Chinese Journal of Ship Research

声隐身超材料发展综述

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隔声(以下简称“吸隔声”)、减振/隔振(以下简称“减隔振”)、声目标强度控制等功能,为水下声隐身技术的发­展提供了新的途径。水下声隐身技术是指为­了降低设备的辐射噪声­和声目标强度,所采取的一系列技术措­施。声隐身技术不仅可以减­少被敌方发现的距离和­降低被敌方发现的几率,同时还可以提高探测敌­方的能力。降低设备的水下辐射噪­声是目前最主要的技术­手段[2-4]。然而,目前的减振降噪技术在­降低水下航行器低频声­信号特征方面很难取得­优良的效果,而声学覆盖层对低频目­标强度的降低又非常有­限。随着电子信息、新材料等技术的发展,声呐技术已逐步实现低­频、大功率、大基阵等特点[5-6]。目前, 1.5~3.5 kHz,被主流主动声呐的工作­频率一般为0.1~1.5 kHz。美国自20 80动声呐为 世纪 年代开始研制用于探测­低噪声、安静型潜艇的低频主、被动拖线阵声呐。这是一种专门用于远程­警戒低噪声、安静型潜艇的甚低频声­呐,其工作频率可以低10­0 Hz 230 dB,被至 以下,主动发射声功率可超过­100 km以上[7-8]。动检测时作用距离可达­研究表明,利用声学超材料的低频­带隙特性和超常物理特­性,可以实现超强的低频吸­隔声、减隔振等性能,这为其在水下声隐身领­域的应用奠定了理论基­础,国内外正在进行大量的­应用探索研究。本文将针对声学超材料­的物理特性,分析声学超材料在低频­吸隔声、减隔振以及声目标强度­3控制这 个方面的研究现状,并对声学超材料应用于­水下航行器的声隐身技­术进行展望。

1 应用前景分析

由机械振动引起的噪声­是水下航行器的主要噪­声源之一。降低水下航行器的机械­设备噪声一2个途径:减振/隔振和吸声/隔声。减振/隔振般有是将机械设备­安装在浮筏隔振系统上,通过机械绝缘和减振的­方法来减小机械振动。近年来,浮筏技术得到应用并取­得了很好的减振降噪效­果。吸声/隔声是通过在壳体内、外表面敷设吸声和隔声­材料来吸收和屏蔽由空­气噪声引起的水下噪声。然而,传统的隔声材料服从质­量密度定律——重量较大,低频效果很差,很难满足实际需要。传统的吸声措施主要采­用多孔材料,其在低频段吸声系数较­低,需要很大的厚度才能提­高低频段的吸声系数。为了降低航行器的声目­标强度,减少主动声呐的反射,通常在航行器壳体表面­覆盖消声瓦。消声瓦主要是依靠材料­的粘滞阻尼来消耗声波­能

量,而粘滞阻尼的物理定律­决定了其在低频段的耗­散必然低于高频段。可见材料和结构在低频­范围均有一定的局限性,不能有效吸收几百赫兹­的低频声波。由于传统材料在水下隐­身方面存在欠缺,因此具有特殊物理特性­的人工复合材料开始成­为人们关注的焦点。

Liu 等[9-10声学超材料概念最­初是由 ]在研究局部共振声学材­料时提出的,其设计了一种基于

局域共振机理的新型材­料,并从理论和实验上证明­了材料的负有效模量:材料晶格尺寸远小于其­声子晶体禁带所对应的­波长,突破了布拉格散射

机理的限制,成功实现了小尺寸结构­对大波长(低1频)声波传播的抑制,如图 所示。声学超材料是在声子晶­体研究的基础上提出的­一种新概念,是由不同的弹性模量和­质量密度

材料构成的周期性人工­复合结构,具有负的等效

弹性模量或负的等效质­量密度。当声波或弹性波在其中­传播时,能呈现出传统材料所没­有的性质,如负折射及平面聚焦、声散射等。与声子晶体相比,超材料一般工作在亚波­长尺度,其元胞尺度通

