(1.南京工业大学 土木工程学院,江苏 南京 211816; 2.江苏省交通工程建设局,江苏 南京 210004)
纤维增强橡胶复合材料; 撞击试验; 破坏模式; 吸能; 数值模拟
(1.College of Civil Engineering, Nanjing Tech University, Nanjing 211816, China; 2.Jiangsu Provincial Transportion Engineering Construction Bureau, Nanjing 210004, China)
fiber-reinforced rubber composite; impact test; failure mode; energy-absorbing; numerical simulation
DOI: 10.15986/j.1006-7930.2022.02.004
当前国内外常用桥梁防撞设施,如人工岛、群桩、钢套箱、橡胶护舷等,存在占用航道多、撞损后难以修复、船撞力削减幅度有限等诸多弊端[1-7],因此,采用新材料设计开发新型防撞系统具有重要意义.
针对以上传统材料防撞设施的局限性,首创了纤维增强树脂基复合材料防撞系统[8-11],已应用于润扬长江大桥等30余座大型桥梁,其具有比刚度大、比强度高、可设计性好、耐腐蚀、吸能性能良好等优良性质,但也存在弹性行程短、碰撞变形不可恢复、维修成本高等弊端[12-17],难以做到桥墩、船舶和防撞系统的三不损,而早在1976年,英国曾开发出一种立式柔性胶囊沙袋防护系统[18],用于抵御大吨位船舶撞击,克服了传统防护工程造价高、维修和施工困难的缺点,但该系统只适合水深不大、水流较缓、地质条件良好的桥址区域. 借鉴该防护系统的材料组成和吸能原理,提出了一种散粒体填充纤维增强橡胶复合材料软体防撞系统,如图1. 该防撞系统的整体结构如图1(a)所示; 防撞系统包围桥墩漂浮于水面,与桥墩无固定接触,从而适应水位变化,如图1(b)所示.该结构主要由软体腔、腔内散粒体及腔外保护罩三部分组成. 软体腔为主体结构,由纤维增强橡胶基复材薄壁软体材料制成,为圆筒形.散粒体密实填充于软体腔内部,起主耗能作用.防护罩以分段式结构包覆于软体腔外部,对软体腔起保护作用,如图1(c)所示.
图1 纤维增强橡胶复合材料软体防撞系统
Fig.1 Fiber reinforced rubber composite anti-collision system
本文为研究散粒体填充纤维增强橡胶复合材料软体系统的撞击吸能特性,进行了裸墩、设有纤维增强橡胶复合材料软体防撞系统桥墩的水平撞击试验,并与有限元模拟结果对比,验证有限元模型的正确性,进而利用数值分析研究不同直径纤维增强橡胶复合材料软体的防撞性能,为该结构在桥梁防船撞领域的应用提供参考.
试验采用5 mm厚度的纤维增强橡胶复合材料,内部组成为四层纤维布五层橡胶,纤维布和橡胶之间采用热黏合. 拉伸性能试验参照国家标准《硫化橡胶和热塑性橡胶拉伸性的测定》(GB/T 528—92)进行,拉伸试件尺寸取115 mm×6 mm(狭小平行部分宽)×25 mm,两个夹持端通过粘贴2 mm厚的加强片增大咬合力,拉伸试件数量为3个,试验加载速度设为2 mm/min.
试验过程中纤维布先断裂,发出“噼啪”声,最后橡胶开始断裂,见图2. 从另一方面也说明了橡胶的延展性强,而纤维布的主要作用是提高拉伸强度. 纤维增强橡胶复合材料的应力—应变曲线见图3. 取三个试件试验结果的平均值可得5 mm厚纤维增强橡胶复合材料伸长率为4.93%,拉伸强度为106.45 MPa,弹性模量为493.73 MPa,其拉伸过程近似呈线弹性.
图2 纤维增强橡胶复合材料拉伸试验
Fig.2 Tensile test of fiber reinforced rubber composites
图3 纤维增强橡胶复合材料应力—应变曲线
Fig.3 Stress-strain curves of fiber reinforced rubber composite
软体系统的尺寸及软体层厚度根据实际尺寸按照1:10的比例缩比,其直径为300 mm,迎撞侧宽度为800 mm. 纤维增强橡胶复合材料厚度为5 mm,内部组成为四层纤维布五层橡胶,如图4,纤维布和橡胶之间采用热黏合,选用粒径10 mm以下的陶粒作为内部填充料,如图5,软体悬挂在桥墩前方以模拟软体漂浮于水面的状态,如图6.
