基于ANSYS/LS-DYNA的釬焊蜂窩鋁板平壓性能研究

方以勒，馬弘列，姚柏強，洪東架，張元祥

（衢州學院 機械工程學院，浙江 衢州 324000）

0 引言

釬焊蜂窩鋁板是一種夾層結構，其芯子是橫截面為正六邊形的薄壁六棱柱鋁箔，其上下面板均為鋁板。釬焊蜂窩鋁板是一種典型的輕質高強復合材料結構[1～4]，不僅具有較高的比強度和比剛度，另外它還具有抗震、隔音、隔熱等優點，已廣泛應用于航空航天行業、船舶運輸、高鐵輕軌、建筑裝修、城市交通以及各種包裝材料等方面[5～8]。本文采用ANSYS/LS-DYNA對釬焊蜂窩鋁板的平壓性能進行了有限元分析，研究了不同位移載荷下蜂窩鋁板的變形情況和蜂窩芯的應力分布規律，重點分析了蜂窩芯邊長和厚度對釬焊蜂窩鋁板破壞載荷的影響。

1 有限元模型

本文采用的釬焊蜂窩鋁板的總體尺寸為：（80×80×18）mm，釬焊蜂窩鋁板的上下面板厚度均為1mm。蜂窩芯為正六邊形，邊長為6mm，蜂窩芯高16mm，壁厚為0.1mm。釬焊蜂窩鋁板的平壓過程具有明顯的彈塑性特征[9，10]。ANSYS/LS-DYNA提供了多種塑性材料模型選項，通過比較分析，雙線性等向強化（Bilinear Isotropic）和多線性等向強化（Multilinear Isotropic）這兩種塑性材料模型都適用于蜂窩板結構。為方便分析，本文選用Bilinear Isotropic模型，其材料屬性為：彈性模量 E=70GPa，泊松比 μ=0.33，密度 ρ=2.73×103kg/m3，屈服強度為 110MPa，切線模量為 70MPa[11]。

由于壁厚很小，本文蜂窩芯和面板都采用Shell163殼單元進行模擬分析。蜂窩芯的單元尺寸為1mm，采用映射法進行網格劃分，上下面板采用自由劃分法進行網格劃分。模型網格劃分后共有28905個節點，30511個單元，滿足有限元分析要求，如圖1所示。

參照ASTM C-365 試驗標準[12]，本次模擬對釬焊蜂窩鋁板的下面板所有節點施加固定約束；對釬焊蜂窩鋁板的上面板所有節點在Z方向施加5mm的位移載荷，其中加載速度為0.5mm/min。

圖1 網格劃分后的模型Fig.1 A model of grid partitioning

2 模擬結果分析

2.1 整體壓縮變形過程

通過ANSYS/LS-DYNA的專用后處理器LS-PREPOST觀察整個蜂窩芯的變形情況，過程大致可分為3個階段，如圖2所示。

由圖2可以明顯看出，隨著位移載荷的增大，蜂窩芯的變形也逐漸增大。當位移載荷較小的時候，蜂窩芯各點的最大應力均小于屈服應力，蜂窩芯處于彈性階段。繼續增大位移載荷，蜂窩芯進入塑性階段，見圖2（b）。這一階段壁板交棱處的應力首先達到材料的屈服應力，且在該處芯高的1/2處出現明顯的一個半波。由于單層壁板逐漸被壓皺，導致蜂窩芯整體結構變化，從而蜂窩芯的承載能力迅速下降。隨著形變進一步增大，蜂窩芯最終被壓潰而壓合化。

圖2 蜂窩芯的變形過程Fig.2 The deformation of the honeycomb core

2.2 單個蜂窩芯的模擬結果

為進一步了解蜂窩芯的壓縮變形以及應力分布情況，本文單獨選取中間一個蜂窩芯進行分析，其結果如圖3所示。

圖3 單個蜂窩芯不同壓縮量時的模擬結果Fig.3 The simulation results of different compression volumes of a single cell core

由圖3（a）可以明顯看出，當壓縮量為5%時，蜂窩芯的最大應力值達到屈服強度110MPa，可見蜂窩芯經歷的彈性變形過程很短，且應力集中在蜂窩芯壁板交棱處，應力值大于壁板中心處的應力值。因此，在外力作用下這些位置最容易發生失穩。在這個過程中，蜂窩芯單層壁板中心高度處出現塑性鉸，且在壁板面上出現單個半波。隨著位移載荷的增大，當壓縮量為10%時，如圖3（b），蜂窩芯壁板交棱處的應力值超過了材料的屈服強度，蜂窩板進入塑性變形階段。在此階段，單層壁板的承載能力迅速下降，半波逐漸增大。比較圖3（c-d）發現，受單層壁板的形變和和相鄰壁板的限制影響，雙層壁板開始出現局部彈性失穩，且在雙層壁板上出現塑性鉸和單個半波。隨著形變進一步增大，壓縮量大至25%和30%時，蜂窩板主要表現為以蜂窩芯塑性坍塌為主的持續壓潰階段：相鄰半波（褶皺）之間開始接觸，蜂窩芯上的應力值出現一定規律的上下波動，由123MPa增加到132MPa，之后又下降到125MPa，這是蜂窩芯逐漸密實化的結果[13]。當繼續增加位移載荷時，蜂窩芯壁板將會完全被壓實。

