葉 拓，王 冠，姚再起，李落星

(1. 湖南大學 汽車車身先進設(shè)計制造國家重點實驗室，長沙 410082；2. 杭州吉利汽車研究院有限公司 NVH及材料工程部，杭州 311228)

鋁合金因其密度小、塑性和比強度較高已成為汽車制造業(yè)的重要輕質(zhì)材料[1]。與傳統(tǒng)鋼材相比，鋁合金具有較低的屈服極限和抗拉強度，且伸長率也低于傳統(tǒng)鋼材，因此，鋁合金件在汽車發(fā)生碰撞時，有更大的開裂傾向。斷裂失效是針對汽車零部件在進行工藝生產(chǎn)和安全評價過程中的重要指標和依據(jù)。因此，研究鋁合金的失效行為，對預測鋁合金件在碰撞過程中的開裂變形極為重要。

工程材料的宏觀斷裂機制主要分為脆性斷裂和韌性斷裂。鋁合金材料屬于典型的韌性斷裂。采用性能優(yōu)異的鋁合金薄壁吸能結(jié)構(gòu)是提高汽車耐撞性的重要途徑[2]。在變形過程中，一般將鋁合金薄壁結(jié)構(gòu)的受力簡化為平面應(yīng)力狀態(tài)，在面內(nèi)拉應(yīng)力的作用下，材料依次經(jīng)歷均勻變形、分散性失穩(wěn)變形和集中性失穩(wěn)變形后發(fā)生失效[3?4]。

關(guān)于薄壁結(jié)構(gòu)的失效問題，最早且目前仍在廣泛應(yīng)用的是以連續(xù)介質(zhì)力學為基礎(chǔ)建立的拉伸失穩(wěn)理論。SUNG等[5]提出的分散性與集中性失穩(wěn)理論，具有重要的里程碑意義。在他們工作的基礎(chǔ)上，眾多學者提出了新的失效準則，例如 SING等理論[6]、STOREN 理論[7]、M-K 理論[8]、C-H 失穩(wěn)模型[9]、RAMAEKERS理論[10]和eMMFC理論[11]等。

在汽車設(shè)計領(lǐng)域，通常將材料的極限塑性應(yīng)變作為材料的失效準則，該方法雖然參數(shù)求解簡單，但是精度較低，尤其在考慮應(yīng)變速率對材料性能的影響時，會出現(xiàn)較大的誤差。另一種廣泛運用的失穩(wěn)準則是成形極限圖(Forming limit diagram, FLD)[12]，但FLD應(yīng)用于薄壁結(jié)構(gòu)變形具有很多的局限性，對于試樣的非平面變形區(qū)域以及非線性應(yīng)變加載等情況，F(xiàn)LD準則均不適用，此外，獲得材料FLD參數(shù)的實驗也相對復雜。因此，采用FLD作為鋁合金薄壁結(jié)構(gòu)的失效準則會嚴重影響材料變形性能評估的準確性，極大地限制了汽車用鋁合金部件的工藝設(shè)計。因此，迫切需要找到一種簡單準確的方法來評判鋁合金薄壁結(jié)構(gòu)在變形過程中的失效行為，以指導汽車車身結(jié)構(gòu)的設(shè)計。

現(xiàn)有的韌性斷裂準則在實際工程中多是針對某一具體工藝，不同的加工工藝和變形路徑可能需要選擇不同的斷裂準則，同時還需要進行大量的工藝實驗與成形工藝參數(shù)反復對比研究，最后才能確定出比較合適的韌性斷裂準則。本文作者提出一種將簡單拉伸實驗和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，即通過實驗獲得材料的本構(gòu)參數(shù)和韌性斷裂應(yīng)變能，然后將獲得的材料參數(shù)代入到鋁合金缺口拉伸件和汽車鋁合金薄壁結(jié)構(gòu)的壓縮仿真模型中，最后通過仿真對成形極限進行預測。通過實驗驗證預測結(jié)果的準確性，從而驗證了該方法的適用性。

