穿透性損傷對鈦合金蜂窩口蓋壁板面內壓縮性能影響

楊昊，謝宗蕻，楊海波，袁培毓，岳喜山，趙偉，*

(1.中山大學航空航天學院，廣州 510275；2.中國航空工業集團公司成都飛機設計研究所，成都 610091；3.中國航空制造技術研究院，北京 100024)

鈦合金蜂窩口蓋壁板采用鈦合金材料作為面板，以輕質蜂窩作為芯體，面板與芯體通過釬焊連接。其具有出色的性能，如高比強度和比剛度、隔噪、隔熱、抗腐蝕等，因此，被廣泛應用于航空航天飛行器結構，特別是口蓋、舵翼面、消音內襯等結構中[1-4]。但是在制造、裝配和服役過程中，鈦合金蜂窩口蓋壁板可能會產生各種類型的缺陷和損傷，從而影響口蓋壁板力學性能，尤其是面內壓縮性能。其中穿透性損傷多是在實際服役過程中受到沖擊載荷而形成的典型損傷。

Gibson 和Ashby[5]全面總結了蜂窩材料的力學性能。國內外學者廣泛研究了蜂窩夾層結構的力學性能[6-8]及損傷對蜂窩夾層結構的力學性能影響[9-12]，但是，對于金屬蜂窩夾層結構的研究大都集中于高溫合金材料，很少涉及鈦合金材料。隨著鈦合金蜂窩夾層結構制備工藝日益成熟[13-14]，國內研究者開展了鈦合金蜂窩壁板的力學性能的研究工作[15-17]。然而，涉及鈦合金蜂窩口蓋壁板力學性能的研究相對較少，穿透性損傷對鈦合金蜂窩口蓋壁板的面內壓縮性能影響尚不明確。

本文采用有限元分析與試驗研究相結合的方法，研究了穿透性損傷對鈦合金蜂窩口蓋壁板面內壓縮性能的影響。通過試驗研究得到面內壓縮下典型的破壞模式和破壞載荷。利用ABAQUS 二次開發技術，編寫Python 代碼建立含蜂窩芯體細節的有限元模型，模擬面內壓縮過程中的力學行為。采用試驗結果驗證后的有限元模型研究穿透性損傷直徑對鈦合金蜂窩口蓋壁板力學性能的影響。研究結果可以為鈦合金蜂窩口蓋壁板的設計及其面內壓縮性能的預測提供數據支持和研究方法參考。

1 面內壓縮試驗

1.1 試驗件、試驗夾具及試驗機設置

試驗件的構型參照已成功應用于某型國產先進戰機的鈦合金蜂窩口蓋壁板的構型。為了控制試驗件制造成本，試驗件長寬尺寸小于戰機真實結構長寬尺寸。基于本文研究單位未公開發表的研究成果和設計經驗，同時考慮尺寸效應影響，試驗件的長寬尺寸確定為350mm×3 5 0mm。試驗件按損傷類型分為無損傷和穿透性損傷試驗件，共兩大類4 組。每組各3 件試驗件，總計12 件。其中，含穿透性損傷試驗件通過在無損傷試驗件的中心位置預制穿透性圓孔損傷得到，共3 組。參照F-18 維修手冊[18]，確定當穿透性損傷直徑大于50mm 時，鈦合金蜂窩口蓋壁板構型結構件不可修，即穿透性損傷最大直徑為50mm。本文研究單位未公開發表的研究成果顯示，當直徑小于20mm 時，穿透性損傷對鈦合金蜂窩夾層結構件的承載性能影響較小。因此，確定試驗件的典型穿透性損傷直徑為30，40，50mm。無損傷試驗件由內外蒙皮、加強片和蜂窩芯體組成，內外蒙皮和加強片的材料為鈦合金TC4，蜂窩芯體采用厚度為0.1mm 的鈦合金箔材經成型制造獲得，材料為鈦合金TC4H-11.2-0.1。無損傷試驗件結構細節如圖1 所示。試驗件L方向與W方向的長度均為350mm，如圖1（a）所示。蜂窩芯體單胞直徑為11.2mm，芯體具有方向性，試驗件L方向與蜂窩芯體L方向一致，如圖1（b）所示。外蒙皮厚度為0.8mm，內蒙皮厚度為0.6 mm，加強片厚度為0.6mm，蜂窩芯體最大高度為1 5 mm，如圖1（c）所示。圖1（c）中斜角區為三角線框區域，表示壁板從全高度蜂窩區域到內外蒙皮無蜂窩芯體區域間的過渡部分。蒙皮與蜂窩芯體之間，內外蒙皮邊緣之間及內蒙皮與加強片之間采用釬焊進行焊接。試驗件加工后公差如下：L向兩端面平面度小于0.05mm，兩端面平行度小于0.0 5 mm，外蒙皮與兩端面的垂直度小于0.05mm。無損傷試驗件的貼片方式如圖2 所示。其中，P 表示應變片，括號外編號為外蒙皮應變片編號，括號內編號為內蒙皮應變片編號。鈦合金蜂窩口蓋壁板面內壓縮試驗參照試驗標準ASTM D7137[19]進行，用于獲取口蓋壁板的面內壓縮力學性能和關鍵位置應變信息。鈦合金蜂窩口蓋壁板面內壓縮試驗夾具示意圖如圖3 所示。試驗前，首先用滑塊將試驗件固定在底座和壓塊之間，然后將初步固定后的試驗件安放在試驗機壓縮空間的球鉸支座平臺上方。最后施加1 kN 預載荷，通過P1、P3、P12 和P14 應變片的數值，確保試驗件外蒙皮與底座加載面和壓塊加載面的垂直度滿足要求后（即上述4 個應變片中，任意2 個應變片數值之間偏差均小于10%），固定U 型側板上方的簡支側板，對試驗件兩側施加簡支約束。試驗的加載速率為1mm/m in。試驗過程中，同時記錄載荷和應變等數據。

