免费获取
问题
金属。研究抛光工艺。
体积114年,数量6.,2017年
货号 607
页数) 9.
DOI https://doi.org/10.1051/metal/2016065
在线发布 2017年9月19日

©Ebeplay体育注册DP科学,2017

1介绍

为了达到安全和环保法规的目标,先进高强度钢(AHSS)由于其碰撞性能和减重潜力,在汽车工业中显著并持续增长。然而,与传统钢材相比,这些材料抗拉强度的增加通常伴随着延性的损失,对于钢铁供应商阿塞洛-米塔尔来说,评估它们在碰撞载荷条件下的失效变得至关重要,以便其客户实现车辆的安全碰撞设计[1]。

为此,在有限元程序LS-DYNA中实现了许多失效准则[2]。它们在MAT224中定义[2], MAT123 [2或CrachFem [3.]崩溃故障模型卡。它们可以根据应变或应力以不同的方式表示,但仍然可以使用根据应力三轴度的断裂应变曲线表示在平面应力条件下比较它们[4.]。因此,破坏预测的准确性主要取决于这条曲线及其可靠的确定,至少对于与所研究的加载相对应的应力状态范围。

本文提出了双相淬火钢和挤压淬火钢中该曲线的确定方法。然后,通过仿真和实际汽车部件试验的比较,评估了失效预测的准确性。

2断裂应变测量

本部分详细介绍了三种加载路径下断裂应变的实验确定:

  • 单轴拉伸试验,

  • 等双轴膨胀试验,

  • 一个平面应变测试。

2.1单轴拉伸试验

2.1.1带孔拉伸试件

阿塞洛-米塔尔使用的单轴试样广泛受到了MatFEM使用的试样的启发[3.]。它设计有一个孔,如图所示图1。孔洞应防止试样颈缩,并促进单轴拉伸条件下的韧性正常破坏。断裂应变可以通过观察如图所示的断裂截面来测量厚度的减少图2 (a)或通过数字图像相关图2 (b)(使用ARAMIS系统的DIC [5.])。假设塑性是各向同性的,局部破坏应变由最终和初始厚度比直接导出,即式中定义(1)在哪里H0.是初始厚度,和H为失效位置的折算厚度:(1)

这一结果并不完全正确,因为在破坏发生之前,应变路径不是直接的,而三轴度通常在断裂之前增加。

这种方法的优点是相对简单。不幸的是,测量精度的影响非常重要:对最终厚度的不确定度为10%,导致对失效应变的不确定度超过20%,这仍然很高。

已经证明,由于应变梯度很高,用千分尺测量是不够精确的。在破碎的切片上捕捉厚度是非常困难的,通常,这种厚度测量高估了显微镜获得的真实值。因此,必须使用显微镜。

或者,可以使用数字视频相关来测量应变。然而,由于断裂前具有重要的应变梯度和较高的应变速率,用这种方法确定断裂应变比较困难。

缩略图 图1

20×80毫米拉伸试样,直径为10毫米加工孔。

缩略图 图2

(a)用双目显微镜测量。(b)数字图像相关测量。

2.1.2双弯试件

阿塞洛-米塔尔公司开发了一种用于测量单轴拉伸断裂应变的创新方法。作为代表图3,将弯曲的试件垂直于第一个方向再弯曲一次。这在边缘上产生了一种张力的恳求。

图4,使用图像相关再次进行应变分析[5.]。然而,由于斑纹退化,这种方法在这种情况下是不够的。所示图5,破坏应变必须从裂纹附近的厚度导出。与带孔试件相反,由于应变梯度较低,双弯试件的厚度测量用千分尺就足够精确了。

