強(qiáng)動(dòng)載荷下焊接鋼板力學(xué)性能及本構(gòu)模型研究

張春輝， 張 斐，， 張 磊， 王志軍

(1.海軍研究院，北京 100161； 2.中北大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，太原 030051)

艦船結(jié)構(gòu)與材料在高溫、高應(yīng)變率的水下爆炸載荷作用下的沖擊響應(yīng)是艦船防爆設(shè)計(jì)領(lǐng)域的熱點(diǎn)問題[1]。由于艦船是由大量板、梁、桿等焊接拼裝而成的大型鋼結(jié)構(gòu)，直接研究艦船結(jié)構(gòu)與材料的抗爆性能具有一定困難。考慮到艦船結(jié)構(gòu)的連接方式以焊接為主，因此選取艦船舷側(cè)的焊接板結(jié)構(gòu)作為研究對象[2]。焊接板主要由母材與焊接接頭組成，而焊接接頭則由焊縫與熱影響區(qū)組成。因此，焊接板母材、焊縫與熱影響區(qū)材料的抗爆性能直接決定了焊接板的抗爆性能，從而在一定程度上決定了艦船結(jié)構(gòu)的抗爆性能與安全。因此，研究艦船焊接結(jié)構(gòu)抗爆性能的前提是：明確沖擊載荷作用下焊接接頭處不同材料的力學(xué)行為。目前，獲取材料在沖擊載荷作用下的瞬態(tài)響應(yīng)方法包括爆炸沖擊試驗(yàn)、數(shù)值模擬等。相較于爆炸沖擊試驗(yàn)，數(shù)值模擬方法具有便于開展、成本低、且擴(kuò)展性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)。數(shù)值模擬焊接板在強(qiáng)動(dòng)載荷作用下瞬態(tài)響應(yīng)的精度在很大程度上取決于材料的動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型[3-4]。常用的金屬材料動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型有Johnson-Cook(J-C)模型、Zerilli-Armstrong模型、Steinberg模型等。其中J-C模型引入了材料的應(yīng)變硬化、應(yīng)變率硬化及熱軟化參數(shù)，可以描述爆炸、穿甲、沖擊領(lǐng)域中材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為[5]。基于此，本研究的重點(diǎn)是獲取焊接板材料在強(qiáng)沖擊載荷下的力學(xué)行為并構(gòu)建其J-C本構(gòu)模型。

學(xué)者們對強(qiáng)動(dòng)載荷下船用鋼的力學(xué)行為進(jìn)行了大量研究。姜風(fēng)春等[6]首先通過開展霍普金森壓桿(Hopkinson pressure bar,SHPB)試驗(yàn)研究了船用921A鋼的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能，在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步研究了船用921A鋼的動(dòng)態(tài)斷裂韌性。陳志堅(jiān)等[7]對450 MPa級(jí)船用鋼進(jìn)行沖擊試驗(yàn)，并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果擬合了其Cowper-Symonds本構(gòu)模型。姚熊亮等[8]研究了船用917鋼的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能，擬合的船用917鋼Johnson-Cook模型被廣泛應(yīng)用于工程計(jì)算。上述研究主要集中于船用鋼板在沖擊載荷作用下的力學(xué)性能。與鋼板相比，焊接板焊接接頭處的材料組織不均勻，結(jié)構(gòu)內(nèi)部存在殘余應(yīng)力[9]，因此，焊接板在強(qiáng)動(dòng)載荷下的力學(xué)性能則相對復(fù)雜。

Beghini等[10]截取了焊接板母材、焊縫和熱影響區(qū)的非標(biāo)準(zhǔn)小尺寸試樣進(jìn)行了靜態(tài)拉伸試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明：小尺寸母材試樣與標(biāo)準(zhǔn)母材試樣的屈服強(qiáng)度和極限抗拉強(qiáng)度相同，但熱影響區(qū)和焊縫的性能則與母材相差較大。Naqvi[11]研究了Q345鋼板焊接接頭處的力學(xué)性能，選取包含焊縫、熱影響區(qū)的母材試樣進(jìn)行抗拉試驗(yàn)。張雪亞等[12]開展了EH36船用焊接鋼板的沖擊試驗(yàn)，觀察了焊接板焊縫處的斷口形貌，結(jié)果表明：焊縫中心主要是塑性斷裂，輔以脆性斷裂。曲占元等[13]基于拉伸、沖擊和金相檢驗(yàn)結(jié)果研究了熱軋態(tài)E36焊接鋼板接頭處的力學(xué)性能。代朋虎[14]從焊接工藝方面研究了焊接熱輸入對E36鋼板焊接接頭力學(xué)性能的影響。從上述研究可以發(fā)現(xiàn)，針對焊接鋼板的研究則主要集中于宏觀的靜態(tài)拉伸試驗(yàn)、夏比沖擊試驗(yàn)及微觀的組織結(jié)構(gòu)分析，關(guān)于焊接鋼板的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能及本構(gòu)模型研究尚不完善。

