothermal fatigue microstructure with and without strain amplitude: (a) Δεm/2=0(18.6 h); (b) Δεm/2=0(13.1 h); (c)Δεm/2=0(11.4 h); (d) Δεm/2=0.7%(18.6 h); (e) Δεm/2=0.9%(13.1 h); (f) Δεm/2=1.1%(11.4 h) · 660 · 工程科学学报，第 43 卷，第 5 期
朱振强等：应变幅对H13热作模具钢等温疲劳行为的影响 661· 试样，说明应变会加速疲劳过程中材料的软化：无 high pressure die casting applications.Int/Fatigue,2019,119: 论有无应变幅，随着循环时间的增加，试样硬度都 126 会下降，也说明等温疲劳实验是循环软化的过程 [5]Bombac D.Gintalas M,Kugler G,et al.Thermal fatigue behaviour of Fe-1.7C-11.3Cr-1.9Ni-1.2Mo roller steel in temperature range 试样由表及里的硬度差值不大，可以反映出在疲 500-700℃.Int J Fatigue,2019,121:98 劳实验过程中疲劳试验机温差控制的较好，减小 [6] Lu Y,Ripplinger K.Huang XJ,et al.A new fatigue life model for 了心表温差造成的硬度差值 thermally-induced cracking in H13 steel dies for die casting.J 500 Mater Process Technol,2019,271:444 [7]Liu B,Wang B,Yang X D,et al.Thermal fatigue evaluation of 450 AISI H13 steels surface modified by gas nitriding with pre-and post-shot peening.App/Suf Sci,2019,48:45 -△c2=0(18.6h)-■-△x2=0.7%(18.6h) [8]Ghusoon R M,Rawaa H M,Basim HA.Effect of die geometry on ◆-△x/2=0(11.4h) -。-△82=1.1%(13.1h) thermal fatigue of tool steel in aluminium alloy die-casting./OP 4-△cJ2=0(13.1h) -▲-△c/2=0.9%(11.4h) 300 Conf Ser Mater Sci Eng,2019,518(3):032042 [9]Girisha V A,Joshi MM,Kirthan L J,et al.Thermal fatigue 250 analysis of H13 steel die adopted in pressure-die-casting process. Sadhana,.2019,44:148 200 0 0.51.01.52.02.5 3.0 [10]Meng C,Wu C,Wang X L,et al.Effect of thermal fatigue on Distance from the surface/mm microstructure and mechanical properties of H13 tool steel 图9等温疲劳试样显微硬度 processed by selective laser surface melting.Metals,2019,9(7): Fig.9 Microhardness of isothermal fatigue specimen 773 [11]Wu X C,Xu L P.Quantitative analysis and evaluation of the 3结论 Uddeholm heat-checking scale.Plys Test Chem Anal Part A, (1)H13钢的600℃等温疲劳实验中，在0.7% 2002,38(1):14 (吴晓春，许珞萍.Uddeholm热疲劳图谱的分析与定量评定.理 0.9%和1.1%三种不同应变幅下，应变幅越大，试 化检验-物理分册，2002,38(1)：14) 样疲劳寿命越短，1.1%应变幅试样的寿命仅为0.7% [12]Ma Y,Wang H,Chai X.et al.Thermal fatigue behavior of HHD 应变幅的61.2%. hot work tool steel with structures.Mater Sci Eng Technol,2018, (2)应变促进裂纹扩展，1.1%应变幅试样主裂 49(12):1494 纹更明显、裂纹宽度更大、扩展长度更长：应变增 [13]Zuo P P.Wu X C.Zeng Y,et al.In-phase and out-of-phase 强氧化作用，应变幅越小，在高温下暴露时间越 thermomechanical fatigue behavior of 4Cr5MoSiVI hot work die 长，氧化层覆盖情况越严重 steel cycling from 400 C to 700 C.Fatigue Fract Eng Mater (3)等温疲劳试样组织有长大和粗化，应变对 Struct,,2018.41(1):159 碳化物析出有助力作用，1.1%应变幅试样碳化物 [14]Gruning A,Lebsanft M.Scholtes B.Isothermal and thermal fatigue of tool steel AISI H11.Mater Sci Forum,2010,638-642: 较0.7%应变幅试样平均直径小8.5%，数量多36.3%. 3230 [15]Gruning A,KrauB M,Scholtes B.Isothermal fatigue of tool steel 参考文献 AISI H11.Steel Res Int,2008,79(2):111 [1]Srivastava A,Joshi V,Shivpuri R.Computer modeling and [16]Wang H Q.The relationship between stress control and strain prediction of thermal fatigue cracking in die-casting tooling.Wear, control in the field of low cycle fatigue.J Mater Eng,1983(4):17 2004,256(1-2):38 (王海清.低周疲劳领域中应力控制与应变控制的关系.材料工 [2]Hawryluk M,Dolny A,Mrozinski S.Low cycle fatigue studies of 程，1983(4)：17) WCLV steel (1.2344)used for forging tools to work at higher [17]Wang Y Q,Du WQ,Luo Y X.A mean plastic strain fatigue-creep temperatures.Arch Civil Mech Eng,2018,18(2):465 life prediction and reliability analysis of AISI H13 based on energy [3]Zuo P P,Wu X C.Zeng Y,et al.Strain-controlled thermal- method.J Mater Res,2017,32(22):4254 mechanical fatigue behavior of 4Cr5MoSiVl hot work die steel [18]Zeng Y,Zuo PP,Wu X C,et al.Effects of mechanical strain Chin J Eng,2018,40(1:76 amplitude on the isothermal fatigue behavior of H13.IntJMiner (左鹏鹏，吴晓春，曾艳，等.