1、韧性断裂准则的试验与理论研究虞 松1, 2 陈 军1 阮雪榆11. 上海交通大学国家模具 CAD 工程研究中心,上海,2000302. 山东大学,济南,250061摘要: 对不同样式的 45 钢和 6082铝合金试件进行了拉伸、压缩 、剪切 、 扭转等材料试验 ,对工程中使用的 11 个韧性断裂准则进行对比研究 ,并利用专业塑性成形分析软件对试验过程进行二维和三维情形的数值模拟。指出目前使用的韧性断裂准则都不可能对材料在任意应力应变状态和变形累积的情况下给出一个固定阈值 ,并给出了基于等效应变和应力三轴度的韧性断裂准则修正公式 ,通过厚板普通冲裁和精密冲裁试验证明了结论的有效性 。关键词 :
2、韧性断裂准则; 金属塑性成形; 材料试验; 应力三轴度; 冲裁试验中图分类号 : O346. 1; TG301文章编号 : 1004132X(2006)19204904Experimental and Theoretical Research on Ductile Fracture CriterionYu Song1, 2Chen Jun1Ruan Xueyu11. National Die and Mold CAD Engineering Research Center ,Shanghai Jiao Tong University , Shanghai ,2000302. Shandong
3、University , Jinan,250061Abstract: Tension, compression , torsion and shearing test on 45 steel and aluminum alloy 6082were utilized for providing the experimental values of the critical values at fracture, and 11 widelyused ductile fracture criteria were selected to simulate the physical experiment
4、s and their relative accu-racy for predicting and quantifying fracture initiation sites were investigated. The comparing resultsshow that it is impossible to capture all features of ductile fracture in different stress and strain stateswith a single criterion. A modified criterion based on effective
5、 strain and stress triaxiality was presen-ted. The research results are checked experimentally using the blanking and fine blanking tests.Key words: ductile fracture criteria ; metal forming process; material experiment ; stress triaxiali-ty ; blanking test收稿日期: 20060901基金项目: 上海市博士后科研资助计划项目; 中国博士后科学
6、基金资助项目0引言金属的韧性断裂一般是指金属材料经过剧烈塑性变形后而发生的宏观断裂(裂纹尺寸约0 .1mm 以上)。在金属塑性成形过程中, 多数工艺过程把韧性断裂标准作为材料成形极限中的重要指标,一些工艺过程如冲裁 、 切削等利用韧性断裂完成加工过程, 因此准确预测构件内部和表面韧性破坏发生的时间和位置对金属塑性成形过程的工艺制定和模具设计具有重要的意义 。自 20世纪 60 年代以来,国内外学者对金属韧性断裂现象从宏观和微观两方面进行了比较深入的理论研究和试验研究 1- 3,并提出了 10 余种比较适合工程应用的半经验型韧性断裂准则, 这些准则大都采用阈值控制的方法 , 即材料某处超出所设定
7、的阈值就认为发生起裂 。由于这些准则和断裂阈值与材料性质、 成形过程和应力应变状态等诸多复杂因素有关 , 因此 ,针对具体实际成形过程 ,正确地选用准则和设定阈值并预测起裂的时间和位置并非易事 。本文针对以典型韧性材料 45 钢和铝合金6082 为材料且采用不同形式的试件进行了拉伸、压缩 、 剪切、扭转等材料试验, 并利用商业化金属塑性成形模拟专业软件 DEFORM 对试验过程进行二维和三维情形的数值模拟, 讨论了现有的韧性断裂准则的适用范围 ,并总结出新的韧性断裂准则 ,通过对厚板冲裁工艺方案的试验研究 ,验证了结论的有效性。1韧性断裂试验和有限元数值模拟首先进行材料的单轴拉伸和扭转试验以确
