兩棲飛機鋁合金的中低應變率力學性能

倪磊， 惠旭龍， 陳翠紅， 張欣玥， 曾毅

(1.中航通飛華南飛機工業有限公司， 珠海 519040; 2.中國飛機強度研究所結構沖擊動力學航空科技重點實驗室， 西安 710065)

飛機在正常使用過程中會面臨大量的外來物撞擊威脅，如飛鳥、輪胎爆破及轉子非包容產生的各種碎片等[1-3]。對于水陸兩棲飛機，除上述外來物撞擊威脅外，還需重點考慮在著/滑水過程中水面對飛機機體結構的沖擊[4]。航空鋁合金作為水陸兩棲飛機結構最廣泛使用的一種先進輕質材料，在著/滑水過程中鋁合金結構的沖擊變形一般處于中低應變率區間內，其中低應變率下材料力學性能及本構模型的準確性是開展著/滑水及其他響應分析的關鍵因素。因此，針對水陸兩棲飛機上可能遭受水沖擊部位所采用的鋁合金材料，開展相關的研究工作獲得準確的需求應變率下的材料力學性能及本構模型是非常有必要的。關于鋁合金材料在各種應變率下的力學性能及本構模型，一些中外專家和學者開展了一些相關的研究工作。Lee等[5]利用Hopkinson 壓桿對7075鋁合金開展1×103～5×103s-1區間內及不同溫度下的動態壓縮試驗，結果表明壓縮應力、應變與應變率和測試溫度有一定的相關性，提出了基于應變率、溫度和率敏感性等多種因素的本構關系，能夠合理地描述7075鋁合金的動態沖擊變形行為。李娜等[6]對3種鋁合金2024-T351、7050-T7451和LY12-CZ進行了不同溫度和應變率下的壓縮和拉伸實驗，發現3種鋁合金材料隨著溫度的升高，其塑形流動應力會降低，應變率的敏感性會增加。Lin等[7]基于不同溫度下的寬應變率壓縮實驗，提出一種修正模型來描述2124-T851鋁合金流動應力、應變率與溫度之間關系，修正模型預報的應力-應變曲線與實驗結果基本一致。謝燦軍等[8]針對7075-T6鋁合金的動態力學性能研究表明該鋁合金應變率強化效應較為顯著，頸縮現象隨著應變率的提高越明顯。惠旭龍等[9]從應變率、熱處理狀態角度對2A16鋁合金的率敏感性進行研究，發現2A16鋁合金的熱處理狀態對率敏感性有一定的影響，但對于應變硬化效應影響不顯著。Meysam[10]針對6061-T6鋁合金開展了準靜態和動態拉伸實驗，發現6061-T6鋁合金的屈服和極限強度、斷裂伸長率和單位體積斷裂能均高于已發表的文獻中數據，修正Johnson-Cook模型提高了預測材料的拉伸失效應變的能力。張宇等[11]針對2024-T42鋁合金開展不同應變下的拉伸實驗以及本構研究，發現該鋁合金具有較強的應變硬化效應以及較弱的率敏感性。馮振宇等[12]采用7075-T7351鋁合金來標定鋁合金材料3種本構及失效模型，3種模型均可準確表征鋁合金塑性應變強化力學行為。Seidt等[13]研究了2024-T351鋁合金在應變率(1×10-4～1×104s-1)和溫度(-50～450 ℃)區間內的單軸拉伸和壓縮以及純剪切實驗，確定了由拉、壓、剪實驗得到的應力-應變曲線，與基于J2流動理論的塑性模型的預測的曲線不一致。

盡管中外學者針對鋁合金材料的力學性能及本構模型有一些研究，但主要研究成果并不能夠完全涵蓋飛機常用鋁合金和研究需求的應變率區間。某大型水陸兩棲飛機為了承受著/滑水等過程中的動態水載荷對船底結構沖擊，船底/壁板蒙皮采用7475-T761鋁合金，長桁采用7055-T76511鋁合金，目前為止，鮮見在水上飛機所處于中低應變率區間內，關于7475-T761和7055-T76511鋁合金的動態力學性能相關的研究報道。因此，在中低應變率區間內，即應變率從0.005～500 s-1研究7475-T761和7055-T76511鋁合金的動態力學性能，現使用Johnson-Cook本構模型表征兩種鋁合金的塑性應變強化力學性能，并通過誤差分析和實驗仿真進行驗證。

1 動態力學性能實驗

1.1 準靜態和低應變率實驗

7475-T761和7055-T76511鋁合金準靜態和低應變率拉伸實驗采用LE5105型電子式萬能材料試驗機(圖1)，按照文獻[14]中的方法開展，通過試驗機自帶傳感器和在試件標距段安裝接觸式引伸計分別測得拉伸載荷和應變。

