高溫環境下鈦合金點陣結構熱力耦合性能與失效機理研究

王東, 黃河源,2, 徐一新, 趙美英

(1.西北工業大學 航空學院, 陜西 西安 710072; 2.中國飛機強度研究所, 陜西 西安 710065)

高超聲速飛行器是未來飛行器發展的重要方向之一,也是目前的研究熱點問題[1]。由于嚴重的氣動加熱現象,高超聲速飛行器必須承受極大的熱載荷和氣動載荷,這對熱防護技術提出了更高的要求[2]。傳統的熱防護結構并不承擔機身結構載荷,但隨著可重復使用高超聲速飛行器對結構效率要求的提高,承載/防熱一體化將是未來熱防護結構的主要形式[3],而點陣結構正好可以滿足這一設計需求。

以桁架桿件為芯子的點陣結構,比剛度和比強度大、抗沖擊性能好[4],具有很強的面外承載能力、高孔隙率和芯子表面積,可以實現強制對流換熱[5],是一種兼具承載與防熱性能的優良結構。此外,點陣結構可設計性強,可以根據不同內部芯子設計成四面體點陣[6]、金字塔點陣[7]、X型點陣[8]、Kagome點陣[9]等。目前對單級點陣結構的研究已有很多,Zhang等[8]對X型點陣的面外壓縮、面內剪切和三點彎曲性能進行了理論計算與數值仿真,發現更厚的芯子具有更大的屈服強度,且剪切強度與芯子方向密切相關。Wang等[10]對碳纖維熱塑性點陣夾芯結構進行了研究,發現芯子角度對結構承載性能有很大的影響,面外受載下失效模式包括基體斷裂、歐拉屈曲、纖維剝離。Yang等[5]對四面體型和Kagome型點陣進行了對流換熱試驗,發現Kagome型由于內部結點會引發更為復雜的流動,其換熱性能好于四面體型,且結構不同方向的換熱效率不同。Li等[11]研究了復合材料金字塔點陣夾芯板在真空熱循環后的壓縮和剪切性能, 結果表明失效模式受真空熱循環次數的影響較大。Wang等[12]研究了金屬蜂窩結構受面外壓縮載荷時的熱力耦合性能,表明結構最大應力和吸能特性隨溫度升高而降低,且破壞載荷效率和變形模式對溫度變化不敏感。

Kooistra[13]在單級點陣結構的基礎上,首次提出了多級點陣結構,即在原來單級芯子內部引入二級芯子,發現多級點陣結構的力學性能相比單級結構有很大程度提高。之后許多學者逐漸開展了關于多級點陣的研究,Fan等[14]研究了金字塔-蜂窩多級點陣結構的力學性能,發現這種結構能以盡可能輕的質量實現更高的承載。Qi等[7]研究了單層和多層金字塔點陣結構的力學性能,結果表明恒定橫截面芯子的斷裂強度更低,且多層級結構具有更強的承載能力。Yin等[15]對金字塔-金字塔多級復合材料點陣結構的壓縮性能進行研究,發現芯子桿件的長度比很大程度上影響結構的承載效率,且二級中空芯子能很大程度上對結構進行優化。Wu等[16-17]設計了金字塔多級點陣結構,并對其承載性能進行了理論預測與試驗驗證,發現多級結構的承壓性能是同等一級結構的4倍,且金字塔-金字塔結構性能更好。

綜合上述研究可以看出,目前針對點陣結構的研究主要集中在常溫環境下,對于高溫環境下結構熱力耦合性能的研究相對較少。本文以高超聲速飛行器背風面(約350℃)熱防護結構為應用前景,分別對Kagome點陣和2種金字塔鈦合金點陣結構在25℃和350℃環境下的面外壓縮性能進行試驗和數值模擬研究,通過考慮溫度載荷下結構的承載能力來研究其熱力耦合性能,揭示結構損傷失效機理,為推動其工程化應用提供支持。

