穿透性损伤对钛合金蜂窝口盖壁板面内压缩性能影响

杨昊，谢宗蕻，杨海波，袁培毓，岳喜山，赵伟，*

(1.中山大学航空航天学院，广州 510275；
2.中国航空工业集团公司成都飞机设计研究所，成都 610091；
3.中国航空制造技术研究院，北京 100024)

钛合金蜂窝口盖壁板采用钛合金材料作为面板，以轻质蜂窝作为芯体，面板与芯体通过钎焊连接。其具有出色的性能，如高比强度和比刚度、隔噪、隔热、抗腐蚀等，因此，被广泛应用于航空航天飞行器结构，特别是口盖、舵翼面、消音内衬等结构中[1-4]。但是在制造、装配和服役过程中，钛合金蜂窝口盖壁板可能会产生各种类型的缺陷和损伤，从而影响口盖壁板力学性能，尤其是面内压缩性能。其中穿透性损伤多是在实际服役过程中受到冲击载荷而形成的典型损伤。

Gibson 和Ashby[5]全面总结了蜂窝材料的力学性能。国内外学者广泛研究了蜂窝夹层结构的力学性能[6-8]及损伤对蜂窝夹层结构的力学性能影响[9-12]，但是，对于金属蜂窝夹层结构的研究大都集中于高温合金材料，很少涉及钛合金材料。随着钛合金蜂窝夹层结构制备工艺日益成熟[13-14]，国内研究者开展了钛合金蜂窝壁板的力学性能的研究工作[15-17]。然而，涉及钛合金蜂窝口盖壁板力学性能的研究相对较少，穿透性损伤对钛合金蜂窝口盖壁板的面内压缩性能影响尚不明确。

本文采用有限元分析与试验研究相结合的方法，研究了穿透性损伤对钛合金蜂窝口盖壁板面内压缩性能的影响。通过试验研究得到面内压缩下典型的破坏模式和破坏载荷。利用ABAQUS 二次开发技术，编写Python 代码建立含蜂窝芯体细节的有限元模型，模拟面内压缩过程中的力学行为。采用试验结果验证后的有限元模型研究穿透性损伤直径对钛合金蜂窝口盖壁板力学性能的影响。研究结果可以为钛合金蜂窝口盖壁板的设计及其面内压缩性能的预测提供数据支持和研究方法参考。

1.1 试验件、试验夹具及试验机设置

试验件的构型参照已成功应用于某型国产先进战机的钛合金蜂窝口盖壁板的构型。为了控制试验件制造成本，试验件长宽尺寸小于战机真实结构长宽尺寸。基于本文研究单位未公开发表的研究成果和设计经验，同时考虑尺寸效应影响，试验件的长宽尺寸确定为350mm×3 5 0mm。试验件按损伤类型分为无损伤和穿透性损伤试验件，共两大类4 组。每组各3 件试验件，总计12 件。其中，含穿透性损伤试验件通过在无损伤试验件的中心位置预制穿透性圆孔损伤得到，共3 组。参照F-18 维修手册[18]，确定当穿透性损伤直径大于50mm 时，钛合金蜂窝口盖壁板构型结构件不可修，即穿透性损伤最大直径为50mm。本文研究单位未公开发表的研究成果显示，当直径小于20mm 时，穿透性损伤对钛合金蜂窝夹层结构件的承载性能影响较小。因此，确定试验件的典型穿透性损伤直径为30，40，50mm。无损伤试验件由内外蒙皮、加强片和蜂窝芯体组成，内外蒙皮和加强片的材料为钛合金TC4，蜂窝芯体采用厚度为0.1mm 的钛合金箔材经成型制造获得，材料为钛合金TC4H-11.2-0.1。无损伤试验件结构细节如图1 所示。试验件L方向与W方向的长度均为350mm，如图1（a）所示。蜂窝芯体单胞直径为11.2mm，芯体具有方向性，试验件L方向与蜂窝芯体L方向一致，如图1（b）所示。外蒙皮厚度为0.8mm，内蒙皮厚度为0.6 mm，加强片厚度为0.6mm，蜂窝芯体最大高度为1 5 mm，如图1（c）所示。图1（c）中斜角区为三角线框区域，表示壁板从全高度蜂窝区域到内外蒙皮无蜂窝芯体区域间的过渡部分。蒙皮与蜂窝芯体之间，内外蒙皮边缘之间及内蒙皮与加强片之间采用钎焊进行焊接。试验件加工后公差如下：L向两端面平面度小于0.05mm，两端面平行度小于0.0 5 mm，外蒙皮与两端面的垂直度小于0.05mm。无损伤试验件的贴片方式如图2 所示。其中，P 表示应变片，括号外编号为外蒙皮应变片编号，括号内编号为内蒙皮应变片编号。钛合金蜂窝口盖壁板面内压缩试验参照试验标准ASTM D7137[19]进行，用于获取口盖壁板的面内压缩力学性能和关键位置应变信息。钛合金蜂窝口盖壁板面内压缩试验夹具示意图如图3 所示。试验前，首先用滑块将试验件固定在底座和压块之间，然后将初步固定后的试验件安放在试验机压缩空间的球铰支座平台上方。最后施加1 kN 预载荷，通过P1、P3、P12 和P14 应变片的数值，确保试验件外蒙皮与底座加载面和压块加载面的垂直度满足要求后（即上述4 个应变片中，任意2 个应变片数值之间偏差均小于10%），固定U 型侧板上方的简支侧板，对试验件两侧施加简支约束。试验的加载速率为1mm/m in。试验过程中，同时记录载荷和应变等数据。