1 實驗

本文作者采用半連續(xù)鑄造加工方法，獲得 6061和6063鋁合金圓柱形鋁錠，表1所列為兩種鋁合金各元素質(zhì)量分數(shù)實測值。

在XJ?2500擠壓機上經(jīng)在線淬火，所有樣品進行180 ℃、30 min的人工時效，得到鋁合金多胞薄壁型材。該型材用于汽車保險杠吸能盒裝置，在碰撞過程中，通過吸能盒的壓縮變形達到吸能緩沖作用。由圖1可知，型材試樣由內(nèi)外兩個八邊形組成，內(nèi)外層八邊形沿軸心成 22.5°，內(nèi)層八邊形棱邊通過四條加強筋與外層八邊形平面相連。擠壓具體工藝參數(shù)如表 2所列。

表1 鋁合金主要化學成Table 1 Chemical composition of aluminum alloy (mass fraction，%)

圖1 鋁合金型材的尺寸與幾何形狀Fig. 1 Dimensions and geometric shape of aluminum alloy profile (Unit: mm): (a)Cross-section dimensions; (b)Practicality diagram

表2 鋁合金擠壓工藝參數(shù)Table 2 Extrusion process parameter of aluminum alloy

采用 DK7716D型電火花數(shù)控線切割沿鋁合金多胞薄壁型材的擠壓方向截取準靜態(tài)拉伸試樣，取樣位置為多胞薄壁型材外八邊形中無加強筋的4個面，拉伸試樣尺寸參考 GB/T 228—2002《金屬拉伸實驗方法》的規(guī)定，試樣尺寸如圖 2所示。通過 DK7716D型電火花數(shù)控線切割機床加工成型。室溫準靜態(tài)拉伸實驗在WDW?E200型微機控制電子萬能實驗機進行，為排除應(yīng)變速率和溫度對損傷斷裂的影響，拉伸速度采用2 mm/min，加載至試樣斷裂為止。拉伸實驗數(shù)據(jù)均取3組穩(wěn)定實驗的平均值。

圖2 準靜態(tài)拉伸試樣尺寸圖Fig. 2 Dimensions of quasi-static tensile specimen (Unit:mm)

由圖3所示兩種合金型材拉伸應(yīng)力—應(yīng)變曲線可知，6061鋁合金的力學性能高于6063鋁合金的，但兩種材料的伸長率相近。試樣發(fā)生斷裂失效前出現(xiàn)明顯的塑性變形，當應(yīng)力超過抗拉強度極限時，試樣局部開始發(fā)生縮頸，頸縮區(qū)域厚度不斷減薄，并最終發(fā)生斷裂。圖4所示為拉伸斷裂后的鋁合金試樣。由圖4可知，試樣的斷裂面與拉伸軸方向約成45°角。拉伸變形后 6061鋁合金試樣的表面較粗糙，呈現(xiàn)橘皮形貌，而6063鋁合金表面光滑，與變形前相比無明顯變化。使用低倍光學顯微鏡測量6063和6061鋁合金試樣在斷后的刃口厚度(如表3所列)，放大倍數(shù)為50倍。

圖3 鋁合金型材的拉伸應(yīng)力—應(yīng)變曲線Fig. 3 Strain—stress curves of aluminum alloy profile

圖4 拉伸斷裂后的鋁合金試樣Fig. 4 Failed aluminum alloy quasi-static tensile specimen

表3 6063與6061合金力學性能的對比Table 3 Comparison of mechanical properties between 6063 and 6061 aluminum alloy