缩略图 图3

双弯曲试验:断裂始于加工边缘。

缩略图 图4

双弯曲试件应变的图像相关分析。

缩略图 图5

测量裂缝附近的厚度。

2.1.3带孔单轴拉伸试件与双弯试件的对比

比较来自上述两种测试的厚度减小的骨折菌株,以三种不同的钢等级:双相600,双相1180和Usibor®1500(热冲压钢)。结果图6强调在单轴拉伸载荷下导致应变破坏的两种方法是一致的。

在单轴条件下,捷径通常会使由标准拉伸试验引起的均匀伸长率(UEL%)混淆,以裂缝菌株的级别能力。这种评估骨折应变的显而易见的方法是不正确的。对于这种拉伸试样,断裂应变对应于在故障位置处的面积(Ra)的局部减小。通过局部RA在单轴拉伸应变条件下测量的断裂应变可以针对经典的UEL%绘制,以突出显示两个值之间没有直接链路。图7展示了来自众多等级和厚度的阿塞洛-米塔尔汽车产品提供的大量数据。结果表明,其UEL%与RA断裂应变之间没有明显的关系。

另一方面,RA值的测量提出了不确定性的问题,因为没有简单的方法来评估它,因为骨折很少在同一平面。采用双折弯试样可以更容易地得到可靠的断裂应变测量结果。

缩略图 图6

双弯曲试验厚度降低的拉伸破坏应变与空穴当量结果的比较。

缩略图 图7

单轴拉伸试样的均匀延伸率(UEL%)与破坏应变(RA)之间没有直接联系。

2.2等双轴膨胀试验

用Nakajima测试获得抗衡性膨胀中的断裂菌株[6.];它在图8。均匀应变场和低应变率演化允许应变测量与数字图像相关分析(使用2毫米网格的VialuxDIC测量系统[7.])。断裂应变也可由失效部位的厚度折减得到,即方程(2),假定塑性各向同性,应变等双轴:(2)

对DP980LCEY700、DP980Y700、DP1180HY和HR CP800 4种钢的DIC分析结果与减薄结果进行了比较。作为说明图9,两种方法的结果一致。

缩略图 图8

只是测试的描述。

缩略图 图9

通过减薄和DIC分析,比较了等双轴膨胀条件下的断裂应变。

2.3平面应变试验

2.3.1缺口拉伸试件

由MatFEM提出[3.],用缺口拉伸试样获得平面应变路径。提供了在安赛乐米塔尔使用的样本图10.

断裂应变由断裂截面上的厚度折减决定,如图11.

假设各向同性可塑性,局部失效应变直接来自最终和初始厚度比,即以下等式:(3)

对于带孔拉伸试样,该方法的优点是简单,缺点是需要高精度测厚(显微镜)。

缩略图 图10

阿塞洛-米塔尔公司用于测量平面应变条件下断裂应变的缺口拉伸试样。

缩略图 图11

左图为破碎试样,右图为双筒相机测厚。

2.3.2 v形弯曲试验VDA-238-100 [8.]

作为代表图12., vda -238- 100v弯曲试验[8.]的原理是在一个宽而尖的冲头上施加载荷,使由两个滚动圆筒支撑的小平面试样偏转。该测试用于汽车工业,用于评估材料的延性,或验证流变学或断裂标准[9.]。它的优点是避免了不稳定的影响。此外,这是相当具有代表性的局部屈曲造成的骨折,可能发生在结构部件碰撞事件。

失效应变测量必须适用于该特定测试。由于厚度的应变梯度,断裂菌株不能像先前暴露的那样从最终和初始厚度比得出。尽管如此,图13 (a)(b)显示了如何通过DIC分析获得失效应变值(这里是GOM ARAMIS系统[5.)或有限元分析(fem using ABAQUS [10])。破坏时的应变是在弯曲的extrados处测量的。计算中的施加位移与破坏发生时实验测量的位移相对应。