图4 纤维增强橡胶复合材料
Fig.4 Fiber reinforced rubber composite
图5 纤维增强橡胶复合材料软体系统
Fig.5 Fiber reinforced rubber composites soft body system
图6 桥墩前方设置复合材料软体系统
Fig.6 Soft body system in front of bridge pier
本试验船艏模型的原型为5 000DWT货轮,模型采用与船舶同样材性的钢板按照实际尺寸的1:10比例缩比制作,通过抗弯刚度等效简化实际船舶内加劲肋等结构,确定船艏缩尺模型各层钢板以及外壳钢板厚度均为1.5 mm,钢板之间采用氩弧焊连接,船艏模型质量为34 kg,船艏与撞击刚性小车之间通过焊接连接.
图7 船艏模型
Fig.7 Model of the ship bow
本试验在南京工业大学230 kJ落锤试验机上进行,水平撞击试验系统主要包括落锤、小车、导轨、反力墙等部分. 落锤试验机型号为DTM2234-11,最大提升高度20 m,可提供最大230 000 J的冲击能量. 通过滑轮将落锤的部分重力势能转化为小车的动能. 小车质量为1 580 kg,小车和船头总质量为1 614 kg,撞击处距基础顶面600 mm,小车前端刚性撞击头尺寸为580 mm×200 mm×100 mm. 水平撞击试验系统布置如图8.
图8 水平撞击试验系统
Fig.8 Horizontal impact test system
试验测量的数据包括水平撞击力和撞击速度. 动态数据采集系统包括力传感器、速度采集器、电荷放大器、数据采集箱等. 撞击力基于力传感器上应变变化转换采集得到,力传感器的精度等级为0.5级,其固有频率为200 kHz,信号经DH3840程控应变放大器放大后输入到动态数据采集仪. 速度采集的精度等级为0.5级,采用双束激光测量. 撞击过程通过高速摄像仪拍摄,型号为索尼NEX-FS700RH,每秒帧数400FPS.
本试验船艏-小车撞击体质量为1.614 t,撞击速度为2 m/s,桥墩为整体现浇桥墩,根据有无防撞设施设置裸墩(RC)、设有散粒体填充纤维增强橡胶复合材料软体系统墩(FRRC)两种试验工况.
图9给出了两种工况的撞击力-时程曲线. 当速度为2 m/s时,裸墩承受的撞击力最大值为92.15 kN,船艏接触桥墩后上翘,船艏前端出现溃缩,如图 10.
图9 两种工况下的撞击力-时程曲线(v=2 m/s)
Fig.9 Impact force-time histories curves under two working conditions(v=2 m/s)
图 10 RC工况水平撞击试验
Fig.10 Horizontal impact test under RC
设有纤维增强橡胶复合材料软体防撞系统的桥墩承受的撞击力最大值为68.90 kN,其撞击力时程曲线出现了两个峰值. 第一个峰值为68.90 kN,出现在0.067 s处,为船头与纤维增强橡胶复合材料软体防撞系统碰撞时产生,经过纤维增强橡胶复合材料软体溃缩及陶粒破碎摩擦压缩后,船头与墩身碰撞,于0.090 s出现第二个峰值,为65.10 kN. 纤维增强橡胶复合材料软体防撞系统对撞击力最大值的削减率为25.23%. 纤维增强橡胶复合材料软体系统在受到撞击后能很快恢复变形,表面没有明显破损,小车被反弹距离较远,如图 11(b)所示,该纤维增强橡胶复合材料软体系统能够有效吸收撞击产生的能量.
图 11 FRRC工况水平撞击试验
Fig.11 Horizontal impact test under FRRC
采用ANSYS软件建立水平撞击试验有限元模型,船艏和复合材料软体采用Shell163壳单元(4结点单元,具有6个自由度,包括x、y、z方向的位移自由度和绕x、y、z轴的转动自由度). 船身、陶粒和桥墩取用Solid164三维实体单元(8个节点3维显示单元,各节点有x、y、z方向的平移、速度和加速度3个自由度).
在动力显式分析软件LS-DYNA中模拟分析,并基于后处理软件LS-PREPOST对计算结果进行处理. 陶粒采用*MAT_CRUSHABLE_FOAM单元模拟,其密度为5 350 kg/m3,弹性模量为12 GPa,泊松比为0.25,并输入陶粒的压缩应力-应变曲线,曲线由筒压试验测得(图 12). 软体层5 mm厚纤维增强橡胶采用*MAT_ELASTIC单元模拟,其密度为1 350 kg/m3,泊松比为0.32,弹性模量由拉伸试验测得为493.73 GPa; 钢船艏、钢块车身及桥墩采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC单元模拟,其中,钢船艏材料的最大失效应变为0.35[19].
图 12 陶粒压缩应力-应变曲线
Fig.12 Stress-strain curve of ceramsite
桥墩在网格划分时采用统一的30 mm的六面体网格尺寸. 船艏部分网格尺寸为30 mm,陶粒和软体层网格尺寸为20 mm,由于其余部分远离撞击区域,为提高计算效率,船身和钢块网格尺寸为40 mm. 本模型包含两个接触对,即软体与桥墩间的相互接触、撞击体与软体间的相互接触,接触参数见表1.