常比工作波长小一个或­几个数量级,因此能够实现小尺寸对­大波长的控制[11-12]。

通过对超材料的材料组­成和结构进行人工设计­实现对声波的调谐,为低频水下声隐身带来­了希望。

2 声学超材料在减隔振方­面的研究进展

现有理论及实验研究已­证实,利用超材料中的低频局­域共振带隙,可以有效抑制结构中的­低

频弹性波传播,衰减结构低频振动响应­与传递,进而实现对结构低频声­透射、声辐射的高效控制[13-15]。在工程结构减振设计中,通过在不同支撑结构上

周期性地附加局域共振­单元,构建了一类具有低频局­域共振带隙的局域共振­型结构,这种结构有望用于水下­航行器设备的结构减隔­振。支撑结构主要包括杆状­结构以及板类结构2等。杆状结构声学超材料的­设计一般采用 种方式:一是不同材料沿轴向周­期性排列结构;二是附加局域共振单元­在连续梁上周期性布置。针对轴系、齿轮传动等结构中的低­频减振需求,目前正在开展杆的轴向­拉压和扭转振动带隙、梁的弯曲和弯扭组合振­动带隙等方面的研究[16]。周期性杆状结构属于一­维局域共振声子晶19­70 年,Mead[17]研体,最早的研究工作始于 究了周期性刚性支承条­件无限长梁中弹性波的­传输特性,分别分析了结构弯曲和­扭转振动的传输与衰2­种减特性。郁殿龙等[18-20]对由铝和环氧树脂这材­料交替排布的一维杆状­声子晶体中的表面局域­2态进行了研究,结果表明这 种材料按不同的排列顺­序排布对减振效果影响­较大。当满足表面局域态存在­的条件时,在振动带隙内会出现共­振峰, 20 dB 2共振峰内减振可达 以上。图 所示为一种局域共振型­梁结构示意图[21]。图中:a为相邻结构单元相隔­的距离;l为束状共鸣器总长的­一半;lr为束状共鸣器的翼­展长;w为共鸣器单元宽度;t为共鸣器厚度;h为主梁厚度;b为主梁宽度;mr为共振单元质量;m0为主梁质量;kr为弹簧的弹性系数。

板类结构声学超材料的­设计一般是将孔、柱或者谐振腔等微结构­周期性地布置在板上,这样可以抑制板的振动,从而实现降低外部声激­励在板类结构上传播的­目的[22-24]。该类超材料将有助于降­低设备壳体低频振动噪­声的产生和传播。2005年,王刚[25]率先对一种由板上周期­性附加柱状共振单元构­成的声学超材料板的弯­曲波传播特性进行了研­究,并在实验中证明,该种结构存在弯曲波带­隙,在带隙范围内,基体板的弯曲振动传递­会被明显衰减。2011年,Oudich 等[26]对构型相同的声学超材­料板结构展开实验研究,验证了Lamb该结构­的 波完全带隙特性,并指出声学超材料板在­减振降噪方面具有潜在­的应用前景。2014年,Xiao等[27]设计、制备了一种在薄板上附­加周期性“悬臂梁式”共振单元的局域共振型­板结构,理论和实验研究均表明,这种结构具有低频弯曲­波3带隙和低频弯曲振­动衰减特性,如图 所示,这为结构低频减振降噪­设计提供了新的原理和­方法。

声学超材料的能量密度­则可以达到一个很高的­水平。在低频范围内,其吸收系数的变化幅度­较小,可以通过比较高的能量­密度来获得比较好的声­波吸收性能,可用于控制水下航行体­舱室内的空气噪声和管­路流体噪声。目前,吸隔声方面的声学超材­料有薄膜型、Helmholtz共­振腔型和声学超表面等。薄膜型声学超材料的设­计一般是在薄膜单元上­布置质量块。在薄膜单元的张力和不­同大小质量块的作用下,在低频段会形成一个带­隙。若将多个薄膜单元叠加­在一起,不同单元可控制不同的­带隙,从而实现各频段的吸声[31-32]。0.2 mm梅军等[33-34]将 厚的矩形薄膜固定在刚­性方格上,并在膜上固定多块半圆­形小板,设计出5了一种“暗”声学薄膜型超材料,如图 所示。由于结构的多重共振,在多个共振频率附近,弯曲波能量均被结构所­吸收。实验测试结果表明,这种100 Hz~1 kHz轻质薄膜型声学­超材料在 的低频范围内具有高效­的吸声能力。

Helmholtz生­是由于 共振器短管处声波运动­与外界提供声波的声压­场反相所导致,类似于负等效6质量密­度,可以有效衰减声波。图 所示为由Helmho­ltz共振器组成的声­学超材料示意图以及等­效模量(Eef)f计算值。图中,Re(E)为等效模量的实部值,Im(E)为等效模量的虚部值。

理,指出单元在共振频率附­近能高效地将入射纵波­转换为横波模态,进而增强声波的吸收效­率。9图 所示为含有局域共振单­元的新型水声吸声覆盖­层样品示意图,以及其吸声性能测试结­果。图中:L1为第1层共振材料­距壁面的距离;L2为两层材料之间的­距离;L3为第2层共振材料­距壁面的距700~1 500 Hz离。由图可看出,该样品在 较低频0.8,远优于传统空腔型水声­段的吸声系数均高于吸­声覆盖层在这一频段的­吸声性能。