图14.结果表明,DIC分析测量结果与仿真结果吻合得很好,但前提是所使用的网格尺寸相等。在测量中使用了一个镜面来捕捉工具下的变形,并增加了测量的噪声。此外,使用比冲孔半径大得多的网格尺寸会增加测量上的振荡(计算多个不在同一平面上的像素),并导致信号的早期丢失。在模拟中,0.2 mm的网格尺寸就足够好了,因为达到了收敛。

在v形弯曲试验中,应变平稳增加。这样开发就更加准确了。

缩略图 图12

v型弯曲VDA-238-100方案[8.]在arcelormittal和标本以不同的弯曲角度使用的测试。

缩略图 图13

(a)用GOM - ARAMIS系统测得弯曲extrados处的应变场。(b)通过有限元获得的厚度的应变场,在外表皮上取断裂应变。

缩略图 图14

测量菌株与GOM Aramis系统的测量菌株和FEA中的不同网格尺寸的菌株。

2.3.3 v形弯曲试验与缺口试样拉伸试验的对比

图15.结果表明,在平面应变条件下,两种测定破坏应变的试验是一致的。

缩略图 图15

平面应变下的断裂应变值通过v形弯曲得到(蓝色),切口拉伸试验通过厚度测量得到(橙色)。

3破坏应变测量的综合

图16.允许合成两个双相(DP980和DP1180)和两个加压硬化(DUCTIBOR)的失效应变®1300年,USIBOR®1500)钢级,根据3个考虑的应变路径。它根据应力三轴度提供了这些等级的等效断裂应变。文中进一步定义了应力三轴度和等效断裂应变。

缩略图 图16

根据应力三轴度等效破坏应变。

4碰撞模拟中的失效预测

4.1失败模型的演示

作为一种近似方法,失效风险可以根据构件临界区域的塑性应变水平来估计。然而,LS-DYNA中可用的失效模型,使用基于主应变或三轴度的更准确的失效准则,可以获得更好的失效预测。然后使用之前的实验数据来校准LS-DYNA 971 VR4.2.1和R5.0中的不同失效模型[2,如物质定律MAT224, MAT123 [2]和CrachFem模型[3.]。

4.1.1 MAT123失效准则

MAT123 [2破坏模型假定破坏发生在一个临界主应变值,与应力三轴度没有任何关系。平面应变条件被假定为坠机应用的最临界应变状态。因此,如果该破坏准则采用平面应变加载下的主破坏应变,则应粗略估计其破坏。在破坏计算中没有采用等效应变的可能性,本文也没有提出。

4.1.2 CrachFEM失效模型

本文研究的最完整的破坏模型是CrachFEM模型[3.]。该模型是为成形和碰撞过程中的失效预测而开发的。考虑三种失效模式:

  • 正常的韧性断裂,

  • 剪切韧性断裂,

  • 不稳定(变细)。

每种失效类型分别建模,并根据具体测试进行校准。对于碰撞应用,这里假设主要考虑正常的延性破坏,因为颈缩和延性剪切破坏并不经常发生。应用于薄板的延性破坏模型假定等效破坏应变由方程的定义(4)只取决于应力三轴性η(4)

应力三轴度定义如下:(5)在哪里η+为等双轴拉伸时的三轴性(2为各向同性塑性材料),η为等双轴压缩时的三轴性(各向同性塑性材料为−2),为等双轴拉伸时的等效断裂应变,是偏瘫压缩等效骨折应变C是一个考虑到方向依赖关系的参数。

假设一个平面应力状态和一个各向同性塑性,三轴性η是直接来自于主要菌株吗ε1ε2更特别是通过比例α由下式定义:(6)

标准根据比例α反映在图17.

