馮擎峰１,姚再起１,葉 拓２,朱 凌１,王震虎２,郭鵬程２,李落星２

(１．寧波吉利汽車研究開發(fā)有限公司,寧波 ３１５０００;

２．湖南大學汽車車身先進設計制造國家重點實驗室,長沙 ４１００８２)

摘 要:采用分離式霍普金森壓桿裝置對６０１３ＧT４鋁合金在不同溫度(２５,２００,３００ ℃)和應變速率(１０００,２０００,３０００,４０００,５０００s－１)下進行了動態(tài)壓縮試驗,研究了該鋁合金在沖擊載荷作用下的動態(tài)力學行為,并采用試驗擬合得到的JohnsonＧCook本構方程,對動態(tài)沖擊試驗進行了數值模擬.結果表明:６０１３ＧT４鋁合金具有明顯的應變速率和應變硬化效應,動態(tài)流變應力隨變形溫度的升高而減小;室溫下合金的屈服強度對應變速率不敏感,但隨變形溫度的升高,屈服強度的應變速率敏感性增強;基于室溫準靜態(tài)與不同溫度和應變速率下的動態(tài)真應力Ｇ真應

變曲線,確定了鋁合金的JohnsonＧCook本構方程;不同溫度和應變速率下真應力Ｇ真應變曲線的數值模擬結果與本構方程擬合和試驗結果均吻合的較好.

關鍵詞:６０１３ＧT４鋁合金;動態(tài)力學行為;應變速率敏感性;數值模擬

中圖分類號:TG１５６ 文獻標志碼:A 文章編號:１０００Ｇ３７３８(２０１７)０７Ｇ００８５Ｇ０６

DynamicMechanicalBehaviorandNumericalSimulationof６０１３ＧT４

AluminumAlloyatDifferentTemperaturesandStrainRates

FENGQingfeng

１,YAOZaiqi１,YETuo２,ZHULing

１,WANGZhenhu２,GUOPengcheng

２,LILuoxing

２

(１．NingboGeelyAutomobileResearchDevelopmentCo．Ltd．,Ningbo３１５０００,China;

２．StateKeyLaboratoryofAdvancedDesignandManufactureforVehicleBody,HunanUniversity,Changsha４１００８２,China)

Abstract:Dynamiccompressiontestof６０１３ＧT４aluminumalloywasconductedbysplitHopkinsonpressure

barapparatusatdifferenttemperatures (２５,２００,３００ ℃)andstrainrates (１０００,２０００,３０００,４０００,

５０００s－１),anddynamicmechanicalbehaviorunderimpactloadwasinvestigated．Numericalsimulationofdynamic

impactexperimentwascarriedoutbythefittedJohnsonＧCookconstitutiveequation．Theresultsshowthat６０１３ＧT４

aluminumalloyhadsignificantstrainrateandstrainhardeningeffect,andthedynamicflowstressdecreasedwith

increaseofdeformationtemperature．Theyieldstrengthatroomtemperaturewasinsensitivitytostrainrate．As

deformationtemperatureincreased,thestrainratesensitivityofyieldstrengthgraduallyincreased．Basedonthe

quasiＧstaticatroomtemperatureanddynamictruestressＧtruestraincurvesatdifferenttemperaturesandstrain

rates,JohnsonＧCookconstitutiveequationofthealloywasdetermined．ThesimulatedresultsoftruestressＧtrue

straincurvesatdifferenttemperaturesandstrainrateswereconsistencewiththeexperimentalandconstitutive

results．

Keywords:６０１３ＧT４aluminumalloy;dynamicmechanicalbehavior;strainratesensitivity;numericalsimulation

０ 引 言

與傳統(tǒng)鋼鐵材料相比,鋁合金具有密度小、比強度和比剛度高等優(yōu)點,是實現汽車輕量化的重要材料[１Ｇ３].６０１３鋁合金是目前汽車、武器和航空航天領域中應用最為廣泛的鋁合金之一,該鋁合金在服役過程中除了承受室溫準靜態(tài)載荷外,還要面臨不同溫度下的沖擊、爆炸等動態(tài)載荷的作用.在動態(tài)載荷的作用下,材料的應變速率通?？蛇_到１×１０３ ~