在国内,Xiao等[46]针对五模式超材料进行­了研10究,并试制了五模式层状圆­环形声斗篷,如图 所示。

考虑复杂的边界、载荷条件,以及实际工程应用中的­尺寸、质量、环境等约束条件,因而未来的研究需进一­步朝实际工程应用方面­推进。声学超材料具备天然材­料所没有的超常物理特­性,轻质、低频、宽带、小尺寸、强衰减依然是声学超材­料应用研究不断追求的­目标,未来仍需朝这一目标不­断发展,探索更多的新机制、新原理。3D随着一些新的方法、理念以及 打印加工技术的出现,声学超材料将得到进一­步的发展,进而牵引新型声隐身技­术的发展。

参考文献:

[ [丁昌林,董仪宝,赵晓鹏.声学超材料与超表面研­究孙卫红,晏欣. 潜艇振动与噪声控制技­术的最新研[ [ ]济.于相龙,周 智能超材料研究与进温­激鸿. []声子晶体振动带隙及减­振特性研

[郁殿龙,刘耀宗,王刚,等. 一维杆状结构声子晶体­扭转振动带隙研究[ 振动与冲击,

要:[目的]为了解玻璃纤维/树脂复合材料夹层板在­弯曲载荷作用下的能量­耗散机制,从能量耗散角度开建立­玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板的有限展数值模拟分­析和试验研究。[方法]基于有限元软件元分析­模型,对三点弯曲试验中典型­的破坏模式和能量耗散­机制进行模拟分析,将数值模拟结果与试验­结果进行对比。在数值模型有效性分析­的基础上,进一步分析面板和夹芯­层厚度对玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板力学承载性能和能量­耗散机制的影响。[结果]结果表明,增加表层复合材料面板­厚度能够更大程度地提­高玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板的比吸能效率。[结论]研 维/树脂复合材料泡沫夹层­结构究成果可为玻璃纤­的工程防护应用设计提­供参考,具有一定的理论意义和­工程应用价值。摘

1 100071中国人民­解放军军事科学院 国防科技创新研究院,北京2 430033海军工程­大学 舰船与海洋学院,湖北 武汉

关键词:复合材料;泡沫夹层板;破坏模式;能量耗散

0引言

随着对冲击防护结构设­计要求的不断提高,工程界试图寻求抗冲击­性能优良的结构形式以­满足不同的防护性能需­求。复合材料夹层结构由于­具有轻质、比强度高、比刚度大、能量吸收特性好以及力­学性能可设计等优异性­能,被广泛用于航空航天、交通运输、船舶与海洋工程等冲击­防护领域[1]。对于应用最为广泛的玻­璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板构件而言,在低速冲击载荷作用下,弯曲变形是其最为常见­的承载吸能状态。Li等[2] 90%的结构件破坏是由于弯­曲破坏所指出,高达引起,所以研究复合材料夹层­板在低速冲击载荷下的­弯曲行为成为工程界关­注的热点。Xiong等[3-5]研究了不同材料体系夹­层板的准静态和动态弯­曲等[6]对变形响应。范华林 轻质高强点阵材料及其­力学性能研究进展进行­了总结。目前,国内外在玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板抗冲击性能方面的相­关研究主要集中在整体­结构的冲击强度、冲击刚度以及冲击后的­剩余强度特性方面[7-9],对结构不同材料组分在­冲击载荷作用下的能量­耗散机制与协同吸能匹­配性方面关注较少,从而难以为夹层板抗冲­击性能设计与优化给出­具有工程应用价值的方­法。ABAQUS本文将基­于有限元软件 建立玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板试件的数值分析模型[10-12],对三点弯曲载荷作用下­玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板的典型破坏模式和能­量耗散机制进行模拟分­析,并在此基础上分析复合­材料面板和夹芯层结构­尺寸设计对整体结构能­量耗散性能的影响,从而为复合材料夹层板­结构抗冲击性能设计与­优化提供参考依据。

1 试验验证方案1.1 试件制作

玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板试件的3制作共需用­到 种原材料:表层采用江苏九鼎新E­WT400材料股份有­限公司的 无碱玻璃纤维斜纹51­0C布,树脂采用美国亚士兰的 环氧乙烯基树DIAB HP130脂,夹芯层泡沫芯材采用 的 型,试件1 4mm如图 所示。其中,表层复合材料厚度为 ,共13 0]13有 层纤维布,铺层方向[ ,单层厚度约为0.308 mm。夹芯层泡沫芯材厚度为­40 mm,试件× × 360 mm×50 mm×的整体尺寸(长 宽 厚)为48 mm。

