强动载荷下焊接钢板力学性能及本构模型研究

2021-04-28张春辉王志军

振动与冲击 2021年8期

张春辉，张斐，，张磊，王志军

(1.海军研究院，北京 100161； 2.中北大学机电工程学院，太原 030051)

舰船结构与材料在高温、高应变率的水下爆炸载荷作用下的冲击响应是舰船防爆设计领域的热点问题[1]。由于舰船是由大量板、梁、杆等焊接拼装而成的大型钢结构，直接研究舰船结构与材料的抗爆性能具有一定困难。考虑到舰船结构的连接方式以焊接为主，因此选取舰船舷侧的焊接板结构作为研究对象[2]。焊接板主要由母材与焊接接头组成，而焊接接头则由焊缝与热影响区组成。因此，焊接板母材、焊缝与热影响区材料的抗爆性能直接决定了焊接板的抗爆性能，从而在一定程度上决定了舰船结构的抗爆性能与安全。因此，研究舰船焊接结构抗爆性能的前提是：明确冲击载荷作用下焊接接头处不同材料的力学行为。目前，获取材料在冲击载荷作用下的瞬态响应方法包括爆炸冲击试验、数值模拟等。相较于爆炸冲击试验，数值模拟方法具有便于开展、成本低、且扩展性强等优点。数值模拟焊接板在强动载荷作用下瞬态响应的精度在很大程度上取决于材料的动态本构模型[3-4]。常用的金属材料动态本构模型有Johnson-Cook(J-C)模型、Zerilli-Armstrong模型、Steinberg模型等。其中J-C模型引入了材料的应变硬化、应变率硬化及热软化参数，可以描述爆炸、穿甲、冲击领域中材料的动态力学行为[5]。基于此，本研究的重点是获取焊接板材料在强冲击载荷下的力学行为并构建其J-C本构模型。

学者们对强动载荷下船用钢的力学行为进行了大量研究。姜风春等[6]首先通过开展霍普金森压杆(Hopkinson pressure bar,SHPB)试验研究了船用921A钢的动态力学性能，在此基础上，进一步研究了船用921A钢的动态断裂韧性。陈志坚等[7]对450 MPa级船用钢进行冲击试验，并根据试验结果拟合了其Cowper-Symonds本构模型。姚熊亮等[8]研究了船用917钢的动态力学性能，拟合的船用917钢Johnson-Cook模型被广泛应用于工程计算。上述研究主要集中于船用钢板在冲击载荷作用下的力学性能。与钢板相比，焊接板焊接接头处的材料组织不均匀，结构内部存在残余应力[9]，因此，焊接板在强动载荷下的力学性能则相对复杂。

Beghini等[10]截取了焊接板母材、焊缝和热影响区的非标准小尺寸试样进行了静态拉伸试验，试验结果表明：小尺寸母材试样与标准母材试样的屈服强度和极限抗拉强度相同，但热影响区和焊缝的性能则与母材相差较大。Naqvi[11]研究了Q345钢板焊接接头处的力学性能，选取包含焊缝、热影响区的母材试样进行抗拉试验。张雪亚等[12]开展了EH36船用焊接钢板的冲击试验，观察了焊接板焊缝处的断口形貌，结果表明：焊缝中心主要是塑性断裂，辅以脆性断裂。曲占元等[13]基于拉伸、冲击和金相检验结果研究了热轧态E36焊接钢板接头处的力学性能。代朋虎[14]从焊接工艺方面研究了焊接热输入对E36钢板焊接接头力学性能的影响。从上述研究可以发现，针对焊接钢板的研究则主要集中于宏观的静态拉伸试验、夏比冲击试验及微观的组织结构分析，关于焊接钢板的动态力学性能及本构模型研究尚不完善。

基于上述研究，本研究首先开展某典型船用焊接钢板母材、焊缝和热影响区的准静态拉伸试验、高温拉伸试验及SHPB动态压缩试验，进而分析不同应力状态下三种材料的力学行为，最后根据力学性能试验结果拟合三种材料的J-C本构模型。