图1 无损伤试验件结构细节Fig.1 Details of the specimen without damage

图2 无损伤试验件应变片位置示意图Fig.2 The strain gage position of the specimen without damage

图3 面内压缩试验夹具示意图Fig.3 Diagram of the device of in-plane compression experiments

1.2 试验结果

1.2.1 破坏模式

1)对于无损伤和含30，40mm 直径穿透性损伤的试验件，随着载荷增加，逐渐出现芯体和蒙皮损伤的响声。当载荷超过限制载荷后，试验件出现密集的芯体、蒙皮损伤响声，当外蒙皮在斜角区域出现目视可见变形的瞬时，试验件在一端外蒙皮斜角区域发生灾难性破坏，试验结束。在面内压缩载荷作用下，无损伤和含30mm，4 0mm 直径穿透性损伤的试验件的典型破坏模式为外蒙皮在斜角区域贯穿侧边鼓出，如图4 所示。

图4 无损伤和含30 mm，40 mm直径穿透性损伤试验件典型破坏模式Fig.4 Typical failure modes of specimens with intact 30 mm and 40 mm diameter penetrating damage

2)对于含50mm 直径穿透性损伤的试验件，随着载荷增加，逐渐出现芯体和蒙皮损伤的响声，当载荷超过限制载荷后，试验件出现密集的芯体、蒙皮损伤响声，当外蒙皮在穿透性损伤圆孔附近出现目视可见横向变形时，变形瞬间沿孔横截面扩展至两侧边，试验件发生灾难性破坏，试验结束。在面内压缩载荷作用下，含50mm 直径穿透性损伤试验件的典型破坏模式为外蒙皮沿穿透性损伤区横向鼓出，如图5 所示。通过观察破坏后的试验件，可以发现外蒙皮鼓出区域外蒙皮与芯体出现脱焊。

图5 含50 mm直径穿透性损伤试验件典型破坏模式Fig.5 Typical failure modes of specimens with 50 mm diameter penetrating damage

1.2.2 破坏载荷

无损伤和含穿透性损伤钛合金蜂窝口盖壁板的面内压缩破坏载荷试验结果如表1 所示。其中，面内压缩破坏载荷降低比例是指含穿透性损伤钛合金蜂窝口盖壁板相对于无损伤钛合金蜂窝口盖壁板的面内压缩破坏载荷降低比例。能够从表1看出，试验数据的离散系数的最大值为11.39%，表明试验结果可靠。穿透性损伤直径为30mm，4 0mm时，面内压缩破坏载荷分别降低6.11%和2.33%，当穿透性损伤直径为50mm 时，面内压缩破坏载荷反而提高了5.54%，可见穿透性损伤不会显著降低钛合金蜂窝口盖壁板的面内压缩破坏载荷，甚至可能提高钛合金蜂窝口盖壁板的面内压缩破坏载荷。

表1 钛合金蜂窝口盖壁板面内压缩破坏载荷试验值Table 1 Experim ental com pression failure loads of the titanium honeycom b sandw ich cover structure