8、定材料的基本力学性能和流动模型参数。从这两个试验结果对比来看 , 扭转试验相对于拉伸试验更能稳定和准确地反映材料屈服后的流动应力水平。因此 ,可根据塑性理论中单一曲线假设 ,利用扭转试验数据确定试验材料的流动模型 4。 2049 韧性断裂准则的试验与理论研究 虞松陈军 阮雪榆除上述拉伸和扭转试验中将标准试件加载至断裂外,还进行了不同切口半径 r =10mm 和 r =5mm ,且试样最小直径 D 均为 10mm 的拉伸试验, 其目的是确定在不同应力三轴度 R(R=m/ , m为平均应力或静水压力, 为等效应力)下材料的断裂情况 ; 为进一步研究金属材料在不同应力状态下的断裂情形 ,还进行了不同
9、径高比(D /H)、 双面剪切试验, 如表 1 所示, 全部试验过程在 MTS 材料试验机上采用静态加载方式(15mm /min)至试件断裂为止。表 1韧性断裂材料试验方案试验方法试样类型应力三轴度 R拉伸 1光滑圆柱(D=10mm)0. 33 1. 0拉伸 2带切口圆柱(D = 10mm, r=10mm)0. 76 0. 811拉伸 3带切口圆柱(D=10mm, r=5mm)0. 97 1. 0压缩 1光滑圆柱(D/ H=1. 0)- 0. 27 0. 06压缩 2光滑圆柱(D/ H=0. 667)- 0. 30 0. 14剪切光滑圆柱(D=8mm)- 0. 9 - 0. 5扭转光滑圆柱(D
10、=10mm)0 0. 1以上物理试验过程全部采用塑性成形专业软件 DEFORM 进行数值模拟 , 以便获得整个成形过程中的全部物理量的变化情况, 采用数值模拟后的力- 位移曲线和试件外形尺寸(包括拉伸断裂后的截面直径及剪切断裂光滑区和撕裂区大小)与物理试验结果基本吻合的方法确定韧性断裂阈值。 其中, 拉伸和压缩过程采用二维情形(DEFORM - 2D V8 .1 轴对称)进行模拟, 而扭转和剪 切 过 程采 用 三 维 形式 (DEFORM - 3DV5 .0)进行模拟, 所有模型在试件的工作区域和缺口部分进行网格局部细化处理, 数值模拟过程全部采用弹塑性材料模型 ,弹性部分本构关系采用拉伸试
11、验中的线弹性部分进行模拟 , 塑性部分采用材料流动模型进行模拟, 模拟中的边界条件与实际物理试验一致 。2试验结果与讨论在金属塑性体积成形专业软件 DEFORM 中提供了 11 种形式的韧性断裂准则 ,这些准则大都采用应力变量沿塑性变形路径积分的形式, 即f0f(1,m, , )d=C(1)式中, f 为关于各种应力张量的权函数; f为断裂时的等效应变; 为等效应变; 为平均应力; C 为韧性断裂阈值,一般通过物理试验和数值计算联合确定; c为应力分量。通过以上试验中韧性断裂阈值 C 的数值模拟,针对 45 钢对比研究了 DEFORM 软件中的韧性断裂准则, 如表 2 所示, 其中 , M 为
12、各个韧性断裂准则阈值的平均值 , MD 为各个韧性断裂准则阈值样本的变异系数 , DF 为各个韧性断裂准则阈值样本的偏差。铝合金 6082 也具有类似情形。表 245 钢拉伸、扭转和剪切试验中的韧性断裂阈值断裂准则名称韧性断裂阈值拉伸1拉伸 2拉伸 3扭转剪切MMD(% )DF(% )Normalized Cockcroft &Latham0. 7450. 60600. 56300. 602 0000. 600. 62321029Cockcroft &Latham580. 000478. 0000413. 0000491. 000 000489. 00490. 20001134M c Clin
13、tock1. 6201. 53001. 49001. 070 0001. 551. 45201438Frudenthal519. 000327. 0000250. 0000933. 000 000741. 00554. 000046123Rice &T racy1. 4201. 43001. 49000. 556 7001. 701. 32003086Brozzo0. 7450. 63600. 56100. 600 0000. 600. 62801029Oyane1. 5901. 47001. 34000. 421 0001. 431. 25003493Ayada0. 3300. 34500.
