復(fù)合材料螺旋槳敞水性能與結(jié)構(gòu)特性研究

張丹丹，張 晶，劉 影，吳 欽，黃 彪，王國玉

（1.北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院，北京 100081；2.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076）

0 引 言

船舶螺旋槳大多采用錳-鎳-鋁-銅（MAB）或鎳-鋁-銅（NAB）合金制成，盡管此類金屬材料具有屈服強(qiáng)度高和可靠性好等優(yōu)勢，但易遭受空泡損傷、腐蝕和疲勞破壞，引起振動和噪聲等問題。近年來，由于纖維增強(qiáng)復(fù)合材料具有高比剛度、高比強(qiáng)度等優(yōu)良的力學(xué)特性，被廣泛用于改善螺旋槳等水力裝備在復(fù)雜海洋環(huán)境下的水動力性能[1-3]。與傳統(tǒng)金屬螺旋槳相比，復(fù)合材料密度遠(yuǎn)小于金屬材料，能有效實(shí)現(xiàn)減重目的[4-6]，同時研究表明，復(fù)合材料螺旋槳可以有效抑制空化初生，減少槳葉空蝕，延長使用壽命。

針對螺旋槳水動力性能，國內(nèi)外學(xué)者從理論方法、模型試驗(yàn)和計(jì)算流體力學(xué)等方面做了大量研究工作。Lerbs[7]根據(jù)對稱分布的渦線和渦面速度場理論推導(dǎo)了有限葉片數(shù)、任意環(huán)量分布下中度負(fù)載螺旋槳的升力線法，但是由于強(qiáng)迫葉根和葉梢處環(huán)量為零，只適用于中度負(fù)載工況，對偏離設(shè)計(jì)工況較遠(yuǎn)的區(qū)域（低、高進(jìn)速系數(shù)工況）預(yù)報(bào)誤差過大；Yamazaki 等[8]基于升力面法對非均勻流場下的螺旋槳推進(jìn)性能進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算研究，結(jié)果表明升力面法能有效捕捉螺旋槳尾渦流場結(jié)構(gòu)，但在精確預(yù)報(bào)螺旋槳槳葉壓力分布方面仍存在缺陷；Hoshino 等[9]、Kerwin 等[10]進(jìn)一步發(fā)展了能較為精確模擬螺旋槳復(fù)雜結(jié)構(gòu)的面元法，相比于升力線法和升力面法，面元法能更好地預(yù)報(bào)螺旋槳的流場結(jié)構(gòu)演化；蘇玉民等[11]基于擾動速度勢面元法構(gòu)建了普通槳和大側(cè)斜螺旋槳水動力性能迭代計(jì)算模型，計(jì)算結(jié)果表明葉剖面攻角、壓差阻力和轉(zhuǎn)矩系數(shù)隨進(jìn)速系數(shù)減小而增加。除了理論研究以外，螺旋槳的敞水性能研究還需要依靠模型試驗(yàn)，模型試驗(yàn)的數(shù)據(jù)結(jié)果相對準(zhǔn)確直觀，更加符合實(shí)際，但試驗(yàn)成本較高，并且存在尺度效應(yīng)。Vladimir等[12]對一組不同側(cè)斜螺旋槳的尺度效應(yīng)展開了研究，結(jié)果表明模型槳的推力系數(shù)小于實(shí)槳，模型槳扭矩系數(shù)大于實(shí)槳，并且在低進(jìn)速系數(shù)下差別更明顯；Choi 等[13]運(yùn)用試驗(yàn)的方法研究了吊艙螺旋槳的尺度效應(yīng)，結(jié)果表明影響吊艙螺旋槳尺度效應(yīng)的主要因素是吊艙阻力。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展應(yīng)用，計(jì)算流體力學(xué)法在工程領(lǐng)域應(yīng)用越來越廣。王超等[14]基于計(jì)算流體力學(xué)法對DTMB T4119 型螺旋槳的敞水性能進(jìn)行了計(jì)算研究，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了對比驗(yàn)證，獲得了螺旋槳表面壓力以及尾部流場的分布情況；Helal等[15]結(jié)合模型試驗(yàn)對船用螺旋槳的無空化流進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究表明在低轉(zhuǎn)速時，流體從層流過渡到湍流狀態(tài)會影響水動力性能的預(yù)測精度；Hasuike 等[16]對小空化數(shù)下的船舶螺旋槳水動力性能進(jìn)行了數(shù)值模擬，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)吻合較好，獲得了梢渦空泡導(dǎo)致的螺旋槳壓力脈動特性。