1 力学性能试验试样制作

李金泉[15]的研究表明：传统的焊接工艺下，热影响区的宽度通常约为6 mm，而国标要求的高温拉伸试样最小直径为8 mm。因此直接在焊接板上截取试样具有较大的困难。故本研究采用下述焊接取样方法，首先在厚度为20 mm的典型船用钢板中心的两侧开两个相距10 mm的60°坡口，然后在两个坡口处分别进行两次CO2气体保护焊接，焊接过程中焊接热量分别从两侧影响同一位置的母材，得到热影响区宽度较大的焊接板，最后从焊接板上采用水下线切割的方式加工所需试样。焊接方法的示意图，如图1所示。钢板焊接前后的实物对比图，如图2所示。焊接后经船厂检测焊接质量符合国标要求，热影响区宽度能够满足试样取材要求。根据国标要求加工的某典型船用焊接板母材、焊缝、热影响区材料的准静态拉伸试样、高温拉伸试样及SHPB动态压缩试样几何尺寸及实物，如图3所示。

图1 焊接方式示意图

图2 焊接板实物

图3 力学性能试验试样的几何尺寸及实物

2 焊接板准静态力学性能

2.1 焊接板准静态拉伸特性

在室温为23 ℃的条件下，分别开展某船用钢母材、焊缝和热影响区材料的准静态拉伸试验。某典型船用钢热影响区材料的准静态拉伸试验过程及试样拉伸前后的对比图，如图4所示。

应变率为0.001 5 s-1时，某船用焊接板母材、焊缝和热影响区材料的真实应力-应变曲线，如图5所示。从图5可知，船用焊接钢板母材、焊缝和热影响区材料拉伸试验过程大致分为以下几个阶段：

(1)弹性阶段，在准静态拉伸试验的初始阶段，三种材料的应力和应变是线性关系，材料的变形模式主要是弹性变形，这是原子间结合力的宏观表现。

(2)屈服阶段，母材与热影响区材料存在较明显的屈服阶段，而焊缝材料则没有明显的屈服平台。从图3.6可知，在准静态拉伸试验中，船用钢母材、焊缝和热影响区材料的屈服强度依次增大。

图4 船用焊接板热影响区材料的拉伸试验过程

图5 船用焊接板母材、焊缝和热影响区材料的准静态应力-应变曲线

(3)强化阶段，随着拉伸载荷的持续作用，三种材料在屈服阶段之后，材料的应力均随着应变的增加而逐渐增大，材料的变形方式主要表现为塑性变形。

(4)局部变形阶段，拉伸载荷进一步增大后，三种材料的试样均发生颈缩现象而后出现断裂。船用钢焊缝和热影响区、母材的断裂应变依次增大，说明母材抵抗塑性变形能力最强，热影响区次之，焊缝最弱。

通过准静态拉伸试验得到的船用焊接钢板母材、焊缝和热影响区材料的基本力学性能参数，如表1所示。从表1可知，某船用钢经焊接后，焊缝与热影响区材料的抗拉强度明显高于母材，而试样的断后延伸率明显低于母材，说明焊缝与热影响区材料的塑性变形能力降低，其原因在于：焊接过程中焊缝与热影响区材料在焊接热量的影响下韧性降低。

表1 船用焊接板母材、焊缝和热影响区材料的拉伸性能参数

2.2 焊接板准静态高温拉伸特性

为了获得温度对某船用焊接钢板母材、焊缝和热影响区材料力学性能的影响，分别开展了三种材料的高温拉伸试验。本次高温拉伸试验的试验机采用UTM5305型万能材料试验机，其可控温度的高温炉设备可以对试样进行加热。根据试验需要本次高温拉伸试验的应变率为0.001 5 s-1；温度分别为200 ℃，400 ℃，600 ℃和800 ℃，每种温度下某船用焊接钢板母材、焊缝和热影响区试样各进行两次重复试验。某船用焊接钢板母材试样高温拉伸前后对比，如图6所示。从图6可知，母材试样被拉断后有明显的颈缩现象。

