蔡應(yīng)強(qiáng),陳清林,費(fèi)燕,朱兆一

(集美大學(xué)a.輪機(jī)工程學(xué)院;b.福建省船舶與海洋工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,福建 廈門 361021)

玻璃纖維增強(qiáng)塑料(FRP)是一種以玻璃纖維增強(qiáng)不飽和聚酯、環(huán)氧樹脂與酚醛樹脂為基體材料的復(fù)合材料,俗稱玻璃鋼,因其質(zhì)輕、高強(qiáng)、隔音、絕緣、耐腐蝕、成型工藝性好等特點(diǎn),被廣泛應(yīng)用于游艇艇體的設(shè)計(jì)制造[1]。為充分利用玻璃鋼材料性能各向異性的特點(diǎn),在生產(chǎn)實(shí)踐中大多采用單層板交錯黏合的層合板結(jié)構(gòu),通過改變鋪層參數(shù),即可獲得所需要的結(jié)構(gòu)性能。

玻璃鋼層合板層間結(jié)合較弱,受到低速沖擊載荷后易出現(xiàn)分層損傷、基體開裂和纖維斷裂,破壞了復(fù)合材料的整體性,導(dǎo)致力學(xué)性能嚴(yán)重退化[2]。因此,玻璃鋼艇體在受到海浪砰擊、重物跌落、碰撞,以及擱淺觸礁等低速沖擊作用時,易產(chǎn)生層內(nèi)損傷和層間損傷,從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和穩(wěn)定性大幅下降,對艇體結(jié)構(gòu)安全構(gòu)成重大隱患。為此,采用落錘實(shí)驗(yàn)裝置對艇體外板進(jìn)行低速沖擊試驗(yàn),再通過多尺度數(shù)值模擬對比驗(yàn)證,分析多種不同鋪層參數(shù)的艇體外板在不同沖擊能量下的力學(xué)性能和變形損傷,以期獲得具有良好抗低速沖擊性能的鋪層參數(shù),指導(dǎo)實(shí)際生產(chǎn)。

1 外板鋪層設(shè)計(jì)

艇體外板所用增強(qiáng)材料都是經(jīng)過CCS認(rèn)證的無堿玻璃纖維、高強(qiáng)高彈玻璃纖維的織物,常用的有短切氈(CSM)、縫紗布(KR)、單向布(UDR)、短切-縫紗布(RM)和編紗布(WR),其中短切氈和短切-縫紗復(fù)合布的應(yīng)用最廣泛。短切氈成本低、鋪覆性好、易被樹脂浸潤、水密性好、層間黏結(jié)性強(qiáng),多用在緊鄰膠衣的最外層,可提高艇體表面質(zhì)量和形成表面富樹脂層,以防止海水向?qū)影鍍?nèi)滲透。縫紗布的無捻粗紗是連續(xù)的,是外載荷的主要承受者,鋪層較厚,抗沖擊性能強(qiáng)。復(fù)合布綜合了短切氈和縫紗布的優(yōu)點(diǎn),彌補(bǔ)了其不足,避免了縫紗布層間粘結(jié)性較弱易發(fā)生層間剝離的問題。

以某75 ft玻璃鋼游艇艇體外板鋪層為例,其鋪層增強(qiáng)材料和順序見表1(方案1),①②⑤⑥層為短切氈300CSM(300 g/m2);③⑦層為600 g/m2的雙層雙向縫紗布和225 g/m2的短切氈復(fù)合而成的600/225ELTM(0°/90°)(俗稱6025復(fù)合布[1]);④層為800/225ELTM(0°/90°,800+225 g/m2)(俗稱8025復(fù)合布[1])。在此鋪層方案的基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)試驗(yàn)用外板鋪層方案,主要遵循以下幾個原則。

