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嘉峪檢測網 2024-09-09 17:13
摘 要: 建立了方形薄壁梁軸向壓潰有限元模型,基于準靜態拉伸試驗獲得的應力-應變數據,對6061-T6、6063-T6和6082-T6鋁合金方形薄壁梁的壓潰變形行為進行研究,分析了單排、雙排、三排誘導孔對其壓潰變形行為的影響。結果表明:模擬得到無誘導孔鋁合金方形薄壁梁均出現3個完整的壓潰褶皺,與試驗結果相符,證明建立的有限元模型較準確;3種無誘導孔鋁合金方形薄壁梁的壓潰變形模式均為鉆石壓潰模式,Mises等效應力分布基本相同,在壓潰變形過程中其方形截面上端面兩組對邊分別依次出現內凹和外鼓,然后順序壓潰形成3個褶皺;開設誘導孔對鋁合金方形薄壁梁第一壓潰褶皺形成后的壓潰變形行為的影響較大,縮短了第二、三壓潰褶皺形成所需壓潰距離,提升了變形后期的承載能力,開設雙排誘導孔時距離最小。
關鍵詞: 鋁合金;薄壁結構;壓潰變形;誘導孔;有限元模擬
引言
在“雙碳”政策下,新能源汽車已成為中國邁向汽車強國的關鍵賽道[1],為此,整車及其配套企業亟需提升綠色設計與制造能力[2]。鋁合金被廣泛應用于車身輕量化制造,如何兼顧車身承載關鍵部件的結構強度和鋁合金的輕量化優勢,特別是滿足碰撞安全性要求成為研究熱點[3-5]。擠壓態鋁合金因其高材料利用率和變形吸收功而受到廣泛關注[6-13]。隨著固溶時間延長,6XXX系鋁合金的強度降低,導致壓潰變形過程中的峰值載荷、名義載荷和變形吸收功減小[14-16]。隨著時效時間延長,6063多胞鋁合金薄壁結構的壓潰變形模式逐漸由歐拉模式轉變為手風琴模式,其峰值載荷、名義載荷和變形吸收功增大[15],且過時效6061鋁合金等截面結構相比過時效6063鋁合金等截面結構更不易被壓潰[16]。
等截面鋁合金結構的壓潰變形行為與其截面邊數、高度/壁厚比和誘導孔設置密切相關[17-22]:多邊形薄壁等截面鋁合金結構的變形吸收功隨截面邊數增加而增大[17];當高度/壁厚比由64減小至15時,圓形等截面鋁合金結構的壓潰峰值載荷、名義載荷和變形吸收功均呈非線性變化,高度/壁厚比在15～32且壁厚為1.4～3.0 mm 時,結構壓潰變形模式為環形模式[14];設置誘導孔后等截面鋁合金結構剛度降低,初始壓潰峰值載荷減小[18-19],發生逐層壓潰,耐撞性能提升[20];采用單排誘導孔時,結構的壓潰變形模式由歐拉模式轉變為混合模式,壓潰穩定性提升,峰值載荷減小,變形吸收功增加了26.78%;優化多排誘導孔的位置和尺寸,可使結構的壓潰變形模式由歐拉模式變為手風琴模式,發生順序壓潰,載荷平穩,變形吸收功大幅增大[21]。此外,在高速列車端部吸能結構中引入誘導孔能有效增加壓潰褶皺數量,降低壓潰變形過程中的峰值載荷,提升吸能特性[22]。
綜上所述,等截面鋁合金結構的壓潰變形行為與材料特性及誘導孔布置密切相關。作者基于準靜態拉伸試驗獲得應力-應變數據,采用軸向壓潰數值模擬研究了T6處理6061、6063和6082鋁合金方形薄壁梁結構的壓潰變形行為,探討了誘導孔對其變形行為的影響規律,擬為等截面鋁合金結構的設計及其在車身上的大規模應用提供理論支持。
1、 試驗方法與結果
1.1 試驗方法
試驗材料為6061、6063和6082擠壓鋁合金方形薄壁梁,由長沙振升集團提供,化學成分見表1。方形薄壁梁的截面邊長為80 mm,壁厚為2 mm,均進行T6熱處理。其中,6061鋁合金的T6熱處理工藝為530 ℃×30 min固溶+170 ℃×4 h時效處理,6082、6063鋁合金則均為530 ℃×1 h固溶+180 ℃×4 h時效處理,固溶和時效處理后的冷卻方式均為水冷。
表1 3種鋁合金的化學成分
Table 1 Chemical composition of three aluminum alloys
根據GB/T 228-2002,沿方形薄壁梁擠壓方向制取如圖1所示的準靜態拉伸試樣,在Instron-3369型電液伺服試驗機上進行準靜態拉伸試驗,應變速率為0.01 s-1,測3次取平均值。
