受火后6060-T6鋁合金材料性能研究及本構模型標定

林 莉, 張耀月, 肖新科

(1. 哈爾濱理工大學 建筑工程學院,哈爾濱 150080; 2. 哈爾濱工業大學 土木工程學院,哈爾濱 150090; 3. 南陽理工學院 土木工程學院,河南 南陽 473004)

近年來,由于鋁合金綠色環保、耐腐蝕、質量輕、熔點低等多方面特性,在建筑界得到廣泛應用,常被用于建造地標型建筑物以及大跨空間結構。

然而,火災對建筑物的危害不容忽視,在2008年濟南奧體中心在建過程中發生特大火災,以及2013年廣州建業大廈火災等事件。受火后的建筑材料經高溫作用將在一定程度上使建筑結構被破壞,嚴重時會造成構件失效,從而導致建筑物承載能力降低,甚至發生倒塌。通常設計時出于安全考慮,建筑結構會設有較高冗余度。火災時結構性能會在短時間內嚴重下降,但由于整體結構的內力重分布[1],整體倒塌較少發生,出于經濟環保等多方面考慮,一般建筑物受火冷卻后仍會繼續服役。為確保建筑結構在符合安全性的前提下被使用,提出更實用的災后評估方案,并為修復加固提供依據,需了解鋁合金火災后的力學性能。因此,有必要對受火后鋁合金材料性能進行力學性能試驗,并選取合適的鋁合金材料動態本構模型。

國內外學者目前對鋁合金受火后力學性能的研究較少,基于微觀組織方面的研究主要集中于Summers等[2]測試鋁合金6061-T651受火后力學性能,發現初始強度的下降是由于沉淀粗化導致的位錯加強,該鋁合金對加熱速率有很強的依賴性。Maljaars等[3]對5系列和6系列鋁合金進行了微觀結構觀察和拉伸試驗,他們發現在防火設計相關的加熱速率下,鋁合金強度的降低主要是由于退火和冷卻后動態再結晶以及沉淀增加,隨后提出了5系列和6系列鋁合金的高溫彈性模量公式和蠕變本構模型。從宏觀層面上看,Matulich等[4]對5083和6061鋁合金受火冷卻后力學性能進行研究,發現強度降低也取決于暴露溫度和持續時間。Yang等[5]發現,加熱速率對鋁合金受火冷卻后強度也有影響。Liu等[6]通過不同的受火溫度和冷卻方法對6082-T6鋁合金進行了拉伸試驗,受火溫度超過300 ℃時,彈性模量和強度降低,斷后伸長率升高,并建立了受火后6082-T6鋁合金力學性能表達式。Chen等[7]對兩種鋁合金(6061-T6、7075-T73)進行了單、多次兩種工況下的受火冷卻試驗,結果表明,兩種工況下彈性模量基本不變。當溫度超過350 ℃,強度顯著降低,最后擬合兩種鋁合金不同工況下力學性能變化規律計算式。

目前,對建筑結構抗火性能的研究中,為了環保和節約成本等多方面因素,火災試驗常采用縮尺模型和數值模擬[8]。在Zukas等[9]的研究中發現,材料模型的選取及參數標定對數值模擬預測的精度有著很大的影響。其中,Johnson-Cook(J-C)本構模型易于通過試驗獲得其參數,在工程領域中得以廣泛應用。林木森等[10]對5A06鋁合金本構關系進行了研究,分析了加工和熱處理狀態對其力學性能的影響,并對J-C本構中常數C進行了修正。謝燦軍等[11]對7075-T6鋁合金進行系列動態力學性能試驗后標定了符合材料應變硬化效應、應變率強化效應的J-C本構模型。任鵬等[12]對5A06鋁合金進行相關力學性能試驗后,獲得鋁合金平板在水下沖擊波作用下的動態響應特征,并對J-C本構模型中溫度軟化項進行了修改。Xiao等[13]在對2024-T351鋁合金進行動態力學性能研究后,提出將J-C本構中單個應變項方程替換為2個方程的線性組合形式,修正后的J-C本構能更好地表征材料應變硬化行為。現有文獻中對鋁合金受火后力學性能研究一般對溫度與力學性能之間變化規律的分析較多,少有能全面描述受火后鋁合金在高應變率和高溫下的應力流動行為以及用于數值仿真模擬的材料模型。因此,為能全面描述受火后鋁合金材料塑性變形能力和應力流動行為,選用建筑結構常用6060-T6鋁合金進行系列力學性能試驗。