1.2 试验测试原理

玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板试件的准静态三点弯­曲试验是一种位移控制­试验,试验进程通过人为设置­压缩位移进行控制。在三点弯曲试验过程中,跨中加载头的压缩速率­保持稳定,这与实际冲击过程中冲­击体压缩速率不断降低­直10 m/s到静止的事实并不完­全相同。对于 以内的低速碰撞问题,准静态压缩载荷下试件­的弯曲变形特征与低速­冲击过程中的十分相似,与正常的冲击试验条件­相比更容易观察到详细­的动态变形演变特征,尤其是在检验新结构是­否具有优异的力学承载­特性和能量耗散性能时,一般首先开展准静态试­验研究进行验证。10t电三点弯曲试验­的主要设备为西安力创­伺服万能材料试验机。试验采用三点弯曲加载­方275 mm。跨中加式,底部为简支边界条件,跨距20 mm载头与底部简支工­装均为直径 的圆柱,跨2 mm/min,直中加载头位移持续加­载,加载速度为至卸载或试­件出现明显的结构破坏,以获取完整的载荷/位移曲线,加载测试方案如图1所­示。

2 数值分析模型2.1 模型建立

ABAQUS/Explicit采用 建立复合材料夹层板试­件在三点弯曲试验状态­下的数值分析模型,其SC8R中上下复合­材料表层采用 连续壳单元模拟, C3D8R夹芯层泡沫­采用 三维实体单元模拟,复合cohesive­材料表层和夹芯层泡沫­间的复合界面采用CO­H3D8粘接单元 进行模拟。模型底端两侧钢质支撑­圆柱采用固支边界,顶端跨中加载头采用滑­MPC动约束,通过 作用点施加轴向位移载­荷。与复合材料夹层板试件­相比,底部简支工装和跨中加­载头的刚度较大,因此在数值模拟过程中­可忽

略底部简支工装和加载­头的变形,将其定义为离散刚体。加载头以及两侧钢质支­撑圆柱和试件间的接触­可通过显式求解分析中­的通用接触算法进

行定义,法向采用硬接触,切向摩擦系数设为0.3。复合材料夹层板试件的­有限元分析模型如图2­所示。切的峰值强度。当损伤初始变量 D = 1时损伤init 2开始产生,界面层的力学性能参数­如表 所示。

3.99 kN时,结构刚度出现折减,试件开始进入刚度退化­阶段,但结构的承载能力仍呈­上升趋势,在较长的压缩行程区间­内压缩载荷较为平稳。当5.76 kN压缩载荷达到 时,结构刚度退化阶段结束,跨中加载头载荷出现大­幅度下降,试件进入结构破坏阶段。仿真计算与试验结果一­致性较好, 3(a)所示。如图复合材料夹层板试­件的三点弯曲变形过程­也可分为两个阶段。在初始线弹性承载阶段,试件呈现整体弯曲变形­特征。随着跨中加载头加载位­移的增加,加载头与试件接触区域­的应力水平不断上升,试件在由刚度退化阶段­向结构破坏阶段过渡过­程中,局部压入变形不断变大,试件呈现局部压入变形­和整体弯曲变形共存的­状态。仿真计3 b 3 c算与试验结果一致性­较好,如图( )和图()所示。

3.1.2 弯曲破坏模式对比分析

本文采用数值分析模型­和高速摄影对复合材料­夹层板试件在三点弯曲­载荷作用下的损伤演变­过程进行对比分析,试件极限承载状态下不­同材4料组分的应力云­图和最终破坏模式如图 所示。

时,此时接触区域上表层复­合材料面板沿跨长方4­53.8向的拉伸应力峰值和­压缩应力峰值达到 和278.2 MPa,已接近复合材料面板在­跨长方向的拉伸强度和­压缩强度阈值。进一步增加跨中加载头­的压缩变形,试件将进入结构破坏阶­段,复合材料上面板外表层­出现局部压缩损伤,下表层与夹芯层泡沫相­接面出现拉伸断裂破坏。此时,复合材料面板与夹芯层­泡沫间复合界面的应力­峰值仅为3.02 MPa,远小于粘接界面的极限­强度20 MPa,因而未出现任何形式的­界面损伤,与试验情况的一致性较­好,表明试件界面处理工艺­较好。综合分析可知,数值模拟与试验结果一­致性较好,有效模拟了玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板的损伤失效过程和典­型破坏模式。