隨著復(fù)合材料的發(fā)展與應(yīng)用，傳統(tǒng)基于金屬槳的數(shù)值計(jì)算方法不再適用，尤其對于具有復(fù)雜結(jié)構(gòu)外形的纖維增強(qiáng)復(fù)合材料螺旋槳，槳葉的彈性變形會顯著影響螺旋槳的水動力性能。上世紀(jì)90 年代，Lin[17]發(fā)展了基于勢流理論的三維有限元（FEM）流固耦合方法，對復(fù)合材料螺旋槳與剛性螺旋槳的葉間變形以及面內(nèi)彎曲應(yīng)力進(jìn)行了數(shù)值分析研究；隨后，Lin 等[18]進(jìn)一步研究了不同鋪層復(fù)合材料螺旋槳槳葉水彈性行為，結(jié)果表明改變鋪層順序有助于改善復(fù)合材料螺旋槳的水動力性能；Zhang 等[19]采用RANS 模型和有限元模型相結(jié)合的雙向流固耦合算法，對不同進(jìn)速系數(shù)下螺旋槳的扭矩、推力、效率、撓度進(jìn)行了分析研究，重點(diǎn)討論了預(yù)變形對復(fù)材槳性能提高的原因；Liu 和Young[20]采用三維邊界元法-有限元法針對復(fù)合材料螺旋槳的結(jié)構(gòu)變形和水動力載荷特性進(jìn)行了分析，獲得了復(fù)合材料螺旋槳在空間變化尾跡下的流場變化特性；武坤等[21]結(jié)合實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究了螺旋槳水彈性響應(yīng)和空化水動力性能，結(jié)果表明柔性隨邊變形導(dǎo)致的卸載作用推遲了槳葉空化初生，有效提高了船舶臨界航速，螺旋槳推力和扭矩系數(shù)下降，推進(jìn)效率提高了2%～4%。

國內(nèi)外學(xué)者針對復(fù)合材料螺旋槳的彎扭耦合效應(yīng)以及載荷自適應(yīng)行為已經(jīng)做了大量研究，但對于結(jié)合水動力性能和結(jié)構(gòu)特性對多工況條件下復(fù)合材料螺旋槳水動力性能及結(jié)構(gòu)響應(yīng)與失效行為的研究還較少。本研究基于復(fù)合材料螺旋槳雙向流固耦合數(shù)值計(jì)算方法，研究不同工況下復(fù)合材料螺旋槳的水動力性能及結(jié)構(gòu)響應(yīng)特性，并基于蔡-吳失效準(zhǔn)則對復(fù)合材料螺旋槳的失效行為進(jìn)行分析，為復(fù)合材料螺旋槳的設(shè)計(jì)和制造提供技術(shù)支撐。

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 基本控制方程

對于旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系，流體穩(wěn)態(tài)求解的控制方程可通過質(zhì)量守恒方程和動量守恒方程表示：

式中，u為速度矢量，ρ為流體密度，p為流場壓力，v為動力粘性系數(shù)，fi為單位體積質(zhì)量力。

采用標(biāo)準(zhǔn)k-ωSST湍流模型封閉雷諾時均方程進(jìn)行湍流計(jì)算：

式中，C1ε、C2ε、C3ε均為常數(shù)，σk和σε分別為湍流頻率和湍動能的普朗特?cái)?shù)，k為湍動能，ε為耗散率，Gk和Gb分別是由平均速度梯度和浮力影響引起的湍動能產(chǎn)生項(xiàng)，YM是可壓縮湍流脈動膨脹對總的耗散率的影響，μt為湍流粘性系數(shù)。

復(fù)合材料螺旋槳槳葉在外載荷作用下將產(chǎn)生彎扭耦合變形。由于螺旋槳在旋轉(zhuǎn)運(yùn)動的過程中同時受到水動力載荷和離心力作用[22]，因此復(fù)合材料螺旋槳的變形行為是幾何非線性的，其動力學(xué)控制方程可以表示為