圖1 準靜態拉伸試樣的尺寸
Fig.1 Size of quasi-static tensile sample
1.2 試驗結果
為使曲線直觀,去除彈性變形階段,由圖2和表2可知,6061-T6鋁合金的屈服強度、抗拉強度和強塑積最高,6082-T6鋁合金的次之,6063-T6鋁合金的最低;6063-T6鋁合金的斷后伸長率最高,6061-T6鋁合金的次之,6082-T6鋁合金的最低。
圖2 6061-T6、6063-T6和6082-T6鋁合金的真應力-真塑性應變曲線
Fig.2 True stress-true plastic strain curves of 6061-T6,6063-T6 and 6082-T6 aluminum alloys
表2 6061-T6、6063-T6和6082-T6鋁合金的力學性能
Table 2 Mechanical properties of 6061-T6,6063-T6 and 6082-T6 aluminum alloys
由圖3可見:6061-T6鋁合金的初始加工硬化率明顯高于6063-T6和6082-T6鋁合金,其應變硬化率在變形初期急劇降低,后緩慢增加再逐漸減小,直至基本喪失加工硬化能力;6082-T6鋁合金的平均加工硬化率最高,在真塑性應變為0.10時基本喪失加工硬化能力;6063-T6鋁合金的平均加工硬化率最小。
圖3 6061-T6、6063-T6和6082-T6鋁合金的加工硬化率-真塑性應變曲線
Fig.3 Work hardening rate-true plastic strain curves of 6061-T6,6063-T6 and 6082-T6 aluminum alloys
2、 方形薄壁梁壓縮有限元模型及試驗驗證
使用HyperMesh軟件對鋁合金方形薄壁梁的軸向壓縮行為進行有限元模擬,模型如圖4所示。由于該方形梁為中空薄壁結構,故采用QUAD4殼單元進行網格劃分,平均單元尺寸為4 mm。選擇2號Belytschko-Tsay算法,厚度上的積分點選擇3。6XXX系鋁合金的基本物性參數如下:彈性模量為68.9 GPa,泊松比為0.33,密度為2.7×103 kg·m-3。材料模型選擇MAT24,并將各鋁合金的真應力-真塑性應變寫入模型。在方形薄壁梁上方和下方分別建立一塊平板,模擬壓潰試驗的加載裝置和支撐平臺,并將其簡化為剛體,選擇MAT20剛性材料模型。該方形薄壁梁主要應用于車身的碰撞吸能區域,為模擬其實際連接,采用熔化極氬弧焊將方形薄壁梁焊在相同材質的底板上。在有限元建模時,方形薄壁梁與底板間的焊縫采用共節點的面單元。約束支撐平臺的1～6個自由度,同時給加載裝置施加沿z軸負方向的強制線性位移,下壓速度為100 mm·s-1,數值模擬計算時間為1 s。最后,導出K 文件,提交LS-DYNA軟件計算。
圖4 鋁合金方形薄壁梁的壓縮有限元模型
Fig.4 Compress finite element model of aluminum alloy square thin-walled beam
對6061-T6鋁合金方形薄壁梁單體進行壓潰試驗,對有限元仿真結果進行驗證。方形薄壁梁單體的長度與圖4中方形薄壁梁結構保持一致,單體壓潰位移為110 mm。由圖5可知,模擬和試驗得到的壓潰褶皺形貌和變形模式基本吻合,方形截面上端面兩組對邊分別依次出現內凹和外鼓,形成3個完整的壓潰褶皺。這證明采用的仿真模型及分析方法可靠,能夠預測方形薄壁梁結構的壓潰變形行為。
圖5 6061-T6鋁合金方形薄壁梁壓潰形貌的模擬和試驗結果
Fig.5 Simulation (a) and test results (b) of crushing morphology of 6061-T6 aluminum alloy square thin-walled beam
3、 無誘導孔方形薄壁梁的壓潰變形行為
3.1 支反力和變形吸收功演變