圖1 無損傷試驗件結構細節Fig.1 Details of the specimen without damage

圖2 無損傷試驗件應變片位置示意圖Fig.2 The strain gage position of the specimen without damage

圖3 面內壓縮試驗夾具示意圖Fig.3 Diagram of the device of in-plane compression experiments

1.2 試驗結果

1.2.1 破壞模式

1)對于無損傷和含30，40mm 直徑穿透性損傷的試驗件，隨著載荷增加，逐漸出現芯體和蒙皮損傷的響聲。當載荷超過限制載荷后，試驗件出現密集的芯體、蒙皮損傷響聲，當外蒙皮在斜角區域出現目視可見變形的瞬時，試驗件在一端外蒙皮斜角區域發生災難性破壞，試驗結束。在面內壓縮載荷作用下，無損傷和含30mm，4 0mm 直徑穿透性損傷的試驗件的典型破壞模式為外蒙皮在斜角區域貫穿側邊鼓出，如圖4 所示。

圖4 無損傷和含30 mm，40 mm直徑穿透性損傷試驗件典型破壞模式Fig.4 Typical failure modes of specimens with intact 30 mm and 40 mm diameter penetrating damage

2)對于含50mm 直徑穿透性損傷的試驗件，隨著載荷增加，逐漸出現芯體和蒙皮損傷的響聲，當載荷超過限制載荷后，試驗件出現密集的芯體、蒙皮損傷響聲，當外蒙皮在穿透性損傷圓孔附近出現目視可見橫向變形時，變形瞬間沿孔橫截面擴展至兩側邊，試驗件發生災難性破壞，試驗結束。在面內壓縮載荷作用下，含50mm 直徑穿透性損傷試驗件的典型破壞模式為外蒙皮沿穿透性損傷區橫向鼓出，如圖5 所示。通過觀察破壞后的試驗件，可以發現外蒙皮鼓出區域外蒙皮與芯體出現脫焊。

圖5 含50 mm直徑穿透性損傷試驗件典型破壞模式Fig.5 Typical failure modes of specimens with 50 mm diameter penetrating damage

1.2.2 破壞載荷

無損傷和含穿透性損傷鈦合金蜂窩口蓋壁板的面內壓縮破壞載荷試驗結果如表1 所示。其中，面內壓縮破壞載荷降低比例是指含穿透性損傷鈦合金蜂窩口蓋壁板相對于無損傷鈦合金蜂窩口蓋壁板的面內壓縮破壞載荷降低比例。能夠從表1看出，試驗數據的離散系數的最大值為11.39%，表明試驗結果可靠。穿透性損傷直徑為30mm，4 0mm時，面內壓縮破壞載荷分別降低6.11%和2.33%，當穿透性損傷直徑為50mm 時，面內壓縮破壞載荷反而提高了5.54%，可見穿透性損傷不會顯著降低鈦合金蜂窩口蓋壁板的面內壓縮破壞載荷，甚至可能提高鈦合金蜂窩口蓋壁板的面內壓縮破壞載荷。

表1 鈦合金蜂窩口蓋壁板面內壓縮破壞載荷試驗值Table 1 Experim ental com pression failure loads of the titanium honeycom b sandw ich cover structure

