電池包用5083鋁合金斷裂失效研究

目前，對于5XXX系鋁合金斷裂行為的研究較少，尤其關(guān)于新能源汽車電池包用鋁合金材料特性缺乏相關(guān)研究。因此，本文以電池包側(cè)護板材料5083鋁合金為研究對象，通過材料在不同應(yīng)力狀態(tài)下的斷裂試驗，獲得材料的基礎(chǔ)力學(xué)性能參數(shù)和斷裂失效應(yīng)變參數(shù)。基于數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)（DigitalImageCorrelation,DIC）得到的實驗數(shù)據(jù)以及MMC斷裂準則和GISSMO累計損傷模型，采用反向標定法標定斷裂準則參數(shù)，并通過三點彎試驗和動態(tài)穿孔試驗對模型進行驗證。

1 材料試驗

1.1 概述

試驗采用厚度為1.5mm的5083鋁合金板材，分別通過拉伸試驗與斷裂試驗獲得材料的動態(tài)力學(xué)性能和斷裂性能。拉伸試驗應(yīng)變率分別為0.001、1、10、100、500s-1；斷裂試驗分別設(shè)計單軸拉伸、缺口R5拉伸、缺口R20拉伸、中心孔拉伸、剪切、拉剪以及杯突試樣。為保證試驗準確性，每種工況進行3次以上試驗，確保在每個工況下都能得到3條重合度較高的曲線。

1.2 力學(xué)性能試驗

分別設(shè)計準靜態(tài)及動態(tài)拉伸試樣，準靜態(tài)拉伸試驗（應(yīng)變速率為0.001s-1）參考《金屬材料高應(yīng)變速率拉伸試驗第2部分：液壓伺服型與其他類型試驗系統(tǒng)》（GB/T228.1－2010）方法A進行，試樣尺寸如圖1所示，試驗過程中采用全場應(yīng)變測量系統(tǒng)獲取試樣變形位置的應(yīng)變。高應(yīng)變速率拉伸試驗（應(yīng)變速率為1、10、100、500s-1）參考《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》（GB/T30069.2－2016）[8]進行，試樣尺寸如圖2所示，采用DIC非接觸式測量方法進行試驗，為減小應(yīng)變率100s-1和500s-1拉伸試驗造成的振蕩，采用在樣件上粘貼應(yīng)變片的方式進行試驗。試驗結(jié)束后通過GOMCorrelateProfessional2020軟件對數(shù)據(jù)采集器采集的圖片和數(shù)據(jù)進行處理，得到試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

1.3 斷裂試驗

研究表明，金屬材料韌性斷裂失效是由加載力和微觀粒子的聯(lián)合導(dǎo)致的，其斷裂行為與材料的受力狀態(tài)具有一定的相關(guān)性。由于汽車零部件材料在碰撞過程中的應(yīng)力受力狀態(tài)非常復(fù)雜，因此，需設(shè)計多種受不同應(yīng)力狀態(tài)的試樣以及不同工況的試驗，獲得材料的斷裂性能。

為研究材料的斷裂失效特征，本研究設(shè)計了表征材料六種不同應(yīng)力狀態(tài)的斷裂試樣，包括單軸拉伸、缺口R5拉伸、缺口R20拉伸、中心孔拉伸、剪切、拉剪和杯突試樣，試樣尺寸如圖3所示。以上斷裂試驗速度均為2mm/min，采用全場應(yīng)變測量系統(tǒng)獲取試驗過程中試樣變形位置的應(yīng)變。

2 本構(gòu)方程建立

2.1 力學(xué)性能試驗數(shù)據(jù)處理

根據(jù)不同應(yīng)變速率下的單向拉伸試驗結(jié)果，選取重復(fù)度較高、振蕩較小的試驗曲線，得到如圖4所示的材料拉伸工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線。根據(jù)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，5083鋁合金在單向拉伸時出現(xiàn)了與應(yīng)變率效應(yīng)不同的現(xiàn)象，即隨著應(yīng)變率的增加，材料的屈服應(yīng)力未出現(xiàn)明顯的直線增加或減小，如表1所示。同時可觀察到在試驗過程中出現(xiàn)了非常明顯的應(yīng)變硬化現(xiàn)象，即材料的塑性流動應(yīng)力隨應(yīng)變的增加而增加，這是典型的面心立方結(jié)構(gòu)金屬特征。

