轻型复合材料上层建筑与钢质船体连接结构设计分析

李涵，郭占一

1 海军装备部装备保障大队，北京100073

2 大连船舶重工集团设计研究院有限公司，辽宁大连116000

0 引 言

上层建筑位于水面舰艇的顶端，其上安装有各种通信天线、雷达等具有强大电磁辐射的设备，故极易被敌方雷达捕捉。从隐身性的角度出发，由于复合材料夹芯板具备有效损耗和吸收雷达波的作用，因此采用其制造多功能一体化上层建筑的围壁，能够起到减小雷达散射截面（RCS）的效果。除了能提高舰艇的隐身性能外，复合材料还具备低密度、高强度的力学性能，使用复合材料上层建筑可以有效降低船体结构的重量和重心。另外，海洋环境具有高湿度、高盐度的特点，而复合材料在此环境下不易被腐蚀，因此复合材料是制作轻质上层建筑最理想的材料。虽然复合材料的各种性能都极为优良，但其在船舶领域的应用依然处于起步阶段，其根本原因在于复合材料无法像金属一样进行焊接，其连接技术远不如金属成熟，因而严重制约了复合材料在船舶领域的大规模应用。

连接结构是复合材料的薄弱环节。由于结构不连续，连接位置本身存在较大的应力集中。据统计，约有60%～70%的复合材料结构损伤出现在连接位置附近，所以复合材料连接结构设计一直受到学者们的高度关注和重视，近几十年来国内外学者已进行了大量研究。相比价格昂贵的试验，学者们更倾向于利用高效的有限元方法研究复合材料连接结构的强度问题并完成优化设计。Barbero［1-3］等针对复合材料螺栓连接结构的强度问题，采用有限元方法模拟损伤裂纹扩展的趋势，得到了几种失效模式发生的顺序。Oh［4-6］等利用有限元软件建立有限元模型分析了影响复合材料螺栓连接结构极限承载能力的几大因素。张博平和冒颖［7-8］等通过有限元法对复合材料多钉连接的载荷分配进行了一定的研究。李友和［9］、朱敏［10］和史坚忠［11］对复合材料连接结构予以了设计。刘兴科［12-14］等利用有限元方法建立金属和复合材料连接结构模型，选取各自的失效准则，完成了极限强度以及订载分配方面的研究。

上述研究多关注复合材料与复合材料之间的连接结构，极少涉及复合材料与金属的连接，而且结构形式大多也是针对航空航天结构，而船用复合材料的连接问题尚未得到学者们的广泛关注。考虑到船舶结构的特殊性，本文将从一体化复合材料上层建筑的角度入手，对复合材料上层建筑与钢质主船体之间的连接结构进行设计，并完成相应的强度校核，旨在为复合材料上层建筑在舰船领域的应用提供部分参考。

1 复合材料与钢连接结构设计

本质上，对于承载不大的薄壁结构来说，胶连接具有更大的连接面积，不需要额外的紧固件，气动外形更加连续，故其更加适合作为复合材料与金属之间的连接方式。但考虑到船舶上层建筑与主船体之间存在较大的剪力，并且胶粘剂在海洋环境下容易老化、失效，为了提高连接结构的可靠性和安全性，在设计复合材料主承力结构之间的连接结构时，建议采用机械连接。考虑到螺栓连接相对于铆钉连接可以重复装配和拆卸，并且可承受更大的载荷，故本文将采用螺栓连接作为复合材料上层建筑与钢质主船体之间的连接方式。

由于单剪连接结构本身不对称，如图1（a）所示，在拉、压作用下会产生偏心弯矩，如图1（b）所示，相对于对称的双剪结构，其连接强度明显要低，因此对于复合材料与钢的螺栓连接结构设计，本文推荐使用双剪结构的连接形式。

图1 单剪连接结构变形示意图Fig.1 Deformation diagram of single shear joint structure

螺栓连接结构的连接形式将直接影响螺栓连接的强度。国内、外现有复合材料与金属连接结构的设计构型有“L”型、“ π ”型和“T”型，具体形式如图2 所示。3 种经典的螺栓连接形式分别具有不同的优、缺点和使用条件，本文将逐一阐述。

