不同壓縮工況下焊接缺陷對釬焊鋁蜂窩板承載能力的影響

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.牽引動力國家重點實驗室，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、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、運載火箭整流罩、列車及地鐵車體等部位均有應(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，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)者針對含連接不良缺陷的蜂窩板展開了研究。GOPALAKRISHNAN等[5]基于內(nèi)聚力模型對膠黏蜂窩懸臂梁結(jié)構(gòu)的面芯脫黏和屈曲破壞進(jìn)行了數(shù)值模擬和試驗研究，發(fā)現(xiàn)數(shù)值模擬和試驗獲得的載荷-位移響應(yīng)曲線的吻合性較好。AI等[6]對含隨機(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，采用細(xì)觀蜂窩結(jié)構(gòu)模型研究了焊接缺陷比例對蜂窩板力學(xué)性能的影響。BOUALEM等[7]對含面板開孔缺陷的蜂窩板進(jìn)行了聲發(fā)射監(jiān)測和靜態(tài)疲勞試驗，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?？紫轲9]對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)行了試驗和仿真，研究了各工況下制造缺陷對蜂窩夾層結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度的影響?？軚|鵬等[10]通過隨機(jī)移除蜂窩胞壁的有限元模型研究了芯層壁缺失對蜂窩芯層結(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)用越來越多。為此，作者研究了釬焊焊接缺陷對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 試驗方法與結(jié)果

試驗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表1和表2。試樣表面無明顯缺陷，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)壓試驗分別根據(jù)GB/T 1453-2005和GB/T 1454—2005，在MTS809A/T型拉扭試驗機(jī)上進(jìn)行，下壓速度為0.5 mm·min-1，兩種工況下分別通過4組試驗獲得載荷-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)生局部對稱開裂，并伴隨著開裂處面板的屈曲起皺，局部開裂焊接區(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程中，若面板內(nèi)表面的油污及過厚的氧化膜等未清洗干凈，則會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，在側(cè)壓工況下，這些缺陷區(qū)域容易發(fā)生開裂導(dǎo)致失效。

2 有限元建模及驗證

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)及意義見文獻(xiàn)[9，12]，此時焊接層開始失效時所對應(yīng)的等效應(yīng)力為40 MPa，與文獻(xiàn)[13]測得的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實例，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，因上面板受壓過程中，芯層屈曲會導(dǎo)致芯層壁板間的復(fù)雜接觸，因此在模擬過程中建立通用接觸，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參考點上，并施加8 mm的壓縮位移。

2.3 有限元模型驗證

圖4和圖1對比可以看出，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-位移曲線的試驗結(jié)果和模擬結(jié)果均較好吻合。平壓過程的最大模擬載荷為82.15 kN，與試驗值的相對誤差為7.2%；橫向側(cè)壓過程的最大模擬載荷為54.72 kN，與試驗值的相對誤差為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-位移曲線試驗結(jié)果與模擬結(jié)果對比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箭頭間設(shè)置5處芯層壁間脫焊缺陷，整個模型共有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：脫焊比例對釬焊鋁蜂窩板平壓變形的初始階段(彈性階段)幾乎沒有影響，而蜂窩板的最大承載力隨脫焊比例的增大呈減小的趨勢，脫焊比例分別為5/93，15/93，25/93，45/93時對應(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%時的平壓最大承載力較無缺陷的減小了8.2%，達(dá)到最大承載力后蜂窩板的承載能力快速下降。由此可見芯層壁間的脫焊會使蜂窩結(jié)構(gòu)整體的平壓承載能力減小，故在實際制造釬焊鋁蜂窩板時，需通過優(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

試驗發(fā)現(xiàn)，釬焊鋁蜂窩板在受橫向側(cè)壓，發(fā)生失效時，面板與芯層之間焊接層的開裂位置是不確定的，開裂位置可能與蜂窩板制造過程中產(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，焊接缺陷區(qū)域尺寸對蜂窩板的彈性階段和屈服后的初始階段基本沒有影響，但對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)蜂窩芯格寬度時的最大承載力分別為55.56，51.19，47.90 kN，可見缺陷尺寸越大，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，蜂窩板的失效模式仍然是面板的局部屈曲，而不會出現(xiàn)整體屈曲的現(xiàn)象，說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，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)果和試驗結(jié)果吻合較好，最大載荷的相對誤差小于10%，模擬的失效模式與試驗結(jié)果的較一致，說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，芯層壁間的脫焊缺陷越多，釬焊鋁蜂窩板的承載能力越??；橫向側(cè)壓工況下，蜂窩板的整體承載能力對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，蜂窩板側(cè)壓時的失效模式仍然是面板局部屈曲，穩(wěn)定性較好。