摘要:合金在喷丸过程中会受到复杂的应力状态和环境条件。本文对轨道车辆常用的Q310GNHD和Q355GNHD的各种力学性能进行了测试，包括动静态拉压实验、高低温准静态实验、不同应力路径下的断裂实验。然后，对J-C本构模型和损伤模型的参数进行标定并得到。最后对得到的参数进行板式穿透实验测试，仿真结果与实验结果吻合较好，说明本文得到的参数及参数标定方法是有效的。该文件为建立模拟高熵合金等新型合金材料的抛丸处理的本构模型奠定了基础。
关键词:车用铝合金；J-C本构和损伤模型；力学性能；参数标定.
1引言
喷丸是轨道车辆材料常见的工艺形式，车辆材料在制造过程中会经历复杂的应力状态和恶劣的环境条件(如高应变率)。Johnson-Cook模型（以下简称J-C模型）是应用最广泛的材料本构模型，由Johnson和Cook于1983年提出。材料的加工硬化效应、应变率效应和温度效应解耦，方程形式简单，便于工程应用。J-C模型已集成到Abaqus等大量商用有限元软件中，已广泛应用于材料加工、汽车抗碰撞测试、高速列车安全测试、载荷模拟、鸟击等领域。它为材料和结构的设计提供了有价值的技术参数和参考信息。然而，数值模拟的预测能力在很大程度上取决于模型参数的准确性，因此需要仔细校准J-C模型参数[1-5]。
目前已发表的文献和技术资料大多集中在J-C本构模型参数的获取和验证上，而对J-C损伤断裂模型的研究较少。主要原因是J-C损伤模型参数获取过程比较复杂，需要进行不同应力三轴性、不同应变率和不同温度的实验，才能准确测量样品的断裂应变[6-7]。因此，J-C损伤模型参数的获取需要更多的研究工作。
合金材料广泛应用于新型高速列车，CoCrFeNiAlx等新型高熵合金也在探索和应用中[8]。基于以上背景，本文对合金材料的各种力学性能进行测试，然后进行标定，得到J-C本构和损伤模型参数。最后，对得到的参数进行板穿透实验测试，发现仿真结果与实验结果吻合较好，说明本文得到的材料参数和参数标定方法是有效的。
1材料概述
Q310GNHD和Q355GNHD两种材料都属于典型合金材料。就J-C模型参数相关的理论分析、设备校准等内容都与第4节中相同，此处不再赘述。下面将给出这两种耐候钢的参数获取以及数值仿真验证过程。
2拉压对称性和A、B、n
Q310GNHD和Q355GNHD拉压对称性都较好，因此我们利用准静态压缩数据来拟合J-C本构模型的弹塑性参数A、B、n，拟合结果如图1和图2所示。Q310GNHD的弹塑性参数为A=311 MPa、B=422 MPa、n=0.32；Q355GNHD的弹塑性参数为A=385 MPa、B=390 MPa、n=0.33。对比两种材料的参数我们发现Q355GNHD材料的屈服强度略高于Q310GNHD，但两者的塑性硬化率基本相同[9-13]。
图1 Q310GNHD钢的拉压对称性检验（左）和弹塑性参数拟合（右）
图2 Q355GNHD钢的拉压对称性检验（左）和弹塑性参数拟合（右）
3应变率效应和C、D4
我们对Q310GNHD和Q355GNHD两种材料也开展了5种应变率下的动态拉压试验，不同应变率下的真实应力应变曲线对比如图3所示。图中显示两种材料均表现出明显的应变率效应。
图3 Q310GNHD和Q355GNHD两种材料在不同应变率下的拉伸和压缩应力应变曲线汇总。
图4是两种材料的5%流动应力随应变率的变化关系以及相应的J-C拟合结果。Q310GNHD和Q355GNHD的应力应变率敏感因子为C=0.088和C=0.037。结果表明Q310GNHD和Q355GNHD都具有明显的应变率效应，而且Q310GNHD的应变率效应更为显著，即动态加载下应变率引起的应力增加更大。图5是两种材料的断裂应变随应变率的变化关系以及相应的J-C拟合结果。Q310GNHD和Q355GNHD的断裂应变应变率敏感因子为D4=-0.008和D4=-0.012。结果表明Q310GNHD和Q355GNHD的断裂应变均随应变率升高而降低，即动态加载下材料呈现出较强的脆性，这与大多数金属的动态力学性能相似。
图4归一化5%流动应力随应变率对数变化的关系：(a)Q310GNHD;(b)Q355GNHD。
图5归一化断裂应变随应变率对数变化的关系：(a)Q310GNHD;(b)Q355GNHD
4温度效应和m、D5