基于上述研究，本研究首先開展某典型船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)、高溫拉伸試驗(yàn)及SHPB動(dòng)態(tài)壓縮試驗(yàn)，進(jìn)而分析不同應(yīng)力狀態(tài)下三種材料的力學(xué)行為，最后根據(jù)力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果擬合三種材料的J-C本構(gòu)模型。

1 力學(xué)性能試驗(yàn)試樣制作

李金泉[15]的研究表明：傳統(tǒng)的焊接工藝下，熱影響區(qū)的寬度通常約為6 mm，而國標(biāo)要求的高溫拉伸試樣最小直徑為8 mm。因此直接在焊接板上截取試樣具有較大的困難。故本研究采用下述焊接取樣方法，首先在厚度為20 mm的典型船用鋼板中心的兩側(cè)開兩個(gè)相距10 mm的60°坡口，然后在兩個(gè)坡口處分別進(jìn)行兩次CO2氣體保護(hù)焊接，焊接過程中焊接熱量分別從兩側(cè)影響同一位置的母材，得到熱影響區(qū)寬度較大的焊接板，最后從焊接板上采用水下線切割的方式加工所需試樣。焊接方法的示意圖，如圖1所示。鋼板焊接前后的實(shí)物對比圖，如圖2所示。焊接后經(jīng)船廠檢測焊接質(zhì)量符合國標(biāo)要求，熱影響區(qū)寬度能夠滿足試樣取材要求。根據(jù)國標(biāo)要求加工的某典型船用焊接板母材、焊縫、熱影響區(qū)材料的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試樣、高溫拉伸試樣及SHPB動(dòng)態(tài)壓縮試樣幾何尺寸及實(shí)物，如圖3所示。

圖1 焊接方式示意圖

圖2 焊接板實(shí)物

圖3 力學(xué)性能試驗(yàn)試樣的幾何尺寸及實(shí)物

2 焊接板準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能

2.1 焊接板準(zhǔn)靜態(tài)拉伸特性

在室溫為23 ℃的條件下，分別開展某船用鋼母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)。某典型船用鋼熱影響區(qū)材料的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)過程及試樣拉伸前后的對比圖，如圖4所示。

應(yīng)變率為0.001 5 s-1時(shí)，某船用焊接板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖5所示。從圖5可知，船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料拉伸試驗(yàn)過程大致分為以下幾個(gè)階段：

(1)彈性階段，在準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)的初始階段，三種材料的應(yīng)力和應(yīng)變是線性關(guān)系，材料的變形模式主要是彈性變形，這是原子間結(jié)合力的宏觀表現(xiàn)。

(2)屈服階段，母材與熱影響區(qū)材料存在較明顯的屈服階段，而焊縫材料則沒有明顯的屈服平臺(tái)。從圖3.6可知，在準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)中，船用鋼母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的屈服強(qiáng)度依次增大。

圖4 船用焊接板熱影響區(qū)材料的拉伸試驗(yàn)過程

圖5 船用焊接板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

(3)強(qiáng)化階段，隨著拉伸載荷的持續(xù)作用，三種材料在屈服階段之后，材料的應(yīng)力均隨著應(yīng)變的增加而逐漸增大，材料的變形方式主要表現(xiàn)為塑性變形。

(4)局部變形階段，拉伸載荷進(jìn)一步增大后，三種材料的試樣均發(fā)生頸縮現(xiàn)象而后出現(xiàn)斷裂。船用鋼焊縫和熱影響區(qū)、母材的斷裂應(yīng)變依次增大，說明母材抵抗塑性變形能力最強(qiáng)，熱影響區(qū)次之，焊縫最弱。