1 試 驗

1.1 試驗件設計與制備

針對不同構型點陣結構的承載/防熱一體化能力,開展試驗件設計、制備與試驗測試。已有研究表明,點陣結構的防熱能力隨其內部芯子表面積增加而增強[5]、多級點陣的承載能力相比單級點陣有很大程度的提升[17],且金字塔點陣相對其他形式點陣有更強的可設計性。基于此,分別設計Kagome型(K-1)、單級金字塔型(single-stage pyramidal,SP)和多級金字塔型(multistage pyramidal,MP)3類點陣結構單胞,其中SP型和MP型結構重量相同;然后對Kagome單胞進行陣列得到2胞元(K-2)、3胞元(K-3)、12胞元(K-12)的構型,以研究胞元數目及邊界條件對結構承載能力的影響。采用3D打印技術完成試驗件制備,其微觀組織更為細小,致密性好于傳統工藝。每種類型4件(25℃和350℃環境下各2件),材料為TC4鈦合金,幾種點陣結構形式及幾何參數示意如圖1～2所示。

圖1 3種點陣單胞示意圖

圖2 Kagome點陣多胞元示意圖

1.2 試驗過程與方法

分別對上述幾種結構試驗件進行25℃和350℃環境下的面外壓縮試驗,試驗根據標準ASTM C365/C365M-16進行,設備為INSTRON-5940萬能試驗機(最大載荷100 kN,精度0.5級,位移測量精度0.2 μm),350℃在高溫爐下進行(高溫爐最高溫度400℃,溫度精度0.1℃),溫升速率3℃/min,升溫至350℃時停止升溫并保溫30 min,以保證試驗件在爐內受熱均勻,之后對試驗件進行壓縮試驗。試驗加載速率0.5 mm/min,對試樣進行預加載消除壓頭與試樣之間的明顯間距,同時觀察機器載荷位移示數以及位移-載荷曲線是否正常,采用平行儀滿足上下平行度要求。試驗件加載示意如圖3所示。

圖3 試驗件加載示意圖

2 數值仿真

2.1 有限元模型

在CATIA中建立幾何模型,尺寸與圖1保持一致,并整體導入ABAQUS有限元分析軟件。根據不同結構特點劃分網格,面板及金字塔結構選擇C3D8R單元以提高計算精度[18],Kagome芯子結點處六面體網格劃分困難,故選擇C3D10單元,芯子與面板連接處適當增加布種數以提高計算精度,3種單胞有限元模型如圖4所示,網格數分別為17 465,16 166,38 610。

圖4 3種單胞有限元模型示意圖

2.2 數值方法

分析過程中,下面板固支,上面板施加載荷模擬面外壓縮過程。首先進行線性特征值分析,在ABAQUS中選擇分析類型為線性攝動-屈曲,得到結構的一階屈曲模態和臨界屈曲載荷,然后考慮材料非線性、引入初始缺陷,選擇分析類型為靜態-Riks[19-20],對結構進行非線性屈曲分析,上面板與參考點施加方程約束,進行位移加載。TC4鈦合金彈性模量112 GPa,泊松比0.34;350℃環境以Johnson-Cook(J-C)模型作為材料本構,其在考慮溫度軟化、不考慮應變率時的表達式如(1)式所示[21]

(1)

式中:σ,ε分別為等效應力、等效塑性應變;A為初始屈服應力;B為應變硬化系數;T,Tr,Tm分別為試驗溫度、室溫、融化溫度。參考相關文獻[22-23]中基于傳統工藝制造的TC4合金相關材料系數及熱物性參數,如表1～2所示。

表1 TC4鈦合金J-C本構模型系數[22]

表2 TC4熱物性參數[23]

3 結果分析與討論

3.1 數值仿真驗證

以加載過程中的最大載荷作為結構的極限載荷,3類結構的試驗測試與數值仿真得到的極限載荷如表3所示。由表中數據可知,由于高溫對TC4材料的軟化作用,350℃環境下極限載荷相比25℃都有所減小,整體而言,數值仿真結果與試驗值吻合較好,驗證了數值方法的可靠性。

