時(shí)效對(duì)多胞鋁合金薄壁結(jié)構(gòu)壓縮變形行為的影響

王 冠，寇琳媛，劉志文，易 杰，徐從昌，李落星

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時(shí)效對(duì)多胞鋁合金薄壁結(jié)構(gòu)壓縮變形行為的影響

王 冠1, 2，寇琳媛1，劉志文2，易 杰2，徐從昌2，李落星2

(1. 寧夏大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，銀川 750021； 2. 湖南大學(xué) 汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410082)

以6063鋁合金多胞薄壁梁結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，采用準(zhǔn)靜態(tài)軸向加載的方式，借助WAW-E600型微控萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，探明時(shí)效處理對(duì)鋁合金薄壁梁壓縮變形行為與吸能性能的影響規(guī)律。結(jié)果表明：隨著時(shí)效處理時(shí)間的延長(zhǎng)，6063鋁合金多胞薄壁梁試樣的變形模式逐漸由歐拉模式轉(zhuǎn)變?yōu)槭诛L(fēng)琴模式，試樣的峰值載荷、名義載荷與吸能性能也逐漸提高；針對(duì)載荷?位移曲線進(jìn)行二階求導(dǎo)獲得結(jié)構(gòu)臨界失穩(wěn)載荷，運(yùn)用Slogistic函數(shù)擬合研究時(shí)效處理對(duì)試樣承載性能的影響規(guī)律；基于T-Student相關(guān)性參數(shù)評(píng)估方法，通過(guò)主因子相關(guān)性分析引入Ramberg-Osgood硬化指數(shù)(為變量)，建立峰值載荷、名義載荷、可壓縮變形量及吸能性能的二次多項(xiàng)式擬合模型，該模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)不同時(shí)效處理狀態(tài)下6063鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)的彈塑性變形行為，為鋁合金車身結(jié)構(gòu)的概念設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)。

鋁合金；薄壁結(jié)構(gòu)；時(shí)效處理；準(zhǔn)靜態(tài)壓縮；變形行為

環(huán)境保護(hù)越來(lái)越受到汽車生產(chǎn)商的重視，鋁合金越來(lái)越多的用于白車身結(jié)構(gòu)。采用鋁合金材料的車身較傳統(tǒng)的鋼質(zhì)結(jié)構(gòu)質(zhì)量能減輕25%以上[1]。鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)在發(fā)生軸向壓縮變形時(shí)，其所吸收的能量比橫向彎曲變形高出一個(gè)數(shù)量級(jí)，而薄壁梁結(jié)構(gòu)具有質(zhì)量輕、強(qiáng)度高、變形穩(wěn)定等特點(diǎn)，能夠在變形過(guò)程中提供穩(wěn)定的軸向載荷，具有優(yōu)秀的吸能特性，因此，在現(xiàn)代汽車車身設(shè)計(jì)中，充分利用薄壁梁軸向壓縮特性，能夠有效提高車身的安全性能[2?3]。薄壁梁結(jié)構(gòu)的材料特性對(duì)其變形模式有重要的影響，深入研究?jī)烧叩穆?lián)系，對(duì)于準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)與描述梁的變形行為具有關(guān)鍵性的意義。