式中，MS為結(jié)構(gòu)質(zhì)量矩陣，CS為結(jié)構(gòu)阻尼矩陣，KS為結(jié)構(gòu)剛度矩陣，為結(jié)構(gòu)的加速度矢量，為節(jié)點(diǎn)的速度矢量，X為節(jié)點(diǎn)的位移矢量，F(xiàn)HE代表流固耦合作用下結(jié)構(gòu)所受的流場力。

1.2 流固耦合計(jì)算方法

復(fù)合材料螺旋槳的流固耦合計(jì)算需要同時考慮流場和結(jié)構(gòu)場的求解及流場與結(jié)構(gòu)場之間數(shù)據(jù)的傳遞，本研究基于ANSYS Workbench 平臺的System Coupling 模塊，采用分步耦合方法計(jì)算復(fù)合材料螺旋槳的流固耦合特性。計(jì)算流程如圖1所示。首先對流場進(jìn)行初值計(jì)算；然后通過流固耦合交界面將定常流場初值的壓力、速度等數(shù)據(jù)傳遞給結(jié)構(gòu)場，進(jìn)行有限元結(jié)構(gòu)變形求解；隨后通過流固耦合交界面將結(jié)構(gòu)場變形等信息傳遞給流場，根據(jù)結(jié)構(gòu)變形進(jìn)行流場網(wǎng)格更新及流場求解。指定流固耦合計(jì)算的收斂準(zhǔn)則，即力及位移的殘差均小于0.01，每一耦合步內(nèi)結(jié)構(gòu)場與流場經(jīng)過子迭代步的不斷交叉求解實(shí)現(xiàn)計(jì)算結(jié)果滿足收斂標(biāo)準(zhǔn)，完成流固耦合計(jì)算?；谠搹?fù)合材料流固耦合計(jì)算方法對復(fù)合材料NACA 0009水翼模型的數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明，數(shù)值預(yù)測的升力系數(shù)與尖端扭轉(zhuǎn)角與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了流固耦合計(jì)算方法的準(zhǔn)確性[4]。

圖1 流固耦合計(jì)算求解流程圖Fig.1 Flow chart of fluid structure coupling calculation

1.3 復(fù)合材料螺旋槳計(jì)算模型

本文采用右旋5 葉船用HSP 大側(cè)斜螺旋槳[23]，槳葉的轂徑比為0.1972，直徑為3.6 m，側(cè)斜角為45°，盤面比為0.7，螺距比為0.92，幾何模型如圖2所示。

螺旋槳槳葉為玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂復(fù)合材料，材料性能參數(shù)見表1。以HSP 船用螺旋槳的幾何輪廓約束復(fù)合材料的纖維鋪層，獲得與剛性螺旋槳幾何完全相同的大側(cè)斜復(fù)合材料螺旋槳。基于ANSYS Workbench 中的ACP 模塊建立復(fù)合材料螺旋槳的有限元模型，單元類型選用SOLID 186 以能承受較大的壓力梯度和非線性變形，槳葉的有限元模型如圖3 所示。其中復(fù)合材料的螺旋槳的堆疊順序?yàn)?，如圖4 所示，鋪層角度γ是玻璃纖維與局部坐標(biāo)系Y軸的夾角，0°鋪層方向?yàn)槁菪龢獙?dǎo)邊指向隨邊的方向，下標(biāo)25表示總鋪層數(shù)，每一層鋪層角度均為-45°。