图2 复合材料与金属连接结构的设计构型Fig.2 Design configuration of composite and metal structure

“L”型连接（图2（a））可用在上层建筑的围壁上。其优点是：无需布置连接钢板，减重效果好，同时螺栓未显露在空气中，气动外形较好，因此获得的雷达散射面最小，在隐身性能上具有优势。缺点是：螺栓布置在结构下方，需要在甲板上开孔，将导致出现应力集中现象，破坏甲板的连续性，并且甲板的边板位置一般要承受较大的总纵弯曲应力，不可随意开孔。另外，当围壁受到侧向或者垂向循环载荷作用时，夹芯板折角容易出现疲劳问题。此种连接形式适用于侧向或者垂向载荷不大的小型桥楼与主甲板的连接，或者横、纵舱壁与甲板连接的位置。

“ π ”型连接（图2（b））同样多用于上层建筑的围壁底端，复合材料夹芯板内、外两侧布置连接钢板。其优点是：从结构安全的角度来说此种连接形式最为可靠，同时可以传递较大的载荷。当上层建筑侧壁受到较大的面外压力时，可以在内侧连接钢板上额外焊接加强肘板。其缺点是：此种连接形式由于加入了连接钢板，不可避免地增加了连接结构的重量，在一定程度上抵消了复合材料减轻重量的优势，并且围壁外侧布置有裸露的钢板和螺栓，气动外形不完美，RCS 相比于“L”型连接将有所增加。此外，由于钢板和螺栓暴露在空气中，在海洋环境下还易受到腐蚀。

“T”型连接（图2（c））与“π”型连接的主要区别在于连接钢板布置在复合材料两层面板中间，相当于用连接钢板取代了连接位置夹芯板的泡沫芯材。其优点是：此种连接形式相对于“ π ”型连接减少了一块连接钢板，在一定程度上能够降低结构重量，同时因连接钢板未暴露在空气中，又可避免海水上浪对连接钢板的腐蚀。但由于夹芯板的芯材较厚，从重量控制的角度考虑，不能布置厚度等于泡沫芯材的连接钢板，因此需在连接位置以外布置过渡区，从而使工艺更加复杂。此外，不少“T”型连接仅在内侧逐步增加芯材厚度，也使结构不对称，在受拉压载荷时会产生附加弯矩。

由于复合材料上层建筑与钢质主船体连接结构设计的相关技术尚不成熟，为了得到更加安全、可靠的设计方案，同时易于在工艺上实现，结合复合材料上层建筑的受力特点，本文选用“π”型连接作为复合材料上层建筑围壁与钢质主船体之间连接结构的基本形式。参考复合材料夹芯板在舰船上的一些应用情况，夹芯板的上、下面板采用玻璃纤维增强型树脂基复合材料，芯材采用PVC 泡沫。具体连接结构形式如图3 所示，材料参数如表1 和表2 所示，几何尺寸如表3 所示。

图3 复合材料与钢的“ π”型连接结构设计模型示意图Fig.3 Joint structure design model sketch of π-type between composite and steel

表1 玻璃钢面板与PVC 芯材等效材料属性Table 1 Material property of GFRP panels and PVC core

表2 玻璃钢与PVC 芯材的极限强度Table 2 Ultimate strength of GFRP and PVC

表3 复合材料与钢的“π”型连接结构尺寸参数Table 3 Dimension parameter of π-type joint structure between composite and steel

表中：EX，EY，EZ为3 个方向上的弹性模量；νXY，νXZ，νYZ为泊松比；GXY，GXZ，GYZ为剪切模量；TX，TY，TZ为3 个方向上的拉伸强度；CX，CY，CZ为压缩强度；R，S，T 为剪切强度。

连接结构整体有限元模型以及螺栓细节有限元模型分别如图4 和图5 所示。复合材料层合板采用Solid 46 单元，即3D8 节点分层结构实体单元，而连接钢板和螺栓则采用Solid 45 单元。

