輕型復(fù)合材料上層建筑與鋼質(zhì)船體連接結(jié)構(gòu)設(shè)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(tuán)設(shè)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(dá)等具有強(qiáng)大電磁輻射的設(shè)備，故極易被敵方雷達(dá)捕捉。從隱身性的角度出發(fā)，由于復(fù)合材料夾芯板具備有效損耗和吸收雷達(dá)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(dá)散射截面（RCS）的效果。除了能提高艦艇的隱身性能外，復(fù)合材料還具備低密度、高強(qiáng)度的力學(xué)性能，使用復(fù)合材料上層建筑可以有效降低船體結(jié)構(gòu)的重量和重心。另外，海洋環(huán)境具有高濕度、高鹽度的特點，而復(fù)合材料在此環(huán)境下不易被腐蝕，因此復(fù)合材料是制作輕質(zhì)上層建筑最理想的材料。雖然復(fù)合材料的各種性能都極為優(yōu)良，但其在船舶領(lǐng)域的應(yīng)用依然處于起步階段，其根本原因在于復(fù)合材料無法像金屬一樣進(jìn)行焊接，其連接技術(shù)遠(yuǎn)不如金屬成熟，因而嚴(yán)重制約了復(fù)合材料在船舶領(lǐng)域的大規(guī)模應(yīng)用。

連接結(jié)構(gòu)是復(fù)合材料的薄弱環(huán)節(jié)。由于結(jié)構(gòu)不連續(xù)，連接位置本身存在較大的應(yīng)力集中。據(jù)統(tǒng)計，約有60%～70%的復(fù)合材料結(jié)構(gòu)損傷出現(xiàn)在連接位置附近，所以復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)設(shè)計一直受到學(xué)者們的高度關(guān)注和重視，近幾十年來國內(nèi)外學(xué)者已進(jìn)行了大量研究。相比價格昂貴的試驗，學(xué)者們更傾向于利用高效的有限元方法研究復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度問題并完成優(yōu)化設(shè)計。Barbero［1-3］等針對復(fù)合材料螺栓連接結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度問題，采用有限元方法模擬損傷裂紋擴(kuò)展的趨勢，得到了幾種失效模式發(fā)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(fù)合材料螺栓連接結(jié)構(gòu)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(fù)合材料多釘連接的載荷分配進(jìn)行了一定的研究。李友和［9］、朱敏［10］和史堅忠［11］對復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)予以了設(shè)計。劉興科［12-14］等利用有限元方法建立金屬和復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)模型，選取各自的失效準(zhǔn)則，完成了極限強(qiáng)度以及訂載分配方面的研究。

上述研究多關(guān)注復(fù)合材料與復(fù)合材料之間的連接結(jié)構(gòu)，極少涉及復(fù)合材料與金屬的連接，而且結(jié)構(gòu)形式大多也是針對航空航天結(jié)構(gòu)，而船用復(fù)合材料的連接問題尚未得到學(xué)者們的廣泛關(guān)注?？紤]到船舶結(jié)構(gòu)的特殊性，本文將從一體化復(fù)合材料上層建筑的角度入手，對復(fù)合材料上層建筑與鋼質(zhì)主船體之間的連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計，并完成相應(yīng)的強(qiáng)度校核，旨在為復(fù)合材料上層建筑在艦船領(lǐng)域的應(yīng)用提供部分參考。

1 復(fù)合材料與鋼連接結(jié)構(gòu)設(shè)計

本質(zhì)上，對于承載不大的薄壁結(jié)構(gòu)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(xù)，故其更加適合作為復(fù)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(huán)境下容易老化、失效，為了提高連接結(jié)構(gòu)的可靠性和安全性，在設(shè)計復(fù)合材料主承力結(jié)構(gòu)之間的連接結(jié)構(gòu)時，建議采用機(jī)械連接?？紤]到螺栓連接相對于鉚釘連接可以重復(fù)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(fù)合材料上層建筑與鋼質(zhì)主船體之間的連接方式。

由于單剪連接結(jié)構(gòu)本身不對稱，如圖1（a）所示，在拉、壓作用下會產(chǎn)生偏心彎矩，如圖1（b）所示，相對于對稱的雙剪結(jié)構(gòu)，其連接強(qiáng)度明顯要低，因此對于復(fù)合材料與鋼的螺栓連接結(jié)構(gòu)設(shè)計，本文推薦使用雙剪結(jié)構(gòu)的連接形式。

圖1 單剪連接結(jié)構(gòu)變形示意圖Fig.1 Deformation diagram of single shear joint structure