本文開展6060-T6鋁合金受火冷卻后力學性能研究。對鋁合金試樣進行5個(150 ℃,250 ℃,350 ℃,450 ℃和550 ℃)溫度梯段,兩種(自然冷卻、噴淋冷卻)冷卻方式下的受火冷卻試驗。利用萬能試驗機對試樣進行軸向拉伸,測得各溫度梯段下試樣的應力-應變曲線、彈性模量、屈服強度以及抗拉強度,通過對上述試驗結果分析,選用經450 ℃受火溫度噴淋冷卻至常溫的鋁合金試樣進行高速拉伸試驗、高溫拉伸試驗、霍普金森壓桿試驗。基于系列試驗結果與ABAQUS仿真軟件相結合,對受火后6060-T6鋁合金Modified Johnson-Cook(MJC)本構模型中各參數進行標定。最后,通過平頭彈沖擊2 mm厚鋁合金靶板試驗和數值仿真結果對比,驗證了MJC本構模型參數標定的有效性。

1 材料模型

1.1 MJC本構模型簡介

從1983年Johnson和Cook提出半經驗J-C本構模型以來,由于該模型參數較少且易于通過試驗獲得等優勢,在工程領域得以廣泛應用。近年來Xiao等、Sung等[14-15]為能更好表征材料性能,考慮到金屬材料應變硬化與溫度項軟化現象,對原始J-C模型進行修正。本文采用修正后的J-C本構模型(MJC本構模型[16])見式(1)

(1)

1.2 MJC斷裂準則簡介

本文斷裂準則采用MJC斷裂準則,表達式如式(2)所示

(2)

式中:D1,D2,D3為應力三軸度影響參數;D4為應變率敏感系數;D5為溫度敏感系數。

2 鋁合金受火冷卻試驗概況

2.1 試驗材料與試樣

本文所有試樣均取至6060-T6鋁合金棒材,化學成分如表1所示,采用光滑圓棒試樣,試樣尺寸如圖1所示。

圖1 光滑圓棒試樣尺寸(mm)Fig.1 Geometric dimension of tensile specimen (mm)

表1 6060-T6鋁合金的化學成分Tab.1 Chemical compositions of 6060-T6 aluminum alloy 單位:%

由于鋁合金熔化溫度在600～650 ℃左右,所以在鋁合金受火力學性能試驗中,根據實施撲救時間不同、撲救方式不同,共設置了5組溫度梯段,分別是150 ℃,250 ℃,350 ℃,450 ℃和550 ℃。為保證試驗結果的有效性,自然冷卻方式下每組溫梯分別設置2個平行組試樣,噴淋冷卻每組溫梯下分別設置3個平行組試樣,共計25個試樣,各組試樣編號如表2所示。

表2 試樣編號Tab.2 Specimen number

2.2 受火冷卻試驗

試驗共設置5組受火溫度,設備采用RX-45箱式電阻爐加熱試樣模擬火災過程中不同時段對應的溫度,電熱爐內的熱電偶實時測量爐內溫度,并通過內部溫度控制系統將電信號反饋至電阻爐。為避免升溫過快而導致試樣受熱不均,將加熱速率控制在3 ℃/min,將試樣加熱至低于目標溫度20 ℃并保溫20 min。待試樣受熱均勻后,繼續以3 ℃/min將試樣升溫至目標溫度并保溫30 min。

試樣的冷卻方式分為兩種形式,即自然冷卻和噴淋冷卻,分別用以模擬建筑物在火災后自然滅火情況和消防滅火情況。保溫結束后,每組溫度梯段下將2根試樣置于空氣中自然冷卻,將另3根試樣立即進行噴水降溫直至冷卻。

