輕型復合材料上層建筑與鋼質船體連接結構設計分析

李涵，郭占一

1 海軍裝備部裝備保障大隊，北京100073

2 大連船舶重工集團設計研究院有限公司，遼寧大連116000

0 引 言

上層建筑位于水面艦艇的頂端，其上安裝有各種通信天線、雷達等具有強大電磁輻射的設備，故極易被敵方雷達捕捉。從隱身性的角度出發，由于復合材料夾芯板具備有效損耗和吸收雷達波的作用，因此采用其制造多功能一體化上層建筑的圍壁，能夠起到減小雷達散射截面（RCS）的效果。除了能提高艦艇的隱身性能外，復合材料還具備低密度、高強度的力學性能，使用復合材料上層建筑可以有效降低船體結構的重量和重心。另外，海洋環境具有高濕度、高鹽度的特點，而復合材料在此環境下不易被腐蝕，因此復合材料是制作輕質上層建筑最理想的材料。雖然復合材料的各種性能都極為優良，但其在船舶領域的應用依然處于起步階段，其根本原因在于復合材料無法像金屬一樣進行焊接，其連接技術遠不如金屬成熟，因而嚴重制約了復合材料在船舶領域的大規模應用。

連接結構是復合材料的薄弱環節。由于結構不連續，連接位置本身存在較大的應力集中。據統計，約有60%～70%的復合材料結構損傷出現在連接位置附近，所以復合材料連接結構設計一直受到學者們的高度關注和重視，近幾十年來國內外學者已進行了大量研究。相比價格昂貴的試驗，學者們更傾向于利用高效的有限元方法研究復合材料連接結構的強度問題并完成優化設計。Barbero［1-3］等針對復合材料螺栓連接結構的強度問題，采用有限元方法模擬損傷裂紋擴展的趨勢，得到了幾種失效模式發生的順序。Oh［4-6］等利用有限元軟件建立有限元模型分析了影響復合材料螺栓連接結構極限承載能力的幾大因素。張博平和冒穎［7-8］等通過有限元法對復合材料多釘連接的載荷分配進行了一定的研究。李友和［9］、朱敏［10］和史堅忠［11］對復合材料連接結構予以了設計。劉興科［12-14］等利用有限元方法建立金屬和復合材料連接結構模型，選取各自的失效準則，完成了極限強度以及訂載分配方面的研究。

上述研究多關注復合材料與復合材料之間的連接結構，極少涉及復合材料與金屬的連接，而且結構形式大多也是針對航空航天結構，而船用復合材料的連接問題尚未得到學者們的廣泛關注。考慮到船舶結構的特殊性，本文將從一體化復合材料上層建筑的角度入手，對復合材料上層建筑與鋼質主船體之間的連接結構進行設計，并完成相應的強度校核，旨在為復合材料上層建筑在艦船領域的應用提供部分參考。

1 復合材料與鋼連接結構設計

本質上，對于承載不大的薄壁結構來說，膠連接具有更大的連接面積，不需要額外的緊固件，氣動外形更加連續，故其更加適合作為復合材料與金屬之間的連接方式。但考慮到船舶上層建筑與主船體之間存在較大的剪力，并且膠粘劑在海洋環境下容易老化、失效，為了提高連接結構的可靠性和安全性，在設計復合材料主承力結構之間的連接結構時，建議采用機械連接。考慮到螺栓連接相對于鉚釘連接可以重復裝配和拆卸，并且可承受更大的載荷，故本文將采用螺栓連接作為復合材料上層建筑與鋼質主船體之間的連接方式。

由于單剪連接結構本身不對稱，如圖1（a）所示，在拉、壓作用下會產生偏心彎矩，如圖1（b）所示，相對于對稱的雙剪結構，其連接強度明顯要低，因此對于復合材料與鋼的螺栓連接結構設計，本文推薦使用雙剪結構的連接形式。

圖1 單剪連接結構變形示意圖Fig.1 Deformation diagram of single shear joint structure

螺栓連接結構的連接形式將直接影響螺栓連接的強度。國內、外現有復合材料與金屬連接結構的設計構型有“L”型、“ π ”型和“T”型，具體形式如圖2 所示。3 種經典的螺栓連接形式分別具有不同的優、缺點和使用條件，本文將逐一闡述。