2 材料的本構(gòu)模型

在汽車結(jié)構(gòu)設(shè)計中，為考慮材料的加工硬化、應(yīng)變速率硬化以及溫升軟化效應(yīng)的影響，材料的本構(gòu)模型常采用Johnson-Cook模型[13?14]。該模型建立于傳統(tǒng)無序金屬材料的力學性能基礎(chǔ)之上，是針對金屬材料在大變形、高應(yīng)變速率的流變行為提出的一種經(jīng)驗模型。模型參數(shù)求解方便、精度高，因此，被廣泛應(yīng)用于汽車車身安全結(jié)構(gòu)的設(shè)計中。本文作者主要研究的薄壁件結(jié)構(gòu)通常作為汽車結(jié)構(gòu)安全件。因此，采用Johnson-Cook模型以保證材料本構(gòu)模型的精度和可靠性。該模型可用下式表達：

式中：A、B、n和C為常溫變形條件下的材料參數(shù)，其中A為材料的屈服極限，B和n為材料應(yīng)變硬化模量和硬化指數(shù)；和分別為等效塑性應(yīng)變和應(yīng)變率；C為材料應(yīng)變速率強化參數(shù)；T*、m是與溫度相關(guān)的變量，其中T*為同系溫度，m為材料熱軟化指數(shù)。

由于本研究主要針對準靜態(tài)變形，且實驗在常溫下進行，忽略應(yīng)變速率以及變形溫升對材料性能的影響。因此，只需要求解模型的靜力學部分。

對式(2)兩邊求自然對數(shù)可得

圖5 鋁合金材料的本構(gòu)模型參數(shù)曲線擬合Fig. 5 Linear fitting curves of constitutive parameters of aluminum alloy material: (a)6063; (b)6061

表4 鋁合金材料的本構(gòu)模型參數(shù)Table 4 Constitutive parameters of aluminum alloy material

通過回歸相關(guān)性分析可知，線性回歸相關(guān)系數(shù)大于0.98，說明擬合得到的結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)具有非常好的一致性，參數(shù)精度較高。同時也說明，鋁合金在準靜態(tài)變形條件下的力學性能能夠通過式(2)準確地描述，如圖6所示。

圖6 擬合曲線與實驗結(jié)果對比Fig. 6 Comparison of results between no-linear fitting curve and experimental date: (a)6063; (b)6061

3 韌性斷裂準則與數(shù)值仿真

3.1 韌性斷裂準則

與拉伸失穩(wěn)理論相比，韌性斷裂準則能夠應(yīng)用于非線性加載歷史，非常適合處理復雜應(yīng)力狀態(tài)下材料的斷裂失效問題。同時，由于模型簡單，參數(shù)求解方便，被廣泛應(yīng)用于板材成型、金屬加工等的數(shù)值仿真分析中。通常，韌性斷裂準則中的損傷累積量D可以通過等效塑性應(yīng)變、變形能、第一主應(yīng)力和等效應(yīng)力等描述。

Crockroft-Latham斷裂準則是應(yīng)用最為廣泛的韌性斷裂準則，該準則認為，對于給定的材料，在一定的溫度、應(yīng)變速率下，塑性變形最大拉應(yīng)力是導致材料破壞的主要因素，體積拉應(yīng)力功達到某一臨界值時材料便發(fā)生破壞[15]。該準則計算結(jié)果比較理想，材料常數(shù)的確定也較為簡單，因此，在本文材料變形斷裂的預測中選用該準則。該準則認為破裂產(chǎn)生的條件是

式中：1σ為最大主應(yīng)力，Wc為斷裂應(yīng)變能積分量W的臨界值，為等效塑性應(yīng)變。

3.2 單向拉伸數(shù)值仿真

3.2.1 幾何模型和網(wǎng)格劃分

利用三維造型軟件UG建立工件的幾何模型，尺寸如圖7所示。將幾何模型導入Hypermesh中進行前處理，采用單元平均尺寸為2 mm的四邊形網(wǎng)格。

圖7 準靜態(tài)拉伸有限元模型Fig. 7 FEM model of quasi-static tensile test

3.2.2 材料模型

采用殼單元16號全積分算法，厚度方向上采用5個積分點以保證求解的精度。對應(yīng)單元算法沙漏使用8號控制模式，系數(shù)為0.1。采用mat107材料模型，該模型能以材料的斷裂應(yīng)變能Wc做為失效判據(jù)，并且通過經(jīng)典的Johnson-Cook本構(gòu)模型來描述彈塑性材料的力學性能。試件的兩夾持端在仿真過程中可簡化為不變形物體，所以試件的兩端采用mat20剛體材料模型。

