趙 杰，張 娟，蔣曉琴，暢舒心，肖守訥

(西南交通大學(xué)1.力學(xué)與工程學(xué)院，2.牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031)

0 引 言

蜂窩夾層結(jié)構(gòu)作為一種復(fù)合材料，具有比強(qiáng)度大、比剛度高、隔音隔熱效果好等優(yōu)良性能，在高速列車(chē)、船舶制造、航空航天等領(lǐng)域應(yīng)用廣泛，如飛機(jī)機(jī)身及機(jī)翼、運(yùn)載火箭整流罩、列車(chē)及地鐵車(chē)體等部位均有應(yīng)用。該結(jié)構(gòu)主要由兩層面板及中間一層蜂窩芯層組成，面板與芯層之間一般通過(guò)膠黏或釬焊方式連接[1-3]。當(dāng)蜂窩芯層的壁與壁之間，芯層與面板之間采用釬焊連接時(shí)，其整體的力學(xué)性能較膠黏連接的高[4]。釬焊在鋁蜂窩板制備方面具有非常好的應(yīng)用前景。但釬焊鋁蜂窩板會(huì)出現(xiàn)脫焊及焊接不良等焊接缺陷，影響蜂窩板的整體力學(xué)性能。因此，關(guān)于焊接缺陷對(duì)蜂窩板力學(xué)性能影響的研究很有必要。

蜂窩結(jié)構(gòu)的芯層之間、面板與芯層之間的結(jié)合狀態(tài)會(huì)影響蜂窩結(jié)構(gòu)的完整性和承載力，而這些結(jié)合部位較易產(chǎn)生脫黏、脫焊等連接不良缺陷，因此許多學(xué)者針對(duì)含連接不良缺陷的蜂窩板展開(kāi)了研究。GOPALAKRISHNAN等[5]基于內(nèi)聚力模型對(duì)膠黏蜂窩懸臂梁結(jié)構(gòu)的面芯脫黏和屈曲破壞進(jìn)行了數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)數(shù)值模擬和試驗(yàn)獲得的載荷-位移響應(yīng)曲線的吻合性較好。AI等[6]對(duì)含隨機(jī)面芯焊接缺陷的鋁蜂窩結(jié)構(gòu)進(jìn)行了面外拉壓和面內(nèi)剪切仿真試驗(yàn)，采用細(xì)觀蜂窩結(jié)構(gòu)模型研究了焊接缺陷比例對(duì)蜂窩板力學(xué)性能的影響。BOUALEM等[7]對(duì)含面板開(kāi)孔缺陷的蜂窩板進(jìn)行了聲發(fā)射監(jiān)測(cè)和靜態(tài)疲勞試驗(yàn)，分析了其載荷-位移曲線和S-N疲勞曲線。泮世東等[8]建立了基于蔡-希爾破壞準(zhǔn)則和內(nèi)聚力模型的蜂窩板模型，對(duì)含面芯層脫黏缺陷的蜂窩夾芯板在側(cè)向壓縮載荷下的破壞模式進(jìn)行了預(yù)測(cè)?？紫轲9]對(duì)含多種制造缺陷的鎳基高溫合金蜂窩夾層結(jié)構(gòu)在不同工況下的力學(xué)性能進(jìn)行了試驗(yàn)和仿真，研究了各工況下制造缺陷對(duì)蜂窩夾層結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度的影響?？軚|鵬等[10]通過(guò)隨機(jī)移除蜂窩胞壁的有限元模型研究了芯層壁缺失對(duì)蜂窩芯層結(jié)構(gòu)變形模式的影響。潘松等[11]研究了含面芯脫黏缺陷的邊緣閉合蜂窩板的壓縮穩(wěn)定性問(wèn)題，發(fā)現(xiàn)蜂窩板的屈曲載荷隨脫黏尺寸的增大而減小。

已有研究主要集中在膠黏蜂窩板上，對(duì)焊接蜂窩板的研究較少。而目前釬焊鋁蜂窩板的應(yīng)用越來(lái)越多。為此，作者研究了釬焊焊接缺陷對(duì)蜂窩板受壓承載能力的影響，采用數(shù)值模擬分析了脫焊數(shù)量、焊接不良缺陷位置及缺陷區(qū)域尺寸對(duì)釬焊鋁蜂窩板在平壓和側(cè)壓下變形和承載能力的影響，為蜂窩結(jié)構(gòu)的制造和優(yōu)化提供參考。