2.1 有限元模型设置

利用ABAQUS 二次开发技术，编写Python 代码建立包含蜂窝芯体细节的有限元模型，用于模拟面内压缩过程中的力学行为。内外蒙皮和加强片均采用三维实体建模，使用SC8R 单元，蜂窝芯体采用壳单元建模，使用S4R 单元。对于模型建模过程，由于斜角区域出现载荷集中，故对这些区域的网格进行细化处理。无损伤模型网格划分如图6所示。

有限元模型设置的材料参数如表2 所示，表2中钛合金TC4 材料的各项参数均由拉伸试验测得。材料的塑性应变与应力的关系如表3 所示。TC4钛合金材料采用金属的延展性损伤准则进行定义，当单元断裂应变达到0.15 时，判定一个单元（面板、蜂窝芯）达到了破坏。单元破坏后，在后续加载过程中，破坏的单元会在模型中移除。

表2 TC4 材料参数Table 2 M aterial param eters of TC4

表3 TC4 应力与塑性应变Table 3 The true stress and the p lastic strain of TC4

有限元模型中引入了ABAQUS 显式通用接触算法，蜂窝芯体的蜂窝壁间的接触类型为自接触，其接触特性为硬接触。由于蒙皮与蜂窝芯体之间钎焊界面状态的复杂性，目前尚无法通过试验准确获得蒙皮与蜂窝芯体之间钎焊界面的力学性能，完成有限元模型中Cohesive 单元的参数设置，对界面是否脱焊采用渐进损伤方法进行判断。因此，参照之前的研究[1]，蒙皮与蜂窝芯体之间，内外蒙皮之间及内蒙皮与加强片之间采用绑定“tie”约束。根据ABAQUS6.14 使用手册[20]对“tie”约束的定义，当接触的主表面与从属表面的位置容差超过设定值之后，视为约束失效。本文采用的位置容差为默认值，当压缩载荷引起的结构变形导致从属表面上的节点与主表面的位置超过了设定值，则约束失效，即视为发生脱焊破坏。

模型采用ABAQUS/Explicit 模拟口盖壁板的准静态压缩过程，其中用于模拟的时间段为0.01s，最大位移为5 mm。位移采用Smooth 步幅曲线平滑加载。模型的边界条件设置与试验一致。有限元模型及其边界、加载条件如图6 所示。最后提取载荷位移曲线，参照试验标准ASTM D7137[19]中的最大破坏载荷判断依据：“对试件加载直至达到最大值，并且载荷掉落至最大值大约30%时，除非特别想要试件破坏，否则终止试验。”根据载荷位移曲线独立确定载荷最大值，将其视为结构整体破坏的临界值。

结构承受压缩载荷的情况下，需要考虑屈曲问题。本文采用ABAQUS/Explicit 处理屈曲问题，ABAQUS/Explicit 的优势在于能较好的适应复杂模型，并且能有效的解决复杂后屈曲问题及准静态问题。本文考虑了单元失稳与结构失稳问题，通过有限元结果的塑性应变云图判断是否出现单元失稳，当塑性应变不为0 时视为单元出现失稳。通过有限元结果的变形云图判断是否出现结构失稳。

2.2 有限元模型验证及穿透性损伤对结构破坏载荷的影响

本节通过无损伤蜂窝口盖壁板的试验结果来验证有限元模型的可靠性。

2.2.1 破坏模式对比

有限元预测与试验获得的无损伤口盖壁板面内压缩破坏模式对比如图7 所示，其中有限元预测的结果输出为模型的面外位移U3，U3 的正方向指向外蒙皮。可以看出，无损伤钛合金蜂窝口盖壁板的试验结果与有限元计算得到的破坏模式相同，均为外蒙皮在斜角区域贯穿侧边鼓出。可见，有限元模型可以准确预测蜂窝口盖壁板的破坏模式。

图7 无损伤口盖壁板面内压缩破坏模式对比Fig.7 Comparison of in-plane compression failure modes of structure without damage

2.2.2 破坏载荷对比

有限元预测与试验获得的无损伤口盖壁板面内压缩破坏载荷对比如表4 所示，可以看出，有限元预测得到的破坏载荷值与试验结果十分接近（偏差仅为0.92%），可见，有限元模型预测的破坏载荷与试验结果吻合较好。

表4 钛合金蜂窝口盖壁板破坏载荷对比Tab le 4 Com parison of failure loads of the titanium honeycomb sandw ich cover structure