C,利用3个实验结果对模型参数进行了标定α三种不同比值的值:

  • v形弯曲试验或缺口试件拉伸试验(平面应变状态,即。α= 0),

  • 中岛试验(等双轴膨胀应变状态,即。α= 1);

  • 而试件带有孔或双弯曲试件(单轴拉伸应变状态,即。α=−0.5)。

缩略图 图17

根据比例的正常延性骨折曲线的例子α

4.1.3 MAT224失效模型

MAT224 [2]模型考虑了断裂应变极限的应力三轴性,但对不同的破坏模式(剪切、法向延性或颈缩)没有影响。它可以定义为MAT123之间的一个中间模型[2和CrachFEM [3.)故障模型。它代表了一种很好的折中的故障预测。

失效曲线是由几对点定义的。在本案例中,与Crach有限元模型标定所用的点相同。

4.2输入故障模型参数

采用5个积分点的完整壳单元对试件进行建模。3点弯曲试验包括通过一个初始速度为8米/秒的冲击器施加一个载荷,使一个小的欧米茄形状的试样发生偏转(图18)由AHSS制成,由两个气缸支撑。

实验结果表明,破坏发生在试样的塑性铰区。仿真结果与试验所得的力-挠度曲线(图18)和能量吸收能力(图19)。

减小有限元模型的网格尺寸会导致塑性铰区域的局部应变值增大(图20)。因此,准确的故障预测需要对网格依赖性进行补偿。

因此,实现了不同固定网格尺寸的模拟。然后在合适的时间得到临界单元的主应变和挠度。然后绘制正则化曲线,以确定不同网格尺寸下的正确破坏起始点(图21例如粉色曲线)。正则化曲线提供了破坏开始时所需的应变值,以便与实验裂纹的出现适当关联。然后对失效模型的输入参数进行校正,以准确地再现裂纹的发生。在本例中,采用了基于EPSMAJ平面主应变的MAT123失效模型。

这种应变状态是最关键的变形模式,它对应于断裂曲线的最低点相对于给定的应变路径图17.,即为α=0.。在deed it can generally be assumed that this strain state, i.e. a plane strain state, is the most critical for crash applications. In图17.,失效应变值是负的,因为考虑了主菌株。正值是指骨折菌株表示为等效值。然后从正则化曲线获得不同网格尺寸的平面(EPSMAJ)值中的主要应变。

假设一个元素的整个集成点层达到了失效值,就会发生失效。因此,在完整集成单元和5个集成层的情况下,当单元(NUMINT = 4)中有4个集成点达到单极限应变值(EPSMAJ)时,LS-DYNA中删除该单元。中提供了一个示例图22.采用MAT123失效模型。

实验结果与MAT123有限元分析结果的失效预测结果对比表明,各网格尺寸的失效预测结果具有良好的相关性。然而,断裂应变取决于应变路径,基于平面EPSMAJ中单个主应变值的失效模型可能不足以准确预测失效。然后,MAT224和CrachFem模型都可以根据应变路径(或应力三轴度)使用等效断裂应变表示来获得相应的失效预测。这些曲线是用下列方法得到的。

每一种网格尺寸的主要平面应变(EPSMAJ)可以表示为等效断裂应变与三轴度的关系。然后,就有可能将这些值与实验值进行比较。我们注意到,在平面应变条件下,当网格尺寸为3 mm (无花果。2021: 3毫米目尺寸在9毫秒)。可以假设,实验值可以直接作为基于等效断裂应变的破坏模型的输入参数,即网格尺寸为3mm的MAT224和CrachFem模型。对于特定的应力状态,正则化曲线是否可用;假设所有应变路径的网格依赖关系是相似的。见图23.,等效断裂应变(或应力三轴性)在双轴膨胀和单轴拉伸通过简单平移实验值。

通过拟合这三个值,可以得到每个网格尺寸的等效断裂应变与应变路径的曲线。

缩略图 图18

在3点弯曲试验中,比较了有限元分析与实验的力与挠度曲线。

缩略图 图19

比较FEA与3点弯曲试验的实验的能量吸收能力。

缩略图 图20

网格尺寸对塑性铰区关键单元主应变的影响。

缩略图 图21

网正则化曲线。

缩略图 图22

使用MAT123对3mm网格尺寸的试样进行破坏起始比较。

缩略图 图23

网格尺寸对等效断裂应变与应变路径曲线(或三轴度)的影响。

4.3 b柱失效模型的验证

根据不同的网格尺寸进行标定和修正后,将这3种失效模型应用于实际汽车部件。该试验包括在非常严峻的条件下冲击b柱制成的压力淬硬钢级USIBOR®1500(厚度1.8 mm),以获得失效(图24)。