图4 连接结构的有限元模型Fig.4 FEM model of joint structure

图5 螺栓结构的有限元模型Fig.5 FE model of bolt

2 复合材料与钢连接结构外载荷计算

强力上层建筑是在船舯0.4L 范围内、长度超过0.15L（L 为船长）的上层建筑，需校核其参与总纵弯曲时的结构强度。对轻质上层建筑而言，其参与总纵弯曲的程度很低，故在初步设计阶段，上层建筑强度校核的计算载荷可从局部载荷的角度考虑，将浪花飞溅冲击载荷作为设计载荷。目标轻型上层建筑模型的具体尺寸为：长20 m，宽9 m，高7.3 m，主甲板以上设置3 层甲板，在前侧围壁之间设置有折角过渡，以减小迎风面阻力，前、后围壁以及侧围壁均有10°的内倾。上层建筑内部布置有一道横舱壁，将上层建筑分为2 个舱室。加强材选用复合材料箱型梁，纵梁间距1.2 m，横梁间距1.0 m，如图6 所示。复合材料箱型梁不存在强度问题，设计箱型梁主要从控制变形的角度出发。

图6 复合材料上层建筑三维几何模型Fig.6 Three-dimensional geometric model of composite superstructure

为使计算更加方便、快捷，不建议使用过渡网格渐变以及采用MPC184 使局部连接结构的Solid单元与大尺寸上层建筑的Shell 单元连接，故采用子模型方法，将复合材料与钢连接结构所受外载荷从轻型复合材料上层建筑在砰击载荷作用下产生的结构反力中提取。为提取结构反力，本文将模型网格细化，使网格尺寸与设计的典型连接结构模型宽度保持一致。经计算，顶甲板位置处结构变形最大，如图7 所示，在上层建筑后围壁和侧围壁布置有箱型梁的位置上结构反力较大。本文将分别沿船宽和船长方向提取上层建筑连接位置处的单元结构反力（即沿壁板方向的垂向作用力）和弯矩，具体结果如图8～图13所示。

由图9～图10 可知，上层建筑后围壁的垂向作用力在加筋位置处出现了明显峰值，而弯矩的分布结果与垂向作用力的分布有明显区别，弯矩在加筋处出现了极小值，其分布与垂向作用力相反。

图7 砰击载荷作用下的变形云图Fig.7 Deformation contours under slamming loads

图8 沿船宽方向提取的上层建筑后围壁连接位置单元结构反力示意图Fig.8 Reaction force of superstructure back wall along with the width direction of ship

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

图10 沿船宽方向分布的弯矩Fig.10 Distribution of bending moment along with the width direction of ship

图11 沿船长方向提取的上层建筑侧围壁连接位置单元结构反力示意图Fig.11 Reaction force of superstructure side wall along with the length direction of ship

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

图13 沿船长方向分布的弯矩Fig.13 Distribution of bending moment along with the length direction of ship

与后围壁连接位置处的部分规律相似，上层建筑侧围壁连接位置结构单元反力和弯矩沿船长方向分布趋势如图12和图13所示。可知垂向作用力的极大值出现在侧围壁布置有箱型梁的位置处，弯矩绝对值的极小值出现在布置有箱型梁的位置处。

经计算，整个复合材料上层建筑最大垂向作用力1 267 N 和最大向内弯矩54.6 N·m 均发生在后围壁处。本文将选用上述最大垂向作用力和最大向内弯矩作为“π”型连接结构的载荷设计。其他位置的载荷因相对较小，故在“π”型连接结构强度校核中不予考虑。考虑到最大垂向作用力和最大向内弯距发生在不同位置，在垂向作用力出现最大值的位置向内弯矩恰好为极小值，而在弯矩出现最大值的位置垂向作用力又为极小值，故两者不存在耦合作用。因此，将两者分开，作为两个独立的设计工况分别进行连接结构的强度校核，具体加载方式如图14和图15所示。

3 复合材料与钢连接结构强度计算

3.1 连接结构在垂向拉伸载荷作用下的强度计算

图14 连接结构垂向力加载示意图Fig.14 Vertical force loading sketch of joint structrue

图15 连接结构弯矩加载示意图Fig.15 Moment loading sketch of joint structure

首先，考虑在垂向拉伸载荷作用下的强度校核。约束条件为：两块连接钢板底端刚性固定，垂向力以等效面载荷的形式施加在复合材料夹芯板上端面，具体加载方向如图14 所示。借助有限元软件，得到最终计算结果如图16 所示。

图16 拉伸载荷作用下的整体垂向位移Fig.16 Vertical displacement under tensile loading

由图16 可知，在垂向拉伸载荷作用下，连接结构发生变形，在拉伸方向出现伸长，受钢质螺栓的限制，连接部位的变形并不明显，而非连接部位的伸长量相对较大，考虑到复合材料夹芯板的刚度远低于连接钢板，认为该计算结果较为合理。