2.2.3 载荷-应变曲线对比

对于无损伤口盖壁板，绘制典型位置的面内压缩载荷-应变曲线（试验件与有限元预测对比），如图8所示。图8(b)中用虚线表示有限元预测结果，实线表示试验结果。通过图8 可以看出，有限元预测的压缩载荷-应变曲线变化趋势与试验结果基本一致。考虑到试验件制造缺陷，试验仪器精度等方面影响，试验无法捕捉到所有细节，导致两者载荷-应变曲线存在一定偏差。通过对比有限元预测和试验获得的破坏模式、破坏载荷和载荷-应变曲线，可以看出，本文建立的有限元模型有效，分析策略可行。

图8 无损伤壁板面内压缩载荷-应变曲线对比Fig.8 Comparison of in-plane compression load-strain curves of structure without damage

基于试验结果验证后的有限元模型，对比试验结果，研究穿透性损伤直径对钛合金蜂窝口盖壁板力学性能的影响。

3.1 含穿透性损伤蜂窝口盖壁板破坏模式

对于含穿透性损伤的钛合金蜂窝口盖壁板，将有限元预测结果与试验结果进行对比，其破坏模式如图9 所示，其中有限元预测的结果输出为模型的面外方向U3 的位移，U3 的正方向指向外蒙皮。可以看出，有限元模型可以准确预测含穿透性损伤的钛合金蜂窝口盖壁板的破坏模式。当穿透性损伤直径D小于40mm 时，破坏模式为外蒙皮在斜角区域贯穿侧边鼓出。当穿透性损伤为50mm 时，破坏模式为外蒙皮沿穿透性损伤区横向鼓出。

图9 含穿透性损伤口盖壁板面内压缩破坏模式对比Fig.9 Comparison of in-plane compression failure modes of structure with penetrating damage

3.2 破坏载荷

采用有限元模型预测得到的钛合金蜂窝口盖壁板破坏载荷和试验计算得到的平均破坏载荷对比如表4 所示。可以看出，钛合金蜂窝口盖壁板破坏载荷的有限元预测值与试验值的最大偏差为9.33%，可见，有限元模型预测的破坏载荷与试验结果吻合较好。

3.3 穿透性损伤对结构破坏载荷的影响分析

基于已验证的有限元模型，采用该模型预测得到的无损伤和直径20～80mm（D20～D80）穿透性损伤的钛合金蜂窝口盖壁板的面内压缩载荷-位移曲线如图10所示。从图10 可以看出。

图10 不同直径穿透性损伤的面内压缩载荷-位移曲线对比Fig.10 Comparison of in-plane compression load-displacement curves of different penetrating damage

1）当穿透性损伤直径为2 0mm,3 0 mm,4 0 mm时，随着压缩位移的增加，钛合金蜂窝口盖壁板的载荷随之增加，当压缩位移达到1mm 后，壁板发生了局部失稳，出现了载荷下降的情况，下降幅度分别为11.88%、15.88%及15.96%。随后载荷继续上升至最大值。经过最大值后，载荷掉落至最大值的30%以下，从而确定载荷最大值为结构整体破坏的临界载荷，达到临界载荷后，视为结构整体破坏。

2）当穿透性损伤直径大于5 0 mm 时，随着压缩位移的增加，钛合金蜂窝口盖壁板的载荷随之增加，随后载荷继续上升至最大值。经过最大值后，载荷掉落至最大值的30%以下，从而确定载荷最大值为结构整体破坏的临界载荷，达到临界载荷后，视为结构整体破坏。

3）当穿透性损伤直径为2 0～4 0 mm 时，无损伤和含穿透性损伤的钛合金蜂窝口盖壁板在面内压缩载荷作用下，载荷-位移曲线在弹性阶段的斜率基本一致，说明此时穿透性损伤对钛合金蜂窝口盖壁板面内压缩刚度影响很小。当载荷达到临界破坏载荷时，外蒙皮在斜角区域贯穿侧边鼓出，结构承载能力迅速下降。

4）当穿透性损伤直径为2 0～4 0 mm 时，无损伤和含穿透性损伤的钛合金蜂窝口盖壁板在面内压缩载荷作用下，载荷-位移曲线在弹性阶段的斜率基本一致，说明此时穿透性损伤对钛合金蜂窝口盖壁板面内压缩刚度影响很小。当载荷达到临界破坏载荷时，外蒙皮在斜角区域贯穿侧边鼓出，结构承载能力迅速下降。