近年來(lái)，眾多學(xué)者對(duì)鋁合金結(jié)構(gòu)件的吸能性能以及各種截面形狀結(jié)構(gòu)單元的彈塑性變形行為開(kāi)展了廣泛的研究工作。1960年，ALEXANDER[4]最早對(duì)軸向圓柱管在手風(fēng)琴模式下的平均壓潰載荷進(jìn)行了理論研究，并提出了靜態(tài)塑性鉸的概念，建立了相應(yīng)的能量吸收模型。WANG等[5]研究了加工態(tài)、自然時(shí)效態(tài)、人工T6處理狀態(tài)下泡沫鋁合金材料的壓縮變形行為及吸能性能。結(jié)果表明，在準(zhǔn)靜態(tài)與動(dòng)態(tài)加載條件下，T6態(tài)時(shí)效處理能夠有效提高Al-Mg-Si泡沫鋁合金的強(qiáng)度與吸能性能，但對(duì)試樣的致密化過(guò)程無(wú)明顯影響。FARSHIDI[6]通過(guò)在6061鋁合金薄壁梁試樣上開(kāi)設(shè)誘導(dǎo)槽研究不同時(shí)效處理狀態(tài)下試樣的變形過(guò)程，指出試樣材料具有較低的應(yīng)變硬化指數(shù)則容易發(fā)生開(kāi)裂失效，而較高的材料應(yīng)變硬化指數(shù)會(huì)使結(jié)構(gòu)的吸能性能降低。GHAIDAN[7]通過(guò)試驗(yàn)、理論以及三維有限元仿真等手段研究了L形薄壁梁結(jié)構(gòu)在不同時(shí)效處理狀態(tài)下的軸向壓縮彈塑性變形行為以及吸能性能，結(jié)果表明，時(shí)效處理對(duì)于試樣的軸向壓縮吸能性能非常關(guān)鍵，隨著時(shí)效處理時(shí)間增加吸能顯著提高。WILLIAMS等[8]通過(guò)改變液壓成型中管角填充半徑，深入研究了各向異性、隨動(dòng)硬化以及應(yīng)變速率敏感性對(duì)鋁合金管軸向壓縮變形的影響，指出應(yīng)變速率敏感性能夠少量增加結(jié)構(gòu)的吸能性能，而各向異性以及隨動(dòng)硬化均會(huì)降低吸能性能。王光耀等[9]確定了6xxx鋁合金最優(yōu)力學(xué)性能時(shí)效處理工藝參數(shù)為(510 ℃，45 min)+(175 ℃，7 h)，并研究不同時(shí)效處理狀態(tài)下鋁合金吸能盒的最大壓縮力及吸能性能。汪軍等[10]采用不同的工藝對(duì)汽車用La/Y稀土復(fù)合改性鋁合金進(jìn)行時(shí)效處理，表明分級(jí)均勻化處理和自然時(shí)效后強(qiáng)化烘烤，可以明顯提高汽車用稀土復(fù)合改性鋁合金的力學(xué)性能和耐腐蝕性能。王永進(jìn)等[11]討論時(shí)效處理對(duì)ZL101、ZL111多孔鋁合金壓縮變形特征及能量吸收性能的影響，結(jié)果表明，時(shí)效處理對(duì)屈服強(qiáng)度及能量吸收效率有顯著的影響，應(yīng)盡可能施行T6時(shí)效處理。吳進(jìn)等[12]對(duì)ZL101泡沫鋁合金進(jìn)行變質(zhì)處理和T6時(shí)效處理，并通過(guò)壓縮試驗(yàn)驗(yàn)證了時(shí)效處理能夠提升泡沫鋁合金的強(qiáng)度以及吸能效率。曹曉卿等[13]采用靜態(tài)、動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)相結(jié)合的方式研究了時(shí)效處理對(duì)Al-Cu-Mg泡沫合金的變形特性，T6時(shí)效處理使試樣強(qiáng)度提高、壓縮平臺(tái)區(qū)縮短，在一定應(yīng)變下單位體積吸收的能量提高，而且均表現(xiàn)出對(duì)應(yīng)變率的敏感性。本文作者針對(duì)不同時(shí)效處理狀態(tài)以及誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)的鋁合金薄壁梁軸向壓縮變形行為開(kāi)展了較為系統(tǒng)的研究，初步探明了時(shí)效處理工藝對(duì)試樣壓縮變形模式的影響規(guī)律，并建立了失效預(yù)測(cè)模型[14?16]。

目前，前人對(duì)薄壁梁軸向壓縮變形的研究工作多集中在截面形狀及尺寸對(duì)吸能性能的影響，而對(duì)于不同時(shí)效處理狀態(tài)下鋁合金材料特性的變化對(duì)薄壁梁結(jié)構(gòu)壓縮變形模式、吸能性能的影響缺少深入系統(tǒng)的研究。本文作者在前期研究工作的基礎(chǔ)上，以6063鋁合金多胞截面薄壁梁結(jié)構(gòu)的軸向壓縮變形為研究對(duì)象，進(jìn)一步深入研究了低溫時(shí)效處理工藝對(duì)其變形模式的影響，并借助理論手段分析了試樣的變形特性，基于相關(guān)性分析，探明了材料特性與結(jié)構(gòu)變形模式的關(guān)系，結(jié)合Ramberg-Osgood硬化指數(shù)建立了薄壁梁軸向壓縮變形的預(yù)測(cè)模型，為汽車結(jié)構(gòu)的輕量化設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 材料及制備工藝

本研究所采用的6063鋁合金由半連續(xù)鑄造加工，表1所列為6063鋁合金各元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)實(shí)測(cè)值。

