变形回弹（精选3篇）
变形回弹 篇1
随着社会经济的急速发展,我国汽车保有量逐年增加的同时也带来了交通事故这样的顽疾,严重威胁人民生命财产安全。在所有的交通事故中两车事故占比在60%以上[1],因此研究两车碰撞模型对交通事故的再现以及事故责任的认定都有重大意义。
Ishikawa回弹模型[2,3]是两车碰撞事故再现的常用模型,它在动量守恒,动量矩守恒的基础上加入了横向恢复系数与切向恢复系数的概念,由6个方程构成,可直接算出车辆碰撞前两车法向速度、切向速度以及角速度六个未知参数。但该模型忽略了变形能量方面的挖掘,本质为动量模型。侧面碰撞时,恢复系数大小与车辆碰撞速度无明显规律,其选取多靠人工经验[4],若选择值与实际值相差过大,会对事故再现效果产生较大影响。
车辆变形是事故现场留下的重要信息,该参数的使用越来越受重视,其中孙姣姣[5]考虑到车身变形因素,用能量守恒公式替代了切向恢复系数的公式,却忽略了切向变形对碰撞的影响。
综合考虑碰撞中的所有因素,在Ishikawa回弹模型的基础上,增加能量守恒公式,建立碰撞动力学模型,降低法向恢复系数与切向恢复系数人为选取对事故再现的影响。
1 变形能计算
Campbell[6]发现车辆正面碰撞单位宽度上受到的力与残余变形成正比,如图1所示。其数学公式如下:
式(1)中F/w是单位宽度上受到的力,A是使车辆产生变形的力,B为斜率,A和B被称为汽车碰撞刚度系数,该系数是表示汽车耐撞性能的重要指标。
假设汽车的变形特性不随汽车宽度而变化,对式(1)的变形深度积分,得到单位宽度吸收的能量值,再对变形宽度积分,得到总变形能量:
式(2)中w0是变形宽度。
对式(2)进一步分析,有
式(3)中G为积分常量,。
实际碰撞后的轮廓较为复杂,没有规则,采用CRASH准则[7],将变形轮廓用6个点平均分成5份,如图2所示,计算各部分的能量值,相加后得到汽车变形能
当车辆发生斜碰撞时,受力方向不垂直,而能量是力与位移的点积,受力方向若有一定角度,需对能量加以修正,常用修正因子为(1+tan2μ),μ被称为主受力方向(principal direction of force,PDOF),则斜碰撞汽车变形吸收的能量为
由于国内车辆与国外车辆的尺寸,结构均类似,若缺乏碰撞刚度数据,可参考国外的分类标准选取[8]。
2 碰撞动力学模型
图3为某任意角度的二维碰撞模型示意图。其中碰撞点为O,若碰撞为面接触,则简化到接触面中心。以此O点为坐标原点建立坐标系n Ot,其中n方向为公法线方向,t方向为公切线方向。Pn,Pt为冲量在n与t方向上的分量。碰撞前车1与车2的速度为v10,v20;碰撞后车1与车2速度为v1,v2;m1,m2为车1与车2的质量;a1,b1为车1质心的坐标;a2,b2为车2质心的坐标;下标n,t为在n与t方向上的分量。
Ishikawa回弹模型由动量守恒,动量矩定理,法向恢复系数,切向恢复系数六个方程组成
式(6)中,en,et为法向恢复系数和切向恢复系数,需人为选取,其范围:-0.5≤en≤0.6,-1<et<0.5[4]。人为选取的恢复系数可能与实际值有一定偏差,对计算结果影响较大,为减少Ishikawa回弹模型的计算误差,考虑车辆变形,增加能量守恒公式进行约束
能量守恒公式与Ishikawa回弹模型组成新的碰撞动力学模型,其为非线性方程组,将碰撞后车辆的运动参数与变形能作为已知量,使用Levenberg-Marquardt算法[9]求最优解。
3 碰撞后动力学模型
假设汽车驾驶员作出制动反应,车辆处于全轮制动状态,汽车碰撞后的运动不随转向轮转角变化,只做滑移运动,车轮受力与其滑移方向相反,大小与车轮载荷成正比,且认为该过程汽车的左右轮对称,可看做两轮车模型处理[10],如图4所示,图中XOY坐标系与碰撞模型坐标系相同,xoy坐标系固结于车身质心处,且坐标方向与XOY相同。vf是前轮的滑移速度,vfx是vf在x轴上的分量,vfy是vf在y轴上的分量,Ff为前轮受到的摩擦力;vb是后轮的滑移速度,vbx是vb在x轴上的分量,vby是vb在y轴上的分量,Fb为后轮受到的摩擦力;vc是车辆质心处速度;θ为车身与x轴的夹角,ω为车身角速度。