圖2 大型船用HSP螺旋槳Fig.2 Large marine HSP propeller

表1 復(fù)合材料性能參數(shù)Tab.1 Performance parameters of composite

圖3 螺旋槳槳葉有限元模型Fig.3 Finite element model of propeller blades

圖4 復(fù)合材料槳葉鋪層示意圖Fig.4 Layering diagram of composite blade

圖5給出了螺旋槳周圍的流體求解域，分為靜止域和旋轉(zhuǎn)域兩部分。考慮到非均勻尾流的影響，入口設(shè)置長度為0.8D的靜止域以充分模擬船舶尾跡來保證計(jì)算收斂性，其中D為螺旋槳的直徑。流域入口設(shè)置為速度進(jìn)口，通過改變來流速度大小確定不同進(jìn)速系數(shù)工況，流域出口設(shè)置為靜壓出口。旋轉(zhuǎn)域的長度為6D，半徑為4D。靜止域和旋轉(zhuǎn)域之間的連接是動靜交接面。為了準(zhǔn)確地捕捉葉片上的壓力脈動和載荷數(shù)據(jù)，在旋轉(zhuǎn)域內(nèi)的螺旋槳周圍建立了直徑為1.5D、長為2D的小圓柱區(qū)域，在小圓柱區(qū)域內(nèi)進(jìn)行網(wǎng)格加密。為了適應(yīng)葉片復(fù)雜的幾何形狀并保證網(wǎng)格質(zhì)量，包括輪轂和葉片在內(nèi)的近螺旋槳流場中采用適應(yīng)性強(qiáng)的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，靜止域與旋轉(zhuǎn)域均采用六面體單元進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，流場網(wǎng)格圖如圖6所示。

根據(jù)實(shí)驗(yàn)工況對模擬進(jìn)行設(shè)置，螺旋槳轉(zhuǎn)速設(shè)置為90.7 r/min，進(jìn)速系數(shù)為0.851，該工況下的推力系數(shù)KT試驗(yàn)值[24]為0.1767。在上述工況條件和湍流模型的選擇下，調(diào)整螺旋槳周圍小圓柱流域部分網(wǎng)格數(shù)和螺旋槳槳葉表面及邊界層網(wǎng)格數(shù)，進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，如表2所示。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于513萬，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)對數(shù)值結(jié)果影響較小。因此，綜合考慮計(jì)算精度和時空復(fù)雜度，選擇513萬網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算可滿足數(shù)值模擬計(jì)算要求。

圖5 流域劃分及邊界Fig.5 Boundary conditions of fluid domain

圖6 流場網(wǎng)格分布圖Fig.6 Mesh distribution of the fluid domain

表2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Tab.2 Grid independence verification

為了驗(yàn)證本文的數(shù)值計(jì)算方法，數(shù)值預(yù)測了不同進(jìn)速系數(shù)下剛性螺旋槳水動力系數(shù)變化情況，并與試驗(yàn)結(jié)果[24]進(jìn)行對比，相對誤差如表3 所示。其中，推力系數(shù)KT=T/ρn2D4，扭矩系數(shù)KQ=Q/ρn2D5，T為螺旋槳推力，n為螺旋槳旋轉(zhuǎn)速度，Q為螺旋槳扭矩，ρ與D分別為流體密度和螺旋槳直徑。數(shù)值預(yù)測所得KT和10KQ相對誤差均不超過9.3%，在一定邊界條件下，數(shù)值預(yù)測結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有較高吻合度，當(dāng)進(jìn)速系數(shù)較大時，CFD 數(shù)值模擬的邊界條件與實(shí)驗(yàn)實(shí)際情形存在一定差異，導(dǎo)致預(yù)測誤差稍有增大。

表3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值結(jié)果的誤差Tab.3 Error between experimental results and numerical results

2 結(jié)果與討論

2.1 復(fù)合材料螺旋槳水動力性能與結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析

為了研究復(fù)合材料彎扭耦合變形對螺旋槳水動力性能的影響，圖7 給出了復(fù)合材料螺旋槳與剛性材料螺旋槳的扭矩Q和推力T隨來流速度和轉(zhuǎn)速的演變情況。由圖可知，復(fù)合材料螺旋槳和剛性材料螺旋槳的扭矩以及推力的變化趨勢一致，推力和扭矩均隨轉(zhuǎn)速的提高、來流速度的降低而增加。對比圖7（a）和圖7（b），相同工況下復(fù)合材料螺旋槳的扭矩低于剛性螺旋槳；對比圖7（c）和圖7（d），相同工況條件下復(fù)合材料螺旋槳推力也低于剛性螺旋槳。這是因?yàn)樵谒畡恿ψ饔孟?，?fù)合材料螺旋槳槳葉朝y軸負(fù)方向產(chǎn)生彎曲變形，槳葉縱傾角減小，同時槳葉在同一半徑處導(dǎo)邊與隨邊的變形量不同，產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)變形，槳葉螺距角減小，從而使得復(fù)合材料螺旋槳推力和扭矩降低。