實(shí)驗(yàn)所采用的材料為在線淬火的鋁合金多胞截面型材，如圖1所示。由圖1可知，型材試樣為多胞結(jié)構(gòu)，內(nèi)外兩層為八邊形結(jié)構(gòu)，其軸向夾角為22.5°，內(nèi)外兩層八邊形結(jié)構(gòu)通過(guò)4條軸呈對(duì)稱分布的加強(qiáng)筋相 連接。

表1 6063鋁合金各元素含量

擠壓加工在XJ?2500擠壓機(jī)上進(jìn)行，擠壓過(guò)程中擠壓溫度控制在450~500 ℃。具體擠壓工藝參數(shù)如表2所列。

圖1 鋁合金薄壁梁形狀尺寸圖

表2 6063鋁合金擠壓工藝參數(shù)

試樣時(shí)效處理溫度為180 ℃，時(shí)效處理時(shí)間分別為30、60、90、120、150、180、540 min，未進(jìn)行時(shí)效處理的試樣標(biāo)記為No-HT，其他試樣均以時(shí)效處理時(shí)間標(biāo)記。時(shí)效處理使用DHG高溫鼓風(fēng)干燥箱進(jìn)行，控溫精度為±0.1 ℃。在時(shí)效處理過(guò)程中，試樣隨爐加熱，在爐溫達(dá)到180 ℃時(shí)開(kāi)始計(jì)時(shí)，每組試樣的時(shí)效處理過(guò)程單獨(dú)進(jìn)行，且均保證爐溫冷卻至室溫后再開(kāi)始下一組試驗(yàn)。

1.2 試驗(yàn)方法

1.2.1 材料力學(xué)性能拉伸試驗(yàn)

研究中拉伸試樣從在線淬火的鋁合金多胞薄壁型材上沿?cái)D壓方向取樣，拉伸試樣的取樣位置為型材外八邊形中無(wú)加強(qiáng)筋的4個(gè)面，并通過(guò)DK7716D型電火花數(shù)控線切割機(jī)床加工成型。拉伸試樣的尺寸參考GB/T 228—2002《金屬拉伸實(shí)驗(yàn)方法》標(biāo)準(zhǔn)中的相關(guān)規(guī)定，其尺寸如圖2所示。

圖2 拉伸試樣尺寸圖

在室溫條件下，使用WDW?E200型微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)拉伸實(shí)驗(yàn)，拉伸速度為2 mm/min。每次試驗(yàn)結(jié)束后記錄試樣的抗拉強(qiáng)度b(MPa)、屈服極限s(MPa)與伸長(zhǎng)率(%)，其中抗拉強(qiáng)度b由計(jì)算機(jī)直接獲得，屈服強(qiáng)度s為試樣發(fā)生0.2%塑性變形時(shí)的應(yīng)力，也記為0.2。所有狀態(tài)的拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)均取3組穩(wěn)定試驗(yàn)的平均值。

1.2.2 鋁合金薄壁梁準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓縮試驗(yàn)

從時(shí)效處理后的擠壓型材上切取長(zhǎng)度為201~203 mm的準(zhǔn)靜態(tài)壓縮薄壁梁試樣，并用車床切削試樣的兩個(gè)端面，以保證薄壁梁試樣的長(zhǎng)度一致(200 mm)，同時(shí)滿足試樣兩端的平行度要求。使用WAW?E600型微機(jī)控制電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行鋁合金薄壁梁試樣的準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓縮實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)壓縮速率為5 mm/min，載荷數(shù)據(jù)由計(jì)算機(jī)采集，采樣頻率為1 Hz。使用相機(jī)拍攝記錄載荷?位移曲線波峰與波谷所對(duì)應(yīng)的試樣變形狀態(tài)，試驗(yàn)完成后記錄試樣的變形模式及失效狀態(tài)。由于試樣壓縮末期進(jìn)入致密化階段，其載荷迅速增加并超過(guò)峰值載荷，該階段不記入試樣的吸能性能。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.1 不同時(shí)效處理狀態(tài)材料的力學(xué)性能

圖3所示為不同時(shí)效處理狀態(tài)下各試樣準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)得到的應(yīng)力?應(yīng)變曲線。由圖3可知，隨著時(shí)效處理時(shí)間的增加，材料的屈服強(qiáng)度不斷增加而伸長(zhǎng)率逐漸減小。時(shí)效處理時(shí)間為540 min與未人工時(shí)效處理(No-HT)的材料相比，屈服極限提高約210%，同時(shí)抗拉強(qiáng)度也有小幅度的提高(約45%)，而材料的伸長(zhǎng)率則由28.70%減少為16.38%。不同時(shí)效處理?xiàng)l件下材料的力學(xué)性能見(jiàn)表3。