Q310GNHD和Q355GNHD在不同温度下的真实应力应变曲线汇总如图6所示。图中显示两种材料在低温下强度升高的同时韧性也能很好地保持，说明材料低温性能较好[14]。高温加载下Q310GNHD出现了一些比较奇特的性质，比如在100℃时出现反常软化，屈服强度远远低于常温和高温200℃时，但韧性却有明显提高；另外高温200℃和300℃时材料的屈服强度虽然比常温时低，符合预期，但是其塑性硬化率却明显高于常温，导致塑性流动应力要高于常温，与J-C模型预测不符。这些情况的出现可能与Q310GNHD材料的制作工艺、成分以及微观结构密切相关，由于本项目中没有要求开展微观表征测试，所以相关机理还不清楚。Q355GNHD的强度在高温下软化不明显，但韧性有明显降低。
图6 Q310GNHD（左）和Q355GNHD（右）两种材料在不同温度下的拉伸应力应变曲线汇总
Q310GNHD和Q355GNHD的屈服强度随温度变化的关系如图7所示，图中也给出了J-C拟合结果。两种材料的强度温度软化因子分别为m=0.608和m=0.723。数值相差不大，说明两种材料的高温软化现象不明显，具有较好的耐高温性能。Q310GNHD和Q355GNHD的断裂应变随温度变化的关系如图8所示，图中也给出了J-C拟合结果。Q310GNHD的断裂应变随温度变化的规律比较混乱，首先在100℃时断裂应变出现跳跃，高于所有测试温度下的断裂应变；其次断裂应变先随温度降低，在200℃时出现反转变成随温度升高。Q355GNHD的断裂应变则随温度一直下降，即高温下材料反而变脆，这与一般的金属材料不同。最终拟合时我们均采用所有数据点进行J-C拟合，得到的两种材料的断裂应变的温度敏感指数分别为D5=-0.315和D5=-0.796。结果表明Q355GNHD的韧性随温度下降更明显。
图7归一化屈服应力随归一化温度的关系：(a)Q310GNHD;(b)Q355GNHD
图8归一化断裂应变随归一化温度的关系：(a)Q310GNHD;(b)Q355GNHD
5加载路径效应和D1-D3
图9展示了利用试验和模拟结合法获取不同应力三轴度下Q310GNHD局部断裂应变的过程，图中以0度剪切和单缺口拉伸试验为例。Q310GNHD局部断裂应变随应力三轴度演化的关系如图10所示，图中也给出了J-C断裂模型的拟合结果，描述加载路径对材料断裂应变影响的参数D1=0.260，D2=1，D3=-1.736。
图9 Q310GNHD模拟与试验曲线对比：(a)0度剪切试验和(c)单缺口拉伸试验；模拟输出的变形区局部应变和应力三轴度时程曲线：(b)0度剪切试验和(d)单缺口拉伸试验
图10 Q310GNHD局部断裂应变随应力三轴度变化的关系
图11展示了利用试验和模拟结合法获取不同应力三轴度下Q355GNHD局部断裂应变的过程，图中以0度剪切和单缺口拉伸试验为例。Q355GNHD局部断裂应变随应力三轴度演化的关系如图12所示，图中也给出了J-C断裂模型的拟合结果，描述加载路径对材料断裂应变影响的参数D1=0.160，D2=1，D3=-1.236。
图11 Q355GNHD模拟与试验曲线对比：(a)0度剪切试验和(c)单缺口拉伸试验；模拟输出的变形区局部应变和应力三轴度时程曲线：(a)0度剪切试验和(c)单缺口拉伸试验
图12局部断裂应变随应力三轴度变化的关系
6侵彻试验与模拟
至此我们获得了Q310GNHD和Q355GNHD的所有J-C模型参数。Q310GNHD J-C本构模型的参数为A=311 MPa，B=422 MPa，n=0.32，C=0.088和m=0.608；J-C损伤断裂模型的所有参数，即=0.260，=1，=-1.736，=-0.008，=-0.315。Q355GNHD J-C本构模型的参数为A=385 MPa，B=390 MPa，n=0.33，C=0.037和m=0.723；J-C损伤断裂模型的所有参数，即=0.160，=1，=-1.236，=-0.012，=-0.796。
为了验证上述参数的准确性和参数标定方法的可靠性，实验人员使用顶级气枪进行了平面穿透测试。弹头材料采用45口径钢，弹头形状和尺寸如图13所示。靶板加工成截面积为100*100 mm2，厚度为2mm的矩形板。测试过程中，钢弹以240m/s的速度击穿目标，使用分幅相机记录子弹穿入目标及后续飞行过程；同时回收靶板，观察其损伤形态。然后，利用从Q310GNHD和Q355GNHD得到的J-C模型参数和文献中找到的45钢的J-C模型参数，有限元程序模拟了相同试验条件下的板穿透过程，以及相同弹丸下的板靶。获得了穿透损伤过程的速度和穿透损伤的外观。模拟中子弹与靶板的接触设置如下：法向设置为硬接触（hard contact），切向设置为罚接触（penalty），摩擦系数设为0.3。单位（element）类型选为三维应力（3D stress），显示计算模式。子弹网格单元尺寸设为1 mm，类型为六面体占优；靶板网格尺寸分为两个部分，侵彻区（中心17.5 mm x 17.5 mm方形区）网格尺寸设为0.5 mm，其他区域网格尺寸设为1 mm，网格类型均为六面体。