為了進(jìn)一步分析復(fù)合材料螺旋槳結(jié)構(gòu)響應(yīng)對螺旋槳推進(jìn)效率的影響，圖8和圖9分別給出了復(fù)合材料螺旋槳與剛性材料螺旋槳的效率和尖端螺距角（螺旋槳半徑為0.95R處的螺距角）隨來流速度和轉(zhuǎn)速的演變情況。由圖8 可知，復(fù)合材料螺旋槳的推進(jìn)效率與剛性螺旋槳的推進(jìn)效率均隨進(jìn)速系數(shù)增大而變大，復(fù)合材料螺旋槳的推進(jìn)效率在相同的進(jìn)速系數(shù)下，減小來流速度和降低轉(zhuǎn)速都會提升推進(jìn)效率，而剛性螺旋槳的推進(jìn)效率在相同進(jìn)速系數(shù)下不隨轉(zhuǎn)速和來流速度改變而改變。如圖10 所示，為剛性螺旋槳與復(fù)合材料螺旋槳尖端螺距角之差，復(fù)合材料螺旋槳的尖端螺距角小于剛性螺旋槳的尖端螺距角，并且隨轉(zhuǎn)速增大、來流速度降低而增大。

圖7 復(fù)合材料與剛性螺旋槳的扭矩、推力云圖Fig.7 Torque and thrust nephogram of composite and rigid propellers

圖8 復(fù)合材料與剛性螺旋槳的效率云圖Fig.8 Efficiency nephogram of composite and rigid propellers

圖9 復(fù)合材料與剛性螺旋槳的尖端螺距角變化云圖Fig.9 Tip pitch angle variation of composite and rigid propellers

圖10 螺旋槳變形時的角度關(guān)系示意圖Fig.10 Schematic diagram of angle relationship of propeller deformation

對比圖8（a）與圖8（b）可知，在n≥90.7 r/min 的高來流速度區(qū)，剛性螺旋槳的推進(jìn)效率高于復(fù)合材料螺旋槳的推進(jìn)效率，而在n＜90.7 r/min 時的低來流速度區(qū)，復(fù)合材料螺旋槳的推進(jìn)效率更高。這是因?yàn)?，螺旋槳的效率受到攻角α的影響，而攻角α的變化同時受螺旋槳的螺距角φ和來流角θ（θ=tanV/2πnr）影響，其中V為來流速度，n為螺旋槳的轉(zhuǎn)動速度，r為葉切面處螺旋槳的半徑。如圖9和圖10所示，在n≥90.7 r/min 時的高來流速度區(qū)，來流角θhigh大于設(shè)計(jì)工況下的來流角θdesign，而剛性螺旋槳螺距角φrigid不發(fā)生變化，復(fù)合材料螺旋槳的螺距角φcomposite變小，因此剛性螺旋槳的攻角αrigid和復(fù)合材料螺旋槳的攻角αcomposite均小于設(shè)計(jì)攻角αdesign，且復(fù)合材料螺旋槳攻角αcomposite偏離設(shè)計(jì)攻角αdesign更多，導(dǎo)致復(fù)合材料螺旋槳略低于剛性螺旋槳效率；當(dāng)n＜90.7 r/min時，來流角θlow小于設(shè)計(jì)工況下的來流角θdesign，剛性螺旋槳螺距角φrigid不發(fā)生變化，則剛性螺旋槳的攻角αrigid大于設(shè)計(jì)攻角αdesign，而復(fù)合材料螺旋槳的螺距角φcomposite與來流角θlow均減小，與設(shè)計(jì)攻角αdesign匹配，因此復(fù)合材料螺旋槳的效率高于剛性螺旋槳的效率。