螺栓連接結(jié)構(gòu)的連接形式將直接影響螺栓連接的強(qiáng)度。國內(nèi)、外現(xiàn)有復(fù)合材料與金屬連接結(jié)構(gòu)的設(shè)計構(gòu)型有“L”型、“ π ”型和“T”型，具體形式如圖2 所示。3 種經(jīng)典的螺栓連接形式分別具有不同的優(yōu)、缺點和使用條件，本文將逐一闡述。

圖2 復(fù)合材料與金屬連接結(jié)構(gòu)的設(shè)計構(gòu)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(yōu)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(dá)散射面最小，在隱身性能上具有優(yōu)勢。缺點是：螺栓布置在結(jié)構(gòu)下方，需要在甲板上開孔，將導(dǎo)致出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，破壞甲板的連續(xù)性，并且甲板的邊板位置一般要承受較大的總縱彎曲應(yīng)力，不可隨意開孔。另外，當(dāng)圍壁受到側(cè)向或者垂向循環(huán)載荷作用時，夾芯板折角容易出現(xiàn)疲勞問題。此種連接形式適用于側(cè)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(fù)合材料夾芯板內(nèi)、外兩側(cè)布置連接鋼板。其優(yōu)點是：從結(jié)構(gòu)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(dāng)上層建筑側(cè)壁受到較大的面外壓力時，可以在內(nèi)側(cè)連接鋼板上額外焊接加強(qiáng)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(jié)構(gòu)的重量，在一定程度上抵消了復(fù)合材料減輕重量的優(yōu)勢，并且圍壁外側(cè)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(huán)境下還易受到腐蝕。

“T”型連接（圖2（c））與“π”型連接的主要區(qū)別在于連接鋼板布置在復(fù)合材料兩層面板中間，相當(dāng)于用連接鋼板取代了連接位置夾芯板的泡沫芯材。其優(yōu)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(jié)構(gòu)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(qū)，從而使工藝更加復(fù)雜。此外，不少“T”型連接僅在內(nèi)側(cè)逐步增加芯材厚度，也使結(jié)構(gòu)不對稱，在受拉壓載荷時會產(chǎn)生附加彎矩。

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

圖3 復(fù)合材料與鋼的“ π”型連接結(jié)構(gòu)設(shè)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(qiáng)度Table 2 Ultimate strength of GFRP and PVC

表3 復(fù)合材料與鋼的“π”型連接結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)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(qiáng)度；CX，CY，CZ為壓縮強(qiáng)度；R，S，T 為剪切強(qiáng)度。

連接結(jié)構(gòu)整體有限元模型以及螺栓細(xì)節(jié)有限元模型分別如圖4 和圖5 所示。復(fù)合材料層合板采用Solid 46 單元，即3D8 節(jié)點分層結(jié)構(gòu)實體單元，而連接鋼板和螺栓則采用Solid 45 單元。

圖4 連接結(jié)構(gòu)的有限元模型Fig.4 FEM model of joint structure

圖5 螺栓結(jié)構(gòu)的有限元模型Fig.5 FE model of bolt

2 復(fù)合材料與鋼連接結(jié)構(gòu)外載荷計算

強(qiáng)力上層建筑是在船舯0.4L 范圍內(nèi)、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(jié)構(gòu)強(qiáng)度。對輕質(zhì)上層建筑而言，其參與總縱彎曲的程度很低，故在初步設(shè)計階段，上層建筑強(qiáng)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(shè)計載荷。目標(biāo)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(shè)置3 層甲板，在前側(cè)圍壁之間設(shè)置有折角過渡，以減小迎風(fēng)面阻力，前、后圍壁以及側(cè)圍壁均有10°的內(nèi)傾。上層建筑內(nèi)部布置有一道橫艙壁，將上層建筑分為2 個艙室。加強(qiáng)材選用復(fù)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(fù)合材料箱型梁不存在強(qiáng)度問題，設(shè)計箱型梁主要從控制變形的角度出發(fā)。

