Experimental study on dynamic response of an anti-ice hull structurewith square groove longitudinals under ice impact
-
摘要: 针对船舶冰区航行受冰体撞击结构损伤问题，以一种涉冰带船肩处船体板架结构为原型，提出了一种方槽型纵骨船舶抗冰结构型式。利用落锤冲击实验测试系统，对抗冰和原型加筋板架在相同冰体撞击工况下的结构动响应进行了实验研究，采用MSC.Dytran程序对板架受冰体撞击过程开展数值模拟，并与实验结果进行对比。结果表明，相同冰体撞击工况下，抗冰板架结构产生的撞击力比原型板架略大，冰体造成的抗冰板架结构最大凹陷深度小于原型板架。从船体外板结构损伤程度及对船体内部构件、设备防护作用的角度考虑，抗冰结构较原型具有一定的抗冰效果。研究成果可为冰区航行船或破冰船的抗冰结构设计提供参考。Abstract: In this work, in order to reduce hull structural damage caused by ice impact, a new type of square groove longitudinal anti-ice structure is used in the shoulder structure of a hull in ice belt. Using a falling weight impact test system, the structural dynamic responses of anti-ice and prototype stiffened plates under the same ice impact case were tested and the impacting processes were simulated by the MSC.Dytran software. The results show that under the same impact conditions, the impact force produced by the anti-ice structure is slightly higher than that by the prototype one, and the maximum depression depth is smaller than that of the prototype one. According to the structural damage degree of the hull shell plates and their protection function to the hull internal components and equipment, the new structure has a certain anti-ice effect compared with the prototype structure. The results of the present study can provide a reference for the design of the anti-ice structures of ice-going ships or icebreakers.
-
Key words:
- square groove longitudinal /
- anti-ice structure /
- ice impact /
- dynamic response
-
金属玻璃作为原子无序堆垛结构的代表性材料, 有独特的原子短程有序、长程无序的微观结构, 兼有金属和玻璃特性, 是具有广泛应用前景的新型结构和功能材料[1]。金属玻璃力学性能的研究有助于理解其变形和损伤破坏机理、提高其结构性能。
对一般环境下金属玻璃的弹塑性变形、损伤及破坏等力学性能已有了大量研究, C.A.Schuh等[2]和M.M.Trexler等[3]分别对相关研究进行了综合评述。在已有研究中, 金属玻璃的屈服强度特性是重点关注的内容之一。很多准静态实验研究结果表明, 金属玻璃的屈服强度与应力状态有关。J.Lu等[4]采用围压法研究了受约束状态下Zr41.25Ti13.75Cu12.5Ni10Be22.5金属玻璃的屈服强度特性(最大压力约2GPa), 结果显示屈服强度压力硬化效应非常明显。近年来, 高压、高应变率等极端条件下金属玻璃的冲击波响应特性逐渐引起重视, 目前已有Zr基金属玻璃的冲击绝热线[5-6]、层裂现象[7-8]和弹塑性变形行为[9-12]的一些实验及理论模拟研究。F.P.Yuan等[9]运用压剪炮技术对Zr41.25Ti13.75Cu12.5Ni10Be22.5金属玻璃屈服强度的压力相关性进行了研究(最大压力8.8GPa), 实验结果与准静态不同:压剪加载下压力或法向应力对屈服强度影响很小; 而S.J.Turneaure等[10]和俞宇颖等[11]的27GPa压力范围内平靶冲击实验结果表明, 锆基金属玻璃的冲击加载波阵面存在剪应力衰减。总之, 金属玻璃的屈服强度特性研究限于较低压力范围, 而且相关结论并不一致, 须进一步研究。此外, 表征金属玻璃强度特性的另外一个物理量——剪切模量也仅有2GPa压力范围内的超声测量结果[13], 还未见冲击波加载下的高压剪切模量数据。
