鋁合金焊接結(jié)構(gòu)塑性變形及斷裂失效預(yù)測(cè)方法

胡朝輝，杜 鵬，段利斌，周 聰,3，杜展鵬

（1.湖南大學(xué) 汽車(chē)車(chē)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；2.江蘇大學(xué) 汽車(chē)與交通工程學(xué)院，江蘇，鎮(zhèn)江 212013；3.湖南大學(xué) 高性能復(fù)雜制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410082）

近年來(lái)，高質(zhì)量的鋁合金焊接結(jié)構(gòu)件作為汽車(chē)上的關(guān)鍵零部件得到越來(lái)越廣泛的應(yīng)用。汽車(chē)前部鋁合金焊接薄壁結(jié)構(gòu)在碰撞過(guò)程中的變形和開(kāi)裂失效關(guān)系到汽車(chē)碰撞能量的吸收和結(jié)構(gòu)的完整性，進(jìn)而影響汽車(chē)乘員區(qū)的生存空間和乘客安全。在汽車(chē)設(shè)計(jì)階段需對(duì)性能進(jìn)行準(zhǔn)確、可靠的分析和評(píng)定，并對(duì)其變形和開(kāi)裂力學(xué)行為有清楚的認(rèn)識(shí)，從而為鋁合金焊接結(jié)構(gòu)的合理設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

受焊接工藝的影響，鋁合金焊接接頭處材料的組織和成分變得與母材大不相同，焊縫和熱影響區(qū)材料的力學(xué)性能發(fā)生了不均勻變化[1]。焊接接頭力學(xué)性能的不均勻性會(huì)對(duì)焊接結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、耐撞性等性能產(chǎn)生很大的影響，同時(shí)也加大了焊接結(jié)構(gòu)變形力學(xué)分析的復(fù)雜性。準(zhǔn)確地獲取焊縫、熱影響區(qū)的材料性能數(shù)據(jù)，并在對(duì)焊接結(jié)構(gòu)的性能進(jìn)行有限元分析和評(píng)定時(shí)加以考慮，對(duì)分析得到真實(shí)可靠的結(jié)果至關(guān)重要。

關(guān)于焊接接頭局部材料性能的獲取，許多學(xué)者做了研究。NèGRE等[2]直接截取微型尺寸平板樣件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，獲得了不同子區(qū)材料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。但焊接接頭焊縫、熱影響區(qū)等子區(qū)的幾何尺寸太小，樣件制作十分復(fù)雜。朱亮等[3]根據(jù)已有材料硬度與強(qiáng)度的關(guān)系，進(jìn)行力學(xué)推導(dǎo)，利用X70管線鋼焊接接頭的硬度值分布，得到了其各子區(qū)的局部材料性能。該方法是以鋼材硬度與強(qiáng)度的經(jīng)驗(yàn)公式為基礎(chǔ)，隨著材料種類(lèi)的不同會(huì)存在較大的誤差。付磊等[4]結(jié)合數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)（DIC）和硬度試驗(yàn)提出了一種識(shí)別接頭子區(qū)材料冪指數(shù)硬化模型參數(shù)K、n的方法。ZHENG等[5]提出一種利用焊接接頭拉伸試驗(yàn)結(jié)合有限元模擬迭代反求各子區(qū)材料性能的方法。該方法充分利用了焊接接頭拉伸塑性變形集中的特點(diǎn)，通過(guò)拉伸試驗(yàn)獲得的力-位移曲線提取出接頭單個(gè)子區(qū)的材料性能數(shù)據(jù)，為焊接接頭局部材料性能的獲取提供了新的思路。