表1 外板鋪層設(shè)計(jì)方案

1)保持總鋪層數(shù)不變,改變短切氈和復(fù)合布的位置(方案2-6)。

2)保持鋪層順序不變,改變復(fù)合布的鋪層角度為±45°,即600/225EBXM(方案7～12)。

3)保持鋪層厚度不變,降低鋪層數(shù)量,縮減一層短切氈,并將短切氈300CSM換成450CSM,同時改變短切氈和復(fù)合布的位置(方案13～20)。從鋪層順序、鋪層角度和鋪層數(shù)3個方面對比研究外板抗低速沖擊性能。

2 試驗(yàn)板制備

樹脂作為玻璃鋼成型的基體材料,主要起傳遞應(yīng)力的作用,對玻璃鋼的強(qiáng)度起著重要作用。采用價格較低、游艇生產(chǎn)中較常見的鄰苯二酸型不飽和聚酯樹脂,加上適當(dāng)?shù)拇呋瘎┖图铀賱?通過手糊成型工藝按照前述鋪層設(shè)計(jì)方案即可制備符合實(shí)驗(yàn)要求的艇體外板。手糊成型工藝目前依然是國內(nèi)玻璃鋼制品的主流工藝,分為濕法和干法兩種,濕法是將增強(qiáng)材料用膠液直接裱糊,同時完成其浸漬和預(yù)成型過程;干法成型則是采用預(yù)浸料按鋪層順序預(yù)成型,將浸漬和預(yù)成型過程分開,得到預(yù)成型毛坯后,再用模壓或真空袋等成型方法固化成型[3]。試驗(yàn)樣板均采用濕法糊制,糊制過程見圖1。

圖1 試件手糊成型

20套鋪層方案的層合板均按300 mm×300 mm的規(guī)格糊制,成型后再按沖擊試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)要求,切割成150 mm×100 mm的標(biāo)準(zhǔn)樣件,每套方案制備6塊標(biāo)準(zhǔn)試件,供3種沖擊能量測試用,共120塊試驗(yàn)板。

3 低速沖擊試驗(yàn)

低速沖擊試驗(yàn)主要有落錘沖擊、擺錘沖擊、彈道沖擊3種方法,落錘沖擊原理簡單、成本較低,可較好模擬低能量沖擊。為模擬玻璃鋼艇體受到低速沖擊時的損傷情況,采用落錘實(shí)驗(yàn)裝置對上述20塊玻璃鋼層合板進(jìn)行低速沖擊試驗(yàn),試驗(yàn)方法采用ASTM D7136/D7136M-07標(biāo)準(zhǔn),即測量纖維增強(qiáng)聚合物基體復(fù)合材料抗落錘沖擊損傷的試驗(yàn)方法[4],該方法采用帶有半球形沖擊頭的落錘裝置垂直沖擊矩形平板,使其受到面外集中沖擊載荷。試驗(yàn)中使用的落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)型號為ZCJ1302-AD(見圖2),沖頭為半球形,直徑為12.5 mm、質(zhì)量2 kg,沖頭上帶有傳感器,能夠測量沖頭和玻璃鋼層合板的接觸力、能量和位移變化,通過調(diào)整沖頭高度可模擬不同的沖擊速度和能量,最高可達(dá)3 m。試驗(yàn)機(jī)底座開口為125 mm×75 mm,可作為落錘沖擊的邊界條件,標(biāo)準(zhǔn)試件為150 mm×100 mm的矩形板,沖擊位置為試件的幾何中心,由4個專用夾具固定,沖擊方向與試件垂直。

圖2 落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)

沖擊試驗(yàn)方案見表2,分別進(jìn)行12、21、30 J能量的沖擊試驗(yàn),沖擊速度分別為3.46、4.58和5.47 m/s,每種沖擊能量試驗(yàn)2次,試驗(yàn)數(shù)據(jù)取均值。依次對20種鋪層方案進(jìn)行沖擊試驗(yàn),不同能量沖擊下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果匯總見表3。試驗(yàn)現(xiàn)場觀測結(jié)果見圖3(篇幅所限,只列出方案1)。