本次试验和模拟中Q310GNHD靶板受侵彻破坏的过程对比如图14所示。时间零点选为t1，则t1=0，t2=40s，t3=80s，t4=120s，t5=160s，t6=220s，t7=280s。试验和模拟中Q355GNHD靶板受侵彻破坏的过程对比如图15所示。时间零点同样选为t1，则t1=0，t2=40s，t3=80s，t4=120s，t5=160s，t6=210s，t7=260s。以t1时刻的破坏形貌和子弹位置作为基准，将试验和模拟的时间零点对齐，然后对比t2-t7时刻靶板的破坏形貌和子弹位置及剩余速度等参数。由图可以看出，两种材料的试验和模拟结果吻合较好，说明上述得到的模型参数和参数标定方法是可靠的。
图13侵彻试验中子弹的形状和尺寸示意图以及子弹实物图
图14靶板受侵彻破坏过程的试验与模拟结果对比
图中时间零点选为t1，即t1=0,t2=40s,t3=80s,t4=120s,t5=160s,t6=220s,t7=280s.
图15靶板受侵彻破坏过程的试验与模拟结果对比
图中时间零点选为t1，即t1=0,t2=40s,t3=80s,t4=120s,t5=160s,t6=210s,t7=260s.
7总结
对于在制造过程中经历复杂应力状态和不利环境条件（如高应变率）的轨道车辆材料，喷丸是一种常见的工艺形式。Johnson-Cook模型是应用最广泛的材料本构模型，方程形式简单，便于工程应用。J-C模型已集成到Abaqus等大量商用有限元软件中，广泛应用于材料加工、汽车防撞测试、高速列车安全测试、载荷模拟、鸟类撞击等字段。它为材料和结构的设计提供了有价值的技术参数和参考信息。然而，数值模拟的预测能力高度依赖于模型参数的准确性，因此必须仔细校准J-C模型参数。在喷丸处理过程中，合金要承受复杂的应力状态和环境条件。本文对轨道车辆常用的Q310GNHD和Q355GNHD的各种力学性能进行了测试，包括动静态拉压实验、高低温准静态实验、不同应力路径下的断裂实验。然后，对J-C本构模型和损伤模型的参数进行标定并得到。最后通过板穿实验对所得参数进行检验，仿真结果与实验结果吻合较好，表明本文得到的参数及参数标定方法是有效的。
参考文献
[1]徐盛峰.喷丸处理对镍基单晶高温合金拉伸和持久性能的影响[D].沈阳大学,2021.
[2]林超辉.航空发动机涡轮盘榫接材料激光斜冲击强化机理研究[D].广东工业大学,2021.
[3]朱梦丽.喷丸处理对Fe基块体非晶态合金性能的影响[D].新疆大学,2021.
[4]汪松林.喷丸处理对GH3535合金高温氧化性能的影响[D].重庆交通大学,2020.
[5]周洪洋.梯度纳米化GH4169合金疲劳及磨损性能研究[D].吉林大学,2019.
[6]杨丽.不同工艺下6082铝合金电化学腐蚀研究[D].长春理工大学,2019.
[7]刘志强.重型燃气轮机涡轮盘榫槽拉削机理与拉刀研制试验研究[D].上海交通大学,2018.
[8]杨颖秋.激光喷丸强化镍基高温合金Inconel X-750抗热腐蚀性能研究[D].江苏大学,2017.
[9]王祥.激光喷丸强化TC4钛合金抗氢脆性能及机理[D].江苏大学,2017.
[10]朱荣华,尹元杰,谢惠民,刘应华.喷丸镍基合金材料微区残余应力的切槽法测量研究[J].实验力学,2017,32(02):145-151.
[11]孟宪凯.激光温喷丸强化航空轻质合金的振动模态及疲劳延寿机理[D].江苏大学,2017.
[12]周建忠.激光温喷丸加工技术的研究与展望[A].中国机械工程学会特种加工分会、中国光学学会激光加工专业委员会.第五届激光先进制造技术应用研讨会会议手册[C].中国机械工程学会特种加工分会、中国光学学会激光加工专业委员会:中国机械工程学会,2017:12.
[13]李刚.热等静压Ti-6Al-4V材料的表面加热辅助超声复合滚压强化机理研究[D].华南理工大学,2017.
[14]刘兴睿.喷丸残余应力松弛特性的数值仿真研究[D].山东大学,2016.
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