由文献[11]可得该模型的瞬时加速度ax,ay,及角加速度ε。设在时间t时,车辆的瞬时速度为vxt,vyt,角速度为ωt,在XOY坐标系内,车辆质心坐标为Xt,Yt,车身纵轴线与X轴的夹角为φt;在一个很短的时间步长Δt内,车辆做匀减速运动,则车辆在t+Δt时刻,质心坐标及车辆转角为
以汽车分离后的瞬间为初始时刻,经过n个Δt时刻后停止,则汽车质心的位移与转角由这n个Δt的位移与转角叠加而成,由于汽车做减速运动,以速度及角速度同时为零为限定条件,只要知道汽车在初始时刻的速度及角速度便可求出汽车停止时质心所在位置及车辆所转角度,通过事故现场勘察,找出事故车辆实际停止位置及转过角度,与计算结果比较,若误差较大则不断调整初始值,直到两者结果达到相关阈值,便可求出汽车碰撞后速度及角速度,根据上述算法,采用MATLAB编程,用于计算车辆停止时质心的位移与转动角度。
4 实例分析
事故简介[5]:车1自东向西,车2自西向东,两车在道路中心线附近相撞,地面有积雪,容易打滑,两车均为桑塔纳,车1受力部位偏后,发生甩尾运动,向西北方向滑行;车2发生较大的旋转,向西南方向运动。两车的残余变形参数如表1所示。
根据残余变形数据预估,车1的主方向角μ1=0°,车2的主方向角μ2=4°。查相关标准[8],车1为侧面变形,碰撞刚度为A=303 N/cm,B=39.3 N/cm2;车2为正面变形,碰撞刚度A=555.2 N/cm,B=38.61 N/cm2。将上述数据代入式(5),得出车1变形能量E1=34 729 J;车2变形能E2=71 942 J。则总的变形能Ed=106 671 J。
4.1 事故再现
将车辆相关参数代入碰撞后动力学模型,设置Δt=0.1 s,当速度在0到0.2 m/s,角速度在0~2°/s时程序终止,在MATLAB中反复调整速度及角速度初值,直到达到阈值,车1与车2的运动轨迹如图5所示,“*”为质心。
仿真停止位置与实际位置比较,如表2所示。
由表2可知,仿真值与实际值基本相同,距离误差在厘米之间,车1的角度差有2.5°,车2的角度差有5.4°,对于事故分析而言,该偏差完全可以接受。因此确定碰撞后瞬间车1与车2的速度及角速度,结果如表3。将该数据代入碰撞动力学方程,得到碰撞前两车的速度,如表4所示。
4.2 采用PC-CRASH验证
PC-CRASH软件能较准确的验证事故再现的效果。输入两车相关参数,定义驾驶员做出制动反应,并设置路面摩擦系数,用PC-CRASH优化计算使两车的停止位置与实际位置的误差在10%内,仿真结果如图6所示,计算值与PC-CRASH优化值比较结果如表5所示。
4.3 不同恢复系数选取对Ishikawa模型的影响
案例所给恢复系数en=0.3,et=-0.1,运用Ishikawa模型,所得车速结果与PC-CRASH相差很大,反复调整,当en=0.05,et=-0.04时,Ishikawa模型计算结果与PC-CRASH优化结果最为接近,如表6所示。
比较能量法计算结果、PC-CRASH优化结果、恢复系数调整前后Ishikawa模型计算结果,发现本文结果与PC-CRASH结果最为接近,而Ishikawa模型计算结果变化很大,通过反复调整恢复系数,使得计算结果接近PC-CRASH仿真结果,两车的实际恢复系数en应在0.05附近,et应在-0.04附近。说明本研究方法不受恢复系数人工选取的影响,且所得结果对恢复系数的选取有指导意义。
5 结论
考虑车辆变形这一重要参数,在Ishikawa回弹模型的基础上,增加能量守恒,建立碰撞动力学模型,在此基础上再现了一起交通事故,通过PC-CRASH进行了验证,同时讨论恢复系数选取对Ishikawa回弹模型的影响,得到以下结论:
(1)本研究所建模型能很好的再现双车碰撞事故,所得结果与PC-CRASH相差不大。
(2)本研究所建模型能很好的抵抗恢复系数人为选取的影响,而Ishikawa回弹模型易受恢复系数的影响。
(3)本研究所建模型的计算结果可以作为弹性恢复系数选取的重要依据。
参考文献
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变形回弹 篇2
1 基坑回弹变形原因
基坑开挖导致基底土体的应力释放, 致使坑底回弹变形, 具体产生回弹变形的因素有如下几点[3]。
1) 土体开挖卸载, 基底土层产生回弹变形。
2) 基底以下部分支护结构由于坑内外侧土压力的作用, 使坑底土体造成回弹隆起。
3) 地下水的浮力及渗流作用导致坑内土体上抬。
4) 基坑底部软弱层的存在, 产生塑性流, 形成不可逆的土体变形引起的位移。
5) 开挖过程中周边既有构筑物累积应力二次释放引发的变形。
6) 基坑回弹量的大小与基坑尺寸、暴露时间、支护结构形式、挖土顺序及机械设备等诸多因素有关。
本文主要针对1) 、2) 的回弹量进行计算分析。
2 不考虑坑底土侧向挤压的回弹变形计算
2.1 回弹应力
基坑开挖过程相当于对已固结土体卸载, 卸荷过程相当于加一向上的卸荷应力。由于本文针对中小基坑回弹变形的计算, 故考虑基坑外侧均布正荷载有超载作用。由于在基坑外侧相对于基坑底面荷载, 具有超载抑制回弹的作用, 因此基底的回弹变形是基坑内负荷载与基坑外侧超载作用的结果[4]。2种荷载各有应力分布。在基坑回弹区域内任一定点的应力应是正负应力的叠加 (见图1) 坑底回弹应力计算公式见式 (1) 。
根据文献[5]相关内容, 求得中小基坑坑底中心点位置附加应力系数 (见表1) 。
从表1可以看出, 回弹应力深度随着矩形基坑长宽比增大而增大, 最大深宽比不超过基坑宽度的1.2倍。
2.2 回弹模量
土体是典型的弹塑性材料, 根据加荷、卸荷试验应力应变曲线, 对于软土, 回弹模量约为压缩模量的3倍。较准确的回弹模量可直接选用常规压缩试验取得, 可利用文献[6]提出的回弹模量计算公式, 见式 (2) 。
式中:Ec为回弹模量;p1为卸荷前荷载水平;p2为开挖后荷载水平;e1为卸荷前荷载p1对应的初始孔隙比;Cs为回弹指数, 可利用文献[7]中相关土层经验公式, 根据压缩指数Cc、塑性指数Ip和比贯入阻力Ps等进行估算。
对于 (5) 层粉质黏土:Cs=0.077Cc+0.010;
对于 (6) 层粉质黏土:Cs=0.085Cc+0.004;
对于 (8) 层粉质黏土:Cs=0.196Cc-0.015;或Cc=0.0 1 7 Ip+0.0 6 7, Cc=0.0 0 3 Ip+0.0 0 5;Cc=0.028Ip+0.040 5, Cc=0.007Ip+0.067。
2.3 变形计算
采用一维分层总和法计算回弹变形, 计算公式见式 (3) 。
式中:Sz为坑底回弹变形量;Δσzi为第i层土的回弹应力;Eci为第i层土的回弹模量;hi为第i层土的厚度。
3 考虑坑底土侧向挤压的回弹变形计算
开挖前围护结构两侧承受相同的静止土压力, 开挖后若围护结构不动, 坑底以下支护结构外侧的静止土压力不变, 内侧的静止土压力由于基坑开挖卸载将逐渐减小, 两侧土压力之差近似为矩形分布。支护结构两侧土压力分布见图2。
支护结构向基坑内侧发生位移, 坑底土体将受挤压而逐步产生伸长变形, 增加基坑的回弹量。坑底土的侧向外力取围护结构向基坑内侧发生位移之前的受力状态, 见式 (4) 。
对于长条形基坑, 坑底土的变形符合平面应变的特点;对于长宽比接近的基坑, 则考虑土体的三向应力状态。根据广义虎克定律, 求得坑底土的竖向应变计算公式, 长条形基坑计算见式 (5) , 长宽比接近的基坑计算见式 (6) 。
4 工程实例
宁波宁穿路改建工程需新建共同管沟, 本工程现状地坪标高为2.65 m, 共同管沟采用明挖法进行施工, 共有以下3种支护形式。