14、 3340. 008 8100. 370. 277049121Osakada0. 0820. 07500. 06130. 449 00086.0017. 3300198495Zhao &Kuhn0. 0310. 04050. 05120. 000 509485. 0097. 0000195500Max (Eff. Stress/U TS)1. 6001. 72001. 86000. 800 0001. 811. 55802564从表 2 中可以看出: 没有一个韧性断裂判据的 C值在所有试验中保持一致 ,即对于某一材料, 不论采用何种韧性断裂判据都无法获得该种材料在任意应力状态下固定的 C值 。
15、 为此,通过对比研究与韧性断裂有直接关系的参数如静水压力 m、 最大主应力 1和应力三轴度 R在所有试验中的变化规律(图 1),来观察全部 45钢和铝合金 6082 所有试验中上述与韧性断裂有关的三个量与等效应变的关系,并结合修正的 Brozzo 判据和等效应变判据总结出如下公式:图 145钢光滑圆柱拉伸图 2050 中国机械工程第 17卷第 19 期 2006 年 10 月上半月C =f0213(1- m)d R RTR RT(2)其中 ,RT为材料韧窝型韧性断裂与剪切型韧性断裂的转换门槛值 ,45 钢的 RT值为 0.4, 铝合金6082RT值为 0.3。3实例为验证上述结论和公式, 我们
16、选择具有典型韧性断裂特征的普通冲裁和厚板精密冲裁( 精冲)过程作为研究对象 , 厚板精冲过程示意图如图 2所示, 其中 , Fr为齿圈压板力,Fs为冲裁力, Fg为反顶力。由图 2 可以看出, 精冲过程比普通冲裁过程增加了齿圈压板和反顶器, 并且凸凹模的间图 2厚板精冲过程示意图隙也比普通冲裁小很多(小于板厚的 1% ), 其目的就是要保证冲裁表面具有很好的质量 ,理想的精冲零件 ,只有光亮带没有撕裂带 ,塌角和毛刺尽量小 。而在实际生产过程中, 由于零件形状、模具磨损和工艺参数等多种因素的影响, 精冲件往往出现撕裂带和二次剪切带 ,严重影响了产品质量,为此 ,一般通过数值模拟的方法进行工艺过
17、程分析。我们仍采用试验用 45 钢 ,其主要力学指标如下: 弹性模量 E =210GPa, 泊松比 =0.33, 屈服强度 s=410MPa, 流 动 应力 =4800. 21+410MPa 。采用 DEFORM - 2D 进行数值模拟,几何模型尺寸与实际成形过程一致, 并将韧性断裂发生限制在与零件轮廓线垂直的表面 , 板料厚度为 5mm , 韧性断裂判据选用式(2)和 Rice &T racy ,图 3 为普通冲裁(凸凹模间隙为 0 .55mm ,凹模圆角为 0 .15mm ,凸模圆角为 8 m)凸模行程为板厚的 23 %时韧性断裂开始及毛刺生成情况的模拟结果 , 与实际试验情形基本相符,
18、而采用DEFORM 软件中其他断裂准则均无法准确模拟出实际毛刺生成情况 , 同时我们还研究了凸凹模之间的间隙 t 与应力状态变量的关系( 图 4), 随着凸凹模间隙的减小 , 与韧性断裂有关的静水压力趋于稳定 ,对抑制材料内空穴的增长起到重要作用,但也会引起冲裁过程的二次剪切问题。为此,进一步增加反顶器和齿形压板形成精冲工艺, 使得剪切区域内材料的应力状态处于三向受压状图 3普通冲裁过程中韧性断裂及毛刺生成情况(a)m与 t 的关系(b)1与 t 的关系(c)R与 t 的关系1. t=0. 55mm2. t=0. 35mm 3. t=0. 15mm4. t=0. 05mm图 4普通冲裁过程凸凹
19、模之间间隙对应力状态变量的影响态,以提高变形区内的静水压力,对韧性断裂的发生起到抑制和消除的效果 ,从而保证在整个精冲成形完成时零件部分不出现明显的韧性断裂和撕裂区域。图 5 所示为 45 钢精冲实际过程与数值模拟之间的对比情况 , 工艺参数与上述普通冲裁基本一致(反顶力为 500kN)。可见, 在零件部分的成形结束阶段仍发生少量韧性断裂, 说明 45 钢并不十分适合作为精冲零件材料, 在实际生成过程中 45 钢一般要经过退火后方可进行精冲生产,而且板厚最好不要超过 4mm 。 2051 韧性断裂准则的试验与理论研究 虞松陈军 阮雪榆(a )零件部分模拟结果(b)零件部分实际照片(c )废料部