此外，鋁合金材料的伸長(zhǎng)率低于傳統(tǒng)鋼材，在變形過(guò)程中有較大的開(kāi)裂傾向。鋁合金薄壁結(jié)構(gòu)的開(kāi)裂屬于典型的韌性斷裂，汽車(chē)設(shè)計(jì)領(lǐng)域常用的極限塑性應(yīng)變失效準(zhǔn)則、成形極限圖（FLD）等應(yīng)用于鋁合金薄壁結(jié)構(gòu)的開(kāi)裂預(yù)測(cè)具有很多局限[6]。斷裂韌性J積分、裂紋阻力曲線等常被用作韌性材料宏觀斷裂準(zhǔn)則，但它們與結(jié)構(gòu)的幾何形狀和尺寸相關(guān)[7]。實(shí)際上，金屬材料的韌性斷裂行為與內(nèi)部損傷的形核、生長(zhǎng)及聚合存在緊密的聯(lián)系。Gurson從細(xì)觀損傷力學(xué)觀點(diǎn)出發(fā)，提出了描述金屬材料變形時(shí)內(nèi)部損傷演化產(chǎn)生斷裂的損傷力學(xué)模型。Tvergaard和Needleman對(duì)初始的Gurson損傷模型進(jìn)行修正，進(jìn)一步形成了GTN損傷模型。損傷力學(xué)模型以累積損傷變量臨界值作為預(yù)測(cè)韌性裂紋生長(zhǎng)的準(zhǔn)則，更便于與有限元計(jì)算方法相結(jié)合。NEGRE等[2]采用GTN損傷模型對(duì)初始裂紋分別位于母材、焊縫、熱影響區(qū)的3種鋁合金激光焊接樣件緊湊拉伸試驗(yàn)進(jìn)行了有限元模擬，結(jié)果表明GTN損傷模型能夠很好地模擬韌性裂紋的生長(zhǎng)行為。但其模型中，只考慮了塑性變形早期材料較大夾雜粒子初始形核機(jī)制。

基于上述研究現(xiàn)狀，采用GTN損傷模型模擬預(yù)測(cè)鋁合金焊接接頭的變形、損傷、斷裂行為； 通過(guò)特殊樣件進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，并結(jié)合有限元反求方法，獲得鋁合金焊接接頭焊縫、熱影響區(qū)局部的材料性能數(shù)據(jù)；建立鋁合金焊接薄壁梁結(jié)構(gòu)軸向壓縮有限元模型，考慮焊接接頭材料性能的不均勻性，預(yù)測(cè)鋁合金焊接薄壁梁軸向壓縮的變形開(kāi)裂失效行為，最后通過(guò)試驗(yàn)對(duì)有限元模型進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 GTN損傷模型

GTN損傷模型描述了微觀孔洞對(duì)材料塑性變形和斷裂的影響。其屈服方程表達(dá)式為：

式中：σM為Mises等效應(yīng)力；σY為孔洞周?chē)w材料流動(dòng)應(yīng)力；q1、q2為孔洞間的相互作用；σH為平均靜水應(yīng)力；f*為有效孔洞體積分?jǐn)?shù)。當(dāng)q1=q2=1時(shí)，GTN損傷模型退化為初始的Gurson損傷模型；f*=0時(shí)，材料沒(méi)有損傷，GTN損傷模型退化為標(biāo)準(zhǔn)的Mises屈服函數(shù)。

有效孔洞體積分?jǐn)?shù)定義為：式中：f為孔洞體積分?jǐn)?shù)；fc為臨界孔洞體積分?jǐn)?shù)，達(dá)到此值時(shí)，孔洞開(kāi)始發(fā)生聚合；fF為斷裂孔洞體積分?jǐn)?shù)。

孔洞體積分?jǐn)?shù)的演變包括孔洞形核和孔洞生長(zhǎng)兩部分。

孔洞生長(zhǎng)建立在塑性變形基體材料不可壓縮的基礎(chǔ)上，其形式為：

孔洞初始形核以初始孔洞體積分?jǐn)?shù)f0表示。第二相粒子孔洞形核規(guī)律服從正態(tài)分布[17]，其形式為：

式中：fN為發(fā)生孔洞形核的第二相粒子體積分?jǐn)?shù)；為孔洞形核平均塑性應(yīng)變；SN為形核應(yīng)變標(biāo)準(zhǔn)偏差1；ε為基體材料等效塑性應(yīng)變。

2 鋁合金焊接接頭不均勻變形及材料性能

2.1 鋁合金薄壁梁MIG焊接及拉伸樣件制備

試驗(yàn)所用材料為6063-T5鋁合金擠壓型材。截面為長(zhǎng)方形，尺寸為100 mm ×60 mm×1.8 mm。采用MIG焊接工藝進(jìn)行對(duì)接拼焊，焊接設(shè)備為L(zhǎng)orch S5 RoboMIG XT焊機(jī)。使用Ar作為保護(hù)氣體，焊絲牌號(hào)為ER5356，直徑φ=1.2 mm。鋁合金對(duì)接拼焊梁結(jié)構(gòu)及焊縫外觀形貌如圖1所示，拼焊梁以焊縫為中心分為兩段，每段長(zhǎng)度為210 mm。

