異種不銹鋼激光焊縫材料的動態本構關系＊

2011-09-19 05:48:40魏延鵬吳先前段祝平

爆炸與沖擊 2011年5期

魏延鵬，吳先前，虞鋼，段祝平

（1.中國科學院力學研究所非線性國家重點實驗室，北京 100080；2.中國科學院力學研究所水動力學與海洋工程重點實驗室，北京 100080；3.中國科學院力學研究所激光與先進制造工藝實驗室，北京 100080）

隨著異種材料激光焊接技術在工業生產尤其是汽車工業中的廣泛應用，焊接件常常被應用在高溫、沖擊加載等復雜服役環境中，結構件材料在各種載荷條件下的變形特征很復雜。通常，對于焊接母材的力學性能是已知的，但焊縫材料的力學性能較難獲取。目前針對異種激光焊縫材料動態力學性能的實驗研究主要采用分離式方法，Z.Xu等［1］利用微加工手段將焊縫材料從結構中取出并加工成圓柱形試件，利用SHPB技術對焊縫材料的高溫動態力學性能進行的實驗研究，基于Johnson－Cook模型對實驗數據進行了擬合，確定了模型中的本構參數。這項工作對焊縫材料本構研究有很大的啟示作用，但不足之處在于沒能考慮焊縫材料由于從結構件中分離造成的內部的細觀殘余應力分布狀態改變以及線切割對焊縫材料組織結構產生的影響。王成等［2］利用艾式沖擊實驗裝置研究了激光焊接參數對焊縫抗沖擊性能的影響，得出隨著激光線能量的增加，焊縫承受沖擊功先增加然后又下降的規律。但這種方法只能得到沖擊功而無法得到焊縫材料的應力應變曲線，更不能研究應變率效應對結構件力學性能的影響規律。把2種母材及焊縫組成的材料稱為激光焊接構件材料，簡稱為焊接構件，完整的研究異種激光焊接構件的動、靜態力學性能對該類材料的工程實際應用有重要的意義。魏延鵬等［3］利用靜態拉伸與SHTB技術對不同激光參數不銹鋼焊接構件的動靜態力學性能進行了詳細的研究。

本文中在上述工作的基礎上制備新樣品，利用等應變實驗法開展對焊縫材料靜態應力應變關系的研究，同時利用LS－DYNA建立一種數值方法獲得與SHTB相匹配的應力加載脈沖來探討焊縫構件在高應變率加載環境下的力學特性，并分析焊接構件中應力波傳播特性包括初始階段構件內應力不平衡效應。在不分離母材與焊縫材料的條件下，確定焊接構件中焊縫材料的Johnson－Cook動態本構參數。

1 實驗準備

采用2種組分和力學性能都有差異且焊接性能較好的不銹鋼薄板進行激光焊接，牌號分別為304（0Cr18Ni9）及316L（00Cr17Ni14Mo2），厚度為2mm，常規力學性能見文獻［3］。

圖1 拉伸實驗試樣Fig.1 Sample for tensile test

采用3.5kW擴散型二氧化碳激光器進行了激光焊接。為了獲得焊縫材料的準靜態力學性能，利用線切割在焊接板上截取如圖1所示的拉伸試件，為了避免線切割對結構件的影響，將結構件表面與側面進行打磨處理，焊縫位于拉伸試件中心并與拉伸方向平行，并在MTS810伺服液壓材料試驗機上進行準靜態拉伸實驗，拉伸速度為2mm／min，實驗環境溫度為25℃。采用SHTB裝置對上述試樣進行動態拉伸實驗，樣品尺寸及裝配見文獻［3］。為了確保數據可靠性，對同種樣品進行了2次實驗。

2 實驗結果與討論

對于不銹鋼304、316L和焊縫材料的本構關系，可以采用如下形式的本構方程來描述

2.1 焊縫材料靜態應力應變關系

焊接結構由304、316L和焊縫材料3種材料組成，利用等應變測試法獲取焊縫材料靜態應力應變關系，焊接構件拉伸示意圖如圖2所示。作如下假設：（1）焊接結構由兩側母材和焊縫材料組成，3種材料均屬于均勻各向同性材料；（2）在拉伸過程中各垂直于拉伸方向的橫截面均保持垂直并不發生平面外變形，也即3種材料軸向應變相等（變形協調假設）；（3）在軸向拉伸條件下，剪應力和正應力相比很小，可以忽略不計，即母材與焊縫材料都處在一維應力加載條件下。