圖3 不同時(shí)效處理狀態(tài)6063鋁合金的應(yīng)力?應(yīng)變曲線

表3 不同時(shí)效處理狀態(tài)6063鋁合金的力學(xué)性能

為了準(zhǔn)確描述不同時(shí)效處理狀態(tài)下鋁合金的硬化屬性，采用Ramberg-Osgood模型進(jìn)行擬合分析?；谡鎽?yīng)力?真應(yīng)變曲線進(jìn)行擬合，其公式如下[17]：

式中：p為塑性應(yīng)變；為真應(yīng)變；為真應(yīng)力；為彈性模量；0.2為屈服極限；為硬化指數(shù)。

通過(guò)對(duì)比分析可知，6063鋁合金彈塑性段界線不明顯，通過(guò)能夠直觀地反映材料在彈塑性過(guò)渡段及塑性段中的硬化速率。此外，材料發(fā)生頸縮的塑性應(yīng)變值pu=1/，因此，硬化指數(shù)與材料的伸長(zhǎng)率呈負(fù)相關(guān)，結(jié)合表3中的數(shù)據(jù)可知，隨著的增加，材料的伸長(zhǎng)率迅速下降。

2.2 不同時(shí)效處理狀態(tài)鋁合金薄壁梁壓縮變形行為

通過(guò)準(zhǔn)靜態(tài)條件下鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)軸向壓縮試驗(yàn)可知，試樣在壓縮過(guò)程中隨時(shí)效處理時(shí)間的變化表現(xiàn)出4種不同的變形模式[14?15]：其中編號(hào)為No-HT、30 min的試樣以歐拉模式變形(Euler mode，簡(jiǎn)稱E)：薄壁梁結(jié)構(gòu)在中部首先發(fā)生失穩(wěn)彎曲變形；編號(hào)60、90、120 min的試樣以鉆石模式變形(Diamond mode，簡(jiǎn)稱D)：薄壁梁結(jié)構(gòu)從一端開(kāi)始逐級(jí)發(fā)生非對(duì)稱變形，在變形過(guò)程中，薄壁梁的截面形狀發(fā)生較大的變化；編號(hào)150 min與180 min的試樣以混合模式變形(Mixed mode，簡(jiǎn)稱C+D)：薄壁梁結(jié)構(gòu)首先以手風(fēng)琴模式發(fā)生順序變形，在形成若干個(gè)褶皺后，變形模式逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)殂@石模式，截面變形失去規(guī)律性；編號(hào)540 min的試樣以手風(fēng)琴模式變形(Concertina mode，簡(jiǎn)稱C)：薄壁梁結(jié)構(gòu)從一端開(kāi)始逐級(jí)發(fā)生順序外延變形。表4所列為試樣在不同時(shí)效處理狀態(tài)下6063鋁合金薄壁梁試樣的準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)結(jié)果，圖4所示為部分典型試樣的載荷位移曲線。

表4 不同時(shí)效處理狀態(tài)下6063鋁合金試樣的變形模式

圖4 不同時(shí)效處理狀態(tài)6063鋁合金的載荷?位移曲線

3 分析與討論

3.1 時(shí)效處理對(duì)峰值載荷的影響

為了探明時(shí)效處理對(duì)鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)峰值載荷的影響，選取一組典型載荷?位移曲線第一峰值前的部分作為研究對(duì)象，如圖5所示。由圖5可知，試樣在第一峰值前的載荷?位移曲線呈現(xiàn)出較大的差異，在達(dá)到峰值前，載荷曲線可以分為3個(gè)階段：呈線形增長(zhǎng)的彈性變形階段、失穩(wěn)階段、失穩(wěn)后的塑性變形階段。

鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)在壓縮變形初期，其載荷?位移曲線可近似為線性關(guān)系，但由于結(jié)構(gòu)失穩(wěn)發(fā)生在試樣的局部區(qū)域，其中包含了材料的彈性變形以及少量的塑性變形，因此，雖然不同時(shí)效處理時(shí)間下6063鋁合金的彈性模量沒(méi)有發(fā)生明顯變化，但是由于材料屈服點(diǎn)以及彈塑性過(guò)渡區(qū)域的差異，導(dǎo)致試樣變形初期的載荷?位移曲線斜率表現(xiàn)出一定的不同。由圖5可知，由于時(shí)效處理狀態(tài)的差異，不同鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)的載荷曲線存在明顯的區(qū)別。隨著時(shí)效處理時(shí)間的增加，試樣彈性加載階段的斜率逐漸提高，其中時(shí)效處理540 min試樣彈性段斜率最高，相同變形量條件下承載能力明顯優(yōu)于未進(jìn)行時(shí)效處理的No-HT 試樣。