１×１０４s－１.眾所周知,材料的力學響應行為隨變形溫度和應變速率的不同而顯著不同[４Ｇ５],而大多數的金屬材料都會表現出明顯的應變速率效應[６].A３５６、A３５７、F３５７鋁合金在動態(tài)載荷作用下的流變應力隨應變速率的增加而增大,與準靜態(tài)載荷下的 相 比,其 流 變 應 力 增 加 了 ４％ ~８％[７].LEE

等[１]和 FAN 等[８]在研究６０６１ＧT６鋁合金的動態(tài)力學響應行為時都發(fā)現了該鋁合金具有明顯的應變速率敏感性,６００５ＧT６鋁合金在高應變速率的載荷作用下也表現出類似的特征[９].變形溫度在２５~４００ ℃范圍內,６０６１ＧT６鋁合金的動態(tài)流變應力隨溫度的升高而不斷減小[８];變形溫度在－１５０~２５ ℃范圍內,２０２４ＧT４和７０７５ＧT６鋁合金的流變應力隨溫度的升高而不斷減小[１０];武永甫等[１１]采用分離式霍普金森壓桿裝置研究了７０７５ＧT６鋁合金在２５~４００ ℃范圍內的流變應力,表明該鋁合金的流變應力隨變形溫度的升高而逐漸減小,但在３５０~４００ ℃時流變應力對溫度不敏感.因此,應變速率和變形溫度都會影響鋁合金的動態(tài)力學性能[１２Ｇ１３],且鋁合金在不同工況條件下的力學響應規(guī)律也并不相同.當應變速率達到１×１０４s－１時,由于局部的溫升效應,６０６１鋁合金

的流變應力不再增加[１４];文獻[１５Ｇ１６]的研究結果表明 LC４和 LY１２ＧCZ鋁合金在高應變速率下的流變應力隨應變速率的增加而基本不變.

雖然霍普金森壓桿裝置能夠獲得材料在高應變速率下的力學行為,但要實現鋁合金在汽車、航空航天、武器裝備等領域的大規(guī)模應用,還需建立有效的力學本構模型來表征其力學響應行為,并能夠進行仿真分析.JohnsonＧCook模型簡稱JＧC模型,其形式簡單且考慮了應變速率和溫度效應的影響,可以對金屬材料的應力響應行為進行比較準確的預測,是現有動

態(tài)塑性變形仿真商業(yè)軟件中最常用的本構模型.目前,國內外對鋁合金在動態(tài)載荷下的力學行為及本構方程已進行了一定研究[５Ｇ１７],但研究內容比較單一且缺乏系統(tǒng)性,絕大部分研究都是針對室溫下的變形行為,很少有關于鋁合金在高溫沖擊載荷下變形行為與仿真分析的報道,特別是工業(yè)上應用較廣的６０１３鋁合金.因此,為了更好地進行結構設計、分析與優(yōu)化,提高輕量化６０１３鋁合金結構在服役過程中的穩(wěn)定性,作者采用霍普金森壓桿裝置研究了６０１３ＧT４ 鋁合金在不同溫度和應變速率下的動態(tài)力學行為,同時通過數值仿真技術,探討了采用JＧC本構模型表征６０１３鋁合金在不同溫度和應變速率下變形行為的可行性.

１ 試樣制備與試驗方法

試驗材料為商業(yè)６０１３鋁合金,采用 XJＧ８００臥式金屬型材擠壓機擠壓成截面直徑為２５mm 的鋁合金棒材,然后進行 T４處理,實測化學成分如表１所示.采用火花放電線切割機在擠壓棒材上切割加工出?８mm×４mm 的圓柱形壓縮試樣,取樣位置和顯微組織如圖１所示,試樣的組織呈纖維狀分布.

圖１ 鋁合金試樣的取樣位置和顯微組織

Fig.１ Samplingplace a andmicrostructure b

ofaluminumalloysample

   準靜態(tài)壓縮試驗在INSTRONＧ４２０６型電液伺服試驗機上進行,應變速率為０．００１s－１;不同溫度下的動態(tài)壓縮試驗采用分離式霍普金森壓桿(splitHopkinsonpressurebar,SHPB)裝置,應變速率分別為１０００,２０００,３０００,４０００,５０００s－１,試驗溫度分別為室溫(２５ ℃),２００ ℃和３００ ℃.試驗試驗數據?。硞€試樣的平均值.試驗前在試樣表面和壓頭間涂潤滑劑,圓柱形試樣放置在入射桿和反射桿之間,通過調節(jié)氣壓室中氮氣的氣壓來控制子彈撞擊入射桿的速度,從而實現試驗所設定的應變速率.子彈 長 度 為 ２００ mm,入 射 桿 與 反 射 桿 長 度 均 為１４００mm,子彈和壓桿直徑均為１４mm.