1 試驗(yàn)方法與結(jié)果

試驗(yàn)材料為青島泰泓公司提供的釬焊鋁蜂窩板，蜂窩面板材料為6A02鋁合金，芯層材料為A3003鋁合金，化學(xué)成分及拉伸性能分別見(jiàn)表1和表2。試樣表面無(wú)明顯缺陷，其中面板厚度為2 mm，芯層高度46 mm，芯層單層壁厚0.32 mm，雙層壁厚0.64 mm，正六邊形蜂窩邊長(zhǎng)為6 mm。釬焊鋁蜂窩板的平壓試樣尺寸為94 mm×94 mm×50 mm，橫向側(cè)壓試樣尺寸為121 mm×60 mm×50 mm。平壓和橫向側(cè)壓試驗(yàn)分別根據(jù)GB/T 1453-2005和GB/T 1454—2005，在MTS809A/T型拉扭試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，下壓速度為0.5 mm·min-1，兩種工況下分別通過(guò)4組試驗(yàn)獲得載荷-位移曲線，其中平壓最大承載力的平均值為76.65 kN，橫向側(cè)壓的為58.61 kN。

表1 6A02和A3003鋁合金的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of 6A02 and A3003 aluminum alloy (mass) %

表2 6A02和A3003鋁合金的拉伸性能Table 2 Tensile properties of 6A02 and A3003 aluminum alloy

由圖1可以看出：平壓主要以芯層發(fā)生屈曲的方式失效；側(cè)壓的失效方式為面板和芯層的焊接處發(fā)生局部對(duì)稱(chēng)開(kāi)裂，并伴隨著開(kāi)裂處面板的屈曲起皺，局部開(kāi)裂焊接區(qū)域在面板屈曲的作用下，沿垂直加載方向擴(kuò)展，直到開(kāi)裂區(qū)貫穿蜂窩板導(dǎo)致失效。

圖1 兩種壓縮工況釬焊鋁蜂窩板的失效模式Fig.1 Failure modes of brazed aluminum honeycomb panel under two compression conditions:(a)flat compression and (b)lateral compression

在釬焊鋁蜂窩板的制造過(guò)程中，若面板內(nèi)表面的油污及過(guò)厚的氧化膜等未清洗干凈，則會(huì)使釬料分布不均勻或面板與芯層之間產(chǎn)生較大的接觸間隙，導(dǎo)致面板與芯層之間產(chǎn)生焊接不良缺陷(如氣孔、夾雜物等)。當(dāng)釬焊鋁蜂窩板中存在面芯焊接不良缺陷時(shí)，在側(cè)壓工況下，這些缺陷區(qū)域容易發(fā)生開(kāi)裂導(dǎo)致失效。

2 有限元建模及驗(yàn)證

2.1 幾何模型

在ABAQUS軟件中建立圖2所示的平壓和橫向側(cè)壓釬焊鋁蜂窩板的幾何模型，模型尺寸與試驗(yàn)試樣的一致。由于在平壓工況下，釬焊鋁蜂窩板的失效以芯層屈曲破壞為主，故平壓模型僅由面板和芯層組成，不考慮面板和芯層之間的焊接層。橫向側(cè)壓工況下，蜂窩板的失效由面板和芯層之間焊接處的局部開(kāi)裂和面板的屈曲起皺共同導(dǎo)致，因此必須考慮面板和芯層之間的焊接層，焊接層厚度為0.5 mm。采用多線性各向同性硬化彈塑性本構(gòu)模型進(jìn)行模擬。側(cè)壓模型的焊接層采用A3003鋁合金。將上、下焊接層的中間部分區(qū)域作為焊接缺陷區(qū)，將焊接缺陷區(qū)定義為延性損傷。給定損傷起始的等效塑性應(yīng)變?yōu)?.001，應(yīng)力三軸度為0.33，等效塑性應(yīng)變速率為0；損傷演化采用位移模式，給定材料完全失效的等效塑性位移為0.003 mm，相關(guān)參數(shù)及意義見(jiàn)文獻(xiàn)[9，12]，此時(shí)焊接層開(kāi)始失效時(shí)所對(duì)應(yīng)的等效應(yīng)力為40 MPa，與文獻(xiàn)[13]測(cè)得的A3003鋁合金釬焊接頭的抗拉強(qiáng)度相近。

圖2 兩種壓縮工況下釬焊鋁蜂窩板的幾何模型Fig.2 Geometric model of brazed aluminum honeycomb panel under two compression conditions:(a)flat compression and (b)lateral compression