基于应变控制的4Cr5 MoSiV1热作模 Metall Mater,2017,24(9):1004 具钢热机械疲劳行为.工程科学学报，2018,40(1)：76) [19]Wang M,Wu Y,Wei QS,et al.Thermal fatigue properties of H13 [4]Salem M,Le Roux S,Dour G,et al.Effect of aluminizing and hot-work tool steels processed by selective laser melting.Metals, oxidation on the thermal fatigue damage of hot work tool steels for 2020,10(1):116
试样，说明应变会加速疲劳过程中材料的软化；无 论有无应变幅，随着循环时间的增加，试样硬度都 会下降，也说明等温疲劳实验是循环软化的过程. 试样由表及里的硬度差值不大，可以反映出在疲 劳实验过程中疲劳试验机温差控制的较好，减小 了心表温差造成的硬度差值. 500 450 400 350 300 250 200 Microhardness, HV0.3 Distance from the surface/mm Δεm/2=0 (18.6 h) Δεm/2=0 (11.4 h) Δεm/2=0 (13.1 h) Δεm/2=0.7% (18.6 h) Δεm/2=1.1% (13.1 h) Δεm/2=0.9% (11.4 h) 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 图 9 等温疲劳试样显微硬度 Fig.9 Microhardness of isothermal fatigue specimen 3 结论 （1）H13 钢的 600 ℃ 等温疲劳实验中，在 0.7%、 0.9% 和 1.1% 三种不同应变幅下，应变幅越大，试 样疲劳寿命越短，1.1% 应变幅试样的寿命仅为 0.7% 应变幅的 61.2%. （2）应变促进裂纹扩展，1.1% 应变幅试样主裂 纹更明显、裂纹宽度更大、扩展长度更长；应变增 强氧化作用，应变幅越小，在高温下暴露时间越 长，氧化层覆盖情况越严重. （3）等温疲劳试样组织有长大和粗化，应变对 碳化物析出有助力作用，1.1% 应变幅试样碳化物 较 0.7% 应变幅试样平均直径小 8.5%，数量多 36.3%. 参 考 文 献 Srivastava A, Joshi V, Shivpuri R. Computer modeling and prediction of thermal fatigue cracking in die-casting tooling. Wear, 2004, 256（1-2）: 38 [1] Hawryluk M, Dolny A, Mroziński S. Low cycle fatigue studies of WCLV steel (1.2344) used for forging tools to work at higher temperatures. Arch Civil Mech Eng, 2018, 18（2）: 465 [2] Zuo P P, Wu X C, Zeng Y, et al. Strain-controlled thermalmechanical fatigue behavior of 4Cr5MoSiV1 hot work die steel. Chin J Eng, 2018, 40（1）: 76 （左鹏鹏, 吴晓春, 曾艳, 等. 基于应变控制的4Cr5MoSiV1热作模 具钢热机械疲劳行为. 工程科学学报, 2018, 40（1）：76） [3] Salem M, Le Roux S, Dour G, et al. Effect of aluminizing and oxidation on the thermal fatigue damage of hot work tool steels for [4] high pressure die casting applications. Int J Fatigue, 2019, 119: 126 Bombač D, Gintalas M, Kugler G, et al. Thermal fatigue behaviour of Fe-1.7C-11.3Cr-1.9Ni-1.2Mo roller steel in temperature range 500–700 ℃. Int J Fatigue, 2019, 121: 98 [5] Lu Y, Ripplinger K, Huang X J, et al. A new fatigue life model for thermally-induced cracking in H13 steel dies for die casting. J Mater Process Technol, 2019, 271: 444 [6] Liu B, Wang B, Yang X D, et al. Thermal fatigue evaluation of AISI H13 steels surface modified by gas nitriding with pre- and post-shot peening. Appl Surf Sci, 2019, 483: 45 [7] Ghusoon R M, Rawaa H M, Basim H A. Effect of die geometry on thermal fatigue of tool steel in aluminium alloy die-casting. IOP Conf Ser Mater Sci Eng, 2019, 518（3）: 032042 [8] Girisha V A, Joshi M M, Kirthan L J, et al. Thermal fatigue analysis of H13 steel die adopted in pressure-die-casting process. Sādhanā, 2019, 44: 148 [9] Meng C, Wu C, Wang X L, et al. Effect of thermal fatigue on microstructure and mechanical properties of H13 tool steel processed by selective laser surface melting. Metals, 2019, 9（7）: 773 [10] Wu X C, Xu L P. Quantitative analysis and evaluation of the Uddeholm heat-checking scale. Phys Test Chem Anal Part A, 2002, 38（1）: 14 （吴晓春, 许珞萍. Uddeholm热疲劳图谱的分析与定量评定. 