20、分实际结果(d)废料部分模拟结果图 5精冲过程实际过程与数值模拟对比4结论(1)利用 11 种韧性断裂准则对 45 钢和铝合金 6082 进行了不同尺寸的拉伸、 剪切和扭转等试验,并采用 DEFORM 专业软件模拟全部试验过程,结果发现,没有一个准则在全部的试验中给出相同的韧性断裂阈值 , 即目前广泛使用的任一韧性断裂准则不可能完全反映任意应力状态下塑性成形过程中起裂的时间和位置 。(2)利用试验总结出基于应变的经验公式 ,该公式以材料发生韧性断裂的类型区分应变阈值,对于特定的材料和成形过程比较实用。利用实际普通冲裁和精密冲裁过程与数值模拟相结合的方法,验证了上述结论和经验公式的有效性。参考文
21、献: 1 Venugopal R A , Ramakrishnan N , Krishna K R. AComparative Evaluation of the Theoretical FailureCriteria for Workability in Cold Forging J . Journalof M aterials Processing Technology, 2003, 142(1):29- 42. 2 Bao Yingbin, Wierzbicki T. A Comparative Studyon Various Ductile Crack Formation Criter
22、ia J .Journal of Engineering Materials and Technology,2004, 126(3):314 - 324. 3 Ozturk F , Lee D. Analysis of Forming Limits U-sing Ductile Fracture Criteria J . Journal of Materi-als Processing Technology , 2004, 147(3): 397- 404. 4 乔端, 钱仁根. 非线性有限元及其在塑性加工中的应用 M . 北京: 冶金工业出版, 1990.(编辑郭伟)作者简介: 虞松, 男,
23、 1967 年生。上海交通大学国家模具 CAD工程研究中心博士后研究人员, 山东大学土建与水利学院工程力学系副教授。主要研究方向为金属塑性成形数值模拟、有限元网格生成技术、金属韧性断裂。 发表论文 30 余篇。 陈军, 男,1969 年生。上海交通大学国家模具 CAD 工程研究中心教授。阮雪榆, 男, 1933 年生。上海交通大学国家模具 CAD 工程研究中心教授、博士研究生导师, 中国工程院院士。(上接第 2048页)图 11现场精加工大型法兰的粗加工,在实际工程中有较大的应用价值。该工艺可以免去大型立车的加工,从而缩短了加工周期,极大地降低了制造成本,并且法兰直径不受立车加工能力的限制,因
24、而可以加工特大直径法兰。(2) 法兰弯曲时,由于截面不对称,为防止弯曲过程中产生侧弯,两个法兰段成对弯曲是必要的工艺措施。( 3) 采用多功能机床在现场精加工大型法兰可以获得较高的加工精度 ,机床不仅能进行铣削精加工,还应该能够完成磨削、 珩磨、 抛光等精整加工。参考文献: 1 Wang Z R, Yuan S J. New Forming TechnologiesUsed in Manufacturing Large Vessels C / Proc. ofthe 1st International Conference on NewFormingTechnology. Harbin:Har
25、bin Institute Of TechnologyPress, 2004: 29 - 39. 2 Yuan S J, Teng B G , Dong X Y, et al. Progress inLarge Vessel Forming:Introduction of Some Innova-tions J . J. Mater. Process. Technol, 2004, 151: 12-17.(编辑郭伟)作者简介: 滕步刚,男, 1969 年生。哈尔滨工业大学材料科学与工程学院副教授、工学博士。主要研究方向为壳体液力成形、内高压成形、大型容器制造。获国家科技进步二等奖 1 项、省部级自然科学二等奖 1 项。发表论文 30 余篇。苑世剑, 男, 1963 年生。哈尔滨工业大学材料科学与工程学院教授、 博士研究生导师。王仲仁,男, 1934 年生。哈尔滨工业大学材料科学与工程学院教授、博士研究生导师。刘元君,男, 1975 年生。哈尔滨工业大学材料科学与工程学院硕士研究生。 2052 中国机械工程第 17卷第 19 期 2006 年 10 月上半月
