浮冰碰撞下蜂窩金屬夾芯板動態響應研究

吳 雄，李應剛,3，肖 雯，蔡 偉，朱 凌

(1.高性能艦船技術教育部重點實驗室(武漢理工大學)，武漢 430063；2.武漢理工大學 船海與能源動力工程學院，武漢 430063；3.西安交通大學 機械結構強度與振動國家重點實驗室，西安 710049)

隨著全球氣候變暖和極地海冰的快速消融，極地地區蘊藏的豐富資源和極具戰略意義的航道價值日益凸顯。然而，極地洋面上漂浮著大量浮冰和小型冰山，極地船舶與海洋工程裝備在極地航行與工程作業過程中不可避免遭受浮冰碰撞，造成船體結構損傷，威脅船舶航行安全及船員的生命。因此，浮冰碰撞下極地船舶與海洋工程裝備安全性顯得尤為重要[1-2]。

Liu等[3-5]較系統地研究了船舶與冰山碰撞的外部動力學及內部動力學問題，提出了考慮到船體幾何形狀構造和摩擦因數對能量損耗影響的計算公式。張健等[6]利用數值仿真的方法模擬了船-冰碰撞過程，研究并總結了冰體形狀、冰體質量、碰撞速度等對船舶碰撞力、船舶損傷變形、能量吸收等因素的影響規律。Ritch等[7]進行了Terry Fox破冰船與小型冰山碰撞試驗，測量了船體結構與小型冰山碰撞過程中的冰載荷。王林等[8]通過數值仿真建立了各向同性黏塑性冰層有限元模型，計算并比較了兩種典型破冰結構的破冰機理和破冰效果,分析了船舶船首與冰層碰撞時的損傷特點。劉俊杰等[9]采用數值方法模擬了水面艦船在冰區航行遭受浮冰過程，得到了碰撞過程中艦船的動態響應及能量轉化特性。Gao等[10]采用各向同性彈塑性冰材料模型分析了船舶與冰山碰撞過程中的碰撞力和能量耗散。王健偉等[11]對船-冰碰撞進行了數值模擬，研究了船舶在不同速度下與不同厚度冰層碰撞的動態結構響應。Cai等[12-13]開發了混凝土冰材料數值模型，采用非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA研究了浮冰碰撞下船體板結構彈塑性動態響應特性，并開展了船-冰碰撞試驗驗證。

輕質蜂窩夾芯結構作為一種物理功能與結構一體化結構，具有高比強度、高比剛度、高韌性、高能量吸收等優良的力學性能，在極地船舶與海洋工程結構安全與碰撞沖擊防護領域具有廣泛的潛在應用價值[14-15]。然而，目前對蜂窩夾芯結構的動力學行為研究主要集中在剛體沖擊，浮冰碰撞下蜂窩夾芯結構動態響應特性尚不清楚。本文采用數值模擬與試驗方法研究浮冰碰撞下蜂窩金屬夾芯板動態響應特性，揭示其塑性變形能量吸收機理與冰體能量耗散機制，分析浮冰碰撞沖擊位置及蜂窩芯層厚度對其動態變形及能量分配影響規律。