6XXX系鋁合金方形薄壁梁在壓潰變形過程中的支反力和變形吸收功與其力學性能密切相關。由圖6(a)可知:由于6063-T6鋁合金的屈服強度和抗拉強度最低,其方形薄壁梁的平均支反力和變形吸收功也最低。6061-T6鋁合金的屈服強度和抗拉強度高于6082-T6鋁合金,且具有高的初始加工硬化率,故其方形薄壁梁在變形初期的支反力高于6082-T6鋁合金方形薄壁梁;但由于其加工硬化率在變形中后期低于6082-T6鋁合金,6061-T6鋁合金方形薄壁梁在壓潰變形后期的承載能力反而略低于6082-T6鋁合金方形薄壁梁。
圖6 模擬得到6061-T6、6063-T6和6082-T6鋁合金方形薄壁梁在壓潰過程中的支反力和變形吸收功變化曲線
Fig.6 Simulated change curves of reaction force (a) and deformation absorption work (b) of 6061-T6,6063-T6 and 6082-T6 aluminum alloy square thin-walled beam during crushing
鋁合金方形薄壁梁結構的變形吸能性取決于材料的強塑積。6061-T6鋁合金的強塑積最高,6082-T6鋁合金的次之,因此6061-T6鋁合金方形薄壁梁的變形吸收功最高,6082-T6鋁合金方形薄壁梁的次之,如圖6(b)所示。模擬得到3種試驗鋁合金方形薄壁梁的變形吸收功與支反力的演變規律一致。
3.2 壓潰變形過程
由圖7可知,在壓潰過程中3種鋁合金方形薄壁梁的Mises等效應力分布基本相同,其方形截面上端面兩組對邊分別依次出現內凹和外鼓,然后順序壓潰形成3個褶皺。模擬得到的方形薄壁梁的壓潰變形模式與文獻[13]中基本一致,為鉆石壓潰模式,壓潰變形過程可分為4個階段。
圖7 模擬得到6061-T6、6063-T6和6082-T6鋁合金方形薄壁梁在壓潰過程中的形貌演變
Fig.7 Simulated morphology evolution of 6061-T6 (a-d),6063-T6 (e-h) and 6082-T6 (i-l) aluminum alloy square thin-walled beams during crushing
第一階段(0～0.25 s),方形截面上端面的兩組對邊分別內凹和外鼓形成圖6(a)中的第一個壓潰載荷峰,然后內凹面和外鼓面分別轉變為外鼓和內凹,導致第二個壓潰載荷峰形成。此時,方形薄壁梁的第一個壓潰褶皺已基本形成。
第二階段(0.25～0.50 s),隨著加載位移的增加,已基本成形的第一個壓潰褶皺被逐漸壓實,致使方形薄壁梁的承載能力逐漸降低,最終壓潰形成一個完整褶皺。同時,該壓潰褶皺下方兩組對邊的內凹和外鼓再一次交替,開始第二個褶皺演變。相比之下,6063-T6鋁合金方形薄壁梁所形成的褶皺更加飽滿,而6061-T6和6082-T6鋁合金方形薄壁梁的褶皺被壓得更實,這可能與6063-T6鋁合金在變形中后期幾乎喪失加工硬化能力有關。
第三階段(0.50～0.75 s),隨加載位移的繼續增加,第一個壓潰褶皺下方的內凹和外鼓繼續擴展,最終形成第三個壓潰載荷峰,此時第二個壓潰褶皺已基本形成。在0.75 s時刻,6063-T6鋁合金方形薄壁梁的第三個壓潰褶皺還未開始形成,而6061-T6和6082-T6鋁合金方形薄壁梁第二壓潰褶皺下方的兩組對邊已完成內凹和外鼓交替,開始形成第三個壓潰褶皺,尤其是6082-T6鋁合金方形薄壁梁,其第三壓潰褶皺已基本成形。
第四階段(0.75～1.00 s),第二個壓潰褶皺逐漸被壓實,并誘導方形截面兩組對邊內凹和外鼓交替,形成第三個壓潰褶皺并逐漸壓實。在1.00 s時刻,6082-T6鋁合金方形薄壁梁被壓得最實,褶皺演變最完全,6061-T6鋁合金的次之。這主要是因為6082-T6鋁合金方形薄壁梁第二個壓潰褶皺演變完成所需的壓潰距離最短,6061-T6鋁合金的次之。6063-T6鋁合金方形薄壁梁因第二個壓潰褶皺演變完成所需壓潰距離最長,其第三壓潰褶皺形成得最不完全。
4、 誘導孔對方形薄壁梁壓潰變形行為的影響
