張子凌, 岑志波, 蔣 磊, 李佰樹, 汪家煒, 張 浩, 朱 玨*

沖擊荷載下C型G550冷彎鋼的斷裂機理研究

張子凌1, 岑志波2, 蔣 磊2, 李佰樹1, 汪家煒1, 張 浩1, 朱 玨1*

（1.寧波大學 沖擊與安全工程教育部重點實驗室, 浙江 寧波 315211; 2.寧波市特種設備檢驗研究院, 浙江 寧波 315048）

以C型G550薄壁冷彎鋼構件為研究對象, 通過材料在不同應變率下的拉伸實驗和數(shù)值模擬數(shù)據(jù)得到Johnson-Cook(J-C)本構模型和Johnson-Cook失效模型參數(shù). 通過Abaqus軟件模擬了不同沖擊荷載作用下C型冷彎鋼構件撕裂破壞的全過程, 利用落錘裝置軸向沖擊試驗進行對比, 其實驗結果與有限元數(shù)值模擬結果有良好的一致性. 此外, 對沖擊試樣撕裂斷口進行微觀形貌分析, 得到構件的斷裂機理. 結果表明: 隨著沖擊速度的提高, 沖擊力對構件的加載時間增加, 構件需要較大的塑性變形來吸收沖擊能量; 沖擊速度越高, 裂紋擴展功所占吸收沖擊能量的比例越大, 顯示出高速下裂紋擴展的能力越好; 沖擊速度較高時, 以脆性斷裂為主, 斷口出現(xiàn)解理面, 甚至在高速變形時發(fā)生了絕熱剪切破壞.

冷彎鋼; Johnson-Cook模型; 有限元模擬; 撕裂; 塑性變形

冷彎鋼構件因高強、輕質和易加工等優(yōu)越性能, 近年來在建筑結構、橋梁交通和軍事設施等領域得到了越來越廣泛的應用. 由于冷彎鋼結構在實際工程中經(jīng)常承受沖擊荷載[1-2], 如果構件的動態(tài)破壞機制沒有得到有效掌握, 在實際建設和應用過程中可能會造成嚴重后果和重大經(jīng)濟損失. 因此, 研究冷彎型鋼結構在動態(tài)沖擊荷載作用下的安全性評價具有重要現(xiàn)實意義.

目前, 國內外一些專家學者對薄壁結構在動態(tài)沖擊作用下的破壞進行了不同程度的研究. 1987年, Kleiber等[3]基于系統(tǒng)剛度剪切矩陣為零的條件, 提出Kleiber-Kotula-Saran(K-K-S)準則, 并且找到了極限脈沖荷載幅值. 2007年, Kubiak[4]研究在一定時長脈沖下, 薄壁構件整體與局部交互動態(tài)失穩(wěn)的邊界脈沖幅值. Wang等[5]對受軸向沖擊荷載的鋁合金板條進行研究, 發(fā)現(xiàn)高階模態(tài)的屈曲影響著低階模態(tài)的半波長. 之后魏勇等[6]通過對受沖擊構件殘余變形進行分析, 定性發(fā)現(xiàn)了屈曲模態(tài)的變化與疊加. 楊長青[7]對結構鋼材料高速沖擊下的斷裂行為進行了研究, 表明斷裂過程是沿絕熱剪切帶開裂的損傷演化過程. 廖芳芳等[8]對高強鋼斷裂性能的試驗研究發(fā)現(xiàn), 應力狀態(tài)對高強鋼的延性與微觀斷裂機制有著顯著的影響. 李發(fā)超等[9]通過對比薄壁冷彎鋼完好試件與受損試件的極限承載能力, 分析得到了試樣剩余承載力系數(shù)與沖量的線性關系. 李佰樹等[10]發(fā)現(xiàn)薄壁冷彎鋼構件受到外部沖擊作用后, 會產生動態(tài)屈曲, 并隨著沖擊荷載增大, 發(fā)展為明顯的塑性變形.

根據(jù)以上分析可知, 薄壁構件的沖擊斷裂行為研究成果較少, 很有必要對其進行進一步研究. 本文通過不同荷載下G550冷彎鋼構件有限元仿真分析和軸向落錘沖擊試驗進行對比, 并結合觀察試樣斷口微觀形貌來對冷彎鋼構件斷裂的機理進行探索.