圖1 焊縫表面形貌質(zhì)量示意圖

6063-T5鋁合金母材拉伸樣件從拼焊梁上部遠(yuǎn)離焊縫處，沿?cái)D壓方向截取，形狀為標(biāo)準(zhǔn)“啞鈴形”，尺寸依據(jù)GB/T 228.1—2010的規(guī)定。鋁合金焊接接頭截取3種不同類(lèi)型樣件，第1種為標(biāo)準(zhǔn)樣件，尺寸依據(jù)GB/T 2651—2008的規(guī)定，第2種和第3種為特殊拉伸樣件，并在焊縫中心和熱影響區(qū)開(kāi)設(shè)U形誘導(dǎo)槽，U形槽均位于長(zhǎng)度方向中心線上，槽寬2 mm，槽深5 mm，槽末端圓角半徑1 mm，具體如圖2所示。加工好的4種不同類(lèi)型拉伸試驗(yàn)樣件如圖3所示。

圖2 兩種特殊樣件形狀及尺寸示意圖

圖3 加工好的4種不同類(lèi)型拉伸試驗(yàn)樣件

2.2 母材材料性能

2.2.1 母材單向拉伸試驗(yàn)及結(jié)果

在30 kN的MTS萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)上對(duì)6063-T5鋁合金母材標(biāo)準(zhǔn)樣件進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)單向拉伸試驗(yàn)，拉伸速度為2 mm/min，拉伸直至樣件斷裂。得到母材力學(xué)性能見(jiàn)表1。

表16063-T5鋁合金母材力學(xué)性能

母材樣件拉伸斷裂位置如圖4所示，從圖中可以很明顯地看出樣件在拉伸斷裂前發(fā)生了一定程度的頸縮。

圖4 母材拉伸試驗(yàn)樣件宏觀斷口

2.2.2 母材損傷參數(shù)

建立拉伸試驗(yàn)有限元模型，使用16號(hào)全積分殼單元，網(wǎng)格尺寸為1 mm。為了模擬材料損傷斷裂行為，使用材料模型為120號(hào)*MAT_GURSoN，材料輸入?yún)?shù)為：彈性模量E=69 GPa，泊松比v=0.33，材料硬化行為以真實(shí)應(yīng)力-塑性應(yīng)變關(guān)系曲線模擬。

首先只調(diào)試GTN損傷模型中q1、q2和初始參數(shù)的值，以反映損傷導(dǎo)致材料的軟化，直至仿真和試驗(yàn)得到力-位移曲線在斷裂之前吻合。最后調(diào)試臨界參數(shù)的值，以仿真和試驗(yàn)樣件斷裂起始時(shí)刻位移、斷裂力大小一致為目標(biāo)，對(duì)參數(shù)進(jìn)行調(diào)試，最終得到合適的損傷參數(shù)。

適合6063-T5鋁合金斷裂模擬的GTN損傷參數(shù)見(jiàn)表2。本文統(tǒng)一取值q1=1.5，q2=1。

仿真和試驗(yàn)得到的力-位移曲線對(duì)比如圖5所示。由圖可知，承載力達(dá)到一定程度后迅速下降，說(shuō)明樣件在此時(shí)發(fā)生了斷裂失效。試驗(yàn)樣件剛發(fā)生斷裂時(shí)對(duì)應(yīng)的位移約為6.99 mm，對(duì)應(yīng)的拉伸試驗(yàn)力大小約為4.7 kN。仿真樣件剛發(fā)生斷裂時(shí)對(duì)應(yīng)的位移為6.70 mm，對(duì)應(yīng)的拉伸力為4.81 kN，與試驗(yàn)值吻合得很好，驗(yàn)證了材料模型與損傷參數(shù)的正確性。