2 有限元模型

2.1 有限元模型設置

利用ABAQUS 二次開發技術，編寫Python 代碼建立包含蜂窩芯體細節的有限元模型，用于模擬面內壓縮過程中的力學行為。內外蒙皮和加強片均采用三維實體建模，使用SC8R 單元，蜂窩芯體采用殼單元建模，使用S4R 單元。對于模型建模過程，由于斜角區域出現載荷集中，故對這些區域的網格進行細化處理。無損傷模型網格劃分如圖6所示。

有限元模型設置的材料參數如表2 所示，表2中鈦合金TC4 材料的各項參數均由拉伸試驗測得。材料的塑性應變與應力的關系如表3 所示。TC4鈦合金材料采用金屬的延展性損傷準則進行定義，當單元斷裂應變達到0.15 時，判定一個單元（面板、蜂窩芯）達到了破壞。單元破壞后，在后續加載過程中，破壞的單元會在模型中移除。

表2 TC4 材料參數Table 2 M aterial param eters of TC4

表3 TC4 應力與塑性應變Table 3 The true stress and the p lastic strain of TC4

有限元模型中引入了ABAQUS 顯式通用接觸算法，蜂窩芯體的蜂窩壁間的接觸類型為自接觸，其接觸特性為硬接觸。由于蒙皮與蜂窩芯體之間釬焊界面狀態的復雜性，目前尚無法通過試驗準確獲得蒙皮與蜂窩芯體之間釬焊界面的力學性能，完成有限元模型中Cohesive 單元的參數設置，對界面是否脫焊采用漸進損傷方法進行判斷。因此，參照之前的研究[1]，蒙皮與蜂窩芯體之間，內外蒙皮之間及內蒙皮與加強片之間采用綁定“tie”約束。根據ABAQUS6.14 使用手冊[20]對“tie”約束的定義，當接觸的主表面與從屬表面的位置容差超過設定值之后，視為約束失效。本文采用的位置容差為默認值，當壓縮載荷引起的結構變形導致從屬表面上的節點與主表面的位置超過了設定值，則約束失效，即視為發生脫焊破壞。

模型采用ABAQUS/Explicit 模擬口蓋壁板的準靜態壓縮過程，其中用于模擬的時間段為0.01s，最大位移為5 mm。位移采用Smooth 步幅曲線平滑加載。模型的邊界條件設置與試驗一致。有限元模型及其邊界、加載條件如圖6 所示。最后提取載荷位移曲線，參照試驗標準ASTM D7137[19]中的最大破壞載荷判斷依據：“對試件加載直至達到最大值，并且載荷掉落至最大值大約30%時，除非特別想要試件破壞，否則終止試驗?！备鶕d荷位移曲線獨立確定載荷最大值，將其視為結構整體破壞的臨界值。

結構承受壓縮載荷的情況下，需要考慮屈曲問題。本文采用ABAQUS/Explicit 處理屈曲問題，ABAQUS/Explicit 的優勢在于能較好的適應復雜模型，并且能有效的解決復雜后屈曲問題及準靜態問題。本文考慮了單元失穩與結構失穩問題，通過有限元結果的塑性應變云圖判斷是否出現單元失穩，當塑性應變不為0 時視為單元出現失穩。通過有限元結果的變形云圖判斷是否出現結構失穩。

2.2 有限元模型驗證及穿透性損傷對結構破壞載荷的影響

本節通過無損傷蜂窩口蓋壁板的試驗結果來驗證有限元模型的可靠性。

2.2.1 破壞模式對比

有限元預測與試驗獲得的無損傷口蓋壁板面內壓縮破壞模式對比如圖7 所示，其中有限元預測的結果輸出為模型的面外位移U3，U3 的正方向指向外蒙皮?？梢钥闯?，無損傷鈦合金蜂窩口蓋壁板的試驗結果與有限元計算得到的破壞模式相同，均為外蒙皮在斜角區域貫穿側邊鼓出?？梢?，有限元模型可以準確預測蜂窩口蓋壁板的破壞模式。

圖7 無損傷口蓋壁板面內壓縮破壞模式對比Fig.7 Comparison of in-plane compression failure modes of structure without damage

2.2.2 破壞載荷對比

有限元預測與試驗獲得的無損傷口蓋壁板面內壓縮破壞載荷對比如表4 所示，可以看出，有限元預測得到的破壞載荷值與試驗結果十分接近（偏差僅為0.92%），可見，有限元模型預測的破壞載荷與試驗結果吻合較好。

表4 鈦合金蜂窩口蓋壁板破壞載荷對比Tab le 4 Com parison of failure loads of the titanium honeycomb sandw ich cover structure