3.2.3 加載方式和邊界條件

約束兩端剛體的轉(zhuǎn)動自由度，只允許在拉伸方向的平動，并通過prescribed motion關(guān)鍵字賦予一端的剛體部分沿拉伸方向以1 mm/s的速度運動，另一端靜止。其余邊界條件與實際物理實驗一致。

3.2.4 模型求解

使用LS-DYNA的隱式計算模塊，生成關(guān)鍵字文件，在求解器中提交計算任務(wù)，求解標準拉伸試樣在準靜態(tài)拉伸過程中的變形行為。

3.3 有限元計算結(jié)果及討論

單向拉伸仿真過程的目的就是求解Wc值。本文作者采用的方法是仿真模型中不輸入Wc值，如圖 8所示，在拉伸仿真過程中，試樣的厚度不斷減小，且斷口處的厚度值減小最快，試樣會被無限拉長，但不會發(fā)生斷裂。測量拉伸實驗中試樣斷口處厚度的最小值，將其作為有限元模擬中確定臨界損傷值的外形尺寸。仿真過程中試件斷口處厚度值達到實測值的時刻就是仿真斷裂時刻。

圖8 試樣厚度的分布云圖Fig. 8 Thickness distribution contours of sample

圖9所示為實驗與數(shù)值仿真得到的準靜態(tài)軸向拉伸載荷—位移曲線。由于沒有設(shè)置斷裂應(yīng)變能，數(shù)值仿真得到的載荷位移曲線沒有下降段。但仿真曲線與實驗數(shù)據(jù)具有較好的一致性，說明仿真模型具有較高的精度，能夠準確預測材料在單向準靜態(tài)軸向拉伸過程中的變形行為及載荷變化。

圖10所示為拉伸試樣在整個變形過程中最小厚度隨時間的變化曲線。由圖10可知，試樣初始厚度都是2.3 mm，在試樣變形前期，材料發(fā)生均勻變形，厚度變化較小。但隨著變形量的增大，試樣縮頸區(qū)發(fā)生大應(yīng)變，壁厚迅速減薄。6063鋁合金試樣在變形至20 s時，減薄速度迅速增加，而6061鋁合金進入塑性段23 s時，試樣的厚度才開始發(fā)生急劇減薄。在圖10中讀出兩種材料的樣件達到實測的最小厚度值所對應(yīng)的時刻，6063材料的為22.4 s，6061材料的為23.1 s，該時刻就是發(fā)生韌性斷裂的時刻。

在拉伸數(shù)值仿真過程中，模型中每個單元上的應(yīng)力和應(yīng)變都是隨時間不斷變化的，分別導出模型中第一主應(yīng)力和等效塑性應(yīng)變的最大值隨時間變化的曲線，再以第一主應(yīng)力為縱坐標，等效應(yīng)變?yōu)闄M坐標，獲得6063鋁合金與6061鋁合金的等效塑性應(yīng)變—第一主應(yīng)力曲線，如圖11所示。根據(jù)韌性斷裂時刻可知，6063和6061材質(zhì)試樣斷裂時的等效應(yīng)變分別為0.41和 0.73。對兩條應(yīng)力應(yīng)變曲線進行積分，求得 6063和6061的斷裂應(yīng)變能分別為309.79和334.09 MPa(如表5所列)。

圖9 仿真和實驗獲得的拉伸載荷—位移曲線對比Fig. 9 Comparison of tensile loading—displacement curves between experiment and simulation results: (a)6063; (b)6061