圖3 受沖擊后的層合板試件(方案1)

表2 沖擊試驗(yàn)方案

表3 不同能量沖擊下的試驗(yàn)結(jié)果

由表3可見,相同位移情況下,接觸力越大,剛度越大。反之,接觸力相同情況下,位移越大,剛度越小。吸能率反映了試件在沖擊后吸收能量的大小,吸能率越低,損傷變形越小。隨著沖擊能量的加大,最大接觸力、最大位移也隨之增大,且基本呈線性關(guān)系;吸能率隨沖擊能量的變化很小,其差別主要還是體現(xiàn)在鋪層參數(shù)不同,尤其在12 J低能量沖擊下的變異系數(shù)較大,說明在低能量沖擊時纖維鋪層結(jié)構(gòu)對沖擊能量的耗散有較大影響;在30 J高能量沖擊下,最大接觸力、吸能率,以及最大位移的變異系數(shù)都較小,說明高能量沖擊對鋪層參數(shù)的敏感度在下降,沖擊損傷效果趨同,這點(diǎn)可以從20組試件編號5、6層合板的試驗(yàn)結(jié)果得到印證,損傷面積大小趨同,僅在方向性上有所區(qū)別。

玻璃鋼材料塑性變形很小,受沖擊載荷作用時,主要依靠纖維擠壓、纖維斷裂、基體擠壓、基體開裂、分層等方式吸收沖擊能量[5]。試驗(yàn)結(jié)果表明,沖擊點(diǎn)正面局部因擠壓而產(chǎn)生了輕微基體開裂,背部局部因拉伸而產(chǎn)生了分層和纖維斷裂,層合板在低能量沖擊下的主要損傷形式是基體開裂和分層損傷,且以分層損傷為主,沖擊能量愈大,分層損傷愈明顯。離沖頭越遠(yuǎn),分層損傷面積越大,呈橢圓形分布且沿纖維方向擴(kuò)張,面積大小與鋪層方案有直接的關(guān)系。進(jìn)一步分析可知,當(dāng)沖擊能量達(dá)到一定值時,基體會產(chǎn)生裂紋,并沿著厚度方向發(fā)展;因各層纖維鋪層方向的不同,阻礙了基體裂紋在厚度方向的擴(kuò)展,當(dāng)能量不足以將鋪層纖維切斷時,基體裂紋擴(kuò)展將在層內(nèi)擴(kuò)展,層合板背面的沖擊張力所產(chǎn)生的局部拉伸作用也加速了層內(nèi)裂紋的發(fā)展,進(jìn)而引發(fā)層間分層損傷[6-7]。顯然,本次試驗(yàn)的3種沖擊能量都對試樣產(chǎn)生了分層損傷,且損傷面積與沖擊能量成正比。

研究試件沖擊瞬間所受的接觸力、位移和吸收能量隨時間的變化關(guān)系,可作為試件剛度和內(nèi)部損傷面的表征。

因20個方案的曲線變化特征類似,此處僅以方案1鋪層試樣為例,繪制接觸力變化曲線、位移變化曲線和吸收能量變化曲線見圖4。

圖4 沖擊瞬間的參數(shù)變化

由圖4可見,各參數(shù)具有良好的一致性,充分反映了試件從接觸沖頭、產(chǎn)生最大變形后再回彈的過程,整個沖擊過程非常短暫僅有4.7 ms;接觸力在加載階段呈鋸齒狀,卸載階段較平滑,說明試件損傷都產(chǎn)生于加載段,且沖擊能量越小,加載段曲線越平滑,說明造成的損傷較小,當(dāng)小于某個閥值(5.42 J[8])時,曲線將呈光滑對稱狀態(tài),此時的沖擊將不會對試件產(chǎn)生損傷。由于試件受沖擊后造成了基體開裂,纖維斷裂和分層,耗散了沖擊能量,形成了永久變形。沖擊能量越大,內(nèi)部損傷就越大,試件變形量越大,分別為2.0、2.9和3.6 mm(見圖4b)),吸收能量曲線的穩(wěn)定值即為試件內(nèi)部損傷所耗散的能量(見圖4c))。