1) 标准段共同管沟:开挖深度为5.5 m, 开挖宽度为6.45 m, 共同管沟节长为35 m, 采用12 m长拉森Ⅳ型钢板桩支护, 上设围檩和横撑, 坑底采用φ50 cm的水泥双向搅拌桩加固, 桩长6 m, 桩距1.5 m, 水泥掺量15%, 支护断面示意图见图3。
2) 倒虹段共同管沟:开挖深度为9.0 m, 开挖宽度为6.45 m, 共同管沟节长为40 m, 采用φ100 cm钻孔灌注桩支护, 上设围檩和横撑, 坑底采用φ50 cm的水泥双向搅拌桩加固, 桩长6 m, 桩距1.5 m, 水泥掺量15%, 支护断面示意图见图4。
3) 轨道交通区间隧道段共同管沟:局部路段共同沟位于轨道交通L1区间隧道上方, 共同管沟开挖深度为4.6 m (共同管沟底距区间隧道顶净距为4.5 m) , 开挖宽度为6.05 m, 为了减少大面积卸土, 保护轨道交通L1区间隧道, 共同管沟开挖长度缩短至12 m, 采用三轴搅拌桩桩墙支护, 桩墙厚度5 m, 不设围檩和横撑, 坑底以下4 m采用三轴搅拌桩密打加固, 水泥掺量20%, 支护断面示意图见图5。
针对上述3种中小基坑, 采用本文方法计算坑底中心点回弹变形, 计算结果与实测值如表2所示。
以上计算中均未考虑水泥搅拌桩对坑底的加固作用。标准段实测值小于不考虑坑底土侧向挤压理论计算值;倒虹段实测值介于不考虑坑底土侧向挤压理论计算值和考虑坑底土侧向挤压理论计算值之间;隧道段实测值远小于不考虑坑底土侧向挤压理论计算值, 这是由于隧道段采用了三轴搅拌桩密打加固。通过表2理论计算值与实测值比较, 表明本文提出的回弹变形理论计算方法与实测值较符合, 能有效地预测中小基坑回弹变形。
5 结语
1) 中小基坑回弹应力影响深度随着矩形基坑长宽比增大而增大, 最大影响深度的深宽比不超过基坑宽度的1.2倍。
2) 中小基坑回弹变形计算需考虑支护结构向基坑内侧发生位移, 坑底土体将受挤压而逐步产生伸长变形, 增加基坑的回弹量。
3) 本文计算考虑基坑外侧周围的超载作用, 对于深度大、不放坡侧壁直立的中小基坑较为适用。
摘要：基坑工程中回弹量的大小是判断基坑稳定的重要依据。在基坑开挖前及开挖过程中正确、有效地预测回弹变形并采取相应的处理措施, 在工程中已越来越受到重视。通过对软土地区中小基坑回弹变形产生的原因分析, 结合常规压缩试验取得回弹模量, 提出一种实用的中小基坑回弹量计算方法, 并结合工程实例对比, 表明计算方法能有效预测中小基坑回弹变形。
关键词：软土地区,中小基坑,回弹变形,回弹模量
参考文献
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变形回弹 篇3
随着汽车、航空航天制造技术不断向高精度、轻量化方向发展, 各种新型高强度钢板、镁合金、铝合金等轻合金板材的应用越来越广泛, 板材成形性尤其是成形后形状稳定性的研究愈发重要。人们普遍认为, 回弹是影响金属塑性成形后形状稳定性的最主要因素, 但对金属变形回弹机理及其复杂过程的认识却有待发展。实际上, 很多金属板材或管材在塑性成形后经历两种回弹, 一种是卸载瞬间发生的瞬时回弹, 之后随时间的推移, 其形状尺寸还将继续发生微小的变化, 我们称其为“滞后回弹”或“时间依赖性回弹”[1]。近年来, 金属变形回弹的研究取得了一些进展, 但关于滞后回弹现象的发生及发展还鲜为人知, 回弹的滞后性作为潜在因素直接影响汽车车身装配精度, 这一问题还没能引起足够的重视。
对金属时间依赖性行为的研究始于20世纪40年代。Zener[2]首次定义并明确了金属粘弹性 (viscoelasticity) 和滞弹性 (anelasticity) 的区别。1972年, Nowick[3]提出, 应将金属的粘弹性与内耗相区分。2004年, Wagoner[4]等研究了金属板材拉弯回弹, 通过调节弯曲半径及拉应力等工艺参数, 改变弯曲角的滞后回弹量。而目前对金属板材单向受载后的室温滞后回弹研究还极少。