2.2.3 母材內(nèi)部損傷演變過(guò)程分析

在斷裂起始位置選取一網(wǎng)格單元，仿真得到總的孔洞體積分?jǐn)?shù)、孔洞生長(zhǎng)體積分?jǐn)?shù)、孔洞形核體積分?jǐn)?shù)演變過(guò)程如圖6所示。

圖6 孔洞體積分?jǐn)?shù)隨拉伸位移演變過(guò)程

曲線1上，oA段主要是初始孔洞體積分?jǐn)?shù)，此時(shí)變形均勻，應(yīng)力三軸度很小，孔洞幾乎不生長(zhǎng)；AB段等效塑性應(yīng)變接近平均形核應(yīng)變，第二相粒子形核，并且此時(shí)應(yīng)力三軸度增大，孔洞開(kāi)始生長(zhǎng)；BC段第二相粒子形核完畢，應(yīng)力三軸度繼續(xù)增大，孔洞加速生長(zhǎng)；CD段應(yīng)力三軸度達(dá)到較高水平，孔洞高速生長(zhǎng)。

孔洞生長(zhǎng)隨應(yīng)力三軸度增大而加快。第二相粒子孔洞形核在等效塑性應(yīng)變接近平均形核應(yīng)變?chǔ)臢處發(fā)生，孔洞形核體積分?jǐn)?shù)在總的孔洞體積分?jǐn)?shù)中占大比重。在模擬材料頸縮之后快速斷裂失效時(shí)，考慮第二相粒子的孔洞形核是十分必要的。

2.3 焊接接頭局部材料性能

2.3.1 焊接接頭拉伸不均勻變形行為

為了深入理解鋁合金焊接接頭的不均勻變形行為，對(duì)焊接接頭標(biāo)準(zhǔn)樣件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。采用DH3817動(dòng)靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)及電阻應(yīng)變計(jì)測(cè)量拉伸過(guò)程中焊接接頭焊縫、熱影響區(qū)及母材的變形量，同時(shí)，試驗(yàn)機(jī)記錄拉伸力-位移曲線。焊接接頭“啞鈴形”樣件應(yīng)變計(jì)粘貼位置及測(cè)試過(guò)程如圖7所示。

圖7 焊接接頭“啞鈴形”樣件應(yīng)變計(jì)粘貼位置及測(cè)試過(guò)程

焊接接頭“啞鈴形”樣件宏觀斷裂位置如圖8所示。樣件在距離焊縫約4 mm處的熱影響區(qū)斷裂，斷口發(fā)生了明顯的頸縮。

圖8 焊接接頭“啞鈴形”樣件宏觀斷裂位置

繪制焊接接頭各子區(qū)小變形范圍內(nèi)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖9所示。圖中代號(hào)BM表示母材，WM表示焊縫，HAZ1和HAZ2表示距離焊縫較近處和較遠(yuǎn)處的熱影響區(qū)，分別對(duì)應(yīng)圖7中應(yīng)變計(jì)所粘貼測(cè)量的位置。

圖9 應(yīng)變計(jì)測(cè)得的各子區(qū)小變形應(yīng)力-應(yīng)變曲線

由圖9可知，相同應(yīng)力條件下，焊接接頭各子區(qū)應(yīng)變大小不同。拉伸變形過(guò)程中，HAZ1區(qū)塑性變形程度最大，最終頸縮和斷裂也發(fā)生在此處，WM產(chǎn)生了一定塑性變形；HAZ2區(qū)產(chǎn)生塑性變形非常小，BM僅發(fā)生了彈性變形。

以產(chǎn)生0.2%塑性變形時(shí)的應(yīng)力為材料屈服強(qiáng)度σ0.2，各子區(qū)材料屈服強(qiáng)度見(jiàn)表3。

表3 焊接接頭子區(qū)材料屈服強(qiáng)度

WM、HAZ1、HAZ2屈服強(qiáng)度分別為母材屈服強(qiáng)度的65.7%、57.4%和79.2%。焊接接頭拉伸變形不均勻與強(qiáng)度不均勻有很大關(guān)系，屈服強(qiáng)度小的子區(qū)塑性變形程度大。

采用Ramberg-osgood law公式對(duì)小變形范圍應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合。

Ramberg-osgood公式表達(dá)式為：

式中：σy、εy分別為初始屈服應(yīng)力和屈服應(yīng)變。擬合參數(shù)見(jiàn)表4。

表4 各子區(qū)小變形應(yīng)力-應(yīng)變擬合參數(shù)