圖5 第一峰值前試樣的載荷?位移曲線

彈性段后，試樣發(fā)生失穩(wěn)，載荷增速減慢但仍繼續(xù)增大，當(dāng)載荷增大至第一峰值后開(kāi)始出現(xiàn)下降。同時(shí)，試樣峰值對(duì)應(yīng)的變形量與時(shí)效處理時(shí)間成反比，隨著時(shí)效處理時(shí)間的增加，峰值出現(xiàn)的時(shí)間提前而峰值載荷增大，對(duì)于未時(shí)效處理試樣，在變形達(dá)到14.33 mm時(shí)才出現(xiàn)峰值載荷，形成第一個(gè)塑性鉸，而時(shí)效處理540 min試樣載荷已經(jīng)降至谷值，形成一個(gè)完整的褶皺。說(shuō)明時(shí)效處理對(duì)于6063鋁合金薄壁梁第一峰值前結(jié)構(gòu)的承載有顯著影響，通過(guò)合理設(shè)計(jì)時(shí)效處理工藝能夠靈活調(diào)整薄壁梁的承載性能。表5所列為不同時(shí)效處理狀態(tài)下6063鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)的峰值載荷以及相對(duì)應(yīng)的壓縮變形量。

表5 不同時(shí)效處理狀態(tài)6063鋁合金試樣的峰值載荷及變形量

3.2 時(shí)效處理對(duì)臨界失穩(wěn)載荷的影響

為準(zhǔn)確地獲得鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)發(fā)生失穩(wěn)時(shí)的臨界載荷，對(duì)試樣的載荷?位移曲線進(jìn)行微分，并結(jié)合LangevinMod非線性擬合，獲得載荷的變化率曲線，如圖6所示。由圖6可知，曲線由3個(gè)典型階段組成，在壓縮變形初期，一階求導(dǎo)的載荷?位移曲線緩慢的下降，但整體變化平穩(wěn)，說(shuō)明鋁合金薄壁梁試樣在彈性壓縮階段中，載荷與位移的關(guān)系并非完美的線性關(guān)系，這與鋁合金塑性屈服特性有關(guān)[18]。對(duì)比不同時(shí)效處理狀態(tài)的鋁合金薄壁梁試樣，未時(shí)效處理試樣(No-HT)的斜率最小，在變形約為0.6 mm時(shí)，載荷曲線的斜率開(kāi)始快速降低，當(dāng)壓縮變形至約1.3 mm時(shí)，斜率變化減慢并趨于穩(wěn)定。隨著時(shí)效處理時(shí)間的增加，在彈性加載階段，載荷曲線的斜率逐漸增大，斜率下降點(diǎn)后延；在失穩(wěn)階段，試樣斜率的變化率較未時(shí)效處理試樣(No-HT)明顯提高，下降過(guò)程更加突然；隨著壓縮變形量的增大，所有試樣的載荷變化率在發(fā)生失穩(wěn)后均趨于一致。說(shuō)明時(shí)效處理狀態(tài)不但會(huì)改變?cè)嚇拥膲嚎s變形模式，同時(shí)也會(huì)對(duì)試樣的加載過(guò)程產(chǎn)生影響。隨著時(shí)效處理時(shí)間的減小，彈性變形階段與塑性變形階段之間的過(guò)渡更加光滑，試樣由于結(jié)構(gòu)失穩(wěn)產(chǎn)生的載荷波動(dòng)越來(lái)越不明顯。

圖6 試樣的載荷?位移曲線的1階導(dǎo)數(shù)

Ramberg-Osgood模型的硬化指數(shù)能夠同時(shí)描述材料的彈塑性階段，可用于表征不同時(shí)效處理狀態(tài)下試樣變形前期的載荷?位移曲線斜率變化趨勢(shì)。圖7所示為采用Slogistic函數(shù)對(duì)不同時(shí)效處理狀態(tài)下試樣載荷?位移曲線初始斜率的擬合結(jié)果，其中=249.6，=0.52，c=3.1326。由圖7可知，硬化指數(shù)作為重要的材料性能表征參數(shù)與結(jié)構(gòu)彈塑性變形行為具有顯著的相關(guān)性，所建立的擬合模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)不同時(shí)效處理狀態(tài)下試樣結(jié)構(gòu)的彈塑變形特性。