4 數(shù)值模擬

研究層合板低速沖擊性能的方法主要是試驗(yàn)分析與數(shù)值模擬[9]。試驗(yàn)主要研究沖擊過程的動態(tài)力學(xué)響應(yīng),數(shù)值模擬主要研究損傷機(jī)理。由于層合板低速沖擊試驗(yàn)需要耗費(fèi)大量人力物力,所以在進(jìn)行試驗(yàn)研究的同時,同步開展數(shù)值模擬以驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性,方便后續(xù)進(jìn)一步研究。LS-DYNA程序基于Chang-Chang退化準(zhǔn)則,定義了復(fù)合材料的4種失效形式:纖維斷裂、基體開裂、基體擠壓和分層損傷,可以很好地模擬復(fù)合材料的沖擊損傷[10]。為降低計(jì)算量,提高仿真效率和精度,采用多尺度建模方法,運(yùn)用有限元分析軟件ANSYS Workbench的ACP模塊和LS-DYNA模塊對不同鋪層的玻璃鋼層合板進(jìn)行低速沖擊模擬。

按照表1中的鋪層方案,在ACP模塊中首先定義每一層的鋪層信息,包括材料、鋪層厚度、鋪層角度,按鋪層順序完成各方案的玻璃鋼層合板鋪設(shè),再定義鋪層方向。多尺度模型中,層合板包括實(shí)體和殼體,因此需要分開鋪層,但鋪層順序是一致的。復(fù)合布按±45°分開鋪設(shè)。層合板部分鋪設(shè)結(jié)果見圖5。然后導(dǎo)入LS-DYNA模塊中進(jìn)行網(wǎng)格劃分,在確保沖擊能量不變的情況下將沖頭簡化為圓球并劃分為3 mm網(wǎng)格,受沖擊部位層合板幾何中心劃分為2 mm的六面體實(shí)體單元,夾具內(nèi)側(cè)層合板其他部分劃分為5 mm的四邊形殼單元,殼體和實(shí)體連接部分采用多點(diǎn)約束方法[11]。網(wǎng)格劃分結(jié)果見圖6。

圖5 層合板纖維鋪層

圖6 試件低速沖擊多尺度有限元模型

邊界條件設(shè)置:對試件夾具點(diǎn)進(jìn)行固支;初始條件設(shè)置:分析時間0.004 s,輸出點(diǎn)設(shè)置800個。對各方案試件均進(jìn)行12、21和30 J能量的垂向沖擊,不同沖擊能量下多尺度模擬的沖擊位移云圖見圖7,因篇幅所限,只列出方案1的正面位移云圖。在多尺度模擬中,30 J沖擊能量時最大接觸力的誤差值最大,對比分析30 J沖擊能量下接觸力和吸收能量的變化趨勢和偏離度,以驗(yàn)證多尺度模擬的可行性。結(jié)果對比見圖8,數(shù)值模擬與試驗(yàn)數(shù)據(jù)具有良好的一致性,誤差在10%左右,說明采用實(shí)體和殼體的多尺度仿真能夠近似模擬沖擊試驗(yàn),驗(yàn)證了該方法模擬艇體外板抗低速沖擊研究的可行性。

圖7 低速沖擊位移云圖(方案1)

圖8 沖擊試驗(yàn)和仿真模擬對比(方案1)

5 低速沖擊性能鋪層影響分析

鋪層的材料、順序、方向?qū)ΣＡт搶雍习宓牡退贈_擊性能都有一定影響,本次試驗(yàn)制備了20種不同的鋪層方案,并通過落錘試驗(yàn)和數(shù)值仿真來進(jìn)行對比分析,期望找出最佳耐受低速沖擊的鋪層參數(shù)。