使用MAT123, MAT224和CrachFem模型对相应的b柱进行了有限元模型,网格尺寸分别为2mm, 3mm和5mm。对于MAT123和MAT224模型,如果一个单元(NUMINT = 4)中的4个积分点达到失效标准,则该单元将被删除。对于CrachFem模型,当单元外层的所有点都达到临界应变值时,该单元被消除。这三种材料模型均能预测不同网格尺寸下塑性铰区的破坏情况,与试验结果一致。图25.提供了MAT224模型的插图,其中指定了第一个元素删除时间和删除元素的数量。

缩略图 图24

失效获得了一个非常严重的冲击b柱组件的USIBOR®1500.

缩略图 图25

MAT224失效模型应用于USIBOR非常严重冲击的b柱®1500、规格删除元素的数量和第一次删除元素的时间为(a) 2mm, (b) 3mm和(c) 5mm目尺寸。

5的结论

本文提出了一种标定三种不同失效模式的方法。这些模型的基础上定义的临界应变导致失效的关键区域的考虑组件。根据其复杂性,这些模型可以考虑或不考虑应力三轴性定义η= 3×σH/σeq.在平面应力状态的情况下,相当于由此定义的应变路径α=ε1/ε2

为此,根据三种应变状态(单轴拉伸状态、平面应变状态和等双轴应变状态)测量破坏应变。利用简单试验提出了平面应变v弯曲试验和单轴拉伸状态双弯曲试验的创新思路。这些试验将导致更准确的破坏应变测量,并最终达到更好的破坏预测。考虑使用的网格尺寸的影响,三种失效模型的失效应变已被正则化。

最后,三种模型应用于严重影响的真实汽车部件,B柱,用于三种不同的网状尺寸。所有故障模型都证明了预测的可靠性。在这项研究中,最简单的Mat123失败模型与Mat224和Crachfem一样复杂的Mat123失败模型。This is explained by the suitable choice of the failure strain based on the plane strain state condition, assumed to be the most critical and restrictive in crash application.这说明模型的足够校准是准确失败预测的关键问题,而不是失败模型本身的选择。

参考文献

  1. R. Khamvongsa, A. Bui-Van, D. Cornette,高级高强度钢的断裂参数校准和碰撞模拟应用,载于:ICILLS 2011(国际轻量化结构冲击载荷会议,2011年6月28日- 7月1日),法国,2011(谷歌学术搜索)
  2. LS-DYNA 971/Rev5 (beta)关键词用户Manuel, Volume I, Livermore Software Technology Corp., 2010(谷歌学术搜索)
  3. H.戴尔,H.Gese,G. Oberhofer,Crachfem:一种综合方法,用于预测金属板成型,Numiform'07,:材料加工和设计:2007年6月18日至21日建模,仿真和应用(谷歌学术搜索)
  4. T. Wierzbicki, Y. Bao, Y. w。李永平,白永平,七种断裂模型的标定与评价,中国科学:地球科学。j .机械工程。科学。47719 (2005)(CrossRef)(谷歌学术搜索)
  5. GOM mbH, ARAMIS -光学2015三维变形分析,www.gom.com(谷歌学术搜索)
  6. 金属材料。板材和带材。成形极限曲线的测定。第2部分:实验室中成形极限曲线的测定(谷歌学术搜索)
  7. VIALUX AutoGrid®,www.vialux.de(谷歌学术搜索)
  8. VDA 238-100金属材料板材弯曲试验,VDA试验规范,2010(谷歌学术搜索)
  9. A. Reynes, M. Eriksson, O.-G。Lademo, os . s. Hopperstad, M. Langseth,使用剪切和弯曲试验评估屈服和断裂准则,Mater Des。30.596 (2009)(CrossRef)(谷歌学术搜索)
  10. 有限元分析,http://www.3ds.com/products-services/simulia/products/abaqus/(谷歌学术搜索)