如图17 所示，钢质螺栓在垂向拉伸载荷的作用下发生了向上弯曲，但变形量很小，同时连接钢板也出现了轻微的伸长。螺栓和连接钢板以及螺栓和玻璃钢面板相接触的位置出现了明显的应力集中现象，该位置的Mises 应力明显高于螺栓的其他位置，其最大值为46.6 MPa。同时，在连接钢板的螺栓孔附近也出现了十分明显的应力集中现象，高应力区仅分布在螺栓孔附近的环形区域，如图18所示，连接钢板的Mises应力最大为56.1 MPa，螺栓与连接钢板的最大Mises 应力均远小于材料的屈服极限应力350 MPa，所以螺栓与连接钢板不会发生破坏。

图17 拉伸载荷作用下的螺栓Mises 应力云图Fig.17 Mises stress contours of bolts under tensile loading

图18 拉伸载荷作用下连接钢板Mises 应力云图Fig.18 Mises stress contours of steel under tensile loading

考虑到玻璃钢的弹性模量远大于泡沫芯材，故夹芯板的拉伸载荷主要由玻璃钢面板承受，所以对于内、外玻璃钢面板，重点考察正应力部分。由于复合材料的各向异性，载荷主要通过纤维传递，故需校核3 个方向的应力以及面内剪切应力。

如图19～图24 所示，玻璃钢面板在X，Y，Z 方向的应力σX，σY，σZ，以及其面内剪切应力τXY均在螺栓孔处出现了应力集中，在3 个正应力中，σX的最大值最大，达22.3 MPa，但依然远低于玻璃钢面板的拉伸极限应力180 MPa。由于泡沫芯材的弹性模量不到玻璃钢的1%，考虑到结构的连续性以及应变近似的情况，其X 方向的应力和剪切应力均较小，分别仅为0.297 MPa 和0.069 MPa，也明显低于材料极限应力。经综合整理，如表4所示，在承受拉伸载荷作用时，结构各部分的不同应力最大值均小于材料极限应力，且保留有至少3 倍以上的安全裕度。故本文设计的“ π”型双螺栓、双剪连接结构满足此项设计要求，即在拉伸工况下不会发生破坏。

3.2 连接结构在弯矩载荷作用下的强度计算

本工况将向内的弯矩载荷作为设计载荷。经过有限元计算，得到的计算结果如下。

图19 拉伸载荷下玻璃钢面板在X 方向应力云图Fig.19 X direction stress contours of GFRP panels under tensile loading

图20 拉伸载荷下玻璃钢面板在Y 方向应力云图Fig.20 Y direction stress contours of GFRP panels under tensile loading

图21 拉伸载荷下玻璃钢面板在Z 方向应力云图Fig.21 Z direction stress contours of GFRP panels under tensile loading

图22 拉伸载荷下玻璃钢面板面内剪切应力云图Fig.22 XY direction shear contours of GFRP panels under tensile loading

图23 拉伸载荷下泡沫芯材在X 方向应力云图Fig.23 X direction stress contours of PVC core under tensile loading

图24 拉伸载荷下泡沫芯材面内剪切应力云图Fig.24 XY direction shear contours of PVC core under tensile loading

表4 拉伸载荷作用下的应力极值和材料极限应力对比Table 4 Comparison between maximum stress values and ultimate stress values of material under tensile loading

如图25 所示，在向内弯矩作用下，连接结构整体发生了轻微的向内弯曲。考虑到连接位置布置有连接钢板，夹芯板外伸部分抗弯刚度小于连接部分，所以整个结构在顶端部分有相对较为明显的转角变形。如图26 和图27 所示，钢质螺栓最大Mises 应力为80.3 MPa，连接钢板最大Mises 应力为104 MPa，其在数值上相对于拉伸工况较大，但依然明显小于材料屈服极限应力350 MPa，并且保留有3 倍以上的安全裕度。

图25 弯矩作用下的整体位移Fig.25 Displacement under bending moment

图26 弯矩作用下的螺栓Mises 应力云图Fig.26 Mises stress contours of bolts under bending moment

图27 弯矩作用下的连接钢板Mises 应力云图Fig.27 Mises stress contours of steel under bending moment