5.1 鋪層順序和數(shù)量

方案2～6和原方案1相比,僅僅只改變了鋪層順序,方案13～20則減少了鋪層數(shù)量。12 J沖擊能量下,方案1～6、方案13～20的吸能-時間曲線和接觸力-位移曲線見圖9。

圖9 吸收能量和接觸力變化趨勢對比(12 J)

14種方案的吸收能量和最大接觸力對比見圖10。

圖10 吸收能量和最大接觸力對比(12 J)

結(jié)果表明:方案1和2最終吸收的能量值非常接近,方案3和4接近,方案5和6接近。顯然,鋪層順序的改變使得層合板的吸能率出現(xiàn)了較大差距,由表3可知最大差值達(dá)到14.5%;方案4～6均包含3層復(fù)合布連續(xù)鋪設(shè),且方案4的吸收能量值明顯小于方案5和6,也小于2層復(fù)合布連續(xù)鋪設(shè)的方案1～3,這說明若連續(xù)鋪設(shè)3層復(fù)合布,采用兩種類型復(fù)合布交替鋪設(shè)可相對降低吸收能量值,減少沖擊損傷。

對比方案1～3可知,8025復(fù)合布比6025復(fù)合布更適合鋪設(shè)在接近沖擊面的位置,不僅降低了吸收能量值,同等位移情況下接觸力較大,剛度得到提升。方案13～20因減小了鋪層數(shù),吸收能量明顯高于方案1～4,說明內(nèi)部損傷較大。

綜合對比,方案3具有較小的吸收能量和較大的的接觸力,明顯優(yōu)于其他方案,說明適當(dāng)增加鋪層數(shù)和合理鋪設(shè)復(fù)合布的位置,可有效降低層合板內(nèi)部損傷和提高層合板剛度。

5.2 鋪層角度

對比方案1,方案7～12僅僅只改變了某一層或者兩層復(fù)合布的鋪層角度,由0°/90°改為±45°。21 J沖擊能量下方案7～12的吸能-時間曲線和接觸力-時間曲線見圖11。

圖11 吸收能量和接觸力變化趨勢對比(21 J)

結(jié)果表明:增加±45°鋪層后,吸能曲線的變化趨勢基本不變,吸收能量值變化也很小,對沖擊損傷影響不大。增加1層±45°鋪層后的方案7、8和9的剛度有所提高,接觸力增長速度明顯變快,沖擊接觸時間更短,且在最底層鋪設(shè)±45°鋪層效果最佳;而增加2層±45°鋪層后,剛度雖較方案1號有所提升,但卻低于僅一層±45°鋪層的方案。

6 結(jié)論

采用落錘試驗(yàn)和模擬仿真相結(jié)合的方法,對玻璃鋼艇體外板抗低速沖擊性能進(jìn)行了研究,對比分析了20種鋪層參數(shù)艇體外板在3種不同沖擊能量下的力學(xué)性能和變形損傷。在低速沖擊作用下,纖維鋪層結(jié)構(gòu)特別是鋪層順序影響較大,鋪層方案3剛度較大,變形較小,吸收能量較少,內(nèi)部損傷較低,為最優(yōu)方案。為提高層合板剛度,降低基體開裂、纖維斷裂和分層等沖擊損傷,艇體外板應(yīng)盡量采取多鋪層方案,可優(yōu)先采用短切氈加連續(xù)兩層復(fù)合布鋪設(shè)方式,且將8025復(fù)合布鋪設(shè)在接近沖擊面的位置,底層再鋪設(shè)一層±45°復(fù)合布。若采用短切氈加連續(xù)三層復(fù)合布鋪設(shè)方式,則應(yīng)采用兩種類型復(fù)合布交替鋪設(shè)。