纖維增強(qiáng)橡膠復(fù)合材料軟體系統(tǒng)船撞吸能試驗(yàn)與模擬

試驗(yàn)采用5 mm厚度的纖維增強(qiáng)橡膠復(fù)合材料,內(nèi)部組成為四層纖維布五層橡膠,纖維布和橡膠之間采用熱黏合. 拉伸性能試驗(yàn)參照國家標(biāo)準(zhǔn)《硫化橡膠和熱塑性橡膠拉伸性的測定》(GB/T 528—92)進(jìn)行,拉伸試件尺寸取115 mm×6 mm(狹小平行部分寬)×25 mm,兩個夾持端通過粘貼2 mm厚的加強(qiáng)片增大咬合力,拉伸試件數(shù)量為3個,試驗(yàn)加載速度設(shè)為2 mm/min.

試驗(yàn)過程中纖維布先斷裂,發(fā)出“噼啪”聲,最后橡膠開始斷裂,見圖2. 從另一方面也說明了橡膠的延展性強(qiáng),而纖維布的主要作用是提高拉伸強(qiáng)度. 纖維增強(qiáng)橡膠復(fù)合材料的應(yīng)力—應(yīng)變曲線見圖3. 取三個試件試驗(yàn)結(jié)果的平均值可得5 mm厚纖維增強(qiáng)橡膠復(fù)合材料伸長率為4.93%,拉伸強(qiáng)度為106.45 MPa,彈性模量為493.73 MPa,其拉伸過程近似呈線彈性.

圖2 纖維增強(qiáng)橡膠復(fù)合材料拉伸試驗(yàn)
Fig.2 Tensile test of fiber reinforced rubber composites

圖3 纖維增強(qiáng)橡膠復(fù)合材料應(yīng)力—應(yīng)變曲線
Fig.3 Stress-strain curves of fiber reinforced rubber composite

采用ANSYS軟件建立水平撞擊試驗(yàn)有限元模型,船艏和復(fù)合材料軟體采用Shell163殼單元(4結(jié)點(diǎn)單元,具有6個自由度,包括x、y、z方向的位移自由度和繞x、y、z軸的轉(zhuǎn)動自由度). 船身、陶粒和橋墩取用Solid164三維實(shí)體單元(8個節(jié)點(diǎn)3維顯示單元,各節(jié)點(diǎn)有x、y、z方向的平移、速度和加速度3個自由度).

在動力顯式分析軟件LS-DYNA中模擬分析,并基于后處理軟件LS-PREPOST對計算結(jié)果進(jìn)行處理. 陶粒采用*MAT_CRUSHABLE_FOAM單元模擬,其密度為5 350 kg/m³,彈性模量為12 GPa,泊松比為0.25,并輸入陶粒的壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線,曲線由筒壓試驗(yàn)測得(圖 12). 軟體層5 mm厚纖維增強(qiáng)橡膠采用*MAT_ELASTIC單元模擬,其密度為1 350 kg/m³,泊松比為0.32,彈性模量由拉伸試驗(yàn)測得為493.73 GPa; 鋼船艏、鋼塊車身及橋墩采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC單元模擬,其中,鋼船艏材料的最大失效應(yīng)變?yōu)?.35^[19].

圖 12 陶粒壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線
Fig.12 Stress-strain curve of ceramsite

橋墩在網(wǎng)格劃分時采用統(tǒng)一的30 mm的六面體網(wǎng)格尺寸. 船艏部分網(wǎng)格尺寸為30 mm,陶粒和軟體層網(wǎng)格尺寸為20 mm,由于其余部分遠(yuǎn)離撞擊區(qū)域,為提高計算效率,船身和鋼塊網(wǎng)格尺寸為40 mm. 本模型包含兩個接觸對,即軟體與橋墩間的相互接觸、撞擊體與軟體間的相互接觸,接觸參數(shù)見表1.

表1 接觸參數(shù)
Tab.1 Contact parameters

有限元模擬所設(shè)工況和模型試驗(yàn)一致,主要對比有限元模擬和模型試驗(yàn)的撞擊力時程曲線和軟體變形形態(tài),驗(yàn)證有限元計算的準(zhǔn)確性.