表3 幾種結構的極限載荷試驗與仿真結果比較

3.2 單胞與多胞元關系探究

不同胞元數目Kagome結構的載荷-位移曲線如圖5a)所示,極限載荷如圖5b)所示。由載荷-位移曲線可以看出:在加載初始階段,面外位移隨壓縮載荷線性增加;在接近極限載荷時斜率逐漸減小;到極限載荷之后,面外載荷緩慢減小,但位移增大較為明顯,結構逐漸失穩并進入一段較長的吸能過程,直至發生完全失效。同時,隨著胞元數目的增加,結構面外承壓的強度和剛度逐漸增加;由于4種構型到達最大載荷的面外位移值基本一致,因此剛度的增加是線性的。根據圖5b)可以看出,在25℃和350℃下,極限載荷隨胞元數目的增加也呈線性趨勢。由此可見,多胞元數目的結構承載能力是對應n個單胞的線性累積, 因此對于結構單胞的研究可以代表結構形式的面外承載性能,采用單胞元代替多胞元開展相關研究是合理的。

圖5 不同胞元數目Kagome結構的承載性能

3.3 高溫損傷失效機理研究

首先對點陣單胞350℃下受面外壓縮載荷進行線性特征值分析,得到其一階屈曲模態和臨界屈曲載荷。基于線性特征值分析的3種點陣單胞一階屈曲模態如圖6所示。可以看出,Kagome單胞由于上下部分關于結點對稱,受載時上面部分發生扭曲、下面部分3個桿件都發生屈曲;SP型單級金字塔點陣的2個芯子發生屈曲且程度不一致;MP型多級金字塔點陣只有一個芯子發生屈曲,且內部二級支柱芯子出現較大應力集中。

使用SPPSS 20.0統計軟件分析,計數資料用百分比表示,行x2檢驗;計量資料用(±s)表示,行t檢驗。P<0.05表示差異具有統計學意義。

圖6 3種點陣單胞面外受載的一階屈曲模態

然后以一階屈曲模態的2%作為初始缺陷[21],考慮結構大變形,進行Riks方法非線性屈曲分析。從承受極限載荷開始,整個屈曲過程中3種單胞形式幾個典型狀態的應力云圖如圖7～9所示。圖中U為面外位移,每組中第一個云圖為結構極限載荷對應的應力分布。對比3種單胞可以看出,MP型多級金字塔構型的剛度要大于另外2種單級構型,主要是因為二級芯子的存在提高了結構抵抗變形的能力。

圖7 Kagome單胞350℃面外受載過程非線性屈曲分析應力云圖

圖8 SP型單級金字塔單胞350℃面外受載過程非線性屈曲分析應力云圖

Kagome點陣單胞在面外位移0.42 mm時達到極限載荷,結構未見明顯失效,除中間結點處應力較大外,其余部分結構應力水平普遍較低;繼續受載至0.6 mm時,沿結點上下中心對稱處的芯子部位已發生明顯應力集中,此時結構承載已逐漸下降;面外位移至0.9 mm時,應力集中部位繼續增大,且出現明顯可見的屈曲失效;繼續壓縮,3個芯子屈曲更加嚴重,結構逐漸失去承載能力。

SP型單級點陣單胞在受載時,由上下面板處逐漸向中間芯子傳遞載荷,在面外位移0.18 mm時已經達極限載荷;加載至0.2 mm時,2個芯子中間出現應力集中并發生局部屈曲,另外2個芯子整體應力水平較小;繼續加載,應力集中現象更加嚴重,最終由于2個芯子發生嚴重屈曲而使結構失去承載能力。

MP型多級點陣單胞極限載荷大于SP型,但在承受極限載荷時面外位移為0.16 mm,小于SP型,因此相比同等質量的SP型單級結構,其面外承載剛度有所增強;之后繼續加載,面外位移變化十分緩慢,而對應結構應力分布形式變化較大,逐漸進入由局部失效到整體失效的變化階段,最終由4個一級芯子應力分布一致逐漸變為其中2個一級芯子的嚴重屈曲,之后面外位移才有明顯變化。屈曲過程最后階段，發生屈曲一級芯子內部的二級芯子應力逐漸增大,最終使結構逐漸失效。