2.3 常溫準靜態拉伸試驗

為研究6060-T6鋁合金受火冷卻后力學性能(彈性模量、強度)變化規律,并分析材料力學性能最低時所對應溫度段。利用島津AG-X plus立式電子萬能試驗機對受火冷卻后試樣進行速率為1 mm/min的準靜態拉伸試驗,試驗機上安裝有SIE-560SA全自動引伸計,用于測量試樣的位移伸長量,所有相關數據,如載荷、位移和應力應變曲線,均由試驗機自動采集。

2.4 試驗結果

6060-T6鋁合金在經歷不同的受火溫度后進行噴淋冷卻和空氣冷卻,通過單軸拉伸試驗獲得應力-應變曲線如圖2所示。溫度對6060-T6鋁合金的強度和塑性影響很大。一般來說,當受火溫度低于450 ℃時,與噴淋冷卻相比,自然冷卻試樣具有更高強度。試樣的應力-應變曲線無明顯屈服平臺;當受火溫度低于250 ℃時,應力-應變曲線基本不變;當受火溫度達到450 ℃時,試樣的強度降至最低;當受火溫度達到550 ℃時,可能由于動態應變時效而導致強度回升。

圖2 不同溫度下后應力應變曲線Fig.2 Stress-strain curves for different temperatures

2.4.1 彈性模量

通過工程應力-應變曲線計算得到6060-T6鋁合金彈性模量隨受火溫度的變化數值如表3所示,彈性模量折減系數變化趨勢如圖3所示。每次測試重復三次,使用平均值。結果表明:當受火溫度低于150 ℃時,兩種冷卻方式沒有明顯差異;當溫度在350～450 ℃時,彈性模量隨溫度的升高而降低,自然冷卻下的彈性模量始終高于噴淋冷卻;當受火溫度為450 ℃時,噴淋冷卻下彈性模量降至最低,約為未受火時彈性模量的21%。

圖3 比較6060-T6鋁合金根據等式預測的彈性殘余系數Fig.3 Comparison of 6060-T6 aluminum alloy predicted elastic residual factors

表3 受火后6060-T6鋁合金彈性模量Tab.3 Post-fire elastic modulus of 6060-T6 aluminum alloy

2.4.2 屈服強度

為描述受火后屈服強度的退化程度,定義受火后屈服強度fy即測量應力-應變曲線中工程應變的0.2%。屈服強度剩余系數(fy,PT/fy)定義為受火冷卻后的屈服強度(fy,PT)與從環境溫度獲得的屈服強度fy的比率,數值如表4所示,屈服強度折減系數變化趨勢如圖4(a)所示。屈服強度殘余系數通常用于量化遭受各種環境損傷的試樣屈服強度的變化。

圖4 受火后6060-T6鋁合金屈服強度和抗拉強度殘余系數預測表達式Fig.4 Comparison of 6060-T6 aluminum alloy predicted yield strength factors and ultimate strength factors

表4 受火后6060-T6屈服強度和殘余系數Tab.4 Post-fire yield strengths and residual factors of 6060-T6

可以看出,6060-T6鋁合金的屈服強度隨著溫度的升高而顯著劣化,不同冷卻方式的影響可忽略。當暴露溫度為450 ℃時屈服強度迅速下降,達到最低值。然而,當暴露溫度超過450 ℃時,觀察到明顯的反彈,應力-應變曲線呈鋸齒狀。這種獨特的鋸齒形特征被認為可能是動態應變時效引起的。

2.4.3 抗拉強度

抗拉強度取自最大工程應力,極限強度殘余系數(fu,PT/fu)是鋁合金在經歷受火冷卻后的極限強度(fu,PT)與環境溫度下原始抗拉強度fu的比率。表4列出了強度殘余系數。

從表5和圖4(b)中抗拉強度折減系數的變化趨勢能看出,空氣冷卻和噴淋冷卻下抗拉強度的降低規律與屈服強度類似;當火災溫度在250～450 ℃時,抗拉強度隨受火溫度的升高而迅速下降;當溫度達到450 ℃時,6060-T6鋁合金能保持其原始抗拉強度的84%;然而,當受火溫度超過450 ℃時,抗拉強度呈現反彈趨勢。

表5 受火后6060-T6抗拉強度和殘余系數Tab.5 Post-fire ultimate strengths and residual factors of 6060-T6