如圖 13所示,RC工況下,試驗(yàn)的撞擊力最大值為92.15 kN,有限元模擬的撞擊力最大值為105.91 kN,兩者相對誤差為14.93%; 試驗(yàn)和有限元模擬的撞擊持續(xù)時間基本相同,分別為0.103 s和0.119 s,撞擊力時程曲線趨勢基本吻合. FRRC工況下,試驗(yàn)的撞擊力最大值為68.90 kN,有限元模擬的撞擊力最大值為78.51 kN,兩者相對誤差為13.95%. 試驗(yàn)和有限元模擬的撞擊持續(xù)時間基本相同,分別為0.150 s和0.152 s. 如圖 14所示,構(gòu)件的變形形態(tài)也基本相同. 由表2可知,該纖維增強(qiáng)橡膠復(fù)合材料軟體系統(tǒng)對船撞力的削減率在試驗(yàn)中為25.23%,在有限元模擬時為25.87%,二者誤差僅為2.5%. RC工況下,船艏潰縮吸能,吸能試驗(yàn)值為1 632.85 J,模擬值為1 801.53 J,相對誤差為10.33%,FRRC工況下,船艏潰縮量較小,吸能主要由軟體系統(tǒng)承擔(dān),吸能試驗(yàn)值為3 038.51 J,模擬值為3 121.76 J,相對誤差為2.74%. 從上述結(jié)果可以看出,有限元模擬的撞擊力-時程曲線的趨勢與試驗(yàn)基本一致,兩個工況的試驗(yàn)值和有限元模擬值的誤差也都在20%以內(nèi),船撞力削減率的試驗(yàn)值和模擬值相對誤差很小,從而驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性.

圖 13 有限元模擬與模型試驗(yàn)撞擊力-時程曲線對比
Fig.13 Comparison of impact force-time curves between FE analysis and impact test

圖 14 有限元與試驗(yàn)構(gòu)件變形狀態(tài)對比
Fig.14 Comparison between FE analysis and impact test

表2 撞擊試驗(yàn)值與有限元值結(jié)果對比
Tab.2 Comparison of results between horizontal impact test and FE analysis

在驗(yàn)證有限元模型可靠性后,分別對設(shè)有直徑為30 cm、40 cm、50 cm的纖維增強(qiáng)橡膠復(fù)合材料軟體的橋墩建立有限元模型,進(jìn)一步對比不同直徑纖維增強(qiáng)橡膠復(fù)合材料軟體系統(tǒng)的吸能效果,圖 15為三種工況的撞擊力-時程曲線,以撞擊力出現(xiàn)點(diǎn)為起始點(diǎn),曲線下降段出現(xiàn)拐點(diǎn)為終止點(diǎn),三種工況的撞擊持續(xù)時間分別為0.103 s、0.112 s、0.129 s,即隨著軟體直徑的增大,撞擊持續(xù)時間也會增大,相應(yīng)地撞擊力峰值降低,對水平撞擊力峰值的削減率分別為25.87%、42.08%、58.77%.無軟體工況下,船艏潰縮能量吸收率為55.81%,設(shè)置軟體后能量吸收率提高顯著且船艏無明顯潰縮.筒徑30 cm軟體工況下,能量吸收率達(dá)96.71%,筒徑40 cm和筒徑50 cm軟體工況下能量吸收率可達(dá)100%. 綜上可知,纖維增強(qiáng)橡膠復(fù)合材料軟體的直徑對其撞擊吸能特性有著顯著影響,撞擊力削減率與軟體直徑基本呈線性關(guān)系,直徑每增大10 cm,船撞力削減率增大約16%. 軟體吸能效果顯著,同時對船艏起到了很好的保護(hù)作用.

圖 15 三種工況下撞擊力—時程曲線對比
Fig.15 Comparison of impact force-time curves under three working conditions

表3 參數(shù)分析結(jié)果
Tab.3 Parameter analysis results