圖10 準靜態(tài)拉伸仿真分析試樣最小厚度變化Fig. 10 Minimum thickness change curves in numerical quasi-static tensile test

圖11 鋁合金等效塑性應(yīng)變—第一主應(yīng)力線Fig. 11 Equivalent strain—1st principal stress curves of aluminum alloy

表5 鋁合金失效模型的參數(shù)Table 5 Parameters of fracture model in aluminum alloy

4 兩種試樣斷裂失效預測

為研究兩種材料的鋁合金薄壁件的失效變形行為，結(jié)合標準試樣準靜態(tài)拉伸實驗及其仿真，獲得了兩種材料的本構(gòu)參數(shù)和斷裂應(yīng)變能。為了驗證結(jié)果的準確性和適用性，對缺口拉伸實驗和汽車鋁合金薄壁件壓縮實驗分別進行數(shù)值仿真，并通過實驗對模擬結(jié)果進行驗證。

4.1 缺口試樣拉伸預測

缺口試樣準靜態(tài)拉伸仿真與標準拉伸模擬過程基本相似，使用LS-DYNA的隱式計算模塊，求解缺口試樣在準靜態(tài)拉伸過程中的變形行為。試樣尺寸如圖12所示，對幾何模型進行有限元網(wǎng)格劃分，單元平均尺寸為1 mm。厚度與試樣保持一致為2.3 mm。單元采用16號全積分算法，厚度方向上采用5個積分點以保證求解的精度。選用mat107號材料模型，忽略應(yīng)變速率和變形溫升對材料性能的影響，同時采用Cockcroft-Latham韌性斷裂準預測鋁合金的開裂極限。材料參數(shù)使用上述實驗求得的A、B、n和Wc值。采用沙漏控制，通過兩端剛體的同時運動，實現(xiàn)雙向拉伸。缺口試樣的有限元模型如圖13所示。

圖12 缺口試樣尺寸圖Fig. 12 Size of notched sample in biaxial tensile test (Unit:mm)

圖13 缺口試樣雙向拉伸仿真模型Fig. 13 FEM model of notched sample in biaxial tensile test

通過數(shù)值仿真分析，可以得到缺口試樣的準靜態(tài)變形過程。圖14所示為數(shù)值仿真缺口試樣模型在雙向拉伸過程中的變形行為及失效準則判據(jù)W/Wc的云圖，紅色區(qū)域表示材料局部斷裂應(yīng)變能 W 已經(jīng)超過失效準則Wc，材料在該位置發(fā)生失效。有限元軟件會自動刪除失效的單元，并釋放周圍相關(guān)節(jié)點的自由度，以模擬裂紋的擴展。由圖14可知，初始時刻可能發(fā)生失效變形的位置主要集中在兩個U形誘導處，隨著變形量的增加，在兩個U型應(yīng)力集中處出現(xiàn)了一個新的剪切帶，但是根據(jù)失效判據(jù)，最危險的區(qū)域依然是U形誘導圓角處的前端。當變形量達到一定程度時，U形端部變成紅色，發(fā)生失效。隨著拉伸變形量的增加，裂紋垂直拉伸方向擴展，最終試樣的上下兩端幾乎同時斷裂。

通過缺口拉伸試樣實驗來驗證仿真結(jié)果的準確性，缺口拉伸試樣的長方向與擠壓方向平行，試樣尺寸如圖12所示。實驗在WDW?E200型微機控制電子萬能實驗機上進行，拉伸速率為2 mm/min。每種材料的試樣均做3組實驗，以保證實驗結(jié)果的穩(wěn)定性。

圖15所示為缺口試樣拉伸變形結(jié)果。由圖15可知，試樣在拉伸變形后發(fā)生了明顯的頸縮，宏觀斷口均表現(xiàn)為沿寬度方向的正斷，兩種材料的變形模式相同。6063鋁合金試樣在刃口附近厚度出現(xiàn)了明顯的減薄，而6061鋁合金試樣的厚度變化不明顯，與材料標準試樣單向拉伸結(jié)果相近。6063鋁合金試樣在發(fā)生開裂的位置刃口較平整，6061鋁合金試樣刃口表現(xiàn)出不規(guī)則的起伏。