試驗結果表明,不同冷卻方式對6060-T6鋁合金的屈服強度和抗拉強度影響不明顯。6060-T6鋁合金在受火溫度高于250 ℃時,屈服強度和抗拉強度顯著降低。當受火溫度為450 ℃時,屈服強度和抗拉強度分別為未受火時的17%和40%,達到最小值。當受火溫度超過450 ℃后,其應力應變曲線呈現明顯的“鋸齒”形,彈性模量、屈服強度和抗拉強度呈上升趨勢,可能出現了動態應變時效現象。

為了能更好地評估受火冷卻后鋁合金的力學性能,選用450 ℃受火經噴淋冷卻后的6060-T6鋁合金材料進行系列材料性能試驗,用以標定本構模型中的各項參數。

3 受火后鋁合金材料性能試驗及參數標定

為標定受火后6060-T6鋁合金材料MJC本構模型中各項參數,開展了系列試驗(如表6所示)。采用MJC斷裂準則[17],相應參數通過與本文同一系列的試驗得到。

表6 試驗及標定本構模型參數Tab.6 Test and calibrate constitutive model parameters

3.1 MJC本構模型應變項參數標定

依據2.3節常溫準靜態試驗中得到的位移-載荷曲線由式(3)轉換成工程應力-應變曲線,如圖5所示。

圖5 光滑圓棒拉伸試驗工程應力-工程應變曲線Fig.5 Engineering stress-strain curves of smooth tensile test

σ=F/A0,ε=(l-l0)/l0

(3)

式中,σ,ε分別為工程應力和工程應變;F為試樣所受軸向載荷;A0為試樣界面面積;l,l0分別為試樣拉伸后長度與原始長度。

受火后6060-T6鋁合金試樣編號為:SM-450-1,SM-450-2,SM-450-3分別對應表2中編號18,19,20。拉伸試驗中出現了頸縮現象,在擬合MJC本構模型應變項參數前,利用式(4)將工程應力-工程應變曲線頸縮前曲線轉換為真應力-真應變。

σr=σ(1+ε),εr=ln(1+ε)

(4)

式中:σr,εr分別為真實應力和真實應變;σ,ε分別為工程應力和工程應變。

由試驗結果計算可得E=55.84 GPa,A=70.94 MPa。采用Origin數據處理軟件分別基于Ludwik[18]方程擬合得到B=294.72 MPa,n=0.425 97,基于Voce[19]方程擬合得到Q=29.51 MPa,β=24.019 4。如圖6和圖7所示。

圖6 參數B與n初步確定Fig.6 Determination of parameter B and n

圖7 參數Q與β初步確定Fig.7 Determination of parameter Q and β

在ABAQUS中建立光滑圓棒試樣的二維軸對稱模型對MJC本構模型中應變項各項參數進行驗證并確定修正系數α。由于ABAQUS有限元軟件中帶有的是J-C本構原始模型,所以采用表格輸入法輸入MJC本構模型參數。在進行有限元計算時設置載荷加載方式和模型邊界條件與試驗一致。標距段內網格尺寸為0.10 mm×0.10 mm,夾持部位網格為0.12 mm×1.00 mm,過渡段網格劃分如圖8所示。通過數值仿真所得載荷位移曲線與試驗所得載荷位移曲線對比,迭代后調整得到修正系數α=0.072。

圖8 光滑圓棒網格劃分示意圖Fig.8 Schematic diagram of smooth round bar specimen

受火后6060-T6鋁合金試驗真應力-真應變曲線與原始J-C本構和MJC本構的對比圖,如圖9所示。由圖9可以明顯發現,MJC本構能更好地表征材料拉伸直至屈服階段,而原始J-C本構則會高估6060-T6鋁合金材料的塑性。

圖9 MJC與J-C擬合效果對比Fig.9 Comparison of fitting effect between MJC and J-C

3.2 MJC本構模型應變率項參數標定

通過2.3節中的萬能試驗機對受火后6060-T6鋁合金光滑圓棒進行高速拉伸試驗,設置4組拉伸速率,對應試樣編號分別為:20 mm/min-SM-450-1,300 mm/min-SM-450-1,450 mm/min-SM-450-1和900 mm/min-SM-450-1。載荷位移曲線如圖10所示。不同拉伸速度下的應變率可根據式(5)進行計算。將工程應變0.2%對應的工程應力作為屈服強度(3組試驗平均值)。拉伸速度-屈服強度變化規律如表7所示。