7475-T761和7055-T76511鋁合金準靜態和低應變率試件為扁平啞鈴狀(圖2)，厚度分別為1.6、1.8 mm，每種材料分別進行兩種應變率(0.005 s-1、0.05 s-1)下的拉伸實驗，每個應變率重復3次。

圖1 LE5105電子式萬能材料試驗機Fig.1 LE5105 electronic universal tensile test machine

圖2 準靜態和低應變率實驗件尺寸Fig.2 Test piece size of quasi-static state and low strain rate

(1)

(2)

7475-T761和7055-T76511鋁合金3次實驗結果具有很好的一致性，圖3給出了7475-T761在應變率0.05 s-1時3個試件的真實應力-應變曲線。

圖4給出了應變率0.005 s-1、0.05 s-1下的真實應力-應變曲線，7475-T761和7055-T76511鋁合金在塑性段均有一定的應變硬化效應。7475-T761鋁合金試件斷裂切口呈斜45°，表明發生剪切破壞且未表現出顯著的頸縮現象，斷裂試件如圖5所示。7055-T76511鋁合金試件斷裂切口與拉伸方向垂直，表明發生拉伸破壞且未表現出顯著的頸縮現象，斷裂試件如圖6所示。

圖3 7475鋁合金真實應力-應變曲線Fig.3 True stress-strain curves of 7475 aluminum alloy

圖6 7055-T76511鋁合金試件斷裂圖Fig.6 Fracture of 7055-T76511 aluminum alloy

1.2 中應變率實驗

7475-T761和7055-T76511鋁合金中應變率實驗采用圖7中的INSTRON VHS 160/100-20高速液壓伺服試驗機進行。因中應變率試件標距段尺寸不足以安裝引伸計，故本次實驗采用一種非接觸方法(圖8)，即在試件標距段實施數字散斑圖像，并結合分析軟件統計散斑場實驗前后的差異性來獲取試件的位移和應變數據。

7475-T761和7055-T76511鋁合金中應變率試件如圖9所示，厚度與準靜態試件相同，各進行3種應變率(10、100、500 s-1)下的拉伸實驗，每個應變率重復6次實驗。圖10給出了7475-T761鋁合金在應變率100 s-1下6件試樣的真實應力-應變曲線，最大均方根誤差為9.9 MPa，表明試驗具有較好的重復性。

將準靜態實驗對應的應變率0.005 s-1作為參考應變率來得到屈服應力，在該屈服應力位置將實驗獲得真實應力-應變曲線進行截取且應變進行歸零來獲得鋁合金在0.005～500 s-1應變率區間內的真實應力-塑性應變曲線。

從7475-T761鋁合金真實應力-塑性應變曲線(圖10)可以看出，7475-T761鋁合金應變硬化效應。

圖7 高速液壓伺服試驗機Fig.7 High velocity testing system

圖8 非接觸分析系統Fig.8 The digital image correlation system

圖9 中應變率實驗件尺寸Fig.9 Test piece size of medium strain rate

較為顯著圖11給出了應變為0.02、0.04和0.07時該鋁合金在各應變率下的流動應力關系曲線，表明當應變率從0.005 s-1增加至500 s-1時流動應力先輕微降低后隨應變率增加。從該鋁合金失效應變與應變率的關系曲線(圖12)可以看出失效應變隨著應變率的增加而明顯增加。從應變率100 s-1下的試件斷裂形貌(圖13)來看，試件斷口為剪切破壞，未出現明顯的頸縮現象，與準靜態和低應變率拉伸試驗一致。

圖10 7475鋁合金真實應力-應變(塑形應變)曲線Fig.10 True stress-strain(plastic strain) curves of 7475 aluminum alloy

圖11 7475鋁合金不同應變率下的流動應力Fig.11 Flow stress of 7475 aluminum alloy under different strain rate

圖14為7055-T76511鋁合金的真實應力-塑性應變曲線，當應變增加時7055-T76511鋁合金硬化效應較弱。圖15給出了應變為0.02、0.04和0.07時鋁合金在各應變率下的流動應力關系曲線，表明當應變率從0.005 s-1增加至500 s-1時流動應力亦隨著增加，即表現出一定的應變率強化效應。圖16中失效應變與應變率關系曲線表明失效應變隨著應變率的增加先輕微降低后增加，說明該鋁合金的韌性在低應變率下基本無變化，在中應變率下韌性會隨應變率增加而提高。從應變率100 s-1下的試件斷裂形貌來看，試件斷口為拉伸破壞，未出現明顯的頸縮現象(圖17)，與準靜態和低應變率拉伸試驗一致。

圖12 7475鋁合金應變率-失效應變曲線Fig.12 Failure strain curve of 7475 aluminum alloy under different strain rate