圖16所示為缺口試樣拉伸數(shù)值仿真與實驗結(jié)果的對比。由圖16可知，數(shù)值仿真與實驗結(jié)果一致性較好，在拉伸實驗結(jié)束后，上下兩個U形誘導位置均出現(xiàn)完全的失效開裂，說明數(shù)值仿真模型具有較高的精度。

圖14 缺口試樣軸向拉伸仿真失效過程Fig. 14 Fracture process of notched sample in axial tensile simulation: (a)60 s; (b)120 s; (c)180 s; (d)240 s

圖17所示為6063和6061鋁合金缺口試樣拉伸實驗和數(shù)值仿真測得的力—位移曲線。由圖17可知，雖然6061鋁合金與6063鋁合金具有相同的伸長率，但是在該實驗條件下，材料的變形性能出現(xiàn)了較大的差異。在試樣變形前期，6061試樣拉伸載荷增加的速度高于6063試樣的，但隨著變形量的增大，二者拉伸載荷的增加速度均有明顯降低，當位移達到3 mm左右時，6061試樣首先達到載荷峰值，約為2.4 kN；而6063試樣當變形位移達到4.8 mm時才達到峰值2.1 kN，說明6061鋁合金的抗拉強度大于6063鋁合金的。隨著裂紋的不斷擴展，6061鋁合金由于變形協(xié)調(diào)能力不足，拉伸載荷迅速降低至0.1 kN，而6063鋁合金由于具有較高的韌性及協(xié)調(diào)變形能力，拉伸載荷下降速度較慢，且降至0.6 kN時達到穩(wěn)定狀態(tài)。隨后，兩者的載荷均稍有提高，但6063鋁合金試樣的增幅較大。這可能與材料在變形過程中的微觀組織演變有關(guān)。最終，6063鋁合金試樣的最大變形位移為11.6 mm，略高于6061鋁合金試樣的變形量(10.2 mm)。

圖15 缺口試樣拉伸實驗結(jié)果Fig. 15 Experiment results of notched sample in tensile test: (a)6063 alloy; (b)6061 alloy

圖16 缺口試樣拉伸數(shù)值仿真與實驗變形結(jié)果對比Fig. 16 Comparison of deformation results of notched sample in tensile test: (a)Simulation; (b)Experiment

圖17 缺口試樣準靜態(tài)拉伸仿真與實驗獲得的拉伸載荷—位移曲線對比Fig. 17 Comparison of tensile loading—displacement curves between experiment and simulation in notched sample tensile test: (a)6063 alloy; (b)6061 alloy

由圖17可知，仿真結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)具有較好的一致性。載荷峰值和試樣失效時刻的仿真預測結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)基本相同，說明數(shù)值仿真分析具有較高的精度，同時也說明了上述實驗得到的A、B、n和Wc值較為合理，使用Cockcroft-Latham韌性斷裂準則能夠準確預測鋁合金的開裂失效。

4.2 汽車用鋁合金多胞薄壁結(jié)構(gòu)壓縮預測

鋁合金構(gòu)件在移動裝置如汽車中的安全問題已成為國內(nèi)外研究和關(guān)注的焦點。特別是鋁合金構(gòu)件在動載條件下的大變形力學行為對研究發(fā)生碰撞的車體損傷預測及防護有著十分重要的應(yīng)用價值。汽車前部薄壁吸能盒通過壓縮變形來充分吸收碰撞動能。因此，對碰撞過程中吸能盒的壓縮變形和斷裂情況的準確預測，有助于提高該結(jié)構(gòu)設(shè)計的合理性和安全性。

圖18 多胞薄壁結(jié)構(gòu)壓縮有限元模型Fig. 18 Compression FEM model of thin-walled multi-cell structure