通過準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)得到的船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的基本力學(xué)性能參數(shù)，如表1所示。從表1可知，某船用鋼經(jīng)焊接后，焊縫與熱影響區(qū)材料的抗拉強(qiáng)度明顯高于母材，而試樣的斷后延伸率明顯低于母材，說明焊縫與熱影響區(qū)材料的塑性變形能力降低，其原因在于：焊接過程中焊縫與熱影響區(qū)材料在焊接熱量的影響下韌性降低。

表1 船用焊接板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的拉伸性能參數(shù)

2.2 焊接板準(zhǔn)靜態(tài)高溫拉伸特性

為了獲得溫度對某船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料力學(xué)性能的影響，分別開展了三種材料的高溫拉伸試驗(yàn)。本次高溫拉伸試驗(yàn)的試驗(yàn)機(jī)采用UTM5305型萬能材料試驗(yàn)機(jī)，其可控溫度的高溫爐設(shè)備可以對試樣進(jìn)行加熱。根據(jù)試驗(yàn)需要本次高溫拉伸試驗(yàn)的應(yīng)變率為0.001 5 s-1；溫度分別為200 ℃，400 ℃，600 ℃和800 ℃，每種溫度下某船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)試樣各進(jìn)行兩次重復(fù)試驗(yàn)。某船用焊接鋼板母材試樣高溫拉伸前后對比，如圖6所示。從圖6可知，母材試樣被拉斷后有明顯的頸縮現(xiàn)象。

不同溫度下船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比，如圖7所示。從圖7可知，船用焊接板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料在不同溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可以發(fā)現(xiàn)：上述材料的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度均隨著溫度升高而降低，均表現(xiàn)出了顯著的溫度軟化效應(yīng)；同時(shí)，當(dāng)溫度高于400 ℃時(shí)，三種材料均沒有明顯的屈服平臺(tái)，此時(shí)屈服應(yīng)力取0.2%塑性應(yīng)變時(shí)的應(yīng)力。

不同溫度下船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)三種材料的抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度隨溫度的變化情況如表2所示。從表2可知，船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度均隨著溫度的升高而降低。當(dāng)溫度升高到400 ℃以上時(shí)，三種材料的抗拉強(qiáng)度呈線性下降趨勢。當(dāng)溫度一定時(shí)，從抗拉強(qiáng)度方面看：船用焊接鋼板焊縫和熱影響區(qū)、母材材料的抗拉強(qiáng)度依次降低；然而，就屈服強(qiáng)度而言，船用焊接鋼板焊縫、母材、熱影響區(qū)材料的屈服強(qiáng)度依次降低。說明在研究的溫度范圍內(nèi)，與船用焊接鋼板的母材相比，熱影響區(qū)更容易發(fā)生塑性變形且發(fā)生塑性變形后更容易被拉斷。

圖6 船用焊接鋼板母材試樣高溫拉伸前后對比

圖7 不同溫度下船用焊接板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

表2 船用鋼母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度隨溫度的變化情況

2.3 焊接板動(dòng)態(tài)力學(xué)性能

為了準(zhǔn)確獲取某典型船用焊接鋼板母材、焊縫與熱影響區(qū)材料在沖擊載荷作用下的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為，通過SHPB壓縮試驗(yàn)測試三種不同材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能參數(shù)。試驗(yàn)裝置的實(shí)物圖及試樣連接局部圖，如圖8所示。