對(duì)圖6再次進(jìn)行微分求導(dǎo)，能夠獲得試樣載荷斜率的變化率曲線，如圖8所示。曲線的最低點(diǎn)對(duì)應(yīng)結(jié)構(gòu)承載能力的突變，即為發(fā)生失穩(wěn)的臨界變形量cr。由圖6可知，未時(shí)效處理試樣(No-HT)在壓縮量為0.85 mm時(shí)最先發(fā)生失穩(wěn)，而540 min處理試樣發(fā)生失穩(wěn)對(duì)應(yīng)的壓縮變形量較大。根據(jù)圖8得到結(jié)構(gòu)失穩(wěn)時(shí)的臨界變形量cr，結(jié)合圖5能夠準(zhǔn)確獲得鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)的壓縮失穩(wěn)臨界載荷cr，如表6所列。

圖7 試樣的載荷?位移曲線彈性段的1階導(dǎo)數(shù)

圖8 試樣的載荷?位移曲線的2階導(dǎo)數(shù)

3.3 時(shí)效處理對(duì)吸能性能的影響

薄壁梁結(jié)構(gòu)的吸能性能與承載能力、可壓縮變形量、變形模式等有直接聯(lián)系。試樣在變形過(guò)程中將外力做功轉(zhuǎn)化為內(nèi)部的變形能，其吸能性能，可以根據(jù)下式求解得到[14?15]：

式中：為試樣在軸向壓縮過(guò)程中的瞬時(shí)載荷；為瞬時(shí)位移。則試樣的名義載荷m可以通過(guò)下式計(jì) 算[14?15]：

式中：e為試樣的可壓縮變形量，最終得到的結(jié)果見(jiàn)表7。由表7可知，隨著時(shí)效處理時(shí)間的增加，6063鋁合金薄壁梁試樣的名義載荷以及可壓縮變形量均有所增加，試樣的吸能性能顯著提高，未時(shí)效處理時(shí)No-HT試樣的吸能為17356.49 J，而時(shí)效處理540 min后，試樣的吸能提高近100%。

表6 不同時(shí)效處理狀態(tài)6063鋁合金試樣的峰值載荷及變形量

表7 不同時(shí)效處理狀態(tài)下鋁合金試樣的壓縮實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖9所示為不同時(shí)效處理?xiàng)l件下試樣在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮過(guò)程中平均?峰值載荷比的變化曲線。由圖9可知，在歐拉模式與鉆石變形模式下，隨著時(shí)效處理時(shí)間的增加，平均?峰值載荷比不斷減小，從未時(shí)效處理No-HT狀態(tài)下的0.72迅速減小為時(shí)效處理120 min狀態(tài)下的0.58，且鉆石變形模式下，試樣的平均?峰值載荷比減小速度更快。平均?峰值比的降低說(shuō)明載荷波動(dòng)較大，薄壁梁變形過(guò)程中峰值載荷遠(yuǎn)高于其他變形時(shí)刻。由于在汽車車身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，峰值載荷受到設(shè)計(jì)準(zhǔn)則的約束，不允許超過(guò)后端傳力結(jié)構(gòu)的承載上限。因此，過(guò)低的平均?峰值比不利于充分發(fā)揮薄壁梁結(jié)構(gòu)的吸能性能。當(dāng)試樣時(shí)效處理150 min以上，其變形模式轉(zhuǎn)變?yōu)榛旌夏Ｊ交蚴诛L(fēng)琴模式，平均?峰值載荷比(0.7)與鉆石模式相比驟然增大。在混合模式及手風(fēng)琴模式變形條件下，隨著時(shí)效處理時(shí)間的增加，試樣的平均?峰值載荷比曲線緩慢下降。

圖9 平均?峰值載荷比隨時(shí)效處理時(shí)間的變化

圖10所示為不同時(shí)效處理狀態(tài)下薄壁梁結(jié)構(gòu)平均吸能性能的變化曲線，其中=/e。由圖10可知，隨著時(shí)效處理時(shí)間的增加，試樣的平均吸能性能不斷提高。當(dāng)試樣以歐拉模式或鉆石模式變形，延長(zhǎng)時(shí)效處理時(shí)間對(duì)平均吸能性能的影響較小，但當(dāng)試樣的變形模式由鉆石模式轉(zhuǎn)變?yōu)榛旌夏Ｊ交蚴诛L(fēng)琴模式，其平均吸能性能突然增加，說(shuō)明變形模式對(duì)試樣的吸能性能有較大的影響。