使用LS-DYNA有限元分析工具，建立數(shù)值仿真模型，求解多胞薄壁結(jié)構(gòu)在準靜態(tài)壓縮過程中的失效行為。有限元網(wǎng)格單元平均尺寸為 2 mm。材料模型選用MAT107。材料參數(shù)使用上述實驗求解得到的A、B、n和Wc值。殼單元采用16號全積分單元，8號沙漏控制算法。在材料的厚度方向上，設(shè)置5個積分點。接觸采用自動單面算法。約束試樣一端節(jié)點的自由度，另一端通過剛性墻以2 mm/min垂直下壓，直至壓縮充分。

圖19所示為200 mm長試樣壓縮完全后仿真分析得到的失效準則判據(jù) W/Wc的云圖。由圖 19可知，6063鋁合金在壓縮變形后，大部分區(qū)域均在安全區(qū)域，褶皺一層接著一層，直至壓縮充分也未出現(xiàn)開裂現(xiàn)象。而6061試樣在壓縮變形過程中，變形不規(guī)則，未能充分壓縮，鼓形較大，而且在中下部的內(nèi)陷嚴重，發(fā)生了明顯的開裂，部分褶皺圓角區(qū)域接近失效判據(jù)的臨界值。

圖19 鋁合金薄壁試樣壓縮仿真結(jié)果Fig. 19 Compression simulation results of aluminum alloy thin-walled sample: (a)6063 alloy; (b)6061 alloy

采用壓縮實驗驗證仿真預測結(jié)果。沿擠壓方向截取長度約為202 mm的多胞薄壁結(jié)構(gòu)試樣，經(jīng)切削加工后得到兩端平行且長為200 mm的準靜態(tài)軸向壓縮試樣，以保證實驗與仿真的一致性，從而對仿真預測結(jié)果進行驗證。實驗在 WAW?E600型微機控制電液伺服萬能實驗機進行，壓縮速率為5 mm/min。

圖20 鋁合金薄壁試樣壓縮變形結(jié)果Fig. 20 Compression experiment results of aluminum alloy thin-walled samples: (a)6063 alloy; (b)6061 alloy

圖20所示為鋁合金薄壁試樣壓縮變形結(jié)果。由圖20可看出，6061試樣在軸向壓縮過程中，試樣首先在褶皺尖角位置發(fā)生開裂，裂紋不斷擴展，試樣迅速失去承載能力。在變形過程中，試樣內(nèi)部的八邊形結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了多處裂紋，最終壓縮到致密狀態(tài)。而6063試樣則每一層皺褶都壓縮得非常充分，變形均勻，未出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，與仿真預測結(jié)果一致。由此可知，6061鋁合金試樣在壓縮變形過程易出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，其變形不穩(wěn)定，因此不適合作為汽車吸能結(jié)構(gòu)件。

5 結(jié)論

1) 通過對6061和6063鋁合金真實應(yīng)力—應(yīng)變曲線進行線性擬合，獲得材料的Johnson-Cook本構(gòu)參數(shù)，兩種擠壓薄壁型材(在線淬火+180 ℃、30 min時效)的A、B、n值分別為90 MPa、422.58 MPa、0.5234和60 MPa、323.57 MPa、0.428。將Crockroft-Latham韌性斷裂準則引入到有限元數(shù)值模擬中，求出了 6061和6063鋁合金的斷裂應(yīng)變能分別為 334.09和 309.79 MPa。

2) 分別對6061和6063鋁合金材質(zhì)的帶缺口拉伸試樣和薄壁件進行數(shù)值仿真和實驗驗證，發(fā)現(xiàn)拉伸試樣的力和位移曲線以及薄壁件的開裂位置與仿真預測結(jié)果都高度吻合。

3) 基于Johnson-Cook模型和Cockcroft-Latham韌性斷裂準則的數(shù)值模擬能夠?qū)︿X合金的開裂極限進行預測，該方法參數(shù)求解方便、計算精度高，可用于汽車及其零部件斷裂行為的預測。

[1]LE M N, T S, MANACH P Y. Aluminum alloy damage evolution for different strain paths-Application to hemming process[J]. Engineering Fracture Mechanics, 2009, 76(9):1202?1214.