1 數值仿真

1.1 數值仿真模型

由于極地浮冰的形狀一般呈不規則的多邊狀棱柱，且Liu等指出楔形浮冰對船舶損傷最為嚴重，因此本文選取楔形浮冰作為研究對象進行試驗和數值仿真。采用非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA建立了楔形冰碰撞蜂窩金屬夾芯板有限元模型，如圖1(a)所示。蜂窩金屬夾芯板由上、下面板和正六邊形蜂窩芯層組成，上、下面板的邊長為400 mm，厚度為1 mm，蜂窩芯層厚度為20 mm，正六邊形蜂窩邊長為6 mm，單層壁厚為0.07 mm，如圖1(b)所示。蜂窩金屬夾芯板上、下面板采用A5052鋁合金材料，蜂窩芯層采用A3003-H19鋁合金材料。上、下面板和蜂窩芯層采用Shell 163單元建模，定義為分段線性彈塑性材料模型(*MAT_024)，通過萬能試驗機進行準靜態拉伸試驗測試得到材料力學特性參數，如表1所示。楔形浮冰采用Solid 164單元建模，定義為混凝土冰材料模型(*MAT_078)，具體材料參數如表2所示。本文重點關注浮冰-蜂窩金屬夾芯板瞬態碰撞沖擊內部動力學行為過程，忽略流體作用及外部動力學的影響，楔形冰碰撞沖擊過程中只保留z方向上自由度，約束其余的自由度，夾芯板上、下面板四周剛性固定約束，如圖1(a)所示。上、下面板與蜂窩芯層之間定義固-連接觸(*CONTACT_TIED_NODES_TO_SURFACE)，模擬面板與蜂窩芯層的粘接，上面板與楔形浮冰之間定義面-面侵蝕接觸(*CONTACT_ERODING_SURFACE_TO_SURFACE)，模擬碰撞過程中楔形冰破碎失效，由于浮冰碰撞沖擊過程中蜂窩芯層可能會出現褶皺，定義蜂窩芯層自接觸(*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE)。楔形冰和上、下面板的網格尺寸為5 mm，蜂窩芯層的網格尺寸為2 mm。為了保證計算精度，對沖擊區域進行網格細化，細化網格為0.5 mm。初始時刻楔形冰與蜂窩夾芯板相距50 mm，賦予楔形冰3 m/s的初始沖擊速度，楔形冰的初始沖擊能量為360 J。采用ANSYS/LS-DYNA顯式動力學中心差分方法對運動方程進行顯式時間積分，即可求解得到浮冰碰撞下蜂窩金屬夾芯板結構動態響應與能量吸收特性。

圖1 結構示意圖Fig.1 Structure diagram

表1 面板和蜂窩芯層的材料參數(*MAT_024)Tab.1 Material parameters of face sheet and honeycomb core (*MAT_024)

表2 楔形冰材料模型參數(*MAT_078)Tab.2 Material parameters of ice wedge(*MAT_078)

1.2 數值仿真計算結果

圖2(a)為楔形浮冰碰撞下蜂窩金屬夾芯板動態響應過程，當楔形浮冰與蜂窩金屬夾芯板碰撞后，楔形浮冰的破碎主要發生在楔形冰頭前端高壓應力區，而其他區域基本沒有發生破壞。圖2(b)為上、下面板在碰撞過程中的變形模式，從圖2(b)可看出上面板在楔形浮冰碰撞下表現為局部凹陷與整體彎曲的耦合變形模式，而下面板主要表現為整體彎曲變形模式。由圖可知，有限元數值模型可以較好的模擬蜂窩夾芯結構動態變形與浮冰碰撞破碎失效過程。

圖2 楔形浮冰碰撞下蜂窩金屬夾芯板動態響應過程Fig.2 Dynamic impact process of AHSP under ice floe impact

為了進一步深入分析蜂窩金屬夾芯板在楔形浮冰碰撞下動態響應與能量吸收特性，求解得到碰撞過程的沖擊力時程曲線、沖擊力-位移曲線、撓度時程曲線、能量分配曲線如圖3所示。由圖3可以看到，楔形浮冰碰撞沖擊力時程曲線呈半波正弦脈沖狀，沖擊力峰值達到27.5 kN。上、下面板在楔形浮冰碰撞下的變形逐漸增大，由于蜂窩芯層局部壓縮，上面板撓度大于下面板撓度，上面板中點的最大撓度為19 mm。當楔形浮冰碰撞結束后，由于上、下面板材料彈性效應出現回彈，上面板中點的最終撓度為15.5 mm。由圖3(d)可知，楔形浮冰碰撞過程的沖擊能量分配與剛體碰撞顯著不同，楔形浮冰碰撞沖擊能量主要轉化為蜂窩金屬夾芯板塑性變形能和楔形冰回彈動能以及冰體破碎耗散能量，其中大部分能量被上面板和蜂窩芯層吸收以及冰體破碎耗散，下面板產生塑性變形較小，能量吸收少，說明蜂窩金屬夾芯板具有優良的沖擊防護性能。