圖6 復(fù)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(wǎng)格漸變以及采用MPC184 使局部連接結(jié)構(gòu)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(fù)合材料與鋼連接結(jié)構(gòu)所受外載荷從輕型復(fù)合材料上層建筑在砰擊載荷作用下產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)反力中提取。為提取結(jié)構(gòu)反力，本文將模型網(wǎng)格細(xì)化，使網(wǎng)格尺寸與設(shè)計的典型連接結(jié)構(gòu)模型寬度保持一致。經(jīng)計算，頂甲板位置處結(jié)構(gòu)變形最大，如圖7 所示，在上層建筑后圍壁和側(cè)圍壁布置有箱型梁的位置上結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)反力（即沿壁板方向的垂向作用力）和彎矩，具體結(jié)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(xiàn)了明顯峰值，而彎矩的分布結(jié)果與垂向作用力的分布有明顯區(qū)別，彎矩在加筋處出現(xiàn)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(jié)構(gòu)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(cè)圍壁連接位置單元結(jié)構(gòu)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(guī)律相似，上層建筑側(cè)圍壁連接位置結(jié)構(gòu)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(xiàn)在側(cè)圍壁布置有箱型梁的位置處，彎矩絕對值的極小值出現(xiàn)在布置有箱型梁的位置處。

經(jīng)計算，整個復(fù)合材料上層建筑最大垂向作用力1 267 N 和最大向內(nèi)彎矩54.6 N·m 均發(fā)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(nèi)彎矩作為“π”型連接結(jié)構(gòu)的載荷設(shè)計。其他位置的載荷因相對較小，故在“π”型連接結(jié)構(gòu)強(qiáng)度校核中不予考慮?？紤]到最大垂向作用力和最大向內(nèi)彎距發(fā)生在不同位置，在垂向作用力出現(xiàn)最大值的位置向內(nèi)彎矩恰好為極小值，而在彎矩出現(xiàn)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(shè)計工況分別進(jìn)行連接結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度校核，具體加載方式如圖14和圖15所示。

3 復(fù)合材料與鋼連接結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計算

3.1 連接結(jié)構(gòu)在垂向拉伸載荷作用下的強(qiáng)度計算

圖14 連接結(jié)構(gòu)垂向力加載示意圖Fig.14 Vertical force loading sketch of joint structrue

圖15 連接結(jié)構(gòu)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(qiáng)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(fù)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(jié)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(jié)構(gòu)發(fā)生變形，在拉伸方向出現(xiàn)伸長，受鋼質(zhì)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(fù)合材料夾芯板的剛度遠(yuǎn)低于連接鋼板，認(rèn)為該計算結(jié)果較為合理。

如圖17 所示，鋼質(zhì)螺栓在垂向拉伸載荷的作用下發(fā)生了向上彎曲，但變形量很小，同時連接鋼板也出現(xiàn)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(xiàn)了明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，該位置的Mises 應(yīng)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(xiàn)了十分明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，高應(yīng)力區(qū)僅分布在螺栓孔附近的環(huán)形區(qū)域，如圖18所示，連接鋼板的Mises應(yīng)力最大為56.1 MPa，螺栓與連接鋼板的最大Mises 應(yīng)力均遠(yuǎn)小于材料的屈服極限應(yīng)力350 MPa，所以螺栓與連接鋼板不會發(fā)生破壞。

圖17 拉伸載荷作用下的螺栓Mises 應(yīng)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(yīng)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(yuǎn)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(nèi)、外玻璃鋼面板，重點考察正應(yīng)力部分。由于復(fù)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(yīng)力以及面內(nèi)剪切應(yīng)力。

如圖19～圖24 所示，玻璃鋼面板在X，Y，Z 方向的應(yīng)力σX，σY，σZ，以及其面內(nèi)剪切應(yīng)力τXY均在螺栓孔處出現(xiàn)了應(yīng)力集中，在3 個正應(yīng)力中，σX的最大值最大，達(dá)22.3 MPa，但依然遠(yuǎn)低于玻璃鋼面板的拉伸極限應(yīng)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(jié)構(gòu)的連續(xù)性以及應(yīng)變近似的情況，其X 方向的應(yīng)力和剪切應(yīng)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(yīng)力。經(jīng)綜合整理，如表4所示，在承受拉伸載荷作用時，結(jié)構(gòu)各部分的不同應(yīng)力最大值均小于材料極限應(yīng)力，且保留有至少3 倍以上的安全裕度。故本文設(shè)計的“ π”型雙螺栓、雙剪連接結(jié)構(gòu)滿足此項設(shè)計要求，即在拉伸工況下不會發(fā)生破壞。