2.2 有限元模擬方法

圖3為平壓和橫向側(cè)壓工況下釬焊鋁蜂窩板的有限元模型。平壓模型的面板和芯層在裝配模塊里合并成一個(gè)實(shí)例，即認(rèn)為面板和芯層之間為理想連接，網(wǎng)格劃分采用殼單元S4R，設(shè)置全局種子1 mm，下面板設(shè)置全約束，上面板受壓。以一剛體板模擬加載端，施加8 mm的壓縮位移，因上面板受壓過(guò)程中，芯層屈曲會(huì)導(dǎo)致芯層壁板間的復(fù)雜接觸，因此在模擬過(guò)程中建立通用接觸，法向設(shè)置為硬接觸屬性，切向設(shè)置摩擦因數(shù)為0.2。

圖3 兩種壓縮工況下釬焊鋁蜂窩板的有限元模型Fig.3 Finite element model of brazed aluminum honeycomb panel under two compression conditions:(a)flat compression and (b)lateral compression

橫向側(cè)壓模型的面板與釬焊層、芯層與釬焊層之間均采用Tie連接，網(wǎng)格劃分采用殼單元S4R，設(shè)置全局種子1 mm，接觸設(shè)置與平壓模型類(lèi)似，左側(cè)端面設(shè)置全約束，右側(cè)端面作為加載端耦合在一個(gè)參考點(diǎn)上，并施加8 mm的壓縮位移。

2.3 有限元模型驗(yàn)證

圖4和圖1對(duì)比可以看出，模擬得到的蜂窩變形及鋁蜂窩板失效模式與試驗(yàn)結(jié)果較為一致。

圖4 兩種壓縮工況下釬焊鋁蜂窩板的失效模擬圖Fig.4 Failure simulation diagram of brazed aluminum honeycomb panel under two compression conditions:(a)flat compression and (b)lateral compression

由圖5可以看出：兩種壓縮工況下，釬焊鋁蜂窩板載荷-位移曲線的試驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果均較好吻合。平壓過(guò)程的最大模擬載荷為82.15 kN，與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差為7.2%；橫向側(cè)壓過(guò)程的最大模擬載荷為54.72 kN，與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差為6.6%。這表明建立的有限元模型能較準(zhǔn)確地模擬釬焊鋁蜂窩板的受載響應(yīng)行為，故可采用該模型進(jìn)一步討論焊接缺陷對(duì)釬焊鋁蜂窩板承載能力的影響。

圖5 兩種壓縮工況下釬焊鋁蜂窩板載荷-位移曲線試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比Fig.5 Comparison of test results and simulation of load-displacement curves of brazed aluminum honeycomb panel under two compression conditions:(a)flat compression and (b)lateral compression

3 焊接缺陷對(duì)蜂窩板承載能力的影響

以橫向(平行于X軸方向)蜂窩芯層壁間隔為0.25 mm來(lái)模擬芯層壁之間的脫焊缺陷，將完整的芯層壁間的焊接數(shù)量記為N0，脫焊數(shù)量記為N，則芯層壁間脫焊缺陷的比例為N/N0。在圖6所示模型面上的每對(duì)箭頭間設(shè)置5處芯層壁間脫焊缺陷，整個(gè)模型共有93處芯層壁間需要焊接，則脫焊缺陷比例分別為5/93，15/93，25/93，45/93。

圖6 平壓工況下釬焊鋁蜂窩板芯層壁間脫焊設(shè)置示意Fig.6 Diagram of unsoldering between core layers wall of brazed aluminum honeycomb panel under flat compression

由圖7可以看出：脫焊比例對(duì)釬焊鋁蜂窩板平壓變形的初始階段(彈性階段)幾乎沒(méi)有影響，而蜂窩板的最大承載力隨脫焊比例的增大呈減小的趨勢(shì)，脫焊比例分別為5/93，15/93，25/93，45/93時(shí)對(duì)應(yīng)的最大承載力分別為81.5，80.3，79.4，75.4 kN。釬焊鋁蜂窩板的芯層脫焊比例接近50%時(shí)的平壓最大承載力較無(wú)缺陷的減小了8.2%，達(dá)到最大承載力后蜂窩板的承載能力快速下降。由此可見(jiàn)芯層壁間的脫焊會(huì)使蜂窩結(jié)構(gòu)整體的平壓承載能力減小，故在實(shí)際制造釬焊鋁蜂窩板時(shí)，需通過(guò)優(yōu)化制造工藝，以減少芯層壁間脫焊缺陷的產(chǎn)生。