表1 接触参数
Tab.1 Contact parameters
有限元模拟所设工况和模型试验一致,主要对比有限元模拟和模型试验的撞击力时程曲线和软体变形形态,验证有限元计算的准确性.
如图 13所示,RC工况下,试验的撞击力最大值为92.15 kN,有限元模拟的撞击力最大值为105.91 kN,两者相对误差为14.93%; 试验和有限元模拟的撞击持续时间基本相同,分别为0.103 s和0.119 s,撞击力时程曲线趋势基本吻合. FRRC工况下,试验的撞击力最大值为68.90 kN,有限元模拟的撞击力最大值为78.51 kN,两者相对误差为13.95%. 试验和有限元模拟的撞击持续时间基本相同,分别为0.150 s和0.152 s. 如图 14所示,构件的变形形态也基本相同. 由表2可知,该纤维增强橡胶复合材料软体系统对船撞力的削减率在试验中为25.23%,在有限元模拟时为25.87%,二者误差仅为2.5%. RC工况下,船艏溃缩吸能,吸能试验值为1 632.85 J,模拟值为1 801.53 J,相对误差为10.33%,FRRC工况下,船艏溃缩量较小,吸能主要由软体系统承担,吸能试验值为3 038.51 J,模拟值为3 121.76 J,相对误差为2.74%. 从上述结果可以看出,有限元模拟的撞击力-时程曲线的趋势与试验基本一致,两个工况的试验值和有限元模拟值的误差也都在20%以内,船撞力削减率的试验值和模拟值相对误差很小,从而验证了有限元模型的准确性.
图 13 有限元模拟与模型试验撞击力-时程曲线对比
Fig.13 Comparison of impact force-time curves between FE analysis and impact test
图 14 有限元与试验构件变形状态对比
Fig.14 Comparison between FE analysis and impact test
表2 撞击试验值与有限元值结果对比
Tab.2 Comparison of results between horizontal impact test and FE analysis
在验证有限元模型可靠性后,分别对设有直径为30 cm、40 cm、50 cm的纤维增强橡胶复合材料软体的桥墩建立有限元模型,进一步对比不同直径纤维增强橡胶复合材料软体系统的吸能效果,图 15为三种工况的撞击力-时程曲线,以撞击力出现点为起始点,曲线下降段出现拐点为终止点,三种工况的撞击持续时间分别为0.103 s、0.112 s、0.129 s,即随着软体直径的增大,撞击持续时间也会增大,相应地撞击力峰值降低,对水平撞击力峰值的削减率分别为25.87%、42.08%、58.77%.无软体工况下,船艏溃缩能量吸收率为55.81%,设置软体后能量吸收率提高显著且船艏无明显溃缩.筒径30 cm软体工况下,能量吸收率达96.71%,筒径40 cm和筒径50 cm软体工况下能量吸收率可达100%. 综上可知,纤维增强橡胶复合材料软体的直径对其撞击吸能特性有着显著影响,撞击力削减率与软体直径基本呈线性关系,直径每增大10 cm,船撞力削减率增大约16%. 软体吸能效果显著,同时对船艏起到了很好的保护作用.
图 15 三种工况下撞击力—时程曲线对比
Fig.15 Comparison of impact force-time curves under three working conditions
表3 参数分析结果
Tab.3 Parameter analysis results
针对纤维增强橡胶复合材料软体系统进行的水平撞击试验,对比验证了有限元模型,并利用该模型进行了参数分析,得出以下结论:
(1)模拟结果中荷载-时程曲线的趋势与试验基本一致,软体受撞击后变形形态也与试验一致,水平撞击模拟结果和试验结果对比的误差在20%以内,尤其在撞击力削减率上,试验值为25.23%,模拟值为25.87%,误差仅为2.5%,从而验证了有限元模型的有效性与准确性;
(2)根据撞击试验结果,该软体系统受撞后产生明显变形,撞击处耗能填充料呈现破碎状,但软体受撞后能迅速回弹,且表面无明显破坏,相比于纤维增强树脂基复合材料受撞后表面易破坏且变形不可恢复的弊端,纤维增强橡胶复合材料软体具有非常显著的优势;
(3)根据参数分析结果,三种工况的撞击力峰值分别为78.15 kN、61.34 kN、43.67 kN,撞击力峰值削减幅度分别达到25.87%、42.08%、58.77%,该纤维增强橡胶复合材料软体系统能够耗散大部分能量,撞击吸能效果显著,对船艏起到很好的保护作用,软体直径对其撞击吸能性能有较大的影响.
为进一步研究纤维增强橡胶复合材料软体系统的撞击吸能特性,还需考虑撞击次数、耗能填充料、纤维增强橡胶复合材料软体面层等因素的影响.