因此，當(dāng)試樣以混合模式或手風(fēng)琴模式變形時(shí)，其平均?峰值載荷比較高，試樣的平均吸能性能提高。在汽車車身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，應(yīng)盡可能使薄壁梁結(jié)構(gòu)發(fā)生混合模式或手風(fēng)琴模式的變形，有利于提高汽車的安全性能。

圖10 平均吸能性能隨時(shí)效處理時(shí)間的變化

3.4 材料性能與薄壁梁變形行為的關(guān)系

在汽車設(shè)計(jì)中，薄壁梁結(jié)構(gòu)的峰值載荷p、名義載荷m、可壓縮變形量e及吸能性能是關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)。通常，在車型研發(fā)前期，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)薄壁梁結(jié)構(gòu)的變形行為對(duì)于樣車的概念開(kāi)發(fā)與材料選型有重要的幫助作用。

在薄壁梁結(jié)構(gòu)確定的條件下，時(shí)效處理的時(shí)間對(duì)材料的力學(xué)性能產(chǎn)生較大的影響，并最終影響薄壁梁試樣的變形過(guò)程。典型的材料性能參數(shù)為屈服強(qiáng)度0.2、抗拉強(qiáng)度b、Ramberg-Osgood硬化指數(shù)、伸長(zhǎng)率等。根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行數(shù)值分析，可以獲得不同時(shí)效處理狀態(tài)下材料性能對(duì)鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)變形行為的影響規(guī)律。

為了快速篩選出最大相關(guān)性影響因子，將0.2、b、、作為輸入變量，p、m、e、作為輸出變量，采用T-Student參數(shù)評(píng)估各變量之間的關(guān)系。與傳統(tǒng)的數(shù)據(jù)分析不同，由于輸入變量的數(shù)量級(jí)存在較大的差異，可能會(huì)對(duì)變量的相互關(guān)系(Main effect)產(chǎn)生較大的影響，因此必須首先將變量歸一化處理，使輸入變量的范圍為[?1，1]，則對(duì)于任意輸入變量的T-Student相關(guān)性參數(shù)可以通過(guò)式(4)計(jì)算：

由表8可知，硬化指數(shù)與薄壁梁變形過(guò)程中的峰值載荷p、名義載荷m、可壓縮變形量e及吸能性能有非常顯著的相關(guān)性。同時(shí)，伸長(zhǎng)率由于和硬化指數(shù)存在負(fù)相關(guān)，也表現(xiàn)出相對(duì)較高的顯著性。因此，基于結(jié)合二次多項(xiàng)式建立各關(guān)鍵參數(shù)的數(shù)學(xué)擬合函數(shù)，通過(guò)采用最小二乘法擬合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)高效獲得多項(xiàng)式的各項(xiàng)系數(shù)，最終得到峰值載荷p、名義載荷m、可壓縮變形量e及吸能性能的多項(xiàng)式擬合，所建立的二次多項(xiàng)式與數(shù)據(jù)點(diǎn)的位置關(guān)系如圖11所示。

表8 輸入變量與輸出變量的主效應(yīng)

通多對(duì)比擬合優(yōu)度判定系數(shù)2可知，采用硬化指數(shù)作為基礎(chǔ)變量能夠較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)6063鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)的變形行為與變形模式，尤其對(duì)于承載能力的預(yù)測(cè)精度較高(峰值載荷2=0.98)。這是由于試樣出現(xiàn)峰值時(shí)正處于彈性與塑性的過(guò)渡階段，明確的變形模式尚未完全形成，因此，峰值載荷與試樣的變形模式相關(guān)性較低，隨著硬化指數(shù)的增大峰值載荷表現(xiàn)出穩(wěn)定的增長(zhǎng)趨勢(shì)；而對(duì)于可壓縮變形量e，由于隨著時(shí)效處理時(shí)間的變化，試樣的變形模式發(fā)生了改變，尤其是當(dāng)變形模式由歐拉模式轉(zhuǎn)化為鉆石模式后，試樣的可壓縮變形量e出現(xiàn)了相反的變化趨勢(shì)。同樣，對(duì)于吸能性能，當(dāng)試樣的變形模式由鉆石模式轉(zhuǎn)為混合模式時(shí)，吸能性能突然增大，其數(shù)據(jù)點(diǎn)呈現(xiàn)出明顯的波動(dòng)。正是由于變形模式的改變導(dǎo)致可壓縮變形量e和吸能性能的波動(dòng)，影響了二次多項(xiàng)式擬合的精度。