本文中, 对一种锆基金属玻璃进行平靶冲击, 通过测量样品/透明窗口界面冲击加载-卸载粒子速度剖面, 获得37~66GPa压力范围的屈服强度和剪切模量数据; 结合实验测得的强度数据, 对锆基金属玻璃冲击波阵面剪应力松弛现象[10-11]进行分析。
1. 实验
为简化冲击加载-卸载过程样品中的波系作用, 利于粒子速度剖面的处理分析, 实验采用如图 1所示的反向碰撞方式, 即由待测样品(锆基金属玻璃)作为飞片直接撞击透明的单晶LiF窗口。LiF窗口碰撞面镀有1μm铝膜作为光学测试的反射面, 为保护长历时测量过程中铝膜不受破坏, 铝膜前粘接了8μm铜箔。飞片衬垫为低阻抗的聚碳酸酯, 实现对冲击后样品的卸载。DISAR(displacement interferometer system for any reflector)技术[14]用于测量锆基金属玻璃样品/LiF窗口界面粒子速度剖面, 飞片速度采用磁测速技术测量。
实验用金属玻璃为Zr51Ti5Ni10Cu25Al9(原子百分比), 平均密度为约6.740g/cm3, 超声测量的常态纵波和横波声速分别为4.820和2.193km/s[6]。根据测定的纵波和横波声速, 可以得到体波声速为4.101km/s, 剪切模量为32.4GPa, 泊松比为0.369。样品名义尺寸为∅28mm×3mm, 表面抛光处理, 平行度2~5μm。LiF窗口尺寸为∅28mm×12mm, 密度为2.638g/cm3, 冲击波速度D=5.148km/s+1.353u(u为粒子速度)[15]。
2. 结果与分析
在∅30mm二级轻气炮上进行了4发冲击加载-卸载实验, 冲击速度为2.889~4.480km/s, 锆基金属玻璃样品产生的压力为37~66GPa。实验的参数列于表 1中, 其中ρ0为锆基金属玻璃样品初始密度, Hs为样品厚度, W为冲击速度, σH为冲击压力, τH+τc为屈服强度, G为剪切模量。
表 1 平靶冲击实验参数及结果Table 1. Experimental conditions and results for four plate-impact experimentsNo. ρ0/(g·cm-3) Hs/mm W/(km·s-1) σH/GPa (τH+τc)/GPa G/GPa 1 6.744 3.142 2.889 37.28 1.73 47.59 2 6.743 3.120 3.604 49.69 1.88 63.25 3 6.736 3.016 3.640 50.33 1.99 62.96 4 6.655 3.007 4.480 66.42 2.39 79.47 由DISAR测得的4发实验锆基金属玻璃样品/LiF窗口界面粒子速度剖面如图 2所示。卸载过程中呈现明显的弹塑性特征, 表明在66GPa冲击压力范围内锆基金属玻璃没有发生冲击熔化。根据波传播特性, 可由粒子速度剖面(见图 2), 得到沿着卸载过程的拉格朗日纵波声速:
图 2 样品/窗口界面粒子速度剖面Figure 2. Particle velocity profiles measured at sample/window interfacecL=Hst−Hs/Ds (1) 式中:Ds为样品的冲击波速度, t为来自样品后界面的卸载波到达样品/窗口界面时间(以碰靶为起始时刻)。在18~100GPa冲击压力范围, 该锆基金属玻璃的冲击波速度Ds=4.241km/s+1.015u[6]。
图 3给出了由上述加载-卸载粒子速度剖面得到的卸载过程拉格朗日纵波声速cL随粒子速度u的变化。其中, 粒子速度u由样品/窗口界面粒子速度uw结合增量型阻抗匹配法计算得到, 由此得到的粒子速度计及了卸载波在样品/窗口界面反射造成的影响[16]。与金属材料相类似, 锆基金属玻璃卸载过程也呈现准弹性行为特征, 即卸载过程弹、塑性波速为光滑过渡, 而没有发生突降[17]。尽管冲击压力不同, 但塑性声速与粒子速度关系基本一致。将塑性段声速线性外延可得相应的拉格朗日体波声速cB。
图 3 卸载过程的拉格朗日纵波和体波声速Figure 3. Longitudinal and bulk Lagrangian wave speed during unloading根据J.R.Asay等[18]提出的双屈服面强度测量方法, 对沿卸载过程的声速进行计算, 可得到:
τH+τc=−34ρ0∫ucuHc2L−c2Bc2L du (2) 式中:uH和uc分别为Hugoniot状态对应粒子速度和卸载进入塑性屈服时对应的粒子速度(见图 3), τH和τc分别为Hugoniot状态剪应力和临界剪应力, τH+τc为屈服强度。
冲击压缩下(Hugoniot态)的剪切模量:
G=34ρ20ρ(c2L−c2B) (3) 式中:ρ0为材料的初始密度, ρ为冲击压缩下(Hugoniot态)的密度, cL和cB分别为Hugoniot态对应的拉格朗日纵波和体波声速(见图 3)。
计算得到的屈服强度和剪切模量列于表 1中。屈服强度和剪切模量随冲击压力的变化如图 4所示。在涉及的冲击压力范围, Zr51Ti5Ni10Cu25Al9金属玻璃的屈服强度和剪切模量均随冲击压力的增加而增加, 出现了压力硬化效应。其中, 屈服强度在0~37GPa压力范围变化很小, 这与F.P.Yuan等[9]应用压剪炮技术测量的6.3~8.8GPa压力范围Zr41.25Ti13.75Cu12.5Ni10Be22.5金属玻璃屈服强度变化情况一致; 在37~66GPa范围, 屈服强度则明显增加。
图 4 屈服强度和剪切模量随冲击压力的变化Figure 4. Variation of yield strength and shear modulus with shock pressure与上述的压力硬化效应不同, 已有的实验结果表明金属玻璃的冲击加载波阵面存在剪应力衰减现象。S.J.Turneaure等[10]对17GPa冲击压力范围内的实测Zr56.7Cu15.3Ni12.5Nb5.0Al10.0Y0.54金属玻璃粒子速度剖面进行了数值模拟, 发现采用应变软化强度模型计算的剖面才能与实验结果符合。俞宇颖等[11]则通过轴向应力与静水压线的比较获得了10~27GPa冲击压力范围Zr51Ti5Ni10Cu25Al9金属玻璃的冲击加载波阵面剪应力, 表明该金属玻璃的冲击加载波阵面剪应力存在明显衰减, 而且衰减幅度随着冲击压力的增加而增加。
通常, 材料强冲击导致的损伤/破坏和高温是造成材料强度降低的两种主要因素。如果金属玻璃冲击加载波阵面剪应力衰减是由冲击加载导致的损伤/破坏所引起的, 那么由损伤/破坏材料的Hugoniot态卸载获得的屈服强度和剪切模量也应出现衰减, 但本文中强度测量结果显示一定程度的压力硬化效应, 基于此可以排除损伤/破坏因素; 如果金属玻璃冲击加载波阵面剪应力衰减是由温度软化所引起的, 同样由Hugoniot态卸载获得的屈服强度和剪切模量也应出现衰减, 而且应随冲击压力增加而更明显衰减, 这显然与本文中强度测量结果不相符, 温度因素也可以排除。因此, 导致金属玻璃冲击加载波阵面剪应力衰减的, 并非损伤/破坏或温度软化, 而应有其他控制因素。最近, B.Arman等[12]对平面冲击波加载下二元体系Cu46Zr54金属玻璃的塑性、层裂及原子结构演化进行了分子动力学模拟, 发现金属玻璃冲击波阵面上的剪应力衰减与加载过程材料内部具有较强剪切的原子团簇数量减少有关。但由于分子动力学模拟的粒子速度剖面与实测结果还存在一定差异, 因此上述剪应力衰减的微观机理还需进一步研究确认。
3. 结论
对Zr51Ti5Ni10Cu25Al9金属玻璃进行了反向碰撞实验, 测得了金属玻璃样品/LiF窗口界面粒子速度剖面, 由此获得了37~66GPa压力范围的屈服强度和剪切模量数据。结果表明, 在上述实验压力范围金属玻璃的屈服强度和剪切模量均随冲击压力的增加而增加, 具有一定程度的压力硬化效应; 进一步分析表明, 金属玻璃冲击加载波阵面剪应力的衰减, 并非由冲击损伤/破坏或温度软化等因素导致。
哈尔滨工业大学材料科学与工程系沈军教授提供样品了材料, 张毅、王为、叶素华、傅秋卫、汪小松、景海华、蓝强、方茂林、向曜明和靳开诚等在实验测试中给予了帮助, 在此表示感谢。 -
图 2 方槽型纵骨抗冰板架结构和纵骨横剖面
Figure 2. An anti-ice plate structure with square groove longitudinals and its transverse section
图 7 实验前模型状态和板架受冰体撞击区域
Figure 7. The model state before experiment and the impact zone on the stiffened plate
图 14 原型结构板架变形实验与模拟结果对比
Figure 14. Comparison of prototype structural deformation between experiment and simulation results
图 15 抗冰结构板架变形实验与模拟结果对比
Figure 15. Comparison of anti-ice structural deformation between experiment and simulation results
图 16 撞击力的实验和模拟结果对比
Figure 16. Comparison of impact forces between experiment and simulation results
表 1 原型纵骨与方槽型纵骨结构参数对比
Table 1. Comparison of structural parameters between two kinds of longitudinals