2.3.2 焊縫及熱影響區(qū)材料參數(shù)

為分別獲得焊縫區(qū)、熱影響區(qū)大變形范圍真應(yīng)力-應(yīng)變曲線，對(duì)兩種特殊焊接接頭樣件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。

建立HAZ1區(qū)開(kāi)U形槽樣件拉伸試驗(yàn)有限元模型，網(wǎng)格模型根據(jù)實(shí)際劃分為4個(gè)子區(qū)，單元尺寸為1 mm。

將HAZ1、HAZ2、焊縫小變形應(yīng)力-應(yīng)變擬合曲線作為對(duì)應(yīng)子區(qū)材料性能初始輸入，母材則輸入3.2節(jié)中得到的材料參數(shù)。以仿真和試驗(yàn)得到力-位移響應(yīng)一致為目標(biāo)，單獨(dú)修正HAZ1區(qū)大變形應(yīng)力-應(yīng)變曲線；以斷裂起始時(shí)刻位移、斷裂力一致為目標(biāo)，調(diào)試得到HAZ1區(qū)GTN損傷模型參數(shù)。

HAZ1區(qū)開(kāi)U形槽樣件仿真與試驗(yàn)斷裂位置對(duì)比如圖10所示。仿真和試驗(yàn)斷裂位置吻合一致，裂紋起始于U形槽，然后向樣件中間擴(kuò)展。仿真結(jié)果顯示塑性應(yīng)變集中在開(kāi)U形槽一側(cè)HAZ1區(qū)，焊縫對(duì)稱(chēng)側(cè)未開(kāi)槽HAZ1區(qū)有少量塑性變形。焊縫、母材、HAZ2區(qū)均處于彈性變形階段。

圖10 HAZ1區(qū)開(kāi)U形槽樣件仿真與試驗(yàn)斷裂位置對(duì)比

HAZ1開(kāi)槽樣件仿真與試驗(yàn)力-位移曲線對(duì)比如圖11所示。拉伸直到斷裂起始位置仿真和試驗(yàn)力-位移曲線吻合很好，說(shuō)明了HAZ1區(qū)材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線和損傷參數(shù)的準(zhǔn)確性。斷裂起始之后，仿真拉伸力高于試驗(yàn)值，這是因?yàn)樵诜抡嬷袑AZ1材料視為均勻一致，而實(shí)際材料分布不均勻，裂紋沿著材料性能最弱的路徑擴(kuò)展。

圖11 HAZ1開(kāi)槽樣件仿真與試驗(yàn)力-位移曲線對(duì)比

采用相同的方法對(duì)焊縫區(qū)材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行修正，并對(duì)焊縫區(qū)GTN損傷模型參數(shù)進(jìn)行調(diào)試。

焊縫開(kāi)U形槽樣件，誘導(dǎo)槽使焊縫產(chǎn)生較大的塑性變形，試驗(yàn)初始裂紋首先出現(xiàn)在焊縫，如圖12a所示，但焊接余高的存在阻止了裂紋在焊縫區(qū)的擴(kuò)展；同時(shí)因?yàn)镠AZ1區(qū)材料性能較弱，也發(fā)生了較大塑性變形，隨后HAZ1區(qū)開(kāi)始出現(xiàn)裂紋，如圖12b所示；HAZ1區(qū)裂紋擴(kuò)展，有與焊縫處裂紋匯合的趨勢(shì)，如圖12c所示。

焊縫開(kāi)槽樣件仿真與試驗(yàn)力-位移曲線對(duì)比如圖13所示。拉伸直到斷裂起始位置仿真和試驗(yàn)力-位移曲線吻合很好，斷裂起始之后，仿真力高于試驗(yàn)值。焊縫區(qū)開(kāi)槽樣件，HAZ1區(qū)也產(chǎn)生了較大的塑性變形，相比HAZ1區(qū)開(kāi)槽樣件具有較大的斷裂位移。