圖2 復合材料與金屬連接結構的設計構型Fig.2 Design configuration of composite and metal structure

“L”型連接（圖2（a））可用在上層建筑的圍壁上。其優點是：無需布置連接鋼板，減重效果好，同時螺栓未顯露在空氣中，氣動外形較好，因此獲得的雷達散射面最小，在隱身性能上具有優勢。缺點是：螺栓布置在結構下方，需要在甲板上開孔，將導致出現應力集中現象，破壞甲板的連續性，并且甲板的邊板位置一般要承受較大的總縱彎曲應力，不可隨意開孔。另外，當圍壁受到側向或者垂向循環載荷作用時，夾芯板折角容易出現疲勞問題。此種連接形式適用于側向或者垂向載荷不大的小型橋樓與主甲板的連接，或者橫、縱艙壁與甲板連接的位置。

“ π ”型連接（圖2（b））同樣多用于上層建筑的圍壁底端，復合材料夾芯板內、外兩側布置連接鋼板。其優點是：從結構安全的角度來說此種連接形式最為可靠，同時可以傳遞較大的載荷。當上層建筑側壁受到較大的面外壓力時，可以在內側連接鋼板上額外焊接加強肘板。其缺點是：此種連接形式由于加入了連接鋼板，不可避免地增加了連接結構的重量，在一定程度上抵消了復合材料減輕重量的優勢，并且圍壁外側布置有裸露的鋼板和螺栓，氣動外形不完美，RCS 相比于“L”型連接將有所增加。此外，由于鋼板和螺栓暴露在空氣中，在海洋環境下還易受到腐蝕。

“T”型連接（圖2（c））與“π”型連接的主要區別在于連接鋼板布置在復合材料兩層面板中間，相當于用連接鋼板取代了連接位置夾芯板的泡沫芯材。其優點是：此種連接形式相對于“ π ”型連接減少了一塊連接鋼板，在一定程度上能夠降低結構重量，同時因連接鋼板未暴露在空氣中，又可避免海水上浪對連接鋼板的腐蝕。但由于夾芯板的芯材較厚，從重量控制的角度考慮，不能布置厚度等于泡沫芯材的連接鋼板，因此需在連接位置以外布置過渡區，從而使工藝更加復雜。此外，不少“T”型連接僅在內側逐步增加芯材厚度，也使結構不對稱，在受拉壓載荷時會產生附加彎矩。

由于復合材料上層建筑與鋼質主船體連接結構設計的相關技術尚不成熟，為了得到更加安全、可靠的設計方案，同時易于在工藝上實現，結合復合材料上層建筑的受力特點，本文選用“π”型連接作為復合材料上層建筑圍壁與鋼質主船體之間連接結構的基本形式。參考復合材料夾芯板在艦船上的一些應用情況，夾芯板的上、下面板采用玻璃纖維增強型樹脂基復合材料，芯材采用PVC 泡沫。具體連接結構形式如圖3 所示，材料參數如表1 和表2 所示，幾何尺寸如表3 所示。

圖3 復合材料與鋼的“ π”型連接結構設計模型示意圖Fig.3 Joint structure design model sketch of π-type between composite and steel

表1 玻璃鋼面板與PVC 芯材等效材料屬性Table 1 Material property of GFRP panels and PVC core

表2 玻璃鋼與PVC 芯材的極限強度Table 2 Ultimate strength of GFRP and PVC

表3 復合材料與鋼的“π”型連接結構尺寸參數Table 3 Dimension parameter of π-type joint structure between composite and steel

表中：EX，EY，EZ為3 個方向上的彈性模量；νXY，νXZ，νYZ為泊松比；GXY，GXZ，GYZ為剪切模量；TX，TY，TZ為3 個方向上的拉伸強度；CX，CY，CZ為壓縮強度；R，S，T 為剪切強度。

連接結構整體有限元模型以及螺栓細節有限元模型分別如圖4 和圖5 所示。復合材料層合板采用Solid 46 單元，即3D8 節點分層結構實體單元，而連接鋼板和螺栓則采用Solid 45 單元。

圖4 連接結構的有限元模型Fig.4 FEM model of joint structure

圖5 螺栓結構的有限元模型Fig.5 FE model of bolt

2 復合材料與鋼連接結構外載荷計算

強力上層建筑是在船舯0.4L 范圍內、長度超過0.15L（L 為船長）的上層建筑，需校核其參與總縱彎曲時的結構強度。對輕質上層建筑而言，其參與總縱彎曲的程度很低，故在初步設計階段，上層建筑強度校核的計算載荷可從局部載荷的角度考慮，將浪花飛濺沖擊載荷作為設計載荷。目標輕型上層建筑模型的具體尺寸為：長20 m，寬9 m，高7.3 m，主甲板以上設置3 層甲板，在前側圍壁之間設置有折角過渡，以減小迎風面阻力，前、后圍壁以及側圍壁均有10°的內傾。上層建筑內部布置有一道橫艙壁，將上層建筑分為2 個艙室。加強材選用復合材料箱型梁，縱梁間距1.2 m，橫梁間距1.0 m，如圖6 所示。復合材料箱型梁不存在強度問題，設計箱型梁主要從控制變形的角度出發。