纵骨类型 尺寸/mm 板厚/mm 横截面积/mm2 质量差/% 原型纵骨 腹板126 腹板7 1232.2 面板 26 面板13.2 方槽型纵骨 方槽边长60 6.85 1233 0.064 9 
下载: 导出CSV
-
[1] LIU Z H, AMDAHL J, LØSET S. Integrated numerical analysis of an iceberg collision with a foreship structure [J]. Marine Structures, 2011, 24(4): 377–395. DOI: 10.1016/j.marstruc.2011.05.004. [2] INCE S T, KUMAR A, PARK D K, et al. An advanced technology for structural crashworthiness analysis of a ship colliding with an ice-ridge: numerical modelling and experiments [J]. International Journal of Impact Engineering, 2017, 110: 112–122. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2017.02.014. [3] KIM J H, KIM Y, KIM H S, et al. Numerical simulation of ice impacts on ship hulls in broken ice fields [J]. Ocean Engineering, 2019, 182: 211–221. DOI: 10.1016/j.oceaneng.2019.04.040. [4] 张健, 万正权, 陈聪. 船-冰碰撞载荷下球鼻艏结构动态响应研究 [J]. 船舶力学, 2014, 18(1−2): 106–114. DOI: 10.3969/j.issn.1007-7294.2014.h1.014.ZHANG J, WAN Z Q, CHEN C. Research on structure dynamic response of bulbous bow in ship-ice collision load [J]. Journal of Ship Mechanics, 2014, 18(1−2): 106–114. DOI: 10.3969/j.issn.1007-7294.2014.h1.014. [5] 张健, 王甫超, 刘海东, 等. 水介质中船体板架模型与冰体碰撞试验研究 [J]. 船舶力学, 2020, 24(4): 492–500. DOI: 10.3969/j.issn.1007-7294.2020.04.009.ZHANG J, WANG F C, LIU H D, et al. Experimental study on collision of hull plate model and ice in water medium [J]. Journal of Ship Mechanics, 2020, 24(4): 492–500. DOI: 10.3969/j.issn.1007-7294.2020.04.009. [6] Finnish Maritime Administration. Finnish-Swedish ice class rules: Bulletin No. 13/1.10. 2002 [R]. 2002. [7] American Bureau of Shipping. ABS 2 polar waters guide: 2008 guide for building and classing vessels intended for navigation in polar waters [S]. 2008. [8] IACS. Requirements concerning polar class [S]. 2011. [9] 李丹, 杨春萍, 杜兆阳. LNG船舷侧抗冰撞性结构设计 [J]. 船舶物资与市场, 2019(11): 17–19. DOI: 10.19727/j.cnki.cbwzysc.2019.11.001.LI D, YANG C P, DU Z Y. Anti-ice impact side structure design of LNG ship [J]. Marine Equipment/Materials and Marketing, 2019(11): 17–19. DOI: 10.19727/j.cnki.cbwzysc.2019.11.001. [10] 陈聪. 冰撞载荷作用下船体结构抗冲击设计研究[D]. 镇江: 江苏科技大学, 2015: 61−72. -
下载:
计量
- 文章访问数: 782
- HTML全文浏览量: 273
- PDF下载量: 53
- 被引次数: 0