2.2.3 載荷-應變曲線對比

對于無損傷口蓋壁板，繪制典型位置的面內壓縮載荷-應變曲線（試驗件與有限元預測對比），如圖8所示。圖8(b)中用虛線表示有限元預測結果，實線表示試驗結果。通過圖8 可以看出，有限元預測的壓縮載荷-應變曲線變化趨勢與試驗結果基本一致。考慮到試驗件制造缺陷，試驗儀器精度等方面影響，試驗無法捕捉到所有細節，導致兩者載荷-應變曲線存在一定偏差。通過對比有限元預測和試驗獲得的破壞模式、破壞載荷和載荷-應變曲線，可以看出，本文建立的有限元模型有效，分析策略可行。

圖8 無損傷壁板面內壓縮載荷-應變曲線對比Fig.8 Comparison of in-plane compression load-strain curves of structure without damage

3 結果分析與討論

基于試驗結果驗證后的有限元模型，對比試驗結果，研究穿透性損傷直徑對鈦合金蜂窩口蓋壁板力學性能的影響。

3.1 含穿透性損傷蜂窩口蓋壁板破壞模式

對于含穿透性損傷的鈦合金蜂窩口蓋壁板，將有限元預測結果與試驗結果進行對比，其破壞模式如圖9 所示，其中有限元預測的結果輸出為模型的面外方向U3 的位移，U3 的正方向指向外蒙皮。可以看出，有限元模型可以準確預測含穿透性損傷的鈦合金蜂窩口蓋壁板的破壞模式。當穿透性損傷直徑D小于40mm 時，破壞模式為外蒙皮在斜角區域貫穿側邊鼓出。當穿透性損傷為50mm 時，破壞模式為外蒙皮沿穿透性損傷區橫向鼓出。

圖9 含穿透性損傷口蓋壁板面內壓縮破壞模式對比Fig.9 Comparison of in-plane compression failure modes of structure with penetrating damage

3.2 破壞載荷

采用有限元模型預測得到的鈦合金蜂窩口蓋壁板破壞載荷和試驗計算得到的平均破壞載荷對比如表4 所示?？梢钥闯?，鈦合金蜂窩口蓋壁板破壞載荷的有限元預測值與試驗值的最大偏差為9.33%，可見，有限元模型預測的破壞載荷與試驗結果吻合較好。

3.3 穿透性損傷對結構破壞載荷的影響分析

基于已驗證的有限元模型，采用該模型預測得到的無損傷和直徑20～80mm（D20～D80）穿透性損傷的鈦合金蜂窩口蓋壁板的面內壓縮載荷-位移曲線如圖10所示。從圖10 可以看出。

圖10 不同直徑穿透性損傷的面內壓縮載荷-位移曲線對比Fig.10 Comparison of in-plane compression load-displacement curves of different penetrating damage

1）當穿透性損傷直徑為2 0mm,3 0 mm,4 0 mm時，隨著壓縮位移的增加，鈦合金蜂窩口蓋壁板的載荷隨之增加，當壓縮位移達到1mm 后，壁板發生了局部失穩，出現了載荷下降的情況，下降幅度分別為11.88%、15.88%及15.96%。隨后載荷繼續上升至最大值。經過最大值后，載荷掉落至最大值的30%以下，從而確定載荷最大值為結構整體破壞的臨界載荷，達到臨界載荷后，視為結構整體破壞。

2）當穿透性損傷直徑大于5 0 mm 時，隨著壓縮位移的增加，鈦合金蜂窩口蓋壁板的載荷隨之增加，隨后載荷繼續上升至最大值。經過最大值后，載荷掉落至最大值的30%以下，從而確定載荷最大值為結構整體破壞的臨界載荷，達到臨界載荷后，視為結構整體破壞。

3）當穿透性損傷直徑為2 0～4 0 mm 時，無損傷和含穿透性損傷的鈦合金蜂窩口蓋壁板在面內壓縮載荷作用下，載荷-位移曲線在彈性階段的斜率基本一致，說明此時穿透性損傷對鈦合金蜂窩口蓋壁板面內壓縮剛度影響很小。當載荷達到臨界破壞載荷時，外蒙皮在斜角區域貫穿側邊鼓出，結構承載能力迅速下降。

4）當穿透性損傷直徑為2 0～4 0 mm 時，無損傷和含穿透性損傷的鈦合金蜂窩口蓋壁板在面內壓縮載荷作用下，載荷-位移曲線在彈性階段的斜率基本一致，說明此時穿透性損傷對鈦合金蜂窩口蓋壁板面內壓縮剛度影響很小。當載荷達到臨界破壞載荷時，外蒙皮在斜角區域貫穿側邊鼓出，結構承載能力迅速下降。