圖2 焊接構件拉伸示意圖Fig.2 Schematic diagrams of tensile welded structure materials

可選取304、316L和焊縫材料的應力應變關系分別為

式中：σ和ε分別為軸向應力和軸向應變。

拉伸過程中，拉伸載荷由3種材料變形應力共同貢獻，有如下關系

式中：F是作用于樣品端面的總力，S1、S2和S3分別為3種材料在試件實驗段所占的橫截面積，則焊縫材料應力可表示為

根據變形協調假設，有

為試件整體工程應變，由引伸計讀出。則式（4）變為

S1、S2和S3通過對焊縫剖面的精細測量可以獲得，任意應變ε－所對應的拉伸力F可通過MTS獲得的F－ε－曲線確定，從而得到任意應變ε－所對應的σ3。通過上述等應變測試法計算，得出焊縫材料的應力應變曲線，如圖3所示。

圖3 焊縫材料應力應變關系Fig.3 Engineering strain－stress curves of welding materials

從曲線中可以看到，焊縫材料主要經歷了彈性段、應變強化段、應變弱化段和頸縮等4個階段。焊縫材料與母材的力學性能差異很大。焊縫材料的屈服強度高達500MPa，比母材（280MPa）有了很大的提高，抗拉強度提高到了800MPa左右；但焊縫材料延伸率（35%～50%）與母材延伸率（60%～70%）相比，顯著下降，這體現了焊縫材料細晶硬脆化趨勢［4］。上述方法和原理同樣可以適用于SHTB高溫高應變率條件下的實驗計算［5］，以便獲得焊縫材料高溫高應變率動態本構關系。本文中首先利用上述方法獲得焊縫材料的準靜態應力應變曲線，為焊縫材料本構參數擬合提供依據。值得指出的是，在結構件超過40%應變后，結構件由于三維效應使得變形協調假設的適用性有所限制，應變弱化段的數據只能起到比較的作用，在后面的數值模型中，對于焊縫材料的靜態本構參數只取到40%應變范圍。

2.2 有限元計算

2.2.1 計算模型

本文采用ANSYS LS－DYNA（12.0版本）建立了結構件的動態變形3D數值模型。對于入射桿和透射桿采用4node固體單元，結構件采用8node固體單元，如圖4所示，結構件由304、316L和焊縫3部分組成，各部分之間采用共節點連接，試件與桿件之間的接觸定義為剛性接觸。

圖4 LS－DYNA對焊接構件的幾何建模Fig.4 Geometric modeling for welded structure materials in LS－DYNA

2.2.2 本構模型

對于入射桿和透射桿而言，入射脈沖的強度一般不會大于入射桿的彈性極限，否則會導致桿件塑性變形，所以在數值模型中對于入射桿和透射桿采用線彈性模型，數據由表1給出。

表1 數值模型參數Table1 Parameter of simulation model

對304、316L和焊縫材料采用Johnson－Cook本構模型［6－11］

為了獲得母材本構參數，對304和316L等2種材料分別進行了準靜態和高溫動態實驗，實驗數據如圖5所示。采用分步法對母材本構參數進行擬合，首先擬合Johnson－Cook方程首項。在常溫準靜態加載條件下，可認為＝1，T＝Tr，則式（7）變為

根據母材的常溫準靜態應力應變曲線對式（8）進行擬合，得到A、B和n。對于Johnson－Cook方程應變率相關項，采用常溫下不同應變率動態應力應變曲線進行擬合，這時取T＝Tr，則式（7）變為

圖5 母材高溫動態應力應變曲線Fig.5 True stress－strain curves of base materials at high temperature and high strain rate

圖6 母材Johnson－Cook模型參數擬合Fig.6 Fitted parameters for the Johnson－Cook model of base materials

圖7 焊縫材料靜態本構參數擬合Fig.7 Fitted static constitutive parameters of welded materials

最后擬合Johnson－Cook方程溫度相關項，根據應變率1 600s－1下293～773K的高溫動態應力應變曲線進行擬合。擬合曲線和參數見圖6和表1。

對于焊縫材料的本構參數，采用上述方法獲得應變相關A、B和n等3個參數，如圖7所示。對于參數C、m，選取與母材相當的參數值進行計算，然后通過數值與實驗結果的比較進行調整。

2.2.3 載荷條件

在SHTB實驗中，子彈與入射桿碰撞結束后，在一維應力假設下會在入射桿中形成并傳播應力幅值為σ＝ρcV／2，脈寬λ＝2l／c的應力脈沖，其中ρ為入射桿密度，c為桿的彈性波速，l為子彈長度，V為子彈速度。如果建立整個SHTB裝置數值模型，計算量很大，由于本文中主要關心試件區域的三維應力和變形特征，為了簡化模型，采用直接施加質點速度的方法代替撞擊加載見圖8。對端面A和B施加無反射邊界條件，在端面A的全部節點上施加自定義速度曲線v（t），同時在單元上施加壓力脈沖σ（t），幅值分別為v＝V／2，σ＝ρcv（t）。通過調整參數，可以得到與實驗結果（透射波）相同的應力加載條件，對于研究焊接構件的材料力學屬性是有效的。結果表明：模型不但節省了計算時間，而且計算結果與透射波實驗數據和試件變形特征吻合較好，見圖9。

