目前，對于5XXX系鋁合金斷裂行為的研究較少，尤其關于新能源汽車電池包用鋁合金材料特性缺乏相關研究。因此，本文以電池包側護板材料5083鋁合金為研究對象，通過材料在不同應力狀態下的斷裂試驗，獲得材料的基礎力學性能參數和斷裂失效應變參數。基于數字圖像相關技術（DigitalImageCorrelation,DIC）得到的實驗數據以及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，并通過三點彎試驗和動態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力學性能和斷裂性能。拉伸試驗應變率分別為0.001、1、10、100、500s-1；斷裂試驗分別設計單軸拉伸、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 力學性能試驗

分別設計準靜態及動態拉伸試樣，準靜態拉伸試驗（應變速率為0.001s-1）參考《金屬材料高應變速率拉伸試驗第2部分：液壓伺服型與其他類型試驗系統》（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變測量系統獲取試樣變形位置的應變。高應變速率拉伸試驗（應變速率為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變片的方式進行試驗。試驗結束后通過GOMCorrelateProfessional2020軟件對數據采集器采集的圖片和數據進行處理，得到試樣的應力-應變曲線。

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合導致的，其斷裂行為與材料的受力狀態具有一定的相關性。由于汽車零部件材料在碰撞過程中的應力受力狀態非常復雜，因此，需設計多種受不同應力狀態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，本研究設計了表征材料六種不同應力狀態的斷裂試樣，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，采用全場應變測量系統獲取試驗過程中試樣變形位置的應變。

2 本構方程建立

2.1 力學性能試驗數據處理

根據不同應變速率下的單向拉伸試驗結果，選取重復度較高、振蕩較小的試驗曲線，得到如圖4所示的材料拉伸工程應力-應變曲線。根據結果發現，5083鋁合金在單向拉伸時出現了與應變率效應不同的現象，即隨著應變率的增加，材料的屈服應力未出現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了非常明顯的應變硬化現象，即材料的塑性流動應力隨應變的增加而增加，這是典型的面心立方結構金屬特征。

通過在中高應變率（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鋁合金具有對應變速率效應不敏感。隨著應變速率的增加，鋁合金中多個滑移系的運動同時進行，這導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，阻止位錯運動發生的力增大，材料抵抗變形的能力隨之變強，由此導致材料的抗拉強度隨著應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變速率的增加而發生大幅度的增加。

2.2 力學性能本構模型建立

本研究中本構模型采用*MAT_24材料。在本構模型開發中，需要對試驗數據進行處理。首先，采用式（1）、式（2）將不同應變率加載條件下得到的單向拉伸工程應力-應變數據轉換為真實應力-應變數據。之后，采用式（3）可獲得各應變率條件下的真實應力-塑性應變曲線。

真實應變計算公式如下：

式中，?T為真實應變；?E為工程應變。

真實應力計算公式如下：

塑性應變計算公式如下：

式中，?P為塑性應變；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力-塑性應變曲線無法通過試驗直接測試獲得，因此，需要根據材料的性能曲線選取合適的準則進行表征，并對頸縮后的力學行為外推。在本研究中經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模型中的權重系數；?pl為去除彈性段數據后的塑性應變值；σi為材料的屈服強度；C、?0、m、K、σsat、α和p

為參數。

本研究中采用自主研發的車用材料性能研發工具系統軟件對試驗材料5083鋁合金的動態拉伸數據進行擬合外延，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力應變曲線導入到車用材料性能研發工具系統中，選擇材料類型鋁合金和擬合函數S-H-S就可以得到各個應變速率下擬合外延的曲線。

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

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，同時考慮了應力三軸度及歸一化洛德角參數對斷裂失效的影響。應力三軸度是靜水壓力與Mises等效應力的比值，其計算公式如下：

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

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

MMC斷裂準則公式如下：

式中，K、C、CS、f、n為系數。

根據有限元仿真分析結果可得材料在不同工況下的應力三軸度和洛德角參數，基于此可建立失效模型。然而，材料在試驗過程中，其斷裂損傷區域的應力狀態不是恒定不變的，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，單元發生失效，被刪除，材料出現裂紋。

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

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

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

在安全仿真分析中，除了需要滿足仿真與試驗的力學性能吻合性較高外，材料的變形方式也是值得重點關注的，因此，需要關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力狀態下臨界斷裂時刻的等效應變云圖，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變云圖進行對比，如圖8所示，可發現二者在材料的大變形失效區域基本保持一致。

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穿孔試驗。試驗中，加載速度為1m/s。根據試驗工況，建立5083鋁合金三點彎曲和動態穿孔有限元仿真模型。將上文建立的MMC模型參數輸入有限元模型中進行計算，根據仿真分析結果讀取載荷-位移曲線，將其與試驗數據進行對標，如圖9所示，結果表明吻合性較好。這說明，本文建立的斷裂模型可較為準確的預測5083鋁合金的失效，為后續電池包和整車的安全仿真分析奠定了堅實的材料數據基礎。

4 結論

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

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

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

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