圖6 復合材料上層建筑三維幾何模型Fig.6 Three-dimensional geometric model of composite superstructure

為使計算更加方便、快捷，不建議使用過渡網格漸變以及采用MPC184 使局部連接結構的Solid單元與大尺寸上層建筑的Shell 單元連接，故采用子模型方法，將復合材料與鋼連接結構所受外載荷從輕型復合材料上層建筑在砰擊載荷作用下產生的結構反力中提取。為提取結構反力，本文將模型網格細化，使網格尺寸與設計的典型連接結構模型寬度保持一致。經計算，頂甲板位置處結構變形最大，如圖7 所示，在上層建筑后圍壁和側圍壁布置有箱型梁的位置上結構反力較大。本文將分別沿船寬和船長方向提取上層建筑連接位置處的單元結構反力（即沿壁板方向的垂向作用力）和彎矩，具體結果如圖8～圖13所示。

由圖9～圖10 可知，上層建筑后圍壁的垂向作用力在加筋位置處出現了明顯峰值，而彎矩的分布結果與垂向作用力的分布有明顯區別，彎矩在加筋處出現了極小值，其分布與垂向作用力相反。

圖7 砰擊載荷作用下的變形云圖Fig.7 Deformation contours under slamming loads

圖8 沿船寬方向提取的上層建筑后圍壁連接位置單元結構反力示意圖Fig.8 Reaction force of superstructure back wall along with the width direction of ship

圖9 沿船寬方向分布的垂向作用力Fig.9 Distribution of vertical reaction force along with the width direction of ship

圖10 沿船寬方向分布的彎矩Fig.10 Distribution of bending moment along with the width direction of ship

圖11 沿船長方向提取的上層建筑側圍壁連接位置單元結構反力示意圖Fig.11 Reaction force of superstructure side wall along with the length direction of ship

圖12 沿船長方向分布的垂向作用力Fig.12 Distribution of vertical reaction force along with the length direction of ship

圖13 沿船長方向分布的彎矩Fig.13 Distribution of bending moment along with the length direction of ship

與后圍壁連接位置處的部分規律相似，上層建筑側圍壁連接位置結構單元反力和彎矩沿船長方向分布趨勢如圖12和圖13所示。可知垂向作用力的極大值出現在側圍壁布置有箱型梁的位置處，彎矩絕對值的極小值出現在布置有箱型梁的位置處。

經計算，整個復合材料上層建筑最大垂向作用力1 267 N 和最大向內彎矩54.6 N·m 均發生在后圍壁處。本文將選用上述最大垂向作用力和最大向內彎矩作為“π”型連接結構的載荷設計。其他位置的載荷因相對較小，故在“π”型連接結構強度校核中不予考慮。考慮到最大垂向作用力和最大向內彎距發生在不同位置，在垂向作用力出現最大值的位置向內彎矩恰好為極小值，而在彎矩出現最大值的位置垂向作用力又為極小值，故兩者不存在耦合作用。因此，將兩者分開，作為兩個獨立的設計工況分別進行連接結構的強度校核，具體加載方式如圖14和圖15所示。

3 復合材料與鋼連接結構強度計算

3.1 連接結構在垂向拉伸載荷作用下的強度計算

圖14 連接結構垂向力加載示意圖Fig.14 Vertical force loading sketch of joint structrue

圖15 連接結構彎矩加載示意圖Fig.15 Moment loading sketch of joint structure

首先，考慮在垂向拉伸載荷作用下的強度校核。約束條件為：兩塊連接鋼板底端剛性固定，垂向力以等效面載荷的形式施加在復合材料夾芯板上端面，具體加載方向如圖14 所示。借助有限元軟件，得到最終計算結果如圖16 所示。

圖16 拉伸載荷作用下的整體垂向位移Fig.16 Vertical displacement under tensile loading

由圖16 可知，在垂向拉伸載荷作用下，連接結構發生變形，在拉伸方向出現伸長，受鋼質螺栓的限制，連接部位的變形并不明顯，而非連接部位的伸長量相對較大，考慮到復合材料夾芯板的剛度遠低于連接鋼板，認為該計算結果較為合理。