圖8 SHPB試驗(yàn)裝置及試樣連接局部

某典型船用焊接鋼板母材、焊縫與熱影響區(qū)材料在動(dòng)態(tài)壓縮過程中應(yīng)變率加載情況，如圖9所示。從圖9可知，在高應(yīng)變率動(dòng)態(tài)壓縮過程中基本實(shí)現(xiàn)了常應(yīng)變率加載。不同應(yīng)變率下三種材料的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比情況，如圖10所示。從圖10可知，某典型船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)試樣在動(dòng)態(tài)載荷沖擊下，材料的屈服強(qiáng)度隨著應(yīng)變率的增加而逐漸增大。材料動(dòng)態(tài)壓縮過程中的應(yīng)變硬化和熱軟化導(dǎo)致材料應(yīng)力發(fā)生變化。當(dāng)動(dòng)態(tài)壓縮試驗(yàn)的應(yīng)變率較小時(shí)，試樣塑性變形期間產(chǎn)生的熱量較少，此時(shí)材料應(yīng)力的變化主要由應(yīng)變硬化引起，表現(xiàn)為應(yīng)力逐漸增大、塑性段的dσ/dε>0；隨著應(yīng)變率的增加，試樣塑性變形過程中產(chǎn)生的熱量逐漸增加，材料熱軟化引起的應(yīng)力下降逐漸抵消應(yīng)變硬化引起的應(yīng)力增加，表現(xiàn)為應(yīng)力增長逐漸減緩、塑性段的dσ/dε>0趨于零，應(yīng)力-應(yīng)變曲線在塑性段逐漸變得平坦。

圖9 焊接板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料在動(dòng)態(tài)壓縮過程中應(yīng)變率加載曲線

圖10 不同應(yīng)變率下船用焊接板母材、焊縫和熱影響區(qū)的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

相同應(yīng)變率下某典型船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖11所示。從圖11可知，相同應(yīng)變率下，熱影響區(qū)、母材、焊縫材料的動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度依次增大。相同的沖擊載荷作用下，焊縫與母材的最終應(yīng)變相差不大，熱影響區(qū)材料的最終應(yīng)變明顯偏小；熱影響區(qū)材料在應(yīng)變率為3 450 s-1的情況下試樣的變形情況，如圖12所示。從圖12可知，熱影響區(qū)材料試樣在加載過程中未出現(xiàn)裂紋，表明熱影響區(qū)材料抵抗塑性變形能力較強(qiáng)，且隨著應(yīng)變率的增加，熱影響區(qū)材料的應(yīng)變減小程度更為明顯。沖擊載荷作用下金屬板斷裂前能承受的塑性變形大小在一定程度上反映了材料的抗沖擊性能，其塑性變形大小與抗沖擊性能呈正比。因此，船用焊接鋼板的熱影響區(qū)為抗沖擊性能相對薄弱的區(qū)域。

圖11 相同應(yīng)變率下船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖12 熱影響區(qū)試樣在加載應(yīng)變率為3 450 s-1下的變形結(jié)果

2.4 焊接板本構(gòu)方程構(gòu)建

根據(jù)某船用鋼的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)、高溫拉伸試驗(yàn)和SHPB壓縮試驗(yàn)結(jié)果擬合三種材料的J-C本構(gòu)模型，其方程為

(1)

(2)

T*=(T-Tr)/(Tm-Tr)

(3)

根據(jù)J-C模型方程形式并結(jié)合材料的力學(xué)性能結(jié)果分別擬合船用焊接鋼板母材、焊縫與熱影響區(qū)的J-C本構(gòu)模型參數(shù)。

2.4.1 擬合應(yīng)變硬化項(xiàng)參數(shù)A，B，n

當(dāng)試驗(yàn)溫度為23 ℃、參考應(yīng)變率為0.001 5 s-1的條件下，式(1)簡化為

(4)

式中，A為材料的準(zhǔn)靜態(tài)屈服強(qiáng)度，可以根據(jù)準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)結(jié)果得到。在準(zhǔn)靜態(tài)條件下式(4)變形為

ln(σ-A)=lnB+nlnε

(5)

從式(5)可知，在準(zhǔn)靜態(tài)塑性變形階段ln(σ-A)與lnε滿足線性關(guān)系，線性函數(shù)的斜率n和截距l(xiāng)nB可以通過擬合準(zhǔn)靜態(tài)拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線的硬化部分來獲得，從而獲得J-C模型中材料的應(yīng)變硬化系數(shù)B、應(yīng)變硬化指數(shù)n。采用上述方法擬合船用焊接鋼板母材的應(yīng)變硬化參數(shù)，其線性擬合圖如圖13所示。船用焊接鋼板焊縫與熱影響區(qū)的擬合方法類似，三種材料的應(yīng)變硬化參數(shù)最終擬合結(jié)果如表3所示。

圖13 船用焊接鋼板母材應(yīng)變硬化參數(shù)的線性擬合

表3 焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的應(yīng)變硬化參數(shù)