２ 試驗結果與討論

２．１ 力學行為

   由圖２可知:室溫下試驗合金的屈服強度對應變速率不敏感,屈服后不同應變速率下的真應力Ｇ真應變曲線呈現一定偏離,表現出一定的應變速率敏感性;準靜態(tài)載荷作用下,試驗合金的流變應力明顯低于動態(tài)載荷下的流變應力,且屈服后流變應力的增加速率較慢,即合金在準靜態(tài)載荷下的應變硬化率較低,當真應變增加至０．１７后,流變應力基本不再增加;與準靜態(tài)載荷作用時相比,動態(tài)沖擊載荷作用下試驗合金的流變應力隨真應變的增加而顯著增大,且屈服后試驗合金動態(tài)流變應力的增加速率也明顯增大,即在動態(tài)沖擊載荷作用下試驗合金表現出很強的應變硬化效應;在動態(tài)沖擊載荷作用下,試

驗合金的流變應力隨應變速率的增加而增大,表現出明顯的正應變速率敏感性和應變速率硬化效應;當應變速率增加至５０００s－１時,其流變應力在變形后期不但沒有增加,反而略有下降,這可能是由于在該應變速率下動態(tài)壓縮所引起的局部溫升軟化大于應變速率硬化和應變硬化的緣故[１８].

   由圖３并結合圖２可知:試驗合金的動態(tài)流變應力隨變形溫度的升高而減小,室溫下屈服強度對應變速率不敏感,但隨變形溫度的升高,屈服強度的應變速率敏感性增強.此外,試驗合金在高溫下的最大流變應力對應變速率不敏感.

   圖４為６０１３ＧT４鋁合金各溫度和應變速率下的應變硬化率Ｇ真應變曲線,表征了合金應變硬化行為的演變過程.由于 SHPB 試驗所獲得的應力Ｇ應變曲線的彈性段與材料的彈性模量存在偏差,故應變硬化率Ｇ真應變曲線不考慮彈性段[１９].由圖可知,在準靜態(tài)與動態(tài)載荷下,試驗合金所表現出的應變硬化行為存在顯著差異,準靜態(tài)載荷作用下的應變

   硬化率明顯低于同溫度下動態(tài)載荷下的應變硬化率,這表明合金的應變硬化能力具有明顯的應變速率效應.準靜態(tài)載荷下的應變硬化率隨真應變的變化趨勢可大致分成３個階段:第１階段,應變硬化率隨真應變的增加而迅速降低;第２階段,應變硬化率隨真應變 的 增 加 而 增 加,一 直 持 續(xù) 到 真 應 變 約 為０．０２５;第３階段,應變硬化率隨真應變的增加而緩慢降低.動態(tài)沖擊載荷下,試驗合金在不同溫度下的應變硬化行為存在顯著差異.室溫下試驗合金的應變硬化率隨真應變的變化關系同樣可分成３個階段,但與準靜態(tài)載荷下的相比,其應變硬化率的演變規(guī)律略有不同,這表現為:第２階段,隨應變速率的增加,應變硬化率基本不變;第３階段,應變硬化率的下降速度明顯加快,這主要是由于在變形中后期,試驗合金的應變硬化能力逐漸減弱而絕熱溫升軟化效應不斷增加所致.隨變形溫度的升高,合金屈服后的應變硬化能力逐漸增強,使得原室溫下非常明顯的第２階段逐漸消失,當變形溫度升高至３００ ℃時,應變硬化率在整個變形過程中均隨應變的增加而減小.

２．２ 應變速率敏感性

   作者選取真應變?yōu)椋埃埃?０．１０,０．１５,０．２０時的真應力與應變速率的關系曲線,研究試驗合金的應變速率敏感性.由圖５可知:室溫和２００℃時,試驗合金的真應力與應變速率的關系曲線基本相同,較小應變下的真應力均與應變速率成線性關系,當真應變增加至０．１５和０．２０后,流變應力先隨應變速率的增加而增加,當應變速率增加至４０００s－１后,流變應力開始減小.變形溫度為３００ ℃時,試驗合金４個特定應變下的真應力與應變速率關系曲線的

變化趨勢基本相同.流變應力先隨應變速率的增加而增大,當應變速率增加至某一臨界值后,流變應力開始減小.試驗合金流變應力開始減小的臨界應變速率隨應變的增加逐漸降低.為進一步了解材料的應變速率效應,引入應變速率敏感系數m

[１９].

m ＝(σ２ －σ１)/ln(ε??２/ε??１) (１)

   式中:σ２ 和σ１ 分別為相同應變下應變速率分別為

ε??２ 和ε??１ 時的應力.