5）當穿透性損傷直徑大于5 0 mm 時，在面內壓縮載荷作用下，載荷-位移曲線在彈性階段的斜率隨孔徑增大而減小，說明此時穿透性損傷使鈦合金蜂窩口蓋壁板面內壓縮剛度減小。隨著載荷的增加，穿透性損傷區域外蒙皮發生局部屈曲。達到臨界載荷的瞬間，外蒙皮沿穿透性損傷區橫向鼓出，結構承載能力迅速下降。

6）對于鈦合金蜂窩口蓋壁板，在穿透性損傷直徑為20～40mm 時，達到載荷最大值前，發生了載荷下降情況，而穿透性損傷直徑大于50mm 時卻未發生。這是前者發生局部失穩導致的結果。以直徑30mm 穿透性損傷為例，壓縮位移達到1.1 4 mm 時，載荷出現下降。選取載荷為1mm 與1.2mm 時（局部失穩前后最近幀數對應位移）的變形圖，將直徑30mm和直徑50mm 含穿透性損傷的壁板進行前后對比，如圖11 所示。可以發現，對于損傷直徑30mm 的口蓋壁板，載荷集中在壁板上下兩端斜角區域，載荷增加導致該區域外蒙皮向外鼓出，蜂窩口蓋壁板出現局部失穩，導致此處載荷下降。發生局部失穩后，結構可以繼續承載直至出現最大載荷。而對于損傷直徑50mm 的口蓋壁板，載荷集中在穿透性損傷附近，載荷增加導致該區域外蒙皮橫向鼓出程度略有加劇，但未出現明顯變化，因此未出現載荷下降。

圖11 D30、D50含穿透性損傷壁板于位移1 mm與1.2 mm處變形對比Fig.11 Deformation comparison of D30 and D50 penetrating damage structure under the displacement of 1 mm and 1.2 mm

7）鈦合金蜂窩口蓋壁板面內壓縮破壞載荷與穿透性損傷直徑數據如圖12 所示，從圖12 可以看出，含穿透性損傷鈦合金蜂窩口蓋壁板的面內壓縮強度略高于無損傷鈦合金蜂窩口蓋壁板，并且面內壓縮破壞載荷隨著穿透性損傷直徑的增加而增加。鈦合金蜂窩口蓋壁板達到破壞載荷時，面內壓縮載荷分布對比如圖13 所示。由圖13 可知，鈦合金蜂窩口蓋壁板主要承載區域為兩側邊區域，而中間蜂窩區域承載較小，并存在載荷接近零的低承載區域。隨著開孔直徑的增加，蜂窩低承載區域面積增大，載荷逐步減小，蜂窩區域承載比例減小。而側邊高承載區域面積增大，載荷逐步增加，側邊承載比例增大。由于口蓋的特殊結構特征，兩側邊區域剛度弱于蜂窩夾層區域，但強度大于蜂窩區域。因此，當蜂窩區域開孔后，結構整體出現載荷增加，剛度下降的現象。

圖12 不同直徑穿透性損傷的破壞載荷及擬合曲線Fig.12 Failure load and fitting curves with penetrating damage of different diameters

圖13 鈦合金蜂窩口蓋壁板面內壓縮載荷分布對比Fig.13 Comparison of in-plane compression load distribution of the titanium honeycomb sandwich cover structure

4 結 論

本文采用試驗和有限元相結合的方法，研究了穿透性損傷對鈦合金蜂窩口蓋壁板結構面內壓縮性能的影響。得出結論如下：

1）對于無損傷鈦合金蜂窩口蓋壁板而言，在面內壓縮載荷的作用下典型破壞模式為外蒙皮在斜角區域貫穿側邊鼓出。

2）在面內壓縮載荷的作用下，當穿透性損傷的直徑小于40mm 時，典型破壞模式為外蒙皮在斜角區域貫穿側邊鼓出。當穿透性損傷的直徑為50mm及以上時，破壞模式為外蒙皮沿穿透性損傷區橫向鼓出。

3）含穿透性損傷的鈦合金蜂窩口蓋壁板的面內壓縮破壞載荷要略高于無損傷鈦合金蜂窩口蓋壁板，并且面內壓縮破壞載荷隨著穿透性損傷直徑的增加而增加。

4）本文建立的有限元模型預測的破壞模式與試驗結果一致，破壞載荷與試驗結果吻合較好。

本文研究結果對鈦合金蜂窩口蓋壁板的設計具有一定指導意義，對其面內壓縮性能的工程預估能提供有效參考。