1 拉伸試驗和J-C本構模型

1.1 材料率相關拉伸試驗

本拉伸試驗材料采用高強度冷彎結構鋼G550, 試驗試樣為沿著同一卷鋼材軋制方向線切割切取, 試驗環(huán)境為室溫環(huán)境. 在小型INSTRON 5966雙立柱式材料拉伸試驗機上進行10-4～100s-1應變率的準靜態(tài)和低應變率拉伸試驗. 在HTM 5020材料高速拉伸機上進行100～102s-1應變率的中高應變率試驗. 準靜態(tài)與動態(tài)拉伸試樣均按照國標GB/T 228-2010《金屬材料室溫拉伸實驗方法》的規(guī)定設計[11]. 試樣厚度為1.15mm, 形狀尺寸如圖1所示.

圖1 G550冷彎鋼材料拉伸試樣設計尺寸(mm)

圖2為準靜態(tài)、低應變率及中高應變率下G550冷彎鋼材料在拉伸試驗中得到的工程應力—應變曲線. 從圖中可以看出, 在某個應變率狀態(tài)下, 此階段曲線接近為一段平臺區(qū), 說明該冷彎鋼試件經(jīng)過屈服點后的極限應力沒有明顯增強趨勢[12]. 此外還可發(fā)現(xiàn), 在低應變率時的應力—應變曲線相對較為接近, 而在較高應變率下的應力—應變曲線幅度隨著應變率的增加有顯著的提高, 存在著較明顯的應變率強化效應.

圖2 系列應變率的G550冷彎鋼應力—應變曲線

1.2 J-C本構模型

Johnson-Cook模型是與材料應變率相關的動態(tài)本構關系. 選取Johnson-Cook模型擬合G550冷彎鋼的本構關系, 其表達式為:

圖3 參考應變率1 s-1的應力—應變曲線

圖4 塑性階段的工程和真實應力—應變的關系

圖5 塑性狀態(tài)到極限應力前部分的曲線擬合

圖6 不同應變率下對應的屈服應力

2 缺口試樣拉伸試驗及J-C斷裂失效準則

2.1 缺口試樣拉伸試驗

缺口拉伸試樣使用G550薄壁冷彎鋼材料, 試樣中間兩端缺口采用直徑為4、6和8mm的半圓形切口(圖7). 在小型INSTRON材料拉伸試驗機上進行室溫條件下應變率為1s-1的拉伸試樣試驗, 選取發(fā)生在斷裂處5mm的試樣作為標距段. 該拉伸試驗是為了從試驗中得到各個試樣發(fā)生斷裂時的應變值, 進而基于已經(jīng)獲得的本構參數(shù), 通過缺口試樣拉伸數(shù)值模擬來獲取材料應力三軸度關于斷裂應變的關系.

圖7 平板拉伸試樣不同缺口半徑的拉伸試樣(mm)

構件材料拉伸過程中, 其在最小橫截面位置發(fā)生斷裂, 而此位置即為試件上出現(xiàn)最大應力的地方. 所以通過采集此最小截面上的應力三軸度, 作為試樣計算斷裂的應力三軸度值. 通過Abaqus等仿真軟件來模擬試樣動態(tài)變形的整個過程, 從而得到構件在任意時間點的應力三軸度數(shù)值[15-16]. 圖8即為有限元仿真中, 各個缺口試樣拉伸過程中的應力三軸度分布情況.

圖8 各個缺口試樣應力三軸度分布

平板拉伸試樣最小截面路徑上的應力三軸度很穩(wěn)定, 通常其值約為0.34. 兩側缺口半圓弧開始的位置三軸度最小, 而在靠近中間最窄的位置應力三軸度值最大. 同時, 隨著半圓弧型缺口半徑的增大, 應力三軸度值會隨之減小. 經(jīng)有限元仿真可以得到, 缺口直徑為8mm時, 最大應力三軸度的值為0.47; 缺口直徑為6mm時, 最大三軸度的值為0.73, 缺口直徑為4mm時, 最大三軸度的值為0.89.

2.2 J-C斷裂失效準則

Johnson-Cook斷裂失效準則作為涉及斷裂問題的有效參數(shù)模型, 在結構動態(tài)沖擊與材料的非線性大變形中有著較為廣泛的應用. 同時和上節(jié)中擬合得到的本構關系模型相統(tǒng)一, 在這里選取Johnson-Cook斷裂準則作為G550冷彎鋼缺口拉伸試驗的擬合模型.