圖10 不同速率拉伸試驗載荷位移曲線Fig.10 Load-displacement curve of tensile test at different speed

表7 受火組不同應變率下屈服強度Tab.7 Yield strength of post-fire group at different strain rates

(5)

為獲得更高應變率與屈服強度的關系,采用霍普金森壓縮試驗。在0.2～0.7 MPa下各進行了2發,共計12發有效試驗。各試樣在各氣壓下均發生了不同程度的塑性變形,未觀察到較明顯裂紋產生,如圖11所示,處理通過示波器采集得到的試驗數據,得出工程應力-工程應變曲線(如圖12所示)并計算出平均應變率,匯總后試驗數據見表7。

圖11 霍普金森動態壓縮試驗回收試件Fig.11 Reclaimed specimen of split Hopkinson pressure bar test

圖12 霍普金森壓桿試驗工程應力應變曲線Fig.12 Engineering stress-strain curves of split Hopkinson pressur bar

室溫下,動態加載剛好屈服時塑性應變等于零,MJC本構模型中應變項為A、溫度項為1。簡化后的MJC本構模型如式(6)所示,運用最小二乘法擬合表7中試驗數據得到受火后鋁合金C值為0.040 96。擬合結果如圖13所示。

圖13 6060-T6在不同應變率下的屈服應力Fig.13 Yield stress of 6060-T6 aluminum alloy at various strain rates

(6)

3.3 MJC本構模型溫度項參數標定

為解溫度對受火后6060-T6鋁合金材料的力學性能的影響,在立式萬能試驗機上開展了6組高溫(150 ℃,200 ℃,250 ℃,300 ℃,350 ℃,400 ℃)下的光滑圓棒拉伸試驗。試驗全程在高溫箱內密閉進行,無法使用全自動引伸計測量試樣的位移伸長量,故采用數字圖像相關法進行測量(digital image correlation,DIC),將拉伸試驗過程中拍攝的圖像導入MatchID軟件中計算出載荷-位移曲線和應變場。在拉伸試驗開始前,通過溫度控制箱預設目標溫度,在升溫至目標溫度時,將試樣保溫30 min使得材料受熱均勻,拉伸速率為1 mm/min,直至試樣拉斷。拉伸后試樣如圖14所示,工程應力-應變曲線如圖15所示。

圖14 試樣斷后示意圖Fig.14 Schematic diagram after the specimens is broken

受火后6060-T6鋁合金在高溫拉伸試驗中,塑性應變為零,故應變率項等于1,應變項為A。且MJC本構模型中各項之間無耦合關系,所以可以將MJC本構模型簡化為式(7)。將試驗數據在Origin中進行擬合,得到受火后6060-T6鋁合金溫度項參數F=3.441,m=3.233,擬合結果如圖16所示。

圖16 6060-T6在不同溫度下的屈服應力Fig.16 Yield stress of 6060-T6 at various temperature

σeq=A(1-FT*m)

(7)

式中:T*=(T-Troom)(Tmelt-Troom) ;T為材料所受高溫溫度;Tmelt為熔化溫度;Troom為室溫;F和m為溫度軟化系數。

最終,通過上述系列試驗得到受火后6060-T6鋁合金MJC本構模型全部參數,如表8所示。

表8 受火后6060-T6 MJC本構模型參數Tab.8 Post-fire 6060-T6 MJC parameters

4 本構模型參數有效性驗證

4.1 靶板沖擊試驗

為驗證受火后6060-T6鋁合金本構模型參數標定的有效性,采用南陽理工學院的一級輕氣炮裝置開展受火后6060-T6鋁合金2 mm厚靶板抗平頭彈沖擊性能試驗,試驗設備如圖17所示。平頭彈加速過程在直徑6 mm、長1.2 m的發射管內進行,測速系統在距離靶艙側面15～25 cm處,使用Photron FASTCAM SA-Z高速攝像機(幀率60 000 fps)采集平頭彈體初始-剩余速度。試驗共進行了8發有效試驗。其中,1發鑲嵌、7發穿透,試驗結果如表9所示。獲得了平頭彈體初始撞擊速度為89.90～382.12 m/s。試驗結束后將所有平頭彈體進行軟回收,發現彈體表面均未產生塑性變形。