为了揭示板材变形回弹的滞后性规律, 提高车身零件成形后形状尺寸的稳定性, 进而加快我国汽车工业向高精度制造技术方向发展的步伐。针对几种典型汽车用材进行单向拉伸试验, 测试变形卸载后的室温滞后回弹量, 为成形工艺及模具设计制造提供参考。
2 试验材料与方法
试验材料 为汽车车 身用DP600高强钢板 、BUFD冷轧板及AC600铝合金板, 原始厚度分别为t0=0.9 mm、1 mm、2.5 mm, 试样形状尺寸按国标制作, 利用WDS-10T万能电子试验机进行拉伸试验。三种板料的拉断及滞后回弹试验加载的应力应变关系见图1。准静态拉伸时, DP600双相高强钢板显示出很高的变形抵抗能力, 屈服点σs约340 MPa, 抗拉强度σb>600 MPa, 屈强比σs/σb<0.567。相比之下, BUFD及AC600铝合金的变形抗力明显低, 屈服点σs<180 MPa, 而BUFD断后伸长率接近于50%, 塑性明显优于另外两种板材。
滞后回弹试验是将试样拉伸至伸长率ε=5%后卸载, 测试其沿拉伸方向发生的瞬时回弹及随时间推移而发生的滞后回弹。试样沿平行于板材的轧制方向取样, 利用分辨率为0.001 mm、标距为Le=50 mm的引伸计检测加载、卸载过程中的变形量。为提高数据采集精度, 采用非等时间间隔记录, 即在每次示数变化后稳定, 则记录稳定值和变化瞬时时刻;若示数闪烁时, 则记录闪烁的波动值, 取其平均值, 并记录其瞬时时刻。
金属塑性变形卸载后, 应力张量将离开最高应力的后继屈服表面退入其内的弹性区域。基于线粘弹性理论, 在恒应力σ0作用下的应变响应为ε (t) , 可定义柔量函数为:
在后继某时刻t1卸载, 相当于在原有恒应力σ0上叠加一个等值反向应力-σ0。基于线性假设, 应变具有可加性, 若忽略弹性与塑性加载历史对材料本征粘弹性行为的影响, 弹性后效有较为简洁的形式:
粘弹性理论中, Kelvin链相较于广义Maxwell模型, 更便于描述弹性后效过程中应变随时间的变化, 因此, 可采用图2所示由n项Kelvin单元串联构成的Kelvin链进行分析。
考虑到各Kelvin单元对总应变的贡献, 则有:
由 (2) 、 (3) 两式确定 拟合函数 类为, 即采用有限项prony级数对试验结果进行拟合表征。采用最小二乘算法, 并选取不同n值来优化拟合精度。当n=2时, 有表达式
式中, t1、t2为时间常数, 分别代表第一个和第二个Kelvin单元的延迟时间, A1、A2、A3均为与试样受载应力和瞬时弹性模量等参数有关的常数。上述5个参数为待拟合参数。
3 试验结果与分析
3.1 板拉伸卸载的瞬时回弹
回弹是影响汽车覆盖件形状稳定性的最重要因素, 了解和掌握各种板料瞬时回弹规律, 可有效提高模具设计制造精度、缩短调试周期并降低制造成本。因此, 拉伸至工程应变ε=5%时, 利用引伸计测试了停止加载1 s之内的试样瞬时回弹位移, 并将测试计算所得相应参数示于表1中。
从板料的弹性模量E来看, EDP与EBUFD相近, 拉伸至工程应变ε=5%时的卸载应力σDP约为σBUFD的3倍, 瞬时回弹量ΔεDP约为ΔεBUFD的3倍。EAC约为EDP的1/3, 而σDP约为σAC的3倍, 因而瞬时回弹量ΔσDP与ΔεAC相近。由以上试验结果可知, 三种板材的瞬时回弹量与材料的弹性模量大致成反比关系, 且与卸载时刻的应力水平近似呈正比关系。
3.2 卸载后0~32 h室温滞后回弹
板拉伸至ε=5%卸载后0~32 h内室温滞后回弹位移变化曲线见图3。三种板料拉伸变形后的ΔL (t) 曲线均呈衰减走势, 即ΔL (t) 的方向与加载方向相反, 与瞬时回弹ΔL方向相同。图中竖直虚线分别代表2 h与5.6 h时刻。其中, BUFD前5.6 h的最大滞后回弹量为0.017 9 mm, 占包括瞬时回弹的总回弹比例高达19.26%, 远大于另外两种板料。如果从卸载应力与弹性模量比值来看, , BUFD的ΔL (t) 最大与σ/E最小似乎 有关 ;DP600与AC600在卸载后32 h内发生的ΔL (t) 量虽然很接近, 但与σ/E则不成反比关系。这说明, 金属变形的滞后回弹不仅仅取决于材料的力学性能参数, 还受其他因素影响。