Johnson-Cook斷裂準則一般表達式如下:

圖9 不同缺口試件的斷裂應變與應力三軸度的關系

圖10 拉伸應變率的自然對數(shù)值與相應斷裂應變的關系

3 有限元仿真和軸向沖擊試驗對比結果分析

3.1 有限元建模

在Abaqus有限元軟件中, C型薄壁冷彎鋼構件采用殼體單元構建, 其腹板高度和翼緣寬度分別為60mm和30mm, 卷邊長10mm, 試件長度為200mm, 厚度為1.15mm. 落錘裝置的上部沖擊端和下方底座平臺均簡化成不可變形的剛性平板, 采用離散型剛體單元構建, 尺寸為200mm×200 mm的方形平板, 冷彎鋼構件腹板下部由一對長50mm、高55mm的磁力座固定在底座上面, 防止構件被擊飛. 建立三維模型如圖11(a)所示, 將C型冷彎鋼構件采用殼體Quad為主的Advancing front算法的自由劃分方式, 網(wǎng)格單元為S4R的縮減積分單元. 同時, 上下剛性平板采用離散型剛體單元R3D4. 為了減少不必要的計算, 剛性單元的網(wǎng)格尺寸設置得要大于薄壁冷彎鋼構件的網(wǎng)格尺寸. 模型網(wǎng)格劃分情況如圖11(b)所示. 由于G550冷彎鋼材料在動態(tài)沖擊下會有較為明顯的應變率相關強化效應, 因此使用得到的Johnson-Cook本構模型參數(shù)作為該試驗鋼的本構材料屬性關系. 同時設置材料的彈性模量為198GPa, 泊松比為0.3. 為了對高速軸向沖擊下薄壁冷彎鋼構件的撕裂破壞情況進行仿真模擬和研究, 使用得到的Johnson- Cook斷裂準則參數(shù)作為該試驗鋼構件撕裂的判斷依據(jù).

圖11 冷彎鋼構件落錘沖擊三維模型(a)及網(wǎng)格劃分(b)

針對沖擊與爆炸這種高速、大變形的動態(tài)力學有限元仿真問題[17], 構件在受到軸向沖擊荷載作用下, 結構內部會發(fā)生復雜的動態(tài)接觸關系. 在本文模型的接觸關系上, 我們首先使用通用接觸來定義各部件間的接觸關系, 然后針對C型鋼構件加入可以反映其內部結構接觸作用關系的“顯性自我接觸”. 針對構件頂端和錘頭平板, 我們使用面-面接觸(Surface-to-Surface Contact), 這樣可以方便地提取錘頭沖擊時, 作用于構件頂端的沖擊荷載等結果. 在接觸屬性上, 設定為罰函數(shù)算法, 部件間的法向為硬接觸.

由于冷彎鋼構件在進行軸向沖擊試驗前(即未受到外部荷載作用時)就已經(jīng)實際存在著材料缺陷, 因此可以通過薄壁結構軸壓的有限元分析引入初始缺陷來誘發(fā)構件發(fā)生屈曲. 這里取前十階主要的動態(tài)屈曲模態(tài)分析[18], 得到構件前十階的屈曲模態(tài)和特征值, 計算特征值倒數(shù)和, 然后再計算出每個特征值倒數(shù)與倒數(shù)和的比值, 作為缺陷因子. 表1即為前十階屈曲模態(tài)特征值與缺陷因子.

圖12 落錘沖擊仿真模型冷彎鋼構件的殘余變形

3.2 有限元仿真結果

對G550薄壁冷彎鋼構件在2、3和4m?s-1時的3種軸向沖擊速度進行仿真計算, 得到了不同動態(tài)荷載下構件的殘余變形情況. 圖12是G550冷彎鋼構件落錘沖擊仿真模型在3種沖擊速度下的殘余變形. 試件端部在2、3m?s-1的速度下, 逐步發(fā)生了由局部屈曲微變形到卷曲變形的過程. 隨著沖擊速度的提高, 在4m?s-1沖擊速度下的試件端部發(fā)生如折疊等更為復雜的屈曲變形模式, 甚至在折彎位置發(fā)生了撕裂破壞現(xiàn)象.

在有限元模型中, 通過將錘頭沖擊端簡化成剛性平面對構件頂端進行軸向沖擊加載, 提取沖擊過程中兩者的接觸力, 分析錘頭對構件的沖擊荷載, 圖13為不同速度下構件承受的沖擊力—時間曲線. 從圖中可以明顯看出, 當沖擊力第1次達到峰值后, 并沒有下降為0, 而是又上升一小段, 出現(xiàn)第2個峰值, 且第2次達到的峰值均明顯大于第1次的峰值. 此外在沖擊時, 應力波的存在會導致沖擊力幅度的部分變化[19].