圖3 楔形浮冰碰撞下蜂窩金屬夾芯板動態響應特性Fig.3 Dynamic responses of honeycomb sandwich plates under ice floe impact

2 試驗驗證

為了驗證浮冰碰撞下蜂窩金屬夾芯板動態響應數值仿真模型的可靠性，我們采用水平沖擊試驗裝置進行了楔形冰碰撞蜂窩金屬夾芯板動態響應試驗，如圖4(a)所示。水平沖擊試驗裝置包括安裝蜂窩金屬夾芯板的基座、夾具、沖擊小車、軌道。試驗過程中制備蜂窩金屬夾芯板尺寸為560 mm×560 mm，蜂窩金屬夾芯板固定在基座上實現固支邊界條件，蜂窩金屬夾芯板的有效尺寸為400 mm×400 mm，如圖4(b)所示，其他材料參數和幾何參數與數值仿真模型保持一致。采用碎冰機處理得到5～10 mm尺寸的碎冰，利用楔形冰模具填充碎冰并加滿水，然后在放置在恒溫-25 ℃的工業冰箱中3天以上即可制備得到楔形冰沖頭如圖4(c)所示，楔形冰頭幾何參數與數值仿真模型保持一致。楔形冰放置在沖擊小車中，沖擊小車沿著軌道上升到指定高度后釋放即可獲得初始沖擊速度與沖擊能量，實現浮冰碰撞蜂窩金屬夾芯板試驗。

圖4(d)為碰撞后的蜂窩夾芯板，從圖中可看出由于楔形冰頭碰撞沖擊作用，蜂窩金屬夾芯板上面板產生了局部凹陷。圖4(e)為碰撞后楔形冰損傷破碎圖，從圖中可以發現冰體破碎只發生在楔形冰頭前端區域。楔形浮冰碰撞蜂窩金屬夾芯板動態響應試驗過程中，通過高速攝影測得楔形冰碰撞蜂窩金屬夾芯板的瞬時速度為3 m/s，通過M+P數據采集儀和B &K加速度傳感器測得碰撞過程的加速度-時間曲線，并通過公式轉化為沖擊力-時間曲線。試驗中楔形冰質量為18.02 kg，小車與配重質量為61.98 kg，總質量為80 kg，楔形冰與小車的初始沖擊動能為360 J，與數值模型沖擊動能保持一致。楔形冰碰撞蜂窩金屬夾芯板動態響應試驗結束后，通過游標卡尺測量上、下面板中線各個位置的最終撓度，并與仿真計算結果進行對比。由圖5(a)可知，上、下面板中線最終撓度數值仿真結果與試驗測試結果吻合較好，從圖5(b)可看出，數值計算得到的沖擊力-時間曲線與試驗結果吻合較好，驗證了數值仿真模型的可靠性。浮冰碰撞沖擊試驗過程中沖擊時間相比數值仿真的沖擊時間長，分析誤差產生原因主要來源于試驗過程中邊界條件的彈性效應。

圖4 楔形冰碰撞蜂窩金屬夾芯板試驗(mm)Fig.4 Experiment test of honeycomb sandwich plate under ice floe impact(mm)

