玻璃鋼艇體外板抗低速沖擊鋪層選優(yōu)

蔡應強,陳清林,費燕,朱兆一

(集美大學a.輪機工程學院;b.福建省船舶與海洋工程重點實驗室,福建 廈門 361021)

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

玻璃鋼層合板層間結合較弱,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,破壞了復合材料的整體性,導致力學性能嚴重退化[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,易產生層內損傷和層間損傷,從而導致結構強度和穩(wěn)定性大幅下降,對艇體結構安全構成重大隱患。為此,采用落錘實驗裝置對艇體外板進行低速沖擊試驗,再通過多尺度數(shù)值模擬對比驗證,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),指導實際生產。

1 外板鋪層設計

艇體外板所用增強材料都是經過CCS認證的無堿玻璃纖維、高強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-縫紗復合布的應用最廣泛。短切氈成本低、鋪覆性好、易被樹脂浸潤、水密性好、層間黏結性強,多用在緊鄰膠衣的最外層,可提高艇體表面質量和形成表面富樹脂層,以防止海水向層板內滲透。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。復合布綜合了短切氈和縫紗布的優(yōu)點,彌補了其不足,避免了縫紗布層間粘結性較弱易發(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的短切氈復合而成的600/225ELTM(0°/90°)(俗稱6025復合布[1]);④層為800/225ELTM(0°/90°,800+225 g/m2)(俗稱8025復合布[1])。在此鋪層方案的基礎上設計試驗用外板鋪層方案,主要遵循以下幾個原則。

表1 外板鋪層設計方案

1)保持總鋪層數(shù)不變,改變短切氈和復合布的位置(方案2-6)。

2)保持鋪層順序不變,改變復合布的鋪層角度為±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 試驗板制備

樹脂作為玻璃鋼成型的基體材料,主要起傳遞應力的作用,對玻璃鋼的強度起著重要作用。采用價格較低、游艇生產中較常見的鄰苯二酸型不飽和聚酯樹脂,加上適當?shù)拇呋瘎┖图铀賱?通過手糊成型工藝按照前述鋪層設計方案即可制備符合實驗要求的艇體外板。手糊成型工藝目前依然是國內玻璃鋼制品的主流工藝,分為濕法和干法兩種,濕法是將增強材料用膠液直接裱糊,同時完成其浸漬和預成型過程;干法成型則是采用預浸料按鋪層順序預成型,將浸漬和預成型過程分開,得到預成型毛坯后,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標準要求,切割成150 mm×100 mm的標準樣件,每套方案制備6塊標準試件,供3種沖擊能量測試用,共120塊試驗板。

3 低速沖擊試驗

低速沖擊試驗主要有落錘沖擊、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,采用落錘實驗裝置對上述20塊玻璃鋼層合板進行低速沖擊試驗,試驗方法采用ASTM D7136/D7136M-07標準,即測量纖維增強聚合物基體復合材料抗落錘沖擊損傷的試驗方法[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。試驗中使用的落錘沖擊試驗機型號為ZCJ1302-AD(見圖2),沖頭為半球形,直徑為12.5 mm、質量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,通過調整沖頭高度可模擬不同的沖擊速度和能量,最高可達3 m。試驗機底座開口為125 mm×75 mm,可作為落錘沖擊的邊界條件,標準試件為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 落錘沖擊試驗機

沖擊試驗方案見表2,分別進行12、21、30 J能量的沖擊試驗,沖擊速度分別為3.46、4.58和5.47 m/s,每種沖擊能量試驗2次,試驗數(shù)據(jù)取均值。依次對20種鋪層方案進行沖擊試驗,不同能量沖擊下的試驗數(shù)據(jù)結果匯總見表3。試驗現(xiàn)場觀測結果見圖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 沖擊試驗方案

表3 不同能量沖擊下的試驗結果

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構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,這點可以從20組試件編號5、6層合板的試驗結果得到印證,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]。試驗結果表明,沖擊點正面局部因擠壓而產生了輕微基體開裂,背部局部因拉伸而產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,分層損傷面積越大,呈橢圓形分布且沿纖維方向擴張,面積大小與鋪層方案有直接的關系。進一步分析可知,當沖擊能量達到一定值時,基體會產生裂紋,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展,當能量不足以將鋪層纖維切斷時,基體裂紋擴展將在層內擴展,層合板背面的沖擊張力所產生的局部拉伸作用也加速了層內裂紋的發(fā)展,進而引發(fā)層間分層損傷[6-7]。顯然,本次試驗的3種沖擊能量都對試樣產生了分層損傷,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系,可作為試件剛度和內部損傷面的表征。

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分析與數(shù)值模擬[9]。試驗主要研究沖擊過程的動態(tài)力學響應,數(shù)值模擬主要研究損傷機理。由于層合板低速沖擊試驗需要耗費大量人力物力,所以在進行試驗研究的同時,同步開展數(shù)值模擬以驗證模型的準確性,方便后續(xù)進一步研究。LS-DYNA程序基于Chang-Chang退化準則,定義了復合材料的4種失效形式:纖維斷裂、基體開裂、基體擠壓和分層損傷,可以很好地模擬復合材料的沖擊損傷[10]。為降低計算量,提高仿真效率和精度,采用多尺度建模方法,運用有限元分析軟件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,再定義鋪層方向。多尺度模型中,層合板包括實體和殼體,因此需要分開鋪層,但鋪層順序是一致的。復合布按±45°分開鋪設。層合板部分鋪設結果見圖5。然后導入LS-DYNA模塊中進行網格劃分,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網格,受沖擊部位層合板幾何中心劃分為2 mm的六面體實體單元,夾具內側層合板其他部分劃分為5 mm的四邊形殼單元,殼體和實體連接部分采用多點約束方法[11]。網格劃分結果見圖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

邊界條件設置:對試件夾具點進行固支;初始條件設置:分析時間0.004 s,輸出點設置800個。對各方案試件均進行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,以驗證多尺度模擬的可行性。結果對比見圖8,數(shù)值模擬與試驗數(shù)據(jù)具有良好的一致性,誤差在10%左右,說明采用實體和殼體的多尺度仿真能夠近似模擬沖擊試驗,驗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、方向對玻璃鋼層合板的低速沖擊性能都有一定影響,本次試驗制備了20種不同的鋪層方案,并通過落錘試驗和數(shù)值仿真來進行對比分析,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可知最大差值達到14.5%;方案4～6均包含3層復合布連續(xù)鋪設,且方案4的吸收能量值明顯小于方案5和6,也小于2層復合布連續(xù)鋪設的方案1～3,這說明若連續(xù)鋪設3層復合布,采用兩種類型復合布交替鋪設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復合布比6025復合布更適合鋪設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,說明適當增加鋪層數(shù)和合理鋪設復合布的位置,可有效降低層合板內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±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 結論

采用落錘試驗和模擬仿真相結合的方法,對玻璃鋼艇體外板抗低速沖擊性能進行了研究,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性能和變形損傷。在低速沖擊作用下,纖維鋪層結構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)兩層復合布鋪設方式,且將8025復合布鋪設在接近沖擊面的位置,底層再鋪設一層±45°復合布。若采用短切氈加連續(xù)三層復合布鋪設方式,則應采用兩種類型復合布交替鋪設。