圖13 不同速度下的沖擊力—時間曲線

為研究冷彎鋼構件在錘頭沖擊端的軸向荷載作用下出現(xiàn)二次峰值的成因, 對構件受沖擊端主要質點位置的行為變化進行分析(圖14). 提取構件受沖擊端腹板翼緣和卷邊中心質點的速度—時間曲線和位移—時間曲線, 同時也對相同時間坐標的沖擊力變化進行分析.

圖14 構件受沖擊端腹板、翼緣和卷邊中心質點位置

圖15為3m?s-1落錘沖擊下, G550冷彎鋼構件質點的位移—時間和速度—時間曲線. 由圖可見, 最先脫離錘頭的是構件的卷邊位置, 且其速度明顯大于錘頭沖擊速度, 與其他2個質點部位的位移相比, 卷邊位置的位移也是最大. 說明卷邊率先達到屈服, 沖擊力達到第1次峰值. 卷邊的位移隨著應力波的傳播持續(xù)增大, 并且伴隨有撕裂痕跡. 構件的腹板在后期與錘頭也發(fā)生了微小分離, 從而造成了沖擊力出現(xiàn)第2次峰值, 而翼緣在沖擊過程中始終與錘頭接觸.

圖15 鋼構件質點的位移—時間(a)和速度—時間(b)曲線

根據(jù)示波沖擊試驗原理, 可按照一個平面坐標圖的面積來計算出裂紋形成功和擴展功的數(shù)值, 其縱坐標是荷載的變化, 橫坐標是時間變化. 它以荷載的峰值點為分界, 荷載上升階段所占的面積可理解為裂紋形成功, 荷載下降階段所占的面積可理解為裂紋擴展功[20]. 表2是從沖擊力時程曲線計算結果中得到的不同速度下構件端部的沖擊試驗結果. 從表中數(shù)據(jù)可見, 構件承受的最大沖擊力隨著沖擊速度的提高而隨之增大. 沖擊速度繼續(xù)提高, 構件將通過較大的塑性變形來吸收沖擊能量. 直至構件無法通過塑性變形承受動態(tài)荷載, 將伴隨撕裂破壞現(xiàn)象的發(fā)生. 沖擊速度2m?s-1時, 裂紋擴展功所占沖擊能量比例最小, 顯示出2m?s-1低速下裂紋擴展的能力最低; 沖擊速度4m?s-1時, 裂紋擴展功所占沖擊能量比例最大, 顯示出4m?s-1高速下裂紋擴展的能力最好.

表2 不同速度下構件端部的沖擊試驗結果

3.3 C型鋼構件軸向沖擊試驗

利用大型落錘裝置對C型冷彎薄壁鋼構件進行2～4m?s-1速度下的軸向沖擊試驗. 圖16為不同沖擊速度下試件的殘余變形(自左至右依次是2、3和4m?s-1的軸向沖擊速度). 通過觀察試驗結果發(fā)現(xiàn), 試件在2、3m?s-1的速度下逐步發(fā)生了由局部屈曲和畸變屈曲[21]結合(主要以局部屈曲為主)的微變形到卷曲變形的過程. 隨著沖擊速度的提高, 在4m?s-1沖擊速度下的試件端部發(fā)生如折疊等更為復雜的屈曲變形模式, 在折彎位置發(fā)生了撕裂破壞現(xiàn)象. 這與冷彎鋼有限元仿真得到的結果比較一致.

圖16 落錘沖擊試件的殘余變形

通過使用高速相機和散斑分析方法, 可以得到構件軸向沖擊下, 整個屈曲變形過程中錘頭下落的速度變化曲線. 由圖17可見, 試驗值對錘頭速度變化的采集結果與有限元仿真模擬的結果比較接近, 從而說明落錘軸向沖擊有限元分析模型的可靠性.

4 沖擊試樣斷口微觀分析

在沖擊荷載作用下, 斷口的特征、性狀和斷裂機制會隨著沖擊速度的變化而變化. 一般情況下,沖擊斷口存在3個區(qū)域, 即纖維區(qū)、放射區(qū)以及剪切唇區(qū)(圖18). 裂紋的擴展大多造成斷裂的發(fā)生, 而裂紋擴展所需的能量大部分消耗于塑性變形, 塑性變形區(qū)尺寸越大, 塑性變形功消耗越大, 沖擊斷裂韌性也相應越大[22].