如图28～图33 所示，玻璃钢面板和泡沫芯材均出现了一定程度上的向内弯曲，与垂向拉伸工况相同，玻璃钢面板在螺栓孔附近的环形区域出现了明显的应力集中，3 个正应力中，玻璃钢面板在X 方向上的应力σX最大，为17.4 MPa，远小于玻璃钢的极限应力。如表5 所示，除泡沫芯材以外，结构各个部分在强度指标上都保留有至少3倍的安全裕度。由于加载方式不同，泡沫芯材的安全裕度相对较小，但也保证了1.83 倍的安全裕度。故在弯矩工况下，本文设计的“π”型双螺栓、双剪连接结构不会发生破坏，满足此项设计要求。

综合垂向拉伸载荷和弯矩载荷这2 种设计工况，发现连接结构各个部分的所有考察应力均小夹芯板的连接结构，应重点关注芯材的剪切问题。

图28 弯矩作用下的玻璃钢面板在X 方向应力云图Fig.28 X direction stress contours of GFRP panels under bending moment

图29 弯矩作用下的玻璃钢面板在Y 方向应力云图Fig.29 Y direction stress contours of GFRP panels under bending moment

图30 弯矩作用下的玻璃钢面板在Z 方向应力云图Fig.30 Z direction stress contours of GFRP panels under bending moment

图31 弯矩作用下的玻璃钢面板面内剪切应力云图Fig.31 XY direction shear contours of GFRP panels under bending moment

图32 弯矩作用下的泡沫芯材在X 方向应力云图Fig.32 X direction stress contours of PVC core under bending moment

图33 弯矩作用下的泡沫芯材面内剪切应力云图Fig.33 XY direction shear contours of PVC core under bending moment

表5 弯矩作用下应力极值和材料极限应力对比Table 5 Comparison between maximum stress values and ultimate stress values of material under bending moment

通过上述计算结果以及分析论证，显示所设计的“π”型双螺栓、双剪连接结构在两种设计工况下均未发生破坏，并保留有一定的安全裕度，表明所设计的复合材料上层建筑与钢质主船体之间的连接结构设计合理、安全可靠，满足工程应用上的要求。于材料极限应力，满足设计要求。通过对比这2种工况，可知在向内弯矩载荷作用下，各项应力所保留的安全裕度绝大多数都小于垂向拉伸载荷作用下的工况，所以连接结构在向内弯矩载荷作用下相对危险一些。此外，在这2 种工况下，泡沫芯材剪切应力的安全裕度最小，结合此前开展的夹芯板的基本力学试验，对于芯材厚度较大的夹芯板，通常都是泡沫芯材首先发生破坏，这也就证明泡沫芯材的剪切应力是一个薄弱环节，所以在设计复合材料连接结构时，尤其是对于拥有较厚芯材

4 结 论

本文以复合材料上层建筑与钢质主船体之间的连接结构为设计目标，在综合考虑船舶结构受力特点以及各种连接形式优、缺点的基础上，选取并设计了较为实用的连接结构形式，并采用有限元方法进行强度校核，进而验证了设计结构的可靠性。主要得到以下结论：

1）相对于单剪连接，双剪连接由于结构对称，在拉压作用下不会引起附加弯矩，可承受更大的载荷，是理想的连接形式。“π”型连接结构连接效率高，可靠性强，工艺施工方便，经综合考虑，采用了“π”型双螺栓、双剪连接结构作为具体的连接结构形式。

2）在砰击载荷作用下，上层建筑连接结构所受的主要外力为向内弯矩和垂向作用力。垂向作用力的最大值出现在布置有加强梁的位置，而向内弯矩作用力的分布规律与垂向作用力相反，其最大值出现在两道加强梁中间的位置，由于分布规律相反，两者不会产生耦合作用。

3）本文所设计的“π”型双螺栓、双剪连接结构在垂向作用力及向内弯矩作用下满足强度要求，并留有足够的安全裕度，该设计方案能够满足复合材料上层建筑与钢制主船体连接结构的需要，结构设计合理、可靠。

4）在2 种设计工况的强度校核中，泡沫芯材剪切应力的安全裕度最小。对于芯材较厚的夹芯板，泡沫芯材的剪切应力是薄弱环节，故在设计复合材料夹芯板连接结构时，应重点关注芯材的剪切问题。