3.2 連接結(jié)構(gòu)在彎矩載荷作用下的強(qiáng)度計算

本工況將向內(nèi)的彎矩載荷作為設(shè)計載荷。經(jīng)過有限元計算，得到的計算結(jié)果如下。

圖19 拉伸載荷下玻璃鋼面板在X 方向應(yīng)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(yīng)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(yīng)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(nèi)剪切應(yīng)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(yīng)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(nèi)剪切應(yīng)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(yīng)力極值和材料極限應(yīng)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(nèi)彎矩作用下，連接結(jié)構(gòu)整體發(fā)生了輕微的向內(nèi)彎曲?？紤]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(jié)構(gòu)在頂端部分有相對較為明顯的轉(zhuǎn)角變形。如圖26 和圖27 所示，鋼質(zhì)螺栓最大Mises 應(yīng)力為80.3 MPa，連接鋼板最大Mises 應(yīng)力為104 MPa，其在數(shù)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(yīng)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(yīng)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(yīng)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(xiàn)了一定程度上的向內(nèi)彎曲，與垂向拉伸工況相同，玻璃鋼面板在螺栓孔附近的環(huán)形區(qū)域出現(xiàn)了明顯的應(yīng)力集中，3 個正應(yīng)力中，玻璃鋼面板在X 方向上的應(yīng)力σX最大，為17.4 MPa，遠(yuǎn)小于玻璃鋼的極限應(yīng)力。如表5 所示，除泡沫芯材以外，結(jié)構(gòu)各個部分在強(qiáng)度指標(biāo)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(shè)計的“π”型雙螺栓、雙剪連接結(jié)構(gòu)不會發(fā)生破壞，滿足此項設(shè)計要求。

綜合垂向拉伸載荷和彎矩載荷這2 種設(shè)計工況，發(fā)現(xiàn)連接結(jié)構(gòu)各個部分的所有考察應(yīng)力均小夾芯板的連接結(jié)構(gòu)，應(yīng)重點關(guān)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(yīng)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(yīng)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(yīng)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(nèi)剪切應(yīng)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(yīng)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(nèi)剪切應(yīng)力云圖Fig.33 XY direction shear contours of PVC core under bending moment

表5 彎矩作用下應(yīng)力極值和材料極限應(yīng)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(jié)果以及分析論證，顯示所設(shè)計的“π”型雙螺栓、雙剪連接結(jié)構(gòu)在兩種設(shè)計工況下均未發(fā)生破壞，并保留有一定的安全裕度，表明所設(shè)計的復(fù)合材料上層建筑與鋼質(zhì)主船體之間的連接結(jié)構(gòu)設(shè)計合理、安全可靠，滿足工程應(yīng)用上的要求。于材料極限應(yīng)力，滿足設(shè)計要求。通過對比這2種工況，可知在向內(nèi)彎矩載荷作用下，各項應(yīng)力所保留的安全裕度絕大多數(shù)都小于垂向拉伸載荷作用下的工況，所以連接結(jié)構(gòu)在向內(nèi)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(yīng)力的安全裕度最小，結(jié)合此前開展的夾芯板的基本力學(xué)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(fā)生破壞，這也就證明泡沫芯材的剪切應(yīng)力是一個薄弱環(huán)節(jié)，所以在設(shè)計復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)時，尤其是對于擁有較厚芯材

4 結(jié) 論

本文以復(fù)合材料上層建筑與鋼質(zhì)主船體之間的連接結(jié)構(gòu)為設(shè)計目標(biāo)，在綜合考慮船舶結(jié)構(gòu)受力特點以及各種連接形式優(yōu)、缺點的基礎(chǔ)上，選取并設(shè)計了較為實用的連接結(jié)構(gòu)形式，并采用有限元方法進(jìn)行強(qiáng)度校核，進(jìn)而驗證了設(shè)計結(jié)構(gòu)的可靠性。主要得到以下結(jié)論：

1）相對于單剪連接，雙剪連接由于結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)連接效率高，可靠性強(qiáng)，工藝施工方便，經(jīng)綜合考慮，采用了“π”型雙螺栓、雙剪連接結(jié)構(gòu)作為具體的連接結(jié)構(gòu)形式。

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

3）本文所設(shè)計的“π”型雙螺栓、雙剪連接結(jié)構(gòu)在垂向作用力及向內(nèi)彎矩作用下滿足強(qiáng)度要求，并留有足夠的安全裕度，該設(shè)計方案能夠滿足復(fù)合材料上層建筑與鋼制主船體連接結(jié)構(gòu)的需要，結(jié)構(gòu)設(shè)計合理、可靠。

4）在2 種設(shè)計工況的強(qiáng)度校核中，泡沫芯材剪切應(yīng)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(yīng)力是薄弱環(huán)節(jié)，故在設(shè)計復(fù)合材料夾芯板連接結(jié)構(gòu)時，應(yīng)重點關(guān)注芯材的剪切問題。