不同温度下船用焊接钢板母材、焊缝和热影响区材料的真实应力-应变曲线对比，如图7所示。从图7可知，船用焊接板母材、焊缝和热影响区材料在不同温度下的应力-应变曲线可以发现：上述材料的屈服强度和极限强度均随着温度升高而降低，均表现出了显著的温度软化效应；同时，当温度高于400 ℃时，三种材料均没有明显的屈服平台，此时屈服应力取0.2%塑性应变时的应力。

不同温度下船用焊接钢板母材、焊缝和热影响区三种材料的抗拉强度与屈服强度随温度的变化情况如表2所示。从表2可知，船用焊接钢板母材、焊缝和热影响区材料的抗拉强度与屈服强度均随着温度的升高而降低。当温度升高到400 ℃以上时，三种材料的抗拉强度呈线性下降趋势。当温度一定时，从抗拉强度方面看：船用焊接钢板焊缝和热影响区、母材材料的抗拉强度依次降低；然而，就屈服强度而言，船用焊接钢板焊缝、母材、热影响区材料的屈服强度依次降低。说明在研究的温度范围内，与船用焊接钢板的母材相比，热影响区更容易发生塑性变形且发生塑性变形后更容易被拉断。

图6 船用焊接钢板母材试样高温拉伸前后对比

图7 不同温度下船用焊接板母材、焊缝和热影响区材料的真实应力-应变曲线

表2 船用钢母材、焊缝和热影响区材料的抗拉强度与屈服强度随温度的变化情况

2.3 焊接板动态力学性能

为了准确获取某典型船用焊接钢板母材、焊缝与热影响区材料在冲击载荷作用下的动态力学行为，通过SHPB压缩试验测试三种不同材料的动态力学性能参数。试验装置的实物图及试样连接局部图，如图8所示。

图8 SHPB试验装置及试样连接局部

某典型船用焊接钢板母材、焊缝与热影响区材料在动态压缩过程中应变率加载情况，如图9所示。从图9可知，在高应变率动态压缩过程中基本实现了常应变率加载。不同应变率下三种材料的真实应力-应变曲线对比情况，如图10所示。从图10可知，某典型船用焊接钢板母材、焊缝和热影响区试样在动态载荷冲击下，材料的屈服强度随着应变率的增加而逐渐增大。材料动态压缩过程中的应变硬化和热软化导致材料应力发生变化。当动态压缩试验的应变率较小时，试样塑性变形期间产生的热量较少，此时材料应力的变化主要由应变硬化引起，表现为应力逐渐增大、塑性段的dσ/dε>0；随着应变率的增加，试样塑性变形过程中产生的热量逐渐增加，材料热软化引起的应力下降逐渐抵消应变硬化引起的应力增加，表现为应力增长逐渐减缓、塑性段的dσ/dε>0趋于零，应力-应变曲线在塑性段逐渐变得平坦。

图9 焊接板母材、焊缝和热影响区材料在动态压缩过程中应变率加载曲线

图10 不同应变率下船用焊接板母材、焊缝和热影响区的真实应力-应变曲线

相同应变率下某典型船用焊接钢板母材、焊缝和热影响区材料的真实应力-应变曲线，如图11所示。从图11可知，相同应变率下，热影响区、母材、焊缝材料的动态屈服强度依次增大。相同的冲击载荷作用下，焊缝与母材的最终应变相差不大，热影响区材料的最终应变明显偏小；热影响区材料在应变率为3 450 s-1的情况下试样的变形情况，如图12所示。从图12可知，热影响区材料试样在加载过程中未出现裂纹，表明热影响区材料抵抗塑性变形能力较强，且随着应变率的增加，热影响区材料的应变减小程度更为明显。冲击载荷作用下金属板断裂前能承受的塑性变形大小在一定程度上反映了材料的抗冲击性能，其塑性变形大小与抗冲击性能呈正比。因此，船用焊接钢板的热影响区为抗冲击性能相对薄弱的区域。