圖17 靶板侵徹試驗裝置Fig.17 Target penetration test device

表9 試驗結果Tab.9 Ballistic test result

Recht等[20]基于能量守恒和動量守恒定律認為靶板以承受剪切破壞為主,提出了R-I公式(見式(8)),Xiao等[21]、鄧云飛等[22]通過不同金屬材料的靶板抗沖擊試驗驗證了R-I公式的適用性。運用Origin軟件擬合得出受火組彈道極限Vbl=111.02 m/s,參數a=0.978 4,p=2.843 7。

(8)

式中:a,p為控制曲線形狀的模型參數;Vbl為彈道極限;Vi為彈體初始速度;Vr為彈體侵徹靶板后的剩余速度。

4.2 ABAQUS數值仿真

通過ABAQUS/Explicit有限元軟件建立靶板沖擊三維模型,模型示意圖如圖18所示。靶板根據設計尺寸建模,靶板中心與平頭彈體接觸區域網格尺寸參考鄧云飛等的研究、對網格尺寸敏感度分析后設為0.2 mm×0.2 mm×0.2 mm。為節省時間,沿靶板直徑方向網格尺寸逐漸稀疏,最外側網格單元大小為0.4 mm×0.8 mm×0.8 mm。參考試驗實際邊界條件,將靶板周圍設置為固定約束。共進行8組平頭彈沖擊靶板試驗模擬計算,試驗數據與數值仿真結果對比如表10所示,圖19為仿真彈道極限與試驗結果對比圖。

圖18 平頭彈沖擊靶板有限元模型Fig.18 The finite element model of the flat-headed projectile impacting the target plate

圖19 試驗與數值仿真彈道極限對比Fig.19 Ballistic limit comparison between test and numerical simulation

表10 數值仿真彈體初始-剩余速度Tab.10 Numerical simulation of initial-residual velocity of projectile

進一步將試驗所得靶板失效模式與在ABAQUS中仿真所得結果與靶板坑或靶板孔洞處進行比較,分別選取了3組典型初始速度下的失效模式進行對比。在平頭彈相同初始沖擊速度下,通過比較靶板孔洞形狀、數量、裂紋擴展形式和數量發現數值仿真結果與試驗結果吻合度較好,如表11所示。由此,可以說明,使用本文所標定的MJC本構模型參數和MJC斷裂準則能較好地預測受火后6060-T6鋁合金的動態力學性能。

表11 試驗與數值仿真失效模式對比Tab.11 Comparison of failure modes between test and numerical simulation

5 結 論

采用萬能試驗機、高溫爐和霍普金森壓桿設備,結合ABAQUS數值仿真軟件,開展6060-T6鋁合金受火冷卻后拉伸試驗以及經450 ℃受火冷卻后6060-T6鋁合金系列力學性能試驗,并標定其MJC本構模型各項參數。

(1) 分析6060-T6鋁合金3個力學性能指標值(彈性模量、屈服強度和抗拉強度)隨受火溫度變化的規律,當受火溫度超過250 ℃時鋁合金力學性能顯著降低,當受火溫度達到450 ℃時,鋁合金彈性模量、屈服強度和抗拉強度達到最小值,當溫度超過550 ℃時出現回升。

(2) 標定了經450 ℃受火冷卻后6060-T6鋁合金MJC本構模型中各項參數,發現當應變率高于3 000 s-1時,鋁合金屈服強度隨應變率的升高而增加,產生應變率強化現象。

(3) 通過對受火后鋁合金試樣進行高溫拉伸試驗發現,當試驗溫度高于250 ℃后,鋁合金出現明顯的溫度軟化效應。

(4) 開展平頭彈沖擊受火后6060-T6鋁合金靶板試驗,通過對比數值仿真結果與試驗結果的靶板失效模式和彈道極限,驗證了MJC本構模型參數標定的有效性。