如圖17 所示，鋼質螺栓在垂向拉伸載荷的作用下發生了向上彎曲，但變形量很小，同時連接鋼板也出現了輕微的伸長。螺栓和連接鋼板以及螺栓和玻璃鋼面板相接觸的位置出現了明顯的應力集中現象，該位置的Mises 應力明顯高于螺栓的其他位置，其最大值為46.6 MPa。同時，在連接鋼板的螺栓孔附近也出現了十分明顯的應力集中現象，高應力區僅分布在螺栓孔附近的環形區域，如圖18所示，連接鋼板的Mises應力最大為56.1 MPa，螺栓與連接鋼板的最大Mises 應力均遠小于材料的屈服極限應力350 MPa，所以螺栓與連接鋼板不會發生破壞。

圖17 拉伸載荷作用下的螺栓Mises 應力云圖Fig.17 Mises stress contours of bolts under tensile loading

圖18 拉伸載荷作用下連接鋼板Mises 應力云圖Fig.18 Mises stress contours of steel under tensile loading

考慮到玻璃鋼的彈性模量遠大于泡沫芯材，故夾芯板的拉伸載荷主要由玻璃鋼面板承受，所以對于內、外玻璃鋼面板，重點考察正應力部分。由于復合材料的各向異性，載荷主要通過纖維傳遞，故需校核3 個方向的應力以及面內剪切應力。

如圖19～圖24 所示，玻璃鋼面板在X，Y，Z 方向的應力σX，σY，σZ，以及其面內剪切應力τXY均在螺栓孔處出現了應力集中，在3 個正應力中，σX的最大值最大，達22.3 MPa，但依然遠低于玻璃鋼面板的拉伸極限應力180 MPa。由于泡沫芯材的彈性模量不到玻璃鋼的1%，考慮到結構的連續性以及應變近似的情況，其X 方向的應力和剪切應力均較小，分別僅為0.297 MPa 和0.069 MPa，也明顯低于材料極限應力。經綜合整理，如表4所示，在承受拉伸載荷作用時，結構各部分的不同應力最大值均小于材料極限應力，且保留有至少3 倍以上的安全裕度。故本文設計的“ π”型雙螺栓、雙剪連接結構滿足此項設計要求，即在拉伸工況下不會發生破壞。

3.2 連接結構在彎矩載荷作用下的強度計算

本工況將向內的彎矩載荷作為設計載荷。經過有限元計算，得到的計算結果如下。

圖19 拉伸載荷下玻璃鋼面板在X 方向應力云圖Fig.19 X direction stress contours of GFRP panels under tensile loading

圖20 拉伸載荷下玻璃鋼面板在Y 方向應力云圖Fig.20 Y direction stress contours of GFRP panels under tensile loading

圖21 拉伸載荷下玻璃鋼面板在Z 方向應力云圖Fig.21 Z direction stress contours of GFRP panels under tensile loading

圖22 拉伸載荷下玻璃鋼面板面內剪切應力云圖Fig.22 XY direction shear contours of GFRP panels under tensile loading

圖23 拉伸載荷下泡沫芯材在X 方向應力云圖Fig.23 X direction stress contours of PVC core under tensile loading

圖24 拉伸載荷下泡沫芯材面內剪切應力云圖Fig.24 XY direction shear contours of PVC core under tensile loading

表4 拉伸載荷作用下的應力極值和材料極限應力對比Table 4 Comparison between maximum stress values and ultimate stress values of material under tensile loading

如圖25 所示，在向內彎矩作用下，連接結構整體發生了輕微的向內彎曲。考慮到連接位置布置有連接鋼板，夾芯板外伸部分抗彎剛度小于連接部分，所以整個結構在頂端部分有相對較為明顯的轉角變形。如圖26 和圖27 所示，鋼質螺栓最大Mises 應力為80.3 MPa，連接鋼板最大Mises 應力為104 MPa，其在數值上相對于拉伸工況較大，但依然明顯小于材料屈服極限應力350 MPa，并且保留有3 倍以上的安全裕度。

圖25 彎矩作用下的整體位移Fig.25 Displacement under bending moment

圖26 彎矩作用下的螺栓Mises 應力云圖Fig.26 Mises stress contours of bolts under bending moment

圖27 彎矩作用下的連接鋼板Mises 應力云圖Fig.27 Mises stress contours of steel under bending moment