图11 相同应变率下船用焊接钢板母材、焊缝和热影响区材料的应力-应变曲线

图12 热影响区试样在加载应变率为3 450 s-1下的变形结果

2.4 焊接板本构方程构建

根据某船用钢的准静态拉伸试验、高温拉伸试验和SHPB压缩试验结果拟合三种材料的J-C本构模型，其方程为

(1)

(2)

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

(3)

根据J-C模型方程形式并结合材料的力学性能结果分别拟合船用焊接钢板母材、焊缝与热影响区的J-C本构模型参数。

2.4.1 拟合应变硬化项参数A，B，n

当试验温度为23 ℃、参考应变率为0.001 5 s-1的条件下，式(1)简化为

(4)

式中，A为材料的准静态屈服强度，可以根据准静态拉伸试验结果得到。在准静态条件下式(4)变形为

ln(σ-A)=lnB+nlnε

(5)

从式(5)可知，在准静态塑性变形阶段ln(σ-A)与lnε满足线性关系，线性函数的斜率n和截距lnB可以通过拟合准静态拉伸应力-应变曲线的硬化部分来获得，从而获得J-C模型中材料的应变硬化系数B、应变硬化指数n。采用上述方法拟合船用焊接钢板母材的应变硬化参数，其线性拟合图如图13所示。船用焊接钢板焊缝与热影响区的拟合方法类似，三种材料的应变硬化参数最终拟合结果如表3所示。

图13 船用焊接钢板母材应变硬化参数的线性拟合

表3 焊接钢板母材、焊缝和热影响区材料的应变硬化参数

2.4.2 拟合应变率硬化项参数c

根据SHPB压缩试验结果拟合J-C本构模型中的应变率系数c。不考虑温度效应的情况下，J-C本构模型简化为

(6)

变形式(6)可以得到

(7)

图14 船用焊接板热影响区应变率系数c的线性拟合

表4 焊接板母材、焊缝和热影响区材料的应变率系数

2.4.3 拟合热软化项参数m

由于本次SHPB试验过程中未进行高温下的动态压缩试验，无法直接拟合船用焊接钢板母材、焊缝和热影响区材料的热软化项参数m，这里结合室温下材料动态压缩的试验数据，采用估算绝热温升的方法拟合三种材料的热软化项参数m。其基本思想为：保持材料应变硬化项和应变率硬化项的系数不变，选用高应变率下的材料的变形数据，将整个变形过程分为若干步，先估算出每一步长的绝热温升，再加上前一步温度作为当前温度[16]。绝热温升估算公式为

(8)

式中：η为热转化系数，一般认为塑性功少部分转化为储能，90%转化为热量，故取0.9；ρ为材料密度；Cv为比热容；ε0和εe分别为起止应变量。

在参考应变率为0.001 5 s-1的初始条件下，采用式(8)可以拟合出焊接钢板母材、焊缝和热影响区材料的热软化项参数m，如表5所示。

表5 焊接板母材、焊缝和热影响区材料的热软化项参数

通过拟合得到的船用焊接钢母材、焊缝和热影响区材料的J-C本构模型参数见表6，其J-C本构方程为

表6 焊接板母材、焊缝和热影响区材料的J-C本构模型参数

船用焊接钢母材、焊缝和热影响区材料在应变率为4 010 s-1的情况下，通过拟合的J-C本构模型计算的应力应变结果与试验结果的对比,如图15所示。从图15可知，母材的拟合结果与试验结果误差最大，达到了4.8%，说明拟合的J-C本构模型可以较好的描述三种材料在应变率为4 010 s-1范围内的动态力学行为。