3.4 不同層級影響規律比較

2種金字塔點陣單胞的面外壓縮極限載荷及其內部芯子換熱表面積大小如表4所示。面外極限載荷反映結構的承載能力,內部芯子換熱表面積反映了結構的對流換熱能力。

表4 金字塔點陣結構單胞的承載與防熱性能

可以看出,MP型的芯子表面積相對SP型增加131.9%,較大的芯子表面積可以增強金屬與空氣間的換熱[5],因此其防熱能力要很大程度上強于SP型結構。同時,在常溫環境下,MP型的極限載荷相對SP型結構增加18.4%;而在350℃環境下,MP型的極限載荷相對SP型結構增加23.0%。可見,MP型多級金字塔結構不僅有良好的對流換熱能力,而且由于內部存在支柱桿件組成的“次級結構”,在面外受載時,二級芯子可以通過吸收能量延緩結構發生屈曲,故其承載能力相對SP型單級結構有很大程度的提高。此外,在高溫環境下由于芯子表面積的增大會一定程度上減小局部熱應力,從而減小高溫對結構承載的影響,因此350℃下MP型結構承載能力相對SP型結構提升比25℃下更為明顯。

3.5 溫度影響規律研究

3種點陣單胞在25℃和350℃環境下的失效形式如表5所示,由表可見,在研究的溫度范圍內,溫度對結構的失效形式并無明顯影響。SP型和MP型結構變形方向與仿真結果略有差異,這是由于芯子往內和往外屈曲具有隨機性,加工過程中的極小缺陷也會影響最終的變形方向,因此可以認為仿真結果與試驗結果具有較好的一致性。Kagome點陣單胞失效形式為3個支撐桿件都發生屈曲,且沿結點上下失效呈中心對稱;SP型點陣單胞的4個芯子中有單側2個發生屈曲,另外2個芯子未發生明顯屈曲;MP型多級點陣單胞的一級芯子與SP型屈曲形式類似,但在一級芯子屈曲部位的二級支柱芯子與一級芯子連接處發生斷裂,說明二級芯子的存在為結構承載性能的提高起了重要作用。

表5 3種不同點陣單胞的破壞樣貌

圖10 高溫對結構承載能力的影響

4 結 論

本文設計并基于3D打印技術制造了TC4合金Kagome結構不同胞元數目的點陣構型、單級金字塔點陣單胞和多級金字塔點陣單胞,采用試驗與數值模擬的方法研究3種點陣結構在25℃和350℃環境下的面外承載能力與失效形式,得出以下結論:

1) 采用的Riks后屈曲分析方法,能準確模擬鈦合金點陣結構芯子發生屈曲失效的過程,數值仿真結果與試驗值吻合程度較好;

2) 鈦合金多胞元點陣結構的強度和剛度均是對應n個單胞的線性累積,說明采用單胞元研究多胞元承載能力的方法是合理的;

3) 3種鈦合金點陣單胞在受面外壓縮載荷時,失效形式均為芯子發生屈曲。其中Kagome單胞3個芯子均發生屈曲;金字塔單級點陣一側的2個芯子發生屈曲;金字塔多級點陣一側2個芯子發生屈曲且屈曲部位的二級芯子應力較大,二級芯子對結構承載做了很大貢獻;

4) 在研究的溫度范圍內,高溫對鈦合金點陣結構的失效形式無明顯影響,但會降低結構的承載能力。多級點陣構型由于內部芯子表面積的增大,承載能力受溫度影響小于Kagome構型和單級金字塔構型;

5) 相對同等重量的單級點陣,多級點陣結構內部換熱表面積大、承載能力強,且在高溫環境下,多級點陣的承載性能優勢更為明顯,表明多級點陣是一種承載/防熱一體化的優良結構。