引用本文为: Pascal Dietsch, Kévin Tihay, Antoine Bui-Van, Dominique Cornette,碰撞模拟中评估断裂的方法论:断裂应变标准及其校准,Metall。研究抛光工艺。114607 (2017)

所有数字

缩略图 图1

20×80毫米拉伸试样,直径为10毫米加工孔。

在文本中
缩略图 图2

(a)用双目显微镜测量。(b)数字图像相关测量。

在文本中
缩略图 图3

双弯曲试验:断裂始于加工边缘。

在文本中
缩略图 图4

双弯曲试件应变的图像相关分析。

在文本中
缩略图 图5

测量裂缝附近的厚度。

在文本中
缩略图 图6

双弯曲试验厚度降低的拉伸破坏应变与空穴当量结果的比较。

在文本中
缩略图 图7

单轴拉伸试样的均匀延伸率(UEL%)与破坏应变(RA)之间没有直接联系。

在文本中
缩略图 图8

只是测试的描述。

在文本中
缩略图 图9

通过减薄和DIC分析,比较了等双轴膨胀条件下的断裂应变。

在文本中
缩略图 图10

阿塞洛-米塔尔公司用于测量平面应变条件下断裂应变的缺口拉伸试样。

在文本中
缩略图 图11

左图为破碎试样,右图为双筒相机测厚。

在文本中
缩略图 图12

v型弯曲VDA-238-100方案[8.]在arcelormittal和标本以不同的弯曲角度使用的测试。

在文本中
缩略图 图13

(a)用GOM - ARAMIS系统测得弯曲extrados处的应变场。(b)通过有限元获得的厚度的应变场,在外表皮上取断裂应变。

在文本中
缩略图 图14

测量菌株与GOM Aramis系统的测量菌株和FEA中的不同网格尺寸的菌株。

在文本中
缩略图 图15

平面应变下的断裂应变值通过v形弯曲得到(蓝色),切口拉伸试验通过厚度测量得到(橙色)。

在文本中
缩略图 图16

根据应力三轴度等效破坏应变。

在文本中
缩略图 图17

根据比例的正常延性骨折曲线的例子α

在文本中
缩略图 图18

在3点弯曲试验中,比较了有限元分析与实验的力与挠度曲线。

在文本中
缩略图 图19

比较FEA与3点弯曲试验的实验的能量吸收能力。

在文本中
缩略图 图20

网格尺寸对塑性铰区关键单元主应变的影响。

在文本中
缩略图 图21

网正则化曲线。

在文本中
缩略图 图22

使用MAT123对3mm网格尺寸的试样进行破坏起始比较。

在文本中
缩略图 图23

网格尺寸对等效断裂应变与应变路径曲线(或三轴度)的影响。

在文本中
缩略图 图24

失效获得了一个非常严重的冲击b柱组件的USIBOR®1500.

在文本中
缩略图 图25

MAT224失效模型应用于USIBOR非常严重冲击的b柱®1500、规格删除元素的数量和第一次删除元素的时间为(a) 2mm, (b) 3mm和(c) 5mm目尺寸。

在文本中

当前的使用指标显示文章视图的累积计数(包括HTML视图,包括HTML视图,PDF和EPUB下载,根据可用数据)和Vision4press平台上的摘要视图。

数据对应于2015年后的平台使用情况。当前的使用指标在在线发布48-96小时后可用,并在每周每天更新。

指标的初始下载可能需要一段时间。