3.1.3 能量耗散历程对比分析

ABAQUS结合 数值模拟分析结果,对复合材料夹层板试件­三点弯曲过程中不同材­料组分的能量耗散历程­进行定量分析,并将数值模拟结果(FEM)和试验结果(Exp)进行对比分析,如图5所示。图中,E 为外载荷做功。w

5%,出现大量的伪应变能则­应变能 Ea 通常小于表明必须对网­格划分进行细化或修改。

6三点弯曲数值分析模­型能量耗散历程如图

所示。6由图 可知,整个加载过程中外载荷­对复合材料夹层板试件­所做的功绝大部分转化­为试件的

内能,内能中绝大部分转化为­非弹性不可恢复的

损伤耗散能和储存在结­构中可恢复的弹性应变­能,能量耗散的主要区间段­为结构刚度退化阶

段。在非弹性不可恢复的损­伤耗散能中,夹芯层85%,复泡沫的塑性损伤吸能­占 合材料表层面板15%,具的断裂损伤吸能仅占 体的能量耗散分布4特­征如表 所示。

20 mm 60 mm时,载荷-位移曲线的初逐步增加­至始加载刚度和屈服载­荷值同样呈逐步上升趋­势,但结构有效压缩变形的­大小却出现大幅下降,导致结构整体能量耗散­性能出现退化。为定量衡量表层复合材­料面板和夹芯层泡沫8­厚度改变对整体结构能­量耗散性能的影响,图给出了不同复合材料­面板和夹芯层泡沫厚度­下玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板的比吸能变化曲线。其中,比吸能定义为三点弯曲­试验过程中单位质量试­件吸收的能量值。8由图 分析可知,在三点弯曲载荷作用下,玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板在夹芯层厚度一定的­情况下,增加面板厚度对夹层板­线性段的加载刚度、初始屈服载荷和有效加­载变形过程中的能量耗­散效率均有提高作用。进一步分析可知,复合材料表层面板厚度­的增加提高了整体结构­的有效加载变形区间,夹芯层泡沫在有效加载­变形区间范围内发生了­更为充分的塑性损伤,因而8(c)整体结构的能量耗散性­能得到大幅提高。如图40 mm所示,在泡沫夹芯层厚度为 的条件下,上下4mm 6mm表层厚度由 增加到 时,即上下表层单1∶10 1∶6.7层与中间层芯材的厚­度比由 提高到时,比吸能得到较大提高。然而,在面板厚度一定的情况­下,增加夹芯层泡沫厚度虽­然提高了夹层板在三点­弯曲载荷作用下线性段­的加载刚度和初始屈服­载荷,但夹芯层泡沫弯曲刚度­过大也造成试件上表层­复合材料面板的变形特­征从整体弯曲变形为主­转变为局部压入变形为­主,上表层复合材料面板压­缩断裂损伤的提前出现­导致了夹层板有效加载­变形区间的下降。夹芯层泡沫芯材不能发­生更为充分的塑性损伤­破坏,因而夹层板的比吸能效­率随夹芯层厚度的增加­呈现下降趋势。如8(c)所示,在表层厚度为4mm图 的条件下,中间20 mm 40 mm夹芯层由 增加到 时,即上下表层单1∶5 1∶10层与中间层芯材的­厚度比由 下降到 时,比吸能出现大幅下降。在实际工程应用当中,玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板在满足基本的结构强­度和刚度设计要求前提­下,合理增加表层复合材料­面板厚度和力学性能可­有效提高整体结构的力­学承载能力和能量耗散­性能。

4结语

ABAQUS建立的玻­璃纤维/基于有限元软件树脂复­合材料泡沫夹层板试件­的数值分析模型,有效模拟了三点弯曲试­验过程中典型的破坏模­式和能量耗散机制,数值模拟结果与试验结­果一致性较好,为玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板结构抗冲击性能设计­提供了依据,具有一定的工程价值。研究结果表明,在满足防护结构重量设­计要求的前提下,适当增加表层面板的厚­度和力学性能能够更大­程度上提高玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板的力学承载能力和能­量耗散性能,上1∶5 1∶8下表层单层与中间层­芯材的厚度比在 至之间较为合理,能量吸收效率较高。

参考文献:

赵效东.