   由表２可知:當變形溫度不高于２００℃時,試驗鋁合金表現出明顯的正應變速率敏感性,但在高應變載荷下當變形進行到中后期時,由于絕熱溫升軟化效應,試驗合金表現為負的應變速率敏感性.變形溫度為３００ ℃時,試驗鋁合金首先表現為正的應變速率敏感性,在變形進行到中后期時則表現為負的應變速率敏感性.

３ JohnsonＧCook本構模型

   JohnsonＧCook模型建立在傳統(tǒng)無序金屬材料力學性能的基礎之上,是針對金屬材料在大變形、高

應變速 率 載 荷 下 的 流 變 行 為 提 出 的 一 種 經 驗 模型[２０Ｇ２１],其表達式為

   σ＝(A ＋Bεn )[１＋Cln(ε??/ε??０)]１－T －TrTm －Tr?è???÷m(２)

   式中:A 為材料的屈服強度,B 和n 分別為材料應變硬化模量和硬化指數;C 為材料應變速率強化參數;ε,ε?? 和ε??０ 分別為塑性應變、當前應變速率和準靜態(tài)參考應變速率;T,Tr 和 Tm 分別為當前溫度、參考溫度和熔化溫度;m 為材料熱軟化指數.

   作者選取ε??０＝０．００１s－１為參考應變速率,２５℃為參考 溫 度,結 合 不 同 溫 度 下 應 變 速 率 分 別 為１０００,３０００,４０００s－１時的真應力Ｇ真應變數據,求得JohnsonＧCook模型的參數,如表３所示.

   子彈和霍普金森壓桿材料為高強鋼,采用線彈性材料模型進行模擬,其密度為７．８５×１０－９t??mm－３,彈性模量為２１０GPa,泊松比為０．３.６０１３ＧT４鋁合金的動態(tài)力學響應行為采用JohnsonＧCook本構模型來描述,其密度為２．７×１０－９t??mm－３,彈性模量為６８GPa,泊松比為０．３３,JohnsonＧCook本構模型參數如表３所示.接觸類型選擇面面自動接觸,忽略各接觸面之間的摩擦.為減少沙漏效應,接觸算法采用罰函數法.采用將試驗所測得的速度直接加載給子彈的方式進行試驗的仿真模擬.采集試驗數據的應變片位于入射桿與反射桿中間,仿真分析時選取入射桿和反射桿中點的兩單元作為輸出,得到入射波和反射波的應變Ｇ時間曲線,然后利用兩波法重構并得到試驗合金的真應力Ｇ真應變曲線.由圖８可知:數值模擬、試驗及本構模型擬合３種方法得到的試驗合金在不同溫度和不同應變速率下真應力Ｇ真應變曲線的變化趨勢基本相同,試驗得到的屈服強度比本構模型擬合和模擬得到的屈服強度明顯要低,但在變形中后期,３種方法得到的流變應力偏差較小.以上結果表明,JohnsonＧCook本構模型和有限元模擬可以較準確地得到６０１３ＧT４鋁合金在不同溫度與應變速率下的動態(tài)力學行為.

５ 結 論

   (１)與準靜態(tài)載荷相比,６０１３ＧT４ 鋁合金在動態(tài)沖擊載荷作用下表現出明顯的應變速率和應變硬化效應;合金動態(tài)流變應力隨變形溫度的升高而減小;室溫下合金的屈服強度對應變速率不敏感,但隨變形溫度的升高,屈服強度的應變速率敏感性增強.

   (２)基于室溫準靜態(tài)與不同溫度和應變速率下的動態(tài)真應力Ｇ真應變曲線,確定了能夠表征６０１３ＧT４鋁合 金 在 不 同 應 變 速 率 和 溫 度 下 JohnsonＧCook本構方程.

    (３)建立了 SHPB 試驗的有限元模型,不同溫度與應變速率下真應力Ｇ真應變曲線的數值模擬結果與本構方程擬合和試驗結果吻合得較好.

（材料與測試網-機械工程材料 > 2017年 > 7期 > pp.85）