5）当穿透性损伤直径大于5 0 mm 时，在面内压缩载荷作用下，载荷-位移曲线在弹性阶段的斜率随孔径增大而减小，说明此时穿透性损伤使钛合金蜂窝口盖壁板面内压缩刚度减小。随着载荷的增加，穿透性损伤区域外蒙皮发生局部屈曲。达到临界载荷的瞬间，外蒙皮沿穿透性损伤区横向鼓出，结构承载能力迅速下降。

6）对于钛合金蜂窝口盖壁板，在穿透性损伤直径为20～40mm 时，达到载荷最大值前，发生了载荷下降情况，而穿透性损伤直径大于50mm 时却未发生。这是前者发生局部失稳导致的结果。以直径30mm 穿透性损伤为例，压缩位移达到1.1 4 mm 时，载荷出现下降。选取载荷为1mm 与1.2mm 时（局部失稳前后最近帧数对应位移）的变形图，将直径30mm和直径50mm 含穿透性损伤的壁板进行前后对比，如图11 所示。可以发现，对于损伤直径30mm 的口盖壁板，载荷集中在壁板上下两端斜角区域，载荷增加导致该区域外蒙皮向外鼓出，蜂窝口盖壁板出现局部失稳，导致此处载荷下降。发生局部失稳后，结构可以继续承载直至出现最大载荷。而对于损伤直径50mm 的口盖壁板，载荷集中在穿透性损伤附近，载荷增加导致该区域外蒙皮横向鼓出程度略有加剧，但未出现明显变化，因此未出现载荷下降。

图11 D30、D50含穿透性损伤壁板于位移1 mm与1.2 mm处变形对比Fig.11 Deformation comparison of D30 and D50 penetrating damage structure under the displacement of 1 mm and 1.2 mm

7）钛合金蜂窝口盖壁板面内压缩破坏载荷与穿透性损伤直径数据如图12 所示，从图12 可以看出，含穿透性损伤钛合金蜂窝口盖壁板的面内压缩强度略高于无损伤钛合金蜂窝口盖壁板，并且面内压缩破坏载荷随着穿透性损伤直径的增加而增加。钛合金蜂窝口盖壁板达到破坏载荷时，面内压缩载荷分布对比如图13 所示。由图13 可知，钛合金蜂窝口盖壁板主要承载区域为两侧边区域，而中间蜂窝区域承载较小，并存在载荷接近零的低承载区域。随着开孔直径的增加，蜂窝低承载区域面积增大，载荷逐步减小，蜂窝区域承载比例减小。而侧边高承载区域面积增大，载荷逐步增加，侧边承载比例增大。由于口盖的特殊结构特征，两侧边区域刚度弱于蜂窝夹层区域，但强度大于蜂窝区域。因此，当蜂窝区域开孔后，结构整体出现载荷增加，刚度下降的现象。

图12 不同直径穿透性损伤的破坏载荷及拟合曲线Fig.12 Failure load and fitting curves with penetrating damage of different diameters

图13 钛合金蜂窝口盖壁板面内压缩载荷分布对比Fig.13 Comparison of in-plane compression load distribution of the titanium honeycomb sandwich cover structure

本文采用试验和有限元相结合的方法，研究了穿透性损伤对钛合金蜂窝口盖壁板结构面内压缩性能的影响。得出结论如下：

1）对于无损伤钛合金蜂窝口盖壁板而言，在面内压缩载荷的作用下典型破坏模式为外蒙皮在斜角区域贯穿侧边鼓出。

2）在面内压缩载荷的作用下，当穿透性损伤的直径小于40mm 时，典型破坏模式为外蒙皮在斜角区域贯穿侧边鼓出。当穿透性损伤的直径为50mm及以上时，破坏模式为外蒙皮沿穿透性损伤区横向鼓出。

3）含穿透性损伤的钛合金蜂窝口盖壁板的面内压缩破坏载荷要略高于无损伤钛合金蜂窝口盖壁板，并且面内压缩破坏载荷随着穿透性损伤直径的增加而增加。

4）本文建立的有限元模型预测的破坏模式与试验结果一致，破坏载荷与试验结果吻合较好。

本文研究结果对钛合金蜂窝口盖壁板的设计具有一定指导意义，对其面内压缩性能的工程预估能提供有效参考。