圖13 7475-T761鋁合金試件斷裂圖Fig.13 Fracture of 7475 aluminum alloy

圖14 7055鋁合金真實應力-塑性應變曲線Fig.14 True stress-plastic strain curves of 7055 aluminum alloy

圖15 7055鋁合金不同應變率下的流動應力Fig.15 Flow stress of 7055 aluminum alloy under different strain rate

圖16 7055鋁合金應變率-失效應變曲線Fig.16 Failure strain curve of 7055 aluminum alloy

2 本構關系擬合

Johnson-Cook模型可以較為清楚地表達大部分金屬材料應變和應變率強化效應，以及溫度軟化效應，非常適用于在沖擊動力學分析與研究中描述金屬結構材料從低應變率到中高應變率下的動態力學行為[15]。因此選擇Johnson-Cook模型來擬合7475-T761和7055-T76511鋁合金本構，具體方程表達式為

(3)

圖17 7055-T76511鋁合金試件斷裂圖Fig.17 Fracture of 7055-T76511 aluminum alloy

由于7475-T761和7055-T76511鋁合金在0.005～500 s-1應變率區間內的動態拉伸實驗在常溫下開展，Johnson-Cook模型可不考慮溫度對鋁合金材料的影響，選取0.005 s-1為參考應變率，采用自編程序擬合獲得Johnson-Cook本構模型A、B、n和C參數，具體參數如表1所示。

表1 Johnson-Cook模型參數Table 1 Parameters of Johnson-Cook model

3 Johnson-Cook本構模型驗證

3.1 擬合誤差分析

為驗證擬合獲得4個本構參數的合理性，對0.005～500 s-1應變率下Johnson-Cook本構擬合的真實應力-應變曲線與實驗結果進行對比，兩種鋁合金的均方根誤差如圖18所示。7475-T761和7055-T76511鋁合金本構參數擬合獲得的曲線誤差很小，

圖18 Johnson-Cook模型擬合均方根誤差Fig.18 RMSE of Johnson-Cook model

各應變率下流動應力擬合結果中最大均方根誤差為13.7 MPa，表明擬合的本構方程對鋁合金的流動應力-塑性應變特性能夠準確表征。

3.2 有限元分析

擬合得到Johnson-Cook本構參數必須應用于工程實踐才有意義，利用有限元軟件LS-Dyna針對7475-T761鋁合金模擬實驗拉伸過程。試件采用四邊形薄殼單元進行模擬，標距段兩側一定區間內單元尺寸為0.5 mm，其他位置為1 mm。為與實驗進行更好的對比，按照實驗中的約束及加載條件將模型下端固定，將各應變率下的試驗恒定速度施加到端部，如圖19所示。

在試件標距段中部位置提取截面內所有單元的應力、塑性應變值，取其平均值作為實驗仿真的真實應力-塑性應變曲線結果。圖20是仿真和實驗獲得的真實應力-塑性應變曲線對比，可以看出在應變率0.005～500 s-1下仿真與實驗曲線一致性較好，表明擬合得到Johnson-Cook本構參數在工程實踐應用的合理性。

圖19 仿真約束及加載Fig.19 Simulation constraints and loading

4 結論

在常溫下針對水陸兩棲飛機船底壁板結構用的7475-T761和7055-T76511鋁合金采用電子式萬能材料試驗機開展準靜態及低應變率拉伸實驗，采用高速液壓伺服試驗機開展中應變率動態拉伸實驗，獲得0.005～500 s-1區間內的鋁合金應力-應變曲線，擬合和驗證了Johnson-Cook本構模型。主要結論如下。

(1)在應變率0.005～500 s-1區間內，7475-T761和7055-T76511鋁合金均呈現出了顯著的應變率強化效應；從準靜態向中應變率增加，7475-T761鋁合金的失效應變隨著增大，而7055-T76511鋁合金先降低后增加。

圖20 不同應變率下仿真與實驗應力-應變曲線Fig.20 Simulation and experiment stress-strain curves under different strain rate

(2)在應變率0.005～500 s-1區間內，7475-T761鋁合金具有一定的應變硬化效應，而7055-T76511鋁合金應變硬化效應相對較弱。

(3)在應變率0.005～500 s-1區間內，從試件斷裂形貌來看，7475-T761鋁合金發生剪切失效，7055-T76511鋁合金發生拉伸失效，兩種鋁合金均未出現明顯的頸縮現象。

(4)擬合得到的Johnson-Cook本構模型能夠較好地表征兩種鋁合金材料的動態力學性能，最大均方根誤差為13.7 MPa。基于實驗仿真獲得的應力-塑性應變曲線與實驗在應變率0.005～500 s-1下一致性較好。