通過在中高應(yīng)變率（1、10、100、500s-1）下進行的單向拉伸性能曲線可知（見圖4），隨著應(yīng)變率的增加，材料的抗拉強度增加幅度較小，即5083鋁合金具有對應(yīng)變速率效應(yīng)不敏感。隨著應(yīng)變速率的增加，鋁合金中多個滑移系的運動同時進行，這導(dǎo)致了材料塑性變形能力變強；同時鋁合金中的位錯密度會變大，阻止位錯運動發(fā)生的力增大，材料抵抗變形的能力隨之變強，由此導(dǎo)致材料的抗拉強度隨著應(yīng)變速率的升高而增大。但是，由于5083鋁合金基體的位錯密度不會在變形中迅速的增加，因此，其抗拉強度不會隨著應(yīng)變速率的增加而發(fā)生大幅度的增加。

2.2 力學(xué)性能本構(gòu)模型建立

本研究中本構(gòu)模型采用*MAT_24材料。在本構(gòu)模型開發(fā)中，需要對試驗數(shù)據(jù)進行處理。首先，采用式（1）、式（2）將不同應(yīng)變率加載條件下得到的單向拉伸工程應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換為真實應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)。之后，采用式（3）可獲得各應(yīng)變率條件下的真實應(yīng)力-塑性應(yīng)變曲線。

真實應(yīng)變計算公式如下：

式中，?T為真實應(yīng)變；?E為工程應(yīng)變。

真實應(yīng)力計算公式如下：

塑性應(yīng)變計算公式如下：

式中，?P為塑性應(yīng)變；E為彈性模量。

為了滿足仿真分析中材料大變形行為的表征，而頸縮點后材料的真實應(yīng)力-塑性應(yīng)變曲線無法通過試驗直接測試獲得，因此，需要根據(jù)材料的性能曲線選取合適的準則進行表征，并對頸縮后的力學(xué)行為外推。在本研究中經(jīng)過多個準則擬合篩選后，選擇采用Swift-Hockett-Sherby硬化準則[10]擬合材料曲線和外沿處理，該模型具有飽和型硬化模型與非飽和型硬化模型的優(yōu)點，可以更加精準地描述材料的硬化行為，混合S-H-S硬化模型如下：

（4）式中，σ為Swift模型在混合S-H-S模型中的權(quán)重系數(shù)；?pl為去除彈性段數(shù)據(jù)后的塑性應(yīng)變值；σi為材料的屈服強度；C、?0、m、K、σsat、α和p

為參數(shù)。

本研究中采用自主研發(fā)的車用材料性能研發(fā)工具系統(tǒng)軟件對試驗材料5083鋁合金的動態(tài)拉伸數(shù)據(jù)進行擬合外延，軟件中集成了S-H-S模型、Ludwik模型、J-C模型等多種材料模型并且可以對材料的類型進行選擇。將試驗得到的工程應(yīng)力應(yīng)變曲線導(dǎo)入到車用材料性能研發(fā)工具系統(tǒng)中，選擇材料類型鋁合金和擬合函數(shù)S-H-S就可以得到各個應(yīng)變速率下擬合外延的曲線。

在LS-DYNA中以準靜態(tài)和應(yīng)變率500s-1的單軸拉伸試驗為研究對象，網(wǎng)格尺寸采用2.0mm，將擬合得到的外推曲線導(dǎo)入材料模型中進行計算，并通過對硬化準則方程參數(shù)的優(yōu)化調(diào)整，最終得到可以較好的預(yù)測5083鋁合金力學(xué)強度性能的模型，*MAT_24中各參數(shù)如表2所示，其中材料應(yīng)力應(yīng)變加載曲線采取輸入擬合曲線。計算結(jié)果如圖5所示，仿真得到的力學(xué)曲線與試驗曲線吻合度較高，驗證了優(yōu)化的S-H-S準則可較好的預(yù)測鋁合金的塑性力學(xué)行為。

2.3 斷裂失效模型建立

MMC斷裂失效準則是一種唯象的斷裂模型，同時考慮了應(yīng)力三軸度及歸一化洛德角參數(shù)對斷裂失效的影響。應(yīng)力三軸度是靜水壓力與Mises等效應(yīng)力的比值，其計算公式如下：