誘導孔開設位置對中空薄壁結構的壓潰變形行為具有較大的影響,合理分布的誘導孔才能起到誘導壓潰的效果。在鋁合金方形薄壁梁的4個面上開設圓心位于中軸線且直徑為10 mm 的誘導孔,分別為單排、雙排和三排,第一排誘導孔與端面的距離為28 mm,第一、二、三排誘導孔之間的距離為30 mm,如圖8所示。
圖8 鋁合金方形薄壁梁單面上的誘導孔開設位置
Fig.8 Positions of induced holes on single face of aluminum alloy square thin-walled beam: (a) single row;(b) double row and (c) triple row
由圖9可見,誘導孔對鋁合金方形薄壁梁變形吸收功的影響較小,且變形吸收功并非隨誘導孔數量的增加而減小,開設三排誘導孔的6061-T6和6082-T6鋁合金方形薄壁梁的變形吸收功反而略高于開設雙排誘導孔時,這是由于變形吸收功還與合金的力學性能有關。誘導孔對第一個壓潰褶皺形成過程的影響較小,支反力變化小且其并非隨誘導孔數量的增加單調降低,雙排誘導孔方形薄壁梁在形成第一個壓潰褶皺時對應的第二峰值載荷最低。相比之下,誘導孔對第一個壓潰褶皺形成后的壓潰變形行為影響較大:誘導孔的存在縮短了第二個和第三個壓潰褶皺演變完成所需的壓潰距離,開設雙排誘導孔時所需壓潰距離最小。開設誘導孔降低了6063-T6鋁合金方形薄壁梁最后壓實階段的載荷,使得變形后期的承載能力也得到顯著提升,有利于防止其變形后期失穩。
圖9 模擬得到含誘導孔6061-T6、6063-T6和6082-T6鋁合金方形薄壁梁在壓潰過程中的支反力和變形吸收功變化曲線
Fig.9 Simulated change curves of reaction force (a,c,e) and deformation absorption work (b,d,f) of 6061-T6 (a-b),6063-T6 (c-d) and 6082-T6 (e-f) aluminum alloy square thin-walled beams with induced holes during crushing
單排、雙排和三排誘導孔6063-T6鋁合金方形薄壁梁第三壓潰峰值載荷的出現時間分別為0.64,0.57,0.63 s。由圖10可知,第三壓潰峰值載荷出現時第二壓潰褶皺正在壓潰演變,且其下方兩平面交線處出現了不同程度的折彎,折彎位置與支撐平臺的距離分別約為39.3,49.8,42.7 mm,雙排誘導孔6063-T6鋁合金方形薄壁梁的壓潰最為緊湊。
圖10 模擬得到單排、雙排和三排誘導孔6063-T6鋁合金方形薄壁梁第三壓潰載荷峰出現時的形貌
Fig.10 Simulated morphology of 6063-T6 aluminum alloy square thin-walled beam with single (a),double (b) and triple (c) row induced holes when the third crushing load peak appeared
5、 結論
(1) 模擬得到在壓潰試驗后無誘導孔鋁合金方形薄壁梁形成3個完整的壓潰褶皺,該形貌與試驗結果基本吻合,證明建立的方形薄壁梁壓潰有限元模型較準確。
(2) 無誘導孔鋁合金方形薄壁梁的壓潰變形模式為鉆石壓潰模式,在壓潰過程中3種6XXX系鋁合金方形薄壁梁的Mises等效應力分布基本相同,其方形截面上端面兩組對邊分別依次出現內凹和外鼓,然后順序壓潰形成3個褶皺。
(3) 誘導孔對鋁合金方形薄壁梁第一壓潰褶皺形成后的壓潰變形行為影響較大,縮短了第二、三壓潰褶皺形成所需壓潰距離,降低了薄壁梁最后壓實階段的載荷,使得變形后期的承載能力得到提升,開設雙排誘導孔時褶皺形成所需壓潰距離最小。
來源：期刊：《機械工程材料》 作者：郭鵬程1 ,喻杜1 ,肖罡2,3 ,秦依婷1 ,楊欽文3
(1.中南林業科技大學機電工程學院,長沙 410004;2.江西銅業技術研究院有限公司,南昌 330096;3.湖南大學機械與運載工程學院,長沙 410082)
來源：Internet