圖5 數值計算結果與試驗結果對比Fig.5 Comparisons of numerical results with experimental results

3 參數分析

3.1 浮冰碰撞位置的影響

為了分析碰撞位置對楔形浮冰碰撞下蜂窩金屬夾芯板動態響應的影響，保持數值仿真模型幾何參數和材料參數不變，計算楔形浮冰與蜂窩金屬夾芯板在3種碰撞位置下的碰撞力-時間曲線、碰撞力-位移曲線、上、下面板撓度和蜂窩芯層壓縮量曲線以及能量吸收率曲線，結果如圖6所示，其中3種浮冰碰撞沖擊位置在圖6(a)中標出，由于楔形浮冰碰撞沖擊位置改變導致浮冰與蜂窩金屬夾芯板接觸剛度變化，蜂窩金屬夾芯板中間的位置1處接觸剛度最小，靠近剛性固定邊界的位置2和位置3處接觸剛度較大。由圖6(a)和圖6(b)可知，楔形浮冰碰撞沖擊位置對碰撞沖擊力時程曲線有顯著影響，3種碰撞沖擊位置下碰撞力峰值分別為29.9 kN，28.6 kN，25.9 kN，對應的碰撞持續時間分別為18.0 ms，17.5 ms，16.0 ms。由圖6(c)可知，隨著楔形浮冰碰撞沖擊位置改變，上面板中心點撓度差異不大，下面板中心點撓度和蜂窩芯層壓縮量呈現相反的變化規律。由圖6(d)可知，隨著楔形浮冰碰撞沖擊位置改變，蜂窩金屬夾芯板上、下面板能量吸收率影響較小，蜂窩芯層能量吸收率與浮冰破碎耗散能量呈現相反的變化規律。綜上所述，當碰撞沖擊位置接觸剛度較大時，楔形浮冰破碎失效越嚴重，碰撞力峰值越小，碰撞持續時間越短，冰體破碎耗散能量吸收率越大，冰體破碎能量耗散對于碰撞沖擊能量吸收起到越來越重要的作用。

圖6 浮冰碰撞沖擊位置對蜂窩金屬夾芯板動態響應的影響Fig.6 Effect of impact position on the dynamic response of honeycomb sandwich plate

3.2 蜂窩芯層厚度的影響

為了分析蜂窩芯層厚度對楔形浮冰碰撞下蜂窩金屬夾芯板動態響應的影響，保持數值仿真模型其他幾何參數、材料參數以及沖擊參數不變，分別計算蜂窩芯層厚度分別為10 mm，20 mm，30 mm時蜂窩金屬夾芯板的碰撞力-時間曲線、碰撞力-位移曲線、上、下面板撓度和蜂窩芯層壓縮量曲線以及能量吸收率曲線，計算結果如圖7所示。由圖7(a)和圖7(b)中可知，蜂窩芯層厚度為10 mm，20 mm，30 mm時的碰撞力分別為27.4 kN，29.9 kN，29.4 kN，對應的碰撞持續時間分別為20.0 ms，18.0 ms，16.5 ms，隨著蜂窩芯層厚度的增加，碰撞力的峰值基本保持不變，碰撞持續時間顯著縮短。由圖7(c)和圖7(d)可知，隨著蜂窩芯層厚度的增加，上、下面板的中心點撓度減小，蜂窩芯層壓縮量逐漸增大。上、下面板的能量吸收率逐漸下降，蜂窩芯層能量吸收率逐漸上升，楔形浮冰破碎失效增多，導致冰破碎耗散能量增加。綜上可知，蜂窩芯層厚度越大，上、下面板吸能作用越來越小，蜂窩芯層吸能效果越來越明顯，冰破碎耗散能量增加。

圖7 蜂窩芯層厚度對蜂窩金屬夾芯板動態響應的影響Fig.7 Effect of honeycomb core thickness on the dynamic response of honeycomb sandwich plate

4 結 論

本文通過非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA建立了楔形浮冰碰撞下蜂窩金屬夾芯板動態響應有限元模型，并開展了楔形浮冰碰撞蜂窩金屬夾芯板動態響應試驗驗證，分析了碰撞沖擊位置和蜂窩芯層厚度對蜂窩金屬夾芯板動態響應的影響，可得出以下結論：

(1)楔形冰碰撞下蜂窩金屬夾芯板上面板表現為局部凹陷與整體彎曲的耦合變形模式，下面板表現為整體彎曲變形模式，沖擊能量轉化為蜂窩金屬夾芯板的變形能和楔形冰的回彈動能以及冰體破碎耗散能量，數值仿真與試驗結果吻合較好，驗證了數值計算模型的準確性。

(2)隨著楔形浮冰碰撞沖擊位置的接觸剛度逐漸增大，蜂窩金屬夾芯板塑性變形能量吸收率逐漸降低，冰體破碎耗散能量吸收率逐漸增大，冰體破碎能量耗散對于碰撞沖擊能量吸收起到越來越重要的作用。隨著蜂窩芯層厚度的增加，上、下面板的能量吸收率逐漸下降，蜂窩芯層能量吸收率逐漸上升，楔形浮冰破碎耗散能量逐漸增加。