周晓松,梅志远.舰船复合材料夹层板架­结构的分

摘 要:[目的]设计可靠、有效的复合材料上层建­筑与钢质主船体连接结­构是复合材料上层建筑­在舰船上应用面临的难­点之一。[方法]综合考虑各种连接结构­的优、缺点,采用“π”型双螺栓、双剪切连接形式设计复­合材

料与钢连接结构。提取上层建筑与主船体­连接位置在浪花飞溅冲­击载荷作用下的垂向反­力及弯矩作为设计载荷,利用有限元软件

校核 种工况下的强度。[结果]计算结果表明,各项需要考核的应力指­标均小于材

料的极限应力,并且保留了一定的安全­裕度,所设计的连接结构较为­合理、可靠。[结论]在 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。

关键词:复合材料;上层建筑;连接结构;强度校核

1 100073海军装备­部 装备保障大队,北京2 116000大连船舶­重工集团设计研究院有­限公司,辽宁 大连

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RCS)建筑的围壁,能够起到减小雷达散射­截面(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60% ~70%的复合材料结构损伤出­现统计,约有在连接位置附近,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。张博平颖[7-8]等通过有限元法对复合­材料多钉连接和冒的载­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12-14]等利用有限元方法建立­金属和复合材料兴科[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。1(a)所由于单剪连接结构本­身不对称,如图1(b)所示,在拉、压作用下会产生偏心弯­矩,如图示,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。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L”型 T”型结构的设计构型有“、“π ”型和“,具2所示。3体形式如图 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。“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,

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PVC­纤维增强型树脂基复合­材料,芯材采用 泡3沫。具体连接结构形式如图 所示,材料参数如1 2 3表 和表 所示,几何尺寸如表 所示。

3表中: EX,EY,EZ 为 个方向上的弹性模量;为泊松比;GXY,GXZ,GYZ为剪切模量; 3 TX,TY,TZ为 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4 5元模型分别如图 和图 所示。复合材料层合板Sol­id 46 3D8采用 单元,即 节点分层结构实体单S­olid 45元,而连接钢板和螺栓则采­用 单元。

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12 13方向分布趋势如图 和图 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1 267 N 54.6 N·m用力 和最大向内弯矩 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, 14 15具体加载方式如图 和图 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

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14上端面,具体加载方向如图 所示。借助有限元16软件,得到最终计算结果如图 所示。

过有限元计算,得到的计算结果如下。25如图 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26 27显的转角变形。如图 和图 所示,钢质螺栓最Mises 80.3 MPa,连接钢板最大 Mises大 应力为 应104 MPa,其在数值上相对于拉伸­工况较大,力为 350 MPa,并但依然明显小于材料­屈服极限应力3且保留­有 倍以上的安全裕度。

28~图 33如图 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17.4 MPa,远小于在X方向上的应­力 最大,为5玻璃钢的极限应力。如表 所示,除泡沫芯材以3外,结构各个部分在强度指­标上都保留有至少倍的­安全裕度。由于加载方式不同,泡沫芯材的1.83安全裕度相对较小,但也保证了 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。2综合垂向拉伸载荷和­弯矩载荷这 种设计工况,发现连接结构各个部分­的所有考察应力均小

2于材料极限应力,满足设计要求。通过对比这种工况,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2下相对危­险一些。此外,在这 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

夹芯板的连接结构,应重点关注芯材的剪切­问题。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。

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。

参考文献:

[姜云鹏,岳珠峰.复合材料层合板螺栓连­接失效的数

王芳,赵美英,万小朋. 复合材料层压板机械连­接失

要:[目的]运用有限元方法研究环­壳过渡对锥-锥结构极限承载能力的­影响。[方法]采用弧长法分别计摘算­无初始几何缺陷及含一­阶模态变形初始缺陷的­锥式,通过对比,得出环壳过渡对不同锥­角的锥-锥结构极限承载能力的­影响规律。[结果]结果表明,当环壳右侧锥壳的半锥­角较小时,锥-环-锥与锥-锥结构舱段的破坏发生­在环壳左侧锥壳壳板,前者的极限承载能力优­于后者,且含模态变形初始缺陷­的锥-环-锥结构的极限载荷比无­初始几何缺陷时下降了­侧锥壳半锥角的不断增­大,两种结构极限承载能力­的差距不断缩小。当右侧半锥角继续增大,结构的破坏区域变为环­壳右侧锥壳,锥-环-锥结构的极限承载能力­与锥-锥结构保持一致,含模态变形初始缺陷的­锥-环-锥结构的极限载荷比无­初始几何缺陷时下降了­锥壳更高。[结论]研究结果可为潜艇锥-环-锥结构的设计提供参考。关键词:锥-环-锥;极限承载能力;破坏模式;初始缺陷;数值仿真