圖11 二次多項(xiàng)式擬合曲線及數(shù)據(jù)點(diǎn)

綜上所述可知，Ramberg-Osgood硬化指數(shù)能夠較為準(zhǔn)確地描述隨著時(shí)效處理時(shí)間的變化材料彈塑性力學(xué)性能的波動(dòng)，因此，在預(yù)測(cè)變形初期的載荷時(shí)精度較高，而對(duì)于壓縮過(guò)程中，變形模式突變導(dǎo)致的性能波動(dòng)上預(yù)測(cè)存在一定的誤差，但整體趨勢(shì)準(zhǔn)確，仍具有較高的精度。

4 結(jié)論

1) 通過(guò)準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)表明，隨著時(shí)效處理時(shí)間的延長(zhǎng)6063鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)的變形模式會(huì)逐漸發(fā)生轉(zhuǎn)變。在180 ℃條件下，時(shí)效處理0~30 min試樣為歐拉模式()變形，60~120 min試樣為金剛石模式(D)變形，時(shí)效150~180 min試樣為混合模式(C+D)變形，時(shí)效540 min試樣為手風(fēng)琴模式(C)變形。

2) 隨著時(shí)效處理時(shí)間的延長(zhǎng)，6063鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓縮的峰值載荷、臨界失穩(wěn)載荷均有所提高，特別對(duì)于試樣的吸能性能，試樣時(shí)效處理540 min后的吸能較未時(shí)效處理狀態(tài)的提高100%。

3) 硬化指數(shù)與薄壁梁變形過(guò)程中的峰值載荷p、名義載荷m、可壓縮變形量e及吸能性能有顯著的相關(guān)性，基于硬化指數(shù)建立各參數(shù)的二次多項(xiàng)式擬合模型，能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)不同時(shí)效處理狀態(tài)下6063鋁合金薄壁梁結(jié)構(gòu)的變形行為。

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Effect of aging treatment on axial collapse behaviors of aluminum alloy with multi cell thin-walled structure

WANG Guan1, 2, KOU LIN-yuan1, LIU Zhi-wen2, YI Jie2, XU Cong-chang2, LI Luo-xing2

(1. School of Mechanical Engineering, Ningxia University, Yinchuan 750021, China; 2. State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacture for Vehicle Body, Hunan University, Changsha 410082, China)

The effect of heat treatment on collapse behaviors and energy absorption of 6063 aluminum alloy with multi cell thin-walled structure was investigated by quasi-static axial compression using WAW-E600 microcomputer controlled universal testing machine. The results show that the deformation mode of the 6063 aluminum alloy with multi cell thin-walled structure changes from Euler mode to concertina mode with the increase of aging time, while the peak load, mean load and energy absorption of the sample also enlarge. The critical buckling load of the structure is obtained by the second order derivation of the load-displacement curve. The influence of aging treatment on the bearing performance of the specimen was studied by Slogistic function fitting. Based on the T-Student evaluation method, the Ramberg-Osgood hardening parameteris introduced as a variable by the main effect analysis. The quadratic polynomial fitting models of peak load, mean load, collapsed length and energy absorption performance were established. The models can accurately predict the elastic-plastic deformation behavior of 6063 aluminum alloy thin-walled structure under different aging conditions, which can provide theoretical guidance for the conceptual design of aluminum alloy automotive body.

aluminum alloy; thin-walled structure; aging treatment; quasi-static compression; collapse behavior

Project(51605234) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (NGY2016067) supported by the University Scientific Research Project of Ningxia, China; Project(31515007) supported by the Open Fund of State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body, China; Project(NZ16046) supported by Natural Science Foundation of Ningxia, China

2017-04-01;

2017-07-01

LI Luo-xing; Tel: +86-731-8821445; E-mail: llxly2000@163.com

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2018.07.04

1004-0609(2018)-07-1299-10

TG146.21

A

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51605234)；寧夏高校科學(xué)研究項(xiàng)目(NGY2016067)；汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放基金資助項(xiàng)目(31515007)；寧夏自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(NZ16046)

2017-04-01；

2017-07-01

李落星，教授，博士；電話：0731-8821445；E-mail：llxly2000@163.com

(編輯 王 超)