圖8 數值模型中邊界和載荷條件Fig.8 Boundary and load conditions of simulation model

圖9 焊接構件實驗與數值模擬的比較Fig.9 Experimental and simulated results of welded structure materials

2.2.4 計算結果分析與討論

分析計算結果發現，整個結構件應力波加載拉伸可以分為如下4個階段。

（1）彈性應力波傳播段。這一階段應力波頭還未到達試件區域，而是在彈性入射桿中傳播，這一階段維持2～3μs，空間分布如圖10（a）所示。

（2）應力波到達結構件區域，這時應力波將在試件端面發生反射和透射，反射波和透射波分別傳入入射桿和透射桿。同時結構件在應力波的加載作用下迅速發生變形，并很快進入塑性流動階段。這時，雖然焊縫材料與母材具有相同的彈性波阻抗（材料參數中設定），但進入塑性段后，由于焊縫材料與母材的塑性波阻抗有差異，這樣就使得應力波會在母材與焊縫材料分界面上發生反射和透射，從而使結構件中應力場分布不均勻，該階段維持10～15μs，如圖10（b）所示。

（3）結構件中應力波在試件端面和材料界面上發生若干次反射和透射后，應力分布趨于均勻，結構件進入穩定的塑性流動階段，這一階段的塑性變形特性是本文中的主要研究對象，該階段維持130～140μs，如圖10（c）所示。

（4）結構件在強度較弱的316L一側出現頸縮現象。如圖10（d）所示，結構件出現大范圍的不均勻變形，材料分界面處產生較大的剪應力。這些剪應力不會成為結構件破壞的主導因素，結構件破壞仍會發生在強度較弱的316L側［3］。

在數值模擬中按照如下方式定義結構件的平均應力和應變。定義節點變量φx，t，φ為任意力學參量，x為節點編號，t為時間序號。選取如圖11（a）中2個節點的Z 方向位移分量Z74436，t和Z223646，t，則結構件任意時刻平均真實應變為

任意時刻構件內的平均應變率近似為

式中：Δt為計算時間步長。

對于結構件平均真實應力的計算，采用的方法與實驗一致，選取如圖11（b）面S作為應力值計算選取面，S面上的z方向平均應力可取

式中：σz，ts為任意時刻面S上單元z方向的受力，圖12為計算結果與實驗結果的比較。

比較數值結果和實驗數據［3］可以看出，結構件塑性應力在變形初期階段波動較大，這是由實驗夾頭的幾何形狀造成的。應力波在傳播過程中存在多個反射面，應力波的多次反射造成變形初期應力波動較大，這會在很大程度上影響結構件變形初期真實應力的確定。由于利用模型沒有模擬出由于塑性溫升引起的材料軟化效應，導致在大變形階段結構件塑性應力值偏高。結構件的塑性流動段與實驗數據吻合較好。模擬結果較真實地反映了結構件的應變率效應，也反映焊縫材料的本構參數選取較適當。

圖10 拉伸過程的4個階段Fig.10 Simulation of four tensile stages

圖11 平均真實應變和平均真實應力計算方法Fig.11 Calculation for average true strain and stress

圖12 實驗與數值模擬的結構件真實應力應變曲線Fig.12 Experimental and simulated true stress－strain curves of welded structure materials

3 結論

通過LS－DYNA數值模擬結果與SHTB透射波實驗曲線的比較，建立一種在小樣品范圍內考慮三維波動效應的焊縫材料本構關系研究方法，該方法可以用來模擬SHTB的高應變率加載條件，研究了焊接構件在高應變率加載條件下的變形特征，獲得了焊縫材料的應變率敏感參數。主要結論如下：

（1）利用等應變測試法，得到了焊縫材料準靜態應力應變關系。實驗結果表明，焊縫材料屈服強度及抗拉強度比母材有顯著提高，但延伸率顯著下降，這體現出焊縫材料細晶硬脆化趨勢。

（2）通過LS－DYNA數值模擬與SHTB實驗相結合的方法，得到了304、316L及焊縫材料的Johnson－Cook本構模型參數。

（3）通過數值模擬得到的試樣塑性流動段與實驗數據吻合較好，較真實地反映了應變率效應對焊縫材料動態力學性能的影響。

（4）雖然用數值模擬方法研究了焊接構件實驗段內的三維應力、應變波動效應，但仍存在一些問題，如數值計算精度的改進、接觸邊界條件的選取以及忽略絕熱溫升效應所造成的誤差，尤其是樣品頸縮以后的變形失穩模擬，這都是值得今后進一步開展的研究工作。

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