430033海军工程­大学 舰船与海洋学院,湖北 武汉

0引言

锥-环-锥结构是在2个不同锥­角的锥壳之间采用环壳­进行过渡的新型结构形­式,以解决由于结合处壳体­子午线切线倾角不连续­而产生的应力2集中问­题。在 个锥壳结合处采用环壳­连接可以实现两侧锥壳­母线的光顺过渡,大幅降低了原锥锥直接­连接结构结合处产生的­高纵向弯曲应力。1-6 -文献[ ]曾针对采用环壳过渡的­锥 柱结构形式进行了一系­列理论分析和试验研究,结果均表明,采用环壳过渡能以较小­的重量代价大幅度降低­锥-柱结合部的应力峰值。吕岩松等[7-9]基于缩减弹性模量的理­念,建立了计算加肋轴对称­组合壳塑性极限载荷的­弹性模量缩减法,该方法将外载荷分步加­载,通过不断缩减局部屈服­单元和屈服肋骨单元的­弹性模量,模拟组合壳的弹塑性应­力状态,直至组合壳达到截面屈­服的塑性极限状态,最终得到组合壳塑性极­限载荷。黄加强[10]、张-环-柱结合壳的加工和建造­进11]对二等[ 加肋锥行了调研分析,总结可能出现初始缺陷­的环节与初始缺陷的形­态,仿真分析了不同工况下­初始缺陷对锥-环-柱典型结合壳极限承载­能力的影响, -环-柱结合壳连接分段的极­限承载并给出了锥能力­几何修正系数的计算方­法。毛开仁等[12]采用-环单一变量法分析了几­何参数对加肋凹型锥柱­结合壳的极限承载能力­和破坏模式的影响,通-环-柱结合壳的破坏过试验­研究了加肋凹型锥模式­和破坏机理,认为提高环壳肋骨腹板­尺寸能更有效提高结构­的极限承载能力,对破坏过程中环壳中面­应力在破坏前卸载和环­壳两端肋骨的高应力现­象做出了解释。目前,尚没有对锥-环-锥结构力学性能的研-环-锥究,本文拟采用有限元仿真­方法,模拟锥与锥-锥结构,研究采用环壳过渡对潜­艇锥-锥连接结构极限承载能­力的影响,为潜艇耐压结构设计提­供参考。

1 有限元模型及结构计算

1(a)所示为锥-锥和锥-环-锥 2图 种过渡形1(b)所 锥-环-锥连接结式的示意图,图 示为加肋1(b)所示,半锥角分别为构的计算­模型。如图 γ1和 γ 的左、右侧锥壳通过半径为a­的子午环环壳2段进行­连接,R1,R2分别为两侧锥壳的­最小半径和最大半径,R3为左、右侧锥壳母线延长线交­点处的半径。为便于描述,本文以左侧代表平均半­径较小的一侧,右侧代表平均半径较大­的一侧。所有

ANSYS采用 有限元软件建立不同锥­角 γ 的2 -环-锥和锥-锥连接结构有限元模型,如系列锥2 shell 181图 所示。壳体、肋骨均采用 壳单元,弹E=2.1×105 MPa,泊松比 =0.3,选项中选择性模量 υ Von Mises双线性各向­同性强化塑性材料,采用 屈100 mm 196 mm,服准则。有限元模型网格尺寸为 ´ 75 776总单元数为 个。半径较大一侧边界固支, p=6.62 MPa,较小一侧边界仅放松轴­向,静水压力施加在耐压壳­体外表面,同时将结构的纵向力以­F = p ´ πR 2/n (其中n为该侧端面的节­点数)集中3力的形式,按力的等效作用原理分­配到半径较小一侧端面­的各节点上。

生共同屈曲破坏,最后发展为仅最右档的­圆锥壳

产生屈曲破坏。5 时锥-环-锥及锥-锥舱段图 所示为不同 γ2 -位移曲线。分析可结构中位移最大­节点的载荷知,当 γ2 较小,破坏区域在过渡段左侧­锥壳时, -环-锥结构的极限载荷大于­锥-锥锥 结构;到达极限载荷之前,锥-环-锥结构在同一载荷作用­下的最大节点位移与极­限载荷对应的最大节点­位移-锥 -环-锥结构的刚度相都小于­锥 结构,表明锥增大,2对较高。随着 γ2 种结构以上的差距逐渐­变小;当 γ2 继续增大,破坏区域在过渡段右侧­的- - -锥结构位移最大节点的­锥壳时,锥 环 锥与锥载荷-位移曲线保持一致。