理 化检验–物理分册, 2002, 38（1）：14） [11] Ma Y, Wang H, Chai X, et al. Thermal fatigue behavior of HHD hot work tool steel with structures. Mater Sci Eng Technol, 2018, 49（12）: 1494 [12] Zuo P P, Wu X C, Zeng Y, et al. In-phase and out-of-phase thermomechanical fatigue behavior of 4Cr5MoSiV1 hot work die steel cycling from 400 ℃ to 700 ℃. Fatigue Fract Eng Mater Struct, 2018, 41（1）: 159 [13] Grüning A, Lebsanft M, Scholtes B. Isothermal and thermal fatigue of tool steel AISI H11. Mater Sci Forum, 2010, 638-642: 3230 [14] Grüning A, Krauβ M, Scholtes B. Isothermal fatigue of tool steel AISI H11. Steel Res Int, 2008, 79（2）: 111 [15] Wang H Q. The relationship between stress control and strain control in the field of low cycle fatigue. J Mater Eng, 1983（4）: 17 （王海清. 低周疲劳领域中应力控制与应变控制的关系. 材料工 程, 1983（4）：17） [16] Wang Y Q, Du W Q, Luo Y X. A mean plastic strain fatigue-creep life prediction and reliability analysis of AISI H13 based on energy method. J Mater Res, 2017, 32（22）: 4254 [17] Zeng Y, Zuo P P, Wu X C, et al. Effects of mechanical strain amplitude on the isothermal fatigue behavior of H13. Int J Miner Metall Mater, 2017, 24（9）: 1004 [18] Wang M, Wu Y, Wei Q S, et al. Thermal fatigue properties of H13 hot-work tool steels processed by selective laser melting. Metals, 2020, 10（1）: 116 [19] 朱振强等： 应变幅对 H13 热作模具钢等温疲劳行为的影响 · 661 ·
·662 工程科学学报，第43卷.第5期 [20]Zuo P P.Research on Thermomechanical Fatigue Behavior and [23]Tong Q,Wu X C,Zhou Q C,et al.Thermal fatigue mechanism of Damage Mechanism of Die-Casting Die Steel[Dissertation] SDH3 hot work steel.Trans Mater Heat Treat,2010,31(5):81 Shanghai:Shanghai University,2018 (佟倩，吴晓春，周青春，等.热作模具钢SDH3热疲劳机理.材料 (左鹏鹏.压铸模具钢热机械疲劳行为及损伤机理研究学位论 热处理学报，2010,31(5)：81) 文]上海：上海大学，2018) [24]Qian L H,Wang Z G,Toda H,et al.High temperature low cycle [21]Jiang Q C.Zhao X M,Qiu F,et al.The relationship between fatigue and thermo-mechanical fatigue of a 6061Al reinforced with oxidation and thermal fatigue of martensitic hot-work die steels. SiCw.Mater Sci Eng A,2000,291(1-2):235 Acta Merall Sin (Engl Lem),2018,31(7):692 [25]Neu R W.Crack paths in single-crystal Ni-base superalloys under [22]Reger M,ReMY L.Fatigue oxidation interaction in in 100 isothermal and thermomechanical fatigue.Int J Fatigue,2019, superalloy.Metall Trans 4,1988,19(9):2259 123:268
Zuo P P. Research on Thermomechanical Fatigue Behavior and Damage Mechanism of Die-Casting Die Steel[Dissertation]. Shanghai: Shanghai University, 2018 （ 左鹏鹏. 压铸模具钢热机械疲劳行为及损伤机理研究[学位论 文]. 上海: 上海大学, 2018） [20] Jiang Q C, Zhao X M, Qiu F, et al. The relationship between oxidation and thermal fatigue of martensitic hot-work die steels. Acta Metall Sin (Engl Lett), 2018, 31（7）: 692 [21] Reger M, RéMY L. Fatigue oxidation interaction in in 100 superalloy. Metall Trans A, 1988, 19（9）: 2259 [22] Tong Q, Wu X C, Zhou Q C, et al. Thermal fatigue mechanism of SDH3 hot work steel. Trans Mater Heat Treat, 2010, 31（5）: 81 （佟倩, 吴晓春, 周青春, 等. 热作模具钢SDH3热疲劳机理. 材料 热处理学报, 2010, 31（5）：81） [23] Qian L H, Wang Z G, Toda H, et al. High temperature low cycle fatigue and thermo-mechanical fatigue of a 6061Al reinforced with SiCW. Mater Sci Eng A, 2000, 291（1-2）: 235 [24] Neu R W. Crack paths in single-crystal Ni-base superalloys under isothermal and thermomechanical fatigue. Int J Fatigue, 2019, 123: 268 [25] · 662 · 工程科学学报，第 43 卷，第 5 期