圖18 沖擊斷口形貌示意圖

圖19 G550冷彎鋼沖擊斷口裂紋萌生區(qū)微觀形貌

通過線切割截取撕裂斷口處小部分不同沖擊速度下的試樣, 將其放在SU5000電鏡下觀察, 來分析斷口的微觀形貌. 圖19是冷彎鋼試樣在不同沖擊速度下裂紋萌生區(qū)的微觀形貌. 從圖中可以看出, 隨著沖擊速度的提高, 冷彎鋼試樣裂紋萌生區(qū)的斷裂機制也發(fā)生了顯著的變化. 沖擊速度為2m?s-1時, 在裂紋萌生區(qū)呈現(xiàn)韌窩狀斷裂的斷口形貌; 沖擊速度為3m?s-1時, 在裂紋萌生區(qū)呈現(xiàn)“解理狀+少量韌窩狀斷裂”的斷口形貌; 而沖擊速度為4m?s-1時, 在裂紋萌生區(qū)呈現(xiàn)“解理狀+韌窩狀斷裂”的斷口形貌. 這說明在沖擊荷載作用下, 隨著沖擊速度的增大, 裂紋萌生區(qū)的斷裂機制由韌性斷裂向脆性斷裂轉變, 此外發(fā)現(xiàn)在4m?s-1下塑性變形的區(qū)域中, 存在一些白色的亮帶, 即絕熱剪切帶(ASB), 說明裂紋裂尖產生高速變形, 導致絕熱剪切現(xiàn)象[23].

5 結論

本文通過有限元仿真, 并結合落錘軸向沖擊試驗、掃描電鏡微觀試驗對不同荷載下G550冷彎鋼構件的動態(tài)損傷和斷裂行為進行研究, 得出結論如下:

(1)隨著沖擊速度的提高, 沖擊力對構件的加載時間也在增加, 且構件將通過較大的塑性變形來吸收沖擊能量. 承受動態(tài)荷載達到極限時, 會導致撕裂破壞現(xiàn)象的發(fā)生.

(2)沖擊速度較低時, 裂紋擴展功所占沖擊能量的比例較小, 顯示出低速下裂紋擴展的能力較低; 沖擊速度較高時, 裂紋擴展功所占沖擊能量的比例較大, 顯示出高速下有著良好的裂紋擴展能力.

(3)隨著沖擊速度升高, 斷口出現(xiàn)解理面, 裂紋萌生區(qū)的斷裂機制由韌性斷裂向脆性斷裂轉變, 甚至在高速變形時發(fā)生了絕熱剪切破壞.

[1] 張旭, 孫國軍, 黃栩浩, 等. 軸向沖擊下C型冷彎卷邊槽鋼構件的動力響應[J]. 爆炸與沖擊, 2018, 38(4):841- 846.

[2] 陳高哲, 霍靜思, 崔鵬飛. 預加軸力下加強冷彎T型方鋼管節(jié)點抗沖擊試驗研究[J]. 船舶力學, 2017(S1):543- 553.

[3] Kleiber M, Kotula W, Saran M. Numerical analysis of dynamic quasi-bifurcation[J]. Engineering Computations, 1987, 4(1):48-52.

[4] Kubiak T. Criteria of dynamic buckling estimation of thin-walled structures[J]. Thin-Walled Structures, 2007, 45(10/11):888-892.

[5] Wang A W, Tian W Y. Mechanism of buckling development in elastic bars subjected to axial impact[J]. International Journal of Impact Engineering, 2007, 34(2): 232-252.

[6] 魏勇, 朱兆祥, 李永池. 軸向沖擊載荷作用下直桿彈性動態(tài)屈曲的研究[J]. 實驗力學, 1988, 3(3):55-61.

[7] 楊常青. 結構鋼動態(tài)斷裂機理[J]. 太原師范學院學報(自然科學版), 2007, 6(3):135-137.

[8] 廖芳芳, 李文超, 周天華. Q460D高強鋼斷裂性能試驗研究及斷裂準則的校準[J]. 西安建筑科技大學學報(自然科學版), 2016, 48(3):362-370.

[9] 李發(fā)超, 張旭, 趙偉欣, 等. 某C型冷彎薄壁鋼構件沖擊后的極限承載力研究[J]. 工業(yè)建筑, 2019, 49(5):133- 138.