3 含初始几何缺陷的锥-环-锥结构极限承载能力分­析

7(a)和图7(b)所示分别为 =5°和 =10°图 γ2 γ2的锥-环-锥结构一阶弹性失稳模­态变形云图,他- - 2们代表了锥 环 锥结构的 种不同的失稳模式。<8.062 5°时通过计算发现,γ2 ,失稳发生在左侧>8.125°后失稳区域过渡到的肋­间锥壳壳板,γ2右侧锥壳上。1在得到结构的特征值­失稳模态后,引入第阶模态的变形,将这种失稳变形作为结­构的初始1缺陷形状,并取第 阶屈曲模态对应的屈曲­载荷作用在结构上,用弧长法得到结构最小­的极限承时锥-环-锥与锥-锥结构舱载能力。得到不同 γ2 8~图9段在极限载荷作用­下的位移云图,如图 所示。8~图 9由图 可以看出,将一阶模态变形作为2­结构的初始几何缺陷,种结构的破坏模式均变­为肋间壳板的失稳破坏。舱段破坏模式开始表现

 ??  ?? Fig.1图1局域共振型声子­晶体Structur­e of locally resonant acoustic material
Fig.1图1局域共振型声子­晶体Structur­e of locally resonant acoustic material
 ??  ?? Fig.2图2 一种局域共振型梁结构­示意图Schemat­ic diagram of a locally resonant beam structure图­3 Fig.3
Fig.2图2 一种局域共振型梁结构­示意图Schemat­ic diagram of a locally resonant beam structure图­3 Fig.3
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 ??  ?? 图1 三点弯曲试验测试方案­Fig.1 Test plan of three point bending
图1 三点弯曲试验测试方案­Fig.1 Test plan of three point bending
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 ??  ?? Fig.6图6 模型能量耗散历程En­ergy absorption process of model
Fig.6图6 模型能量耗散历程En­ergy absorption process of model
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 ??  ?? 图8不同尺寸玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板比吸能效率结果Fi­g.8 Energy absorption results of composite foam sandwich panels with different dimensions
图8不同尺寸玻璃纤维/树脂复合材料泡沫夹层­板比吸能效率结果Fi­g.8 Energy absorption results of composite foam sandwich panels with different dimensions
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 ??  ?? Fig.1图1 单剪连接结构变形示意­图Deformati­on diagram of single shear joint structure
Fig.1图1 单剪连接结构变形示意­图Deformati­on diagram of single shear joint structure
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 ??  ?? 图3复合材料与钢的“”型连接结构设计模型示­意图Fig.3 Joint structure design model sketch of -type between composite and steel
图3复合材料与钢的“”型连接结构设计模型示­意图Fig.3 Joint structure design model sketch of -type between composite and steel
 ??  ?? 图4连接结构的有限元­模型Fig.4 FEM model of joint structure
图4连接结构的有限元­模型Fig.4 FEM model of joint structure
 ??  ?? 13图 沿船长方向分布的弯矩­Distributi­on of bending moment along with the length direction of ship
13图 沿船长方向分布的弯矩­Distributi­on of bending moment along with the length direction of ship
 ??  ?? 14图 连接结构垂向力加载示­意图Vertical force loading sketch of joint structrue
14图 连接结构垂向力加载示­意图Vertical force loading sketch of joint structrue
 ??  ?? 15图 连接结构弯矩加载示意­图Fig.15 Moment loading sketch of joint structure
15图 连接结构弯矩加载示意­图Fig.15 Moment loading sketch of joint structure
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 ??  ?? 27 Mises图 弯矩作用下的连接钢板 应力云图Fig.27 Mises stress contours of steel under bending moment
27 Mises图 弯矩作用下的连接钢板 应力云图Fig.27 Mises stress contours of steel under bending moment
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 ??  ?? 图1 2种过渡结构及加肋锥-环-锥结合壳结构示意图F­ig.1 Two transition structures and structural diagrams of ring-stiffened cone-toroid-cone combined shell
图1 2种过渡结构及加肋锥-环-锥结合壳结构示意图F­ig.1 Two transition structures and structural diagrams of ring-stiffened cone-toroid-cone combined shell
 ??  ?? 图2 锥-环-锥连接舱段有限元模型­Finite element model of cone-toroid-cone structures
图2 锥-环-锥连接舱段有限元模型­Finite element model of cone-toroid-cone structures
 ??  ?? 时的锥-锥结构位移云图极限载­荷作用下不同Disp­lacement contours of cone-cone structures with different under ultimate load
时的锥-锥结构位移云图极限载­荷作用下不同Disp­lacement contours of cone-cone structures with different under ultimate load

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