圖7 平壓工況不同脫焊比例下釬焊鋁蜂窩板的載荷-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of brazed aluminum honeycomb panel with different unsoldering ratios during flat compression

試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，釬焊鋁蜂窩板在受橫向側(cè)壓，發(fā)生失效時(shí)，面板與芯層之間焊接層的開(kāi)裂位置是不確定的，開(kāi)裂位置可能與蜂窩板制造過(guò)程中產(chǎn)生的焊接缺陷位置有關(guān)，而這些缺陷的位置具有隨機(jī)性。故設(shè)置了如圖8所示的4種焊接缺陷分布位置，模擬研究了缺陷位置對(duì)釬焊鋁蜂窩板側(cè)壓承載力的影響。

圖8 橫向側(cè)壓工況下焊接不良缺陷4種分布位置示意Fig.8 Diagram of four distribution positions of welding defects under lateral compression

由圖9可以看出：在橫向側(cè)壓工況下，釬焊鋁蜂窩板的整體承載能力對(duì)焊接缺陷分布位置不敏感，承載力僅在最后下降階段出現(xiàn)較小的差異；不同缺陷位置的最大承載力均在55 kN左右，與試驗(yàn)值相近。

圖9 橫向側(cè)壓工況下不同焊接缺陷分布位置釬焊鋁蜂窩板的載荷-位移曲線Fig.9 Load-displacement curves of brazed aluminum honeycomb panel with different welding defect positions during lateral compression

圖10中的缺陷尺寸分別為一列、兩列、三列蜂窩芯格寬度。由圖10和圖11可以看出：橫向側(cè)壓時(shí)，焊接缺陷區(qū)域尺寸對(duì)蜂窩板的彈性階段和屈服后的初始階段基本沒(méi)有影響，但對(duì)蜂窩板最大承載力的影響較大；缺陷尺寸分別為一列(尺寸1)、兩列(尺寸2)、三列(尺寸3)蜂窩芯格寬度時(shí)的最大承載力分別為55.56，51.19，47.90 kN，可見(jiàn)缺陷尺寸越大，蜂窩板的側(cè)壓最大承載力越小，結(jié)構(gòu)越容易失效。模擬結(jié)果還表明，即使在缺陷尺寸為三列蜂窩芯格寬度時(shí)，蜂窩板的失效模式仍然是面板的局部屈曲，而不會(huì)出現(xiàn)整體屈曲的現(xiàn)象，說(shuō)明釬焊鋁蜂窩板在側(cè)壓載荷下的穩(wěn)定性較好。

圖10 橫向側(cè)壓工況下釬焊鋁蜂窩板焊接缺陷區(qū)域尺寸設(shè)置示意Fig.10 Diagram of welding defect area size of brazed aluminum honeycomb panels under lateral compression condition：(a)defect size 1;(b)defect size 2 and (c)defect size 3

圖11 橫向側(cè)壓工況下不同焊接缺陷區(qū)域尺寸釬焊鋁蜂窩板的載荷-位移曲線Fig.11 Load-displacement curves of brazed aluminum honeycomb panel with different welding defect area size during lateral compression

4 結(jié) 論

(1)平壓時(shí)，蜂窩板主要以芯層屈曲方式失效，橫向側(cè)壓工況下，蜂窩板的失效由面板和芯層之間焊接處的局部開(kāi)裂和面板的屈曲起皺共同導(dǎo)致；兩種壓縮工況下，蜂窩板的載荷-位移曲線的模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，最大載荷的相對(duì)誤差小于10%，模擬的失效模式與試驗(yàn)結(jié)果的較一致，說(shuō)明建立的有限元模型能較準(zhǔn)確地模擬釬焊鋁蜂窩板的受載響應(yīng)行為。

(2)平壓時(shí)，芯層壁間的脫焊缺陷越多，釬焊鋁蜂窩板的承載能力越?。粰M向側(cè)壓工況下，蜂窩板的整體承載能力對(duì)焊接缺陷的分布位置不敏感，但缺陷尺寸越大，蜂窩板的最大承載力越??；在缺陷尺寸為三列蜂窩芯格寬度時(shí)，蜂窩板側(cè)壓時(shí)的失效模式仍然是面板局部屈曲，穩(wěn)定性較好。