[10] 李佰樹, 李發(fā)超, 吳夢景, 等. Z型Q345冷彎鋼構件率相關本構模型下的動態(tài)沖擊失穩(wěn)研究[J]. 寧波大學學報(理工版), 2020, 33(6):45-52.

[11] GB/T228-2002. 金屬材料室溫拉伸試驗方法[S].

[12] 周天華, 周緒紅, 何?？? 等. G550級高強薄板鋼材的材性及應用[J]. 建筑科學與工程學報, 2005, 22(2):43- 46.

[13] 黃西成, 胡文軍. Johnson-Cook本構參數(shù)的確定方法[C]//第六屆全國爆炸力學實驗技術學術會議論文集. 長沙, 2010:313-320.

[14] 林莉, 支旭東, 范鋒, 等. Q235B鋼Johnson-Cook模型參數(shù)的確定[J]. 振動與沖擊, 2014, 33(9):153-158; 172.

[15] 謝凡, 張濤, 陳繼恩, 等. 應力三軸度的有限元計算修正[J]. 爆炸與沖擊, 2012, 32(1):8-14.

[16] 賈東, 黃西成, 莫軍. 基于應變路徑和分布效應的應力三軸度確定方法[J]. 科學技術與工程, 2013, 13(10): 2625-2629; 2634.

[17] 肖剛. 結構在約束下和動力作用下屈曲的數(shù)值模擬[D]. 上海: 上海交通大學, 2008.

[18] Wang A W, Tian W Y. Characteristic-value analysis for plastic dynamic buckling of columns under elastoplastic compression waves[J]. International Journal of Non- Linear Mechanics, 2003, 38(5):615-628.

[19] 王禮立. 應力波基礎[M]. 2版. 北京: 國防工業(yè)出版社, 2005.

[20] 尹士科, 喻萍, 王移山. 焊接接頭的抗動載斷裂特性[J]. 機械制造文摘(焊接分冊), 2014(6):1-6.

[21] Lau S C W, Hancock G J. Distortional buckling formulas for channel columns[J]. Journal of Structural Engineering, 1987, 113(5):1063-1078.

[22] 上海交通大學《金屬斷口分析》編寫組. 金屬斷口分析[M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 1979.

[23] 寇紹全. 絕熱剪切—–一個值得重視的材料破壞問題[J]. 力學進展, 1979, 9(3):52-59.

Fracture mechanism of G550 channel cold-formed steel under impact load

ZHANG Ziling1, CEN Zhibo2, JIANG Lei2, LI Baishu1, WANG Jiawei1, ZHANG Hao1, ZHU Jue1*

( 1.Key Laboratory of Impact and Safety Engineering of Ministry of Education, Ningbo University, Ningbo 315211, China; 2.Ningbo Special Equipment Inspection and Research Institute, Ningbo 315048, China )

Using G550 channel cold-formed steel members, the Johnson-Cook constitutive model parameters and the Johnson-Cook failure model parameters are determined through the material tensile experiments and numerical simulations under different strain rates. The whole process of tearing failure of channel cold-formed steel members under different impact loads is simulated by ABAQUS software. The axial impact test of the drop hammer device is used for comparison, and the experimental results are in good agreement with the finite element numerical simulation results. In addition, the fracture mechanism of a piece of sample at the tear fracture region is analyzed by microscopic morphology. The results show that with the increase of the impact speed, the loading time of the impact force on the component increases, and the component requires greater plastic deformation to absorb the impact energy. The higher the impact speed, the greater the proportion of the crack growth work to the impact energy, which shows that the ability to prevent crack propagation at high speed is better. When the impact speed is high, brittle fracture is the main cause, during which cleavage surface appears in the fracture surface, and even adiabatic shear failure occurs during deformation.

cold-formed steel; Johnson-Cook model; finite element simulation; tear; plastic deformation

O347

A

1001-5132（2022）01-0090-08

2021?03?25.

寧波大學學報（理工版）網(wǎng)址: http://journallg.nbu.edu.cn/

國家自然科學基金（11972203, 11572162）; 浙江省自然科學基金（LY13A020007）; 寧波市自然科學基金（202003N4152）; 寧波軌道交通項目（JS-00-SG-17003）.

張子凌（1994－）, 男, 江蘇淮安人, 在讀碩士研究生, 主要研究方向: 冷彎鋼沖擊. E-mail: zzl969457093@163.com

朱玨（1979－）, 女, 浙江金華人, 博士/教授, 主要研究方向: 冷彎鋼結構. E-mail: zhujue@nbu.edu.cn

（責任編輯 章踐立）