如圖28～圖33 所示，玻璃鋼面板和泡沫芯材均出現了一定程度上的向內彎曲，與垂向拉伸工況相同，玻璃鋼面板在螺栓孔附近的環形區域出現了明顯的應力集中，3 個正應力中，玻璃鋼面板在X 方向上的應力σX最大，為17.4 MPa，遠小于玻璃鋼的極限應力。如表5 所示，除泡沫芯材以外，結構各個部分在強度指標上都保留有至少3倍的安全裕度。由于加載方式不同，泡沫芯材的安全裕度相對較小，但也保證了1.83 倍的安全裕度。故在彎矩工況下，本文設計的“π”型雙螺栓、雙剪連接結構不會發生破壞，滿足此項設計要求。

綜合垂向拉伸載荷和彎矩載荷這2 種設計工況，發現連接結構各個部分的所有考察應力均小夾芯板的連接結構，應重點關注芯材的剪切問題。

圖28 彎矩作用下的玻璃鋼面板在X 方向應力云圖Fig.28 X direction stress contours of GFRP panels under bending moment

圖29 彎矩作用下的玻璃鋼面板在Y 方向應力云圖Fig.29 Y direction stress contours of GFRP panels under bending moment

圖30 彎矩作用下的玻璃鋼面板在Z 方向應力云圖Fig.30 Z direction stress contours of GFRP panels under bending moment

圖31 彎矩作用下的玻璃鋼面板面內剪切應力云圖Fig.31 XY direction shear contours of GFRP panels under bending moment

圖32 彎矩作用下的泡沫芯材在X 方向應力云圖Fig.32 X direction stress contours of PVC core under bending moment

圖33 彎矩作用下的泡沫芯材面內剪切應力云圖Fig.33 XY direction shear contours of PVC core under bending moment

表5 彎矩作用下應力極值和材料極限應力對比Table 5 Comparison between maximum stress values and ultimate stress values of material under bending moment

通過上述計算結果以及分析論證，顯示所設計的“π”型雙螺栓、雙剪連接結構在兩種設計工況下均未發生破壞，并保留有一定的安全裕度，表明所設計的復合材料上層建筑與鋼質主船體之間的連接結構設計合理、安全可靠，滿足工程應用上的要求。于材料極限應力，滿足設計要求。通過對比這2種工況，可知在向內彎矩載荷作用下，各項應力所保留的安全裕度絕大多數都小于垂向拉伸載荷作用下的工況，所以連接結構在向內彎矩載荷作用下相對危險一些。此外，在這2 種工況下，泡沫芯材剪切應力的安全裕度最小，結合此前開展的夾芯板的基本力學試驗，對于芯材厚度較大的夾芯板，通常都是泡沫芯材首先發生破壞，這也就證明泡沫芯材的剪切應力是一個薄弱環節，所以在設計復合材料連接結構時，尤其是對于擁有較厚芯材

4 結 論

本文以復合材料上層建筑與鋼質主船體之間的連接結構為設計目標，在綜合考慮船舶結構受力特點以及各種連接形式優、缺點的基礎上，選取并設計了較為實用的連接結構形式，并采用有限元方法進行強度校核，進而驗證了設計結構的可靠性。主要得到以下結論：

1）相對于單剪連接，雙剪連接由于結構對稱，在拉壓作用下不會引起附加彎矩，可承受更大的載荷，是理想的連接形式。“π”型連接結構連接效率高，可靠性強，工藝施工方便，經綜合考慮，采用了“π”型雙螺栓、雙剪連接結構作為具體的連接結構形式。

2）在砰擊載荷作用下，上層建筑連接結構所受的主要外力為向內彎矩和垂向作用力。垂向作用力的最大值出現在布置有加強梁的位置，而向內彎矩作用力的分布規律與垂向作用力相反，其最大值出現在兩道加強梁中間的位置，由于分布規律相反，兩者不會產生耦合作用。

3）本文所設計的“π”型雙螺栓、雙剪連接結構在垂向作用力及向內彎矩作用下滿足強度要求，并留有足夠的安全裕度，該設計方案能夠滿足復合材料上層建筑與鋼制主船體連接結構的需要，結構設計合理、可靠。

4）在2 種設計工況的強度校核中，泡沫芯材剪切應力的安全裕度最小。對于芯材較厚的夾芯板，泡沫芯材的剪切應力是薄弱環節，故在設計復合材料夾芯板連接結構時，應重點關注芯材的剪切問題。