為分析蜂窩芯壁板應力變化，選擇蜂窩芯壓縮量為10%時在壁板中部選取一條路徑，所取路徑的左右兩節點分處于兩條交棱線上，獲得Von-Mises應力沿路徑的變化曲線，如圖4所示。由圖4（b）可以明顯看出，路徑1的應力分布沿中點對稱，左端點處應力值較大，隨后其值迅速下降，越過中點后開始回升，最后在右端點處再次達到較高值。該曲線還表明，蜂窩板受到軸向壓力作用時，應力主要集中在壁板交棱處，而壁板中部的應力值較小[14]。

從以上分析可知，釬焊蜂窩鋁板在平壓變形過程中，由于單層壁板上的坍塌或壓實，使得雙層壁板的約束條件改變而失穩，最后導致整體結構被壓皺至坍塌。

圖4 蜂窩芯壁板中部von-Mises應力沿路徑的變化曲線Fig.4 The change curve of the von Mises stress along the path in the center of the cell wall

3 參數優化分析

金屬材料在受力時抵抗變形能力的大小主要取決于它的承載能力。因此，本節將分析蜂窩芯邊長和壁板厚度對釬焊蜂窩鋁板的破壞載荷的影響。本文通過統計上面板的所有節點反作用合力作為蜂窩板平壓破壞載荷。

本文選取蜂窩芯壁板厚度分別為0.05mm，0.10mm，0.15mm，0.20mm，0.25mm及 0.30mm時，蜂窩芯邊長為5mm，6mm，7mm，8mm的蜂窩板平壓過程仿真研究。表1為不同邊長、不同厚度下蜂窩板的平壓破壞載荷。

表1 平壓破壞載荷Tab.1 The flattening load

3.1 邊長的影響

圖5蜂窩芯邊長與平壓破壞載荷的關系曲線Fig.5 The curve of the relationship between the side length of the honeycomb core and the flattening load

圖5為蜂窩芯邊長與平壓破壞載荷的關系曲線。從中可以看到，當單層壁板的厚度一定時，蜂窩板的抗壓能力隨著邊長的增加而降低，只是在不同厚度時下降趨勢有所區別，如表2所示。當t=0.05mm時，邊長從5mm增加到8mm，下降率絕對差只有4%左右，因此可以知道當壁厚較小時，邊長對蜂窩板的抗壓能力的影響不大。當t≥0.15mm時，蜂窩芯邊長從5mm增加到8mm，蜂窩板的抗壓破壞載荷下降率先減小后增大，但數值已處于較低值，說明邊長增加對蜂窩板的抗壓能力的影響越來越小。

表2 邊長變化對應的平壓破壞載荷下降率Tab.2 The corresponding flattening of the boundary pressure decreases the load rate

從上述分析可知，釬焊蜂窩鋁板的抗壓性能隨著蜂窩芯邊長的增加而減小。究其原因是因為在單位面積內，蜂窩芯邊長決定了參與承載蜂窩芯單元數量，而單元數量的多少決定了蜂窩夾層結構整體平壓強度的大小[15]。

3.2 厚度的影響

圖6為蜂窩芯厚度與平壓破壞載荷的關系曲線。從圖中的曲線可以明顯地觀察到，釬焊蜂窩鋁板所能承受的最大破壞載荷隨著單層壁厚的增加而增大。從表3中可以看到，當壁厚變化由0.05mm到0.10mm時，四種不同邊長的的蜂窩板的抗壓速率呈幾倍增長。當壁板厚度介于0.10～0.15mm時，蜂窩板的抗壓破壞載荷的增長率迅速下降。當t≥0.15mm、邊長分別為5～8mm時，蜂窩芯厚度的增加對蜂窩板抗壓能力的影響規律基本相同。

圖6 蜂窩芯厚度與平壓破壞載荷的關系曲線Fig.6 The relationship curve of the thickness of the honeycomb core and the flattening load

從上述分析可知，增加蜂窩芯厚度可迅速增強蜂窩結構的抗壓性能。蜂窩結構在承受平壓載荷時，由于蜂窩芯的單層壁板先達到屈服應力而產生形變，而后整體結構的坍塌是因為雙層壁板達到了臨界載荷，發生了屈曲破環。因此，在蜂窩鋁板受壓過程中，增加蜂窩芯壁板厚度將直接到蜂窩板屈曲臨界載荷的大小[15]。

表3 厚度變化對應的平壓破壞載荷增長率Tab.3 The horizontalpressure damage load growth rate is corresponding to the variation of thickness

4 結論

（1）在整個平壓過程中，蜂窩芯的最大應力值處于壁板交棱處。與壁板交棱處相比，面板中心的應力值較小，因此在交棱處會最先發生失穩。

（2）在彈性階段和塑性階段，釬焊蜂窩鋁板通過形變吸收了大量的能量，表現出了較好的吸能特性。

（3）蜂窩壁板厚度與蜂窩芯邊長共同影響了蜂窩板的抗壓性能。

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