式中，p為靜水壓力；σ為Mises等效應(yīng)力；σ1、σ2、σ3為主應(yīng)力空間中的3個主應(yīng)力值，并且σ1＞σ2＞σ3。

式中，θ為洛德角；θ為歸一化洛德角系數(shù)；J2、J3分別為第二、三偏應(yīng)力張量不變量。

MMC斷裂準則公式如下：

式中，K、C、CS、f、n為系數(shù)。

根據(jù)有限元仿真分析結(jié)果可得材料在不同工況下的應(yīng)力三軸度和洛德角參數(shù)，基于此可建立失效模型。然而，材料在試驗過程中，其斷裂損傷區(qū)域的應(yīng)力狀態(tài)不是恒定不變的，因此，一般采用損傷累積公式來判定失效（見式（11））。其中，由損傷積累因子D判斷材料斷裂與否，當D=1時，單元發(fā)生失效，被刪除，材料出現(xiàn)裂紋。

中國汽車技術(shù)研究中心自主研發(fā)的失效參數(shù)擬合系統(tǒng)V1.0可以實現(xiàn)對MMC模型的擬合，只需將應(yīng)力三軸度、洛德角系數(shù)和等效斷裂應(yīng)變值輸入軟件中，即可一鍵得到材料的失效曲面或失效曲線。

基于非接觸應(yīng)變試驗系統(tǒng)試驗結(jié)果，可讀取材料斷裂位置的等效塑性應(yīng)變最大值，將此值作為本次研究的初始臨界等效失效應(yīng)變。根據(jù)1.3章節(jié)設(shè)計的不同斷裂試驗，建立不同工況的有限元模型，通過仿真分析提取主要應(yīng)變單元在變形過程中的平均應(yīng)力三軸度和歸一化洛德角參數(shù)。將DIC提取的試驗的臨界等效斷裂應(yīng)變值和LS-DYNA得到的主要應(yīng)變單元在斷裂過程中的平均應(yīng)力三軸度和歸一化洛德角系數(shù)輸入失效參數(shù)擬合系統(tǒng)V1.0中得到5083鋁合金材料的失效曲線，采用LS-OPT對參數(shù)進行反求優(yōu)化多次迭代，可擬合得到優(yōu)化的MMC模型參數(shù)，圖6中所示包括擬合優(yōu)化得到的MMC斷裂面和平面應(yīng)力狀態(tài)下的失效曲線。

將擬合優(yōu)化得到MMC斷裂參數(shù)輸入模型中，對六種不同斷裂試驗進行仿真計算，得到載荷-位移曲線，并與試驗結(jié)果進行對標，如圖7所示，結(jié)果表明，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合性較好。

在安全仿真分析中，除了需要滿足仿真與試驗的力學(xué)性能吻合性較高外，材料的變形方式也是值得重點關(guān)注的，因此，需要關(guān)注材料級別的仿真與試驗變形行為的吻合性。通過DIC分析得到材料在不同應(yīng)力狀態(tài)下臨界斷裂時刻的等效應(yīng)變云圖，并與仿真分析中各個工況下材料在臨界斷裂時刻的等效應(yīng)變云圖進行對比，如圖8所示，可發(fā)現(xiàn)二者在材料的大變形失效區(qū)域基本保持一致。

3 模型驗證

為了驗證MMC斷裂模型的準確性，對材料進行三點彎曲試驗和動態(tài)穿孔試驗。試驗中，加載速度為1m/s。根據(jù)試驗工況，建立5083鋁合金三點彎曲和動態(tài)穿孔有限元仿真模型。將上文建立的MMC模型參數(shù)輸入有限元模型中進行計算，根據(jù)仿真分析結(jié)果讀取載荷-位移曲線，將其與試驗數(shù)據(jù)進行對標，如圖9所示，結(jié)果表明吻合性較好。這說明，本文建立的斷裂模型可較為準確的預(yù)測5083鋁合金的失效，為后續(xù)電池包和整車的安全仿真分析奠定了堅實的材料數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。

4 結(jié)論

1）通過不同應(yīng)變率的單向拉伸試驗得到，在應(yīng)變率500s-1以下時，5083鋁合金具有較低的應(yīng)變率敏感性；

2）本文建立了5083鋁合金本構(gòu)模型，通過對比仿真結(jié)果與試驗結(jié)果，二者吻合度較高，表明SHS硬化準則可較好預(yù)測5083鋁合金的塑性流動力學(xué)行為；

3）本文建立了5083鋁合金斷裂失效表征的MMC模型，仿真應(yīng)變云圖與試驗結(jié)果相似，曲線與試驗結(jié)果重合度高，表明本文建立的斷裂模型精度較高，后續(xù)可用于電池包和整車的碰撞安全仿真分析。

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