卸载后0~2 h内, DP600与BUFD的ΔL (t) 数据变化趋势接近, 2 h末, DP600、BUFD及AC600板滞后回弹总量依次为ΔL (t) =0.007 1 mm、0.009 8 mm以及0.010 mm。AC600板瞬时回弹的延续性相对明显, 即卸载时刻持续发生的回弹量较大。整个回弹过程中没有明显反回弹趋势, 4~11 h内, 回复速率接近于0, 之后又伴有一定正回弹。因此, 覆盖件成形后的总回弹控制相对容易。DP600与BUFD板在2~32 h时间段内, 滞后回弹随时间的变化规律大体相同。其中, DP600在2~32 h内呈现谐波式波动, 而BUFD在5.6 h处, ΔL (t) 变化率具有奇异性, 存在较为明显的波动峰值, 因此, 在确定成形件滞后回弹及精调模具时应特别引起注意。
3.2.1卸载后0~2 h滞后回弹拟合与分析
采集2小时内各滞后回弹数据及拟合的滞后回弹ΔL (t) 曲线见图4。采用 (4) 式拟合, 拟合优度分别为97.86%、98.11%及98.21%, 三种板材ΔL (t) 表达式依次为:
图4中竖直虚线代表400 s时刻, DP600卸载之后的400 s内, ΔL (t) 变化速率较大, 如图4中竖直虚线所 示 , 其回弹量 占2 h滞后回弹 量的49.2%。之后的回复速率降低, 并在局部时间段伴有约10 min的微小波动。
对于BUFD板, 前400 s回弹量占2 h滞后回弹量的35.7%, 之后呈近直线式衰减。而AC600板在前400 s内滞后回弹占2 h滞后回弹量的59%, 且回复速率最高, 但在之后的时间内回复速率明显降低, 并逐渐趋于0。
3.2.2 DP600滞后回弹建模
DP600卸载后2~32 h内数据呈现波动与一次函数的叠加, 其中, A、β、φ、C以及D为待拟合参数, 0~32 h滞后回弹函数可表示为:
其滞后回弹的本构关系可表示为图5所示机械模型, 其中, 涂黑方块与弹簧串联形成谐振子模型, 模拟DP600滞后回弹的波动行为;再与阻尼器串联模拟线性衰减过程, 由于波动与线性衰减响应受到塑性变形历史的影响, 因而一并与图中空心方块所表示的塑性元件并联;上述机构整体再与2单元的Kelvin链相串联形成完整的滞后回弹机械模型, 可以同时模拟指数快速衰减行为、波动行为以及随着时间推移取代指数衰减的线性衰减行为。
DP600卸载后32 h内的滞后回弹拟合曲线见图6, 对三种滞后回弹机制的拟合方程如式 (9) ~式 (11) 所示, 具有良好的拟合优度。
4 结论
a.3种汽车用板的拉伸试验结果显示, DP600双相高强钢板的变形抵抗能力远高于AC600铝合金板, 但二者的塑性变形能力均较差;BUFD冷轧板变形抗力与AC600相当, 但塑性变形能力远超过另外两种板材, 适用于形状复杂但结构强度要求不是很高的车身零件成形, 但应注意BUFD板滞后回弹量占总回弹的比例较高。
b.基于粘弹性理论的2项prony级数对离散数据有较好的 拟合优度。3种板材卸 载后, 在前400 s内滞后回弹均具有较高的回复速率。在之后的时间段内回复速率均有所降低, DP600和BUFD钢板近似以恒速率回复。BUFD钢板在卸载5.6 h以后有反回弹趋势, 精调模具时应避开该时间段的回弹量测试, 之后与DP600钢板呈现类似的波动性;AC600铝合金板回复速率不断降低, 几乎不呈现反回弹趋势, 卸载4~11 h内显示基本稳定的滞后回弹量。
参考文献
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