[2]向 東, 傅定發(fā), 婁 燕, 王 冠, 李 燦, 李落星. Al-Mg-Si多胞截面型材準靜態(tài)軸向壓縮[J]. 中國有色金屬學報, 2012,22(9): 1843?1854.XIANG Dong, FU Ding-fa, LOU Yan, WANG Guan, LI Can, LI Luo-xing. Quasi-static axial compression of Al-Mg-Si profiles with multi-cell section[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2012, 22(9): 1843?1854.

[3]HU X, LIN Z Q, LI S H, ZHAO Y X. Fracture limit prediction for roller hemming of aluminum alloy sheet[J]. Materials &Design, 2010, 31(3): 1401?1416.

[4]HU X, ZHAO Y X, LI S H, LIN Z Q. Numerical simulation of ductile fracture behavior for aluminum alloy sheet under cyclic plastic deformation[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2011, 21(7): 1595?1601.

[5]SUNG J H, KIM J H, WAGONER R H. A plastic constitutive equation incorporating strain, strain-rate and temperature[J].International Journal of Plasticity, 2010, 26(12): 1746?1771.

[6]SING W M, RAO K P. Prediction of sheet metal formability using tensile test results[J]. Journal of Materials Processing Technology, 1993, 37(1/4): 37?51.

[7]JANSEN Y, LOGE R E, MILESI M, MASSONI E. An anisotropic stress based criterion to predict the formability and the fracture mechanism of textured zinc sheets[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2013, 213(6): 851?855.

[8]EBNOETHER F, MOHR D. Predicting ductile fracture of low carbon steel sheets: Stress-based versus mixed stress/strain-based Mohr–Coulomb model[J]. International Journal of Solids and Structures, 2013, 50(7): 1055?1066.

[9]陳光南, 胡世光. 成形極限曲線的新概念[J]. 機械工程學報,1994, 30(4): 82?85.CHEN Guang-nan, HU Shi-guang. New concept of forming limit curve[J]. Journal of Mechanical Engineering, 1994, 30(4):82?85.

[10]HOGSTROM P, RINGSBERG J W, JOHNSON E. An experimental and numerical study of the effects of length scale and strain state on the necking and fracture behaviours in sheet metals[J]. International Journal of Impact Engineering, 2009,36(10): 1194?1203.

[11]KRAUER J, HORA P. Enhanced material models for the process design of the temperature dependent forming behavior of metastable steels[J]. International Journal of Material Forming,2012, 5(4): 361?370.

[12]FANG G, LIU Q, LEI L, ZENG P. Comparative analysis between stress-and strain-based forming limit diagrams for aluminum alloy sheet 1060[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2012, 22(S1): s343?s349.

[13]LIN Y C, CHEN X M. A combined Johnson-Cook and Zerilli-Armstrong model for hot compressed typical high-strength alloy steel[J]. Computational Materials Science,2010, 49(3): 628?633.

[14]朱 浩, 齊芳娟, 張 洋. 剪應(yīng)力狀態(tài)下 6061鋁合金的力學性能及斷裂行為[J]. 中國有色金屬學報, 2012, 22(6):1570?1576.ZHU Hao, QI Fang-juan, ZHANG Yang Mechanical properties and fracture behavior of 6061 aluminum alloy under shear stress state[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2012, 22(6):1570?1576.

[15]FAGERHOLT E, DORUM C, BORVIK T, HI L,HOPPERSTAD O S. Experimental and numerical investigation of fracture in a cast aluminum alloy[J]. International Journal of Solids and Structures, 2010, 47(24): 3352?3365.