2.4.2 擬合應(yīng)變率硬化項(xiàng)參數(shù)c

根據(jù)SHPB壓縮試驗(yàn)結(jié)果擬合J-C本構(gòu)模型中的應(yīng)變率系數(shù)c。不考慮溫度效應(yīng)的情況下，J-C本構(gòu)模型簡化為

(6)

變形式(6)可以得到

(7)

圖14 船用焊接板熱影響區(qū)應(yīng)變率系數(shù)c的線性擬合

表4 焊接板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的應(yīng)變率系數(shù)

2.4.3 擬合熱軟化項(xiàng)參數(shù)m

由于本次SHPB試驗(yàn)過程中未進(jìn)行高溫下的動(dòng)態(tài)壓縮試驗(yàn)，無法直接擬合船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的熱軟化項(xiàng)參數(shù)m，這里結(jié)合室溫下材料動(dòng)態(tài)壓縮的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，采用估算絕熱溫升的方法擬合三種材料的熱軟化項(xiàng)參數(shù)m。其基本思想為：保持材料應(yīng)變硬化項(xiàng)和應(yīng)變率硬化項(xiàng)的系數(shù)不變，選用高應(yīng)變率下的材料的變形數(shù)據(jù)，將整個(gè)變形過程分為若干步，先估算出每一步長的絕熱溫升，再加上前一步溫度作為當(dāng)前溫度[16]。絕熱溫升估算公式為

(8)

式中：η為熱轉(zhuǎn)化系數(shù)，一般認(rèn)為塑性功少部分轉(zhuǎn)化為儲(chǔ)能，90%轉(zhuǎn)化為熱量，故取0.9；ρ為材料密度；Cv為比熱容；ε0和εe分別為起止應(yīng)變量。

在參考應(yīng)變率為0.001 5 s-1的初始條件下，采用式(8)可以擬合出焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的熱軟化項(xiàng)參數(shù)m，如表5所示。

表5 焊接板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的熱軟化項(xiàng)參數(shù)

通過擬合得到的船用焊接鋼母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的J-C本構(gòu)模型參數(shù)見表6，其J-C本構(gòu)方程為

表6 焊接板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的J-C本構(gòu)模型參數(shù)

船用焊接鋼母材、焊縫和熱影響區(qū)材料在應(yīng)變率為4 010 s-1的情況下，通過擬合的J-C本構(gòu)模型計(jì)算的應(yīng)力應(yīng)變結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對比,如圖15所示。從圖15可知，母材的擬合結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差最大，達(dá)到了4.8%，說明擬合的J-C本構(gòu)模型可以較好的描述三種材料在應(yīng)變率為4 010 s-1范圍內(nèi)的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為。

圖15 應(yīng)變率為4 010 s-1時(shí)母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的J-C擬合結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比

3 結(jié) 論

通過開展焊接板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)、高溫拉伸試驗(yàn)和SHPB試驗(yàn)，分析了焊接板三種材料在靜、動(dòng)態(tài)載荷作用下的力學(xué)行為，擬合了焊接板三種材料的動(dòng)態(tài)本構(gòu)方程，得到以下結(jié)論：

(1)準(zhǔn)靜態(tài)條件下，與船用焊接鋼板母材相比，焊縫和熱影響區(qū)材料的屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度偏大，延伸率偏小，表明焊縫和熱影響區(qū)的塑性變形能力降低；動(dòng)態(tài)沖擊載荷作用下，船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率效應(yīng)。

(2)相同的動(dòng)態(tài)沖擊載荷下，熱影響區(qū)、母材和焊縫材料的動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度依次增加；熱影響區(qū)抵抗塑性變形的能力明顯強(qiáng)于其他兩種材料，且隨著應(yīng)變率的增加抵抗塑性變形的能力呈增強(qiáng)趨勢，熱影響區(qū)為抗沖擊性能相對薄弱的區(qū)域。

(3)船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度均隨著溫度的升高而降低，表現(xiàn)出明顯的溫度效應(yīng)；當(dāng)溫度升高到400 ℃以上時(shí)，三種材料的抗拉強(qiáng)度呈線性下降趨勢。

(4)擬合得到的船用焊接鋼板母材、焊縫和熱影響區(qū)材料的J-C本構(gòu)方程及參數(shù)可以描述焊接板材料在沖擊載荷下的力學(xué)性能。