圖12 焊縫開(kāi)U形槽樣件宏觀斷裂圖

圖13 焊縫開(kāi)槽樣件仿真與試驗(yàn)力-位移曲線對(duì)比

焊縫開(kāi)U形槽樣件仿真斷裂起始位置如圖14所示。仿真中裂紋在焊縫區(qū)起始和擴(kuò)展，而實(shí)際樣件裂紋起始于焊縫區(qū)，受到焊接余高的阻擋后又在材料性能較弱的HAZ1區(qū)形成裂紋。

圖14 焊縫開(kāi)U形槽樣件斷裂起始位置

焊縫及熱影響區(qū)修正后真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖15所示。

圖15 焊縫及熱影響區(qū)修正后真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線

焊縫區(qū)及熱影響區(qū)合適的GTN損傷模型參數(shù)見(jiàn)表5。

表5 焊縫及熱影響區(qū)合適的GTN損傷模型參數(shù)

3 鋁合金拼焊薄壁梁壓縮變形有限元模擬及試驗(yàn)驗(yàn)證

鋁合金拼焊薄壁梁軸向壓縮試驗(yàn)在100 kN的型號(hào)為Instron 1346萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，如圖16所示，壓縮速度為5 mm/min。

圖16 鋁合金拼焊薄壁梁軸向壓縮試驗(yàn)

建立鋁合金拼焊薄壁梁結(jié)構(gòu)軸向圧縮試驗(yàn)有限元模型，焊接接頭每個(gè)子區(qū)劃分到不同的組件，接頭處網(wǎng)格尺寸為1 mm，如圖17所示。

圖17 鋁合金拼焊薄壁梁結(jié)構(gòu)軸向壓縮試驗(yàn)有限元模型

薄壁梁上下兩端面采用剛性蓋板模擬壓縮試驗(yàn)機(jī)對(duì)薄壁梁的壓縮作用，下端保持固定，上端施加恒定的速度邊界條件。母材、焊縫、熱影響區(qū)材料輸入修正的應(yīng)力-應(yīng)變曲線和損傷參數(shù)。

仿真和試驗(yàn)得到的壓縮初始屈曲變形形態(tài)對(duì)比如圖18所示。由圖可知，屈曲失穩(wěn)首先在焊接接頭處熱影響區(qū)發(fā)生，焊縫上下兩側(cè)熱影響區(qū)都發(fā)生了失穩(wěn)。由仿真和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比可知，仿真模型準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)了拼焊薄壁梁屈曲失穩(wěn)發(fā)生的位置和變形形態(tài)。

圖18 仿真和試驗(yàn)壓縮初始屈曲變形形態(tài)對(duì)比

仿真和試驗(yàn)裂紋起始位置對(duì)比如圖19所示。由圖可知，試驗(yàn)中開(kāi)裂現(xiàn)象起始于熱影響區(qū)，然后向薄壁梁棱角處擴(kuò)展，隨后沿棱角縱向撕裂。仿真也很好地再現(xiàn)了這一過(guò)程，說(shuō)明仿真模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)拼焊薄壁梁的變形和開(kāi)裂行為。

圖19 仿真和試驗(yàn)裂紋起始位置對(duì)比

4 結(jié)論

本文通過(guò)特殊樣件拉伸試驗(yàn)，結(jié)合有限元反求方法，詳細(xì)表征了鋁合金焊接接頭局部材料性能，構(gòu)建了從細(xì)觀損傷力學(xué)角度預(yù)測(cè)焊接接頭變形開(kāi)裂現(xiàn)象的GTN損傷模型，對(duì)鋁合金拼焊薄壁梁結(jié)構(gòu)軸向壓縮變形開(kāi)裂進(jìn)行了預(yù)測(cè)，并通過(guò)試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證，研究結(jié)果表明：

（1）利用焊接接頭變形不均勻的特點(diǎn)，通過(guò)設(shè)置誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)進(jìn)一步加劇塑性變形的集中性，然后通過(guò)簡(jiǎn)單拉伸試驗(yàn)結(jié)合有限元反求方法能夠逐個(gè)獲取焊接接頭局部子區(qū)的材料參數(shù)。

（2）應(yīng)用細(xì)觀損傷力學(xué)模型，同時(shí)考慮初始粒子孔洞形核機(jī)制及第二相粒子孔洞形核機(jī)制，能夠較好地預(yù)測(cè)鋁合金焊接結(jié)構(gòu)的損傷開(kāi)裂行為。