圖11 給出了復(fù)合材料螺旋槳與剛性材料螺旋槳的功率隨來流速度和旋轉(zhuǎn)速度的變化情況。由圖所示，復(fù)合材料螺旋槳與剛性螺旋槳的功率均隨轉(zhuǎn)速增大、來流速度減小而增大。與剛性螺旋槳相比，復(fù)合材料螺旋槳的功率更小，計(jì)算工況條件下剛性螺旋槳的功率范圍為7～3000 kW，而復(fù)合材料螺旋槳的功率范圍為8～2500 kW，最大功率和功率范圍均降低了16%以上，因此復(fù)合材料螺旋槳相比剛性螺旋槳對發(fā)動機(jī)的功率需求更小。

圖11 復(fù)合材料與剛性螺旋槳的功率云圖Fig.11 Power variation of composite and rigid propellers

為了分析復(fù)合材料螺旋槳葉片尖端的水動力載荷作用，提取半徑0.95R處葉片截面（如圖12 所示），圖13 給出了轉(zhuǎn)速n=150 r/min 時復(fù)合材料螺旋槳槳葉尖端截面在不同進(jìn)速系數(shù)條件下的壓力云圖。隨著進(jìn)速系數(shù)的增加，復(fù)合材料螺旋槳尖端前緣壓力面的高壓區(qū)域逐漸增大。

2.2 復(fù)合材料螺旋槳結(jié)構(gòu)特性分析

為了研究復(fù)合材料螺旋槳在不同工況條件下的結(jié)構(gòu)特性，圖14給出了復(fù)合材料螺旋槳最大總變形和最大等效應(yīng)力的演變情況。由圖可知，槳葉的最大總變形和最大等效應(yīng)力隨來流速度減小、轉(zhuǎn)速增大而增大。圖15 與圖16 分別為不同進(jìn)速系數(shù)下復(fù)合材料螺旋槳槳葉的總變形云圖與等效應(yīng)力云圖。不同進(jìn)速系數(shù)條件下，槳葉變形和等效應(yīng)力分布趨勢基本一致，變形量沿葉片根部到葉梢末端逐漸增加，并在葉梢處達(dá)到最大值；等效應(yīng)力從邊緣到中心呈現(xiàn)環(huán)向遞增趨勢，在葉片根部達(dá)到最大值，導(dǎo)邊和隨邊的應(yīng)力值均很小，而葉梢處是低應(yīng)力高變形區(qū)。

圖12 提取葉片截面位置示意圖Fig.12 Schematic diagram of extracting blade section position

圖13 不同進(jìn)速系數(shù)下復(fù)合材料螺旋槳槳葉尖端壓力云圖Fig.13 Pressure nephogram of composite propeller blade tip under different advancing speed coefficients

圖14 不同工況下復(fù)合材料螺旋槳的最大總變形和最大等效應(yīng)力云圖Fig.14 Maximum total deformation and maximum equivalent stress of composite propeller under different working conditions

圖15 不同進(jìn)速系數(shù)下槳葉的總變形云圖Fig.15 Total deformation nephogram of blades with different advancing speed coefficients

圖16 不同進(jìn)速系數(shù)下槳葉的等效應(yīng)力云圖Fig.16 Equivalent stress nephogram of blades with different advancing speed coefficients

基于蔡-吳失效準(zhǔn)則對復(fù)合材料螺旋槳的失效行為進(jìn)行分析[25-26]，了解復(fù)合材料螺旋槳的破壞模式。蔡-吳失效準(zhǔn)則表達(dá)如下：板的抗拉強(qiáng)度用F1t、F2t、F3t表示，抗壓強(qiáng)度分別用F1c、F2c、F3c表示，F(xiàn)4、F5、F6分別表示抗剪強(qiáng)度。當(dāng)蔡-吳系數(shù)大于1時，復(fù)合材料結(jié)構(gòu)發(fā)生失效。

圖17 給出了不同進(jìn)速系數(shù)下復(fù)合材料螺旋槳的蔡-吳系數(shù)變化趨勢。由圖可知，進(jìn)速系數(shù)J=0.3～0.9 時，復(fù)合材料螺旋槳槳葉均未發(fā)生失效。相同進(jìn)速系數(shù)下，轉(zhuǎn)速越大，蔡-吳系數(shù)越大；相同轉(zhuǎn)速條件下，進(jìn)速系數(shù)越大，蔡-吳系數(shù)越小，即流速越小、轉(zhuǎn)速越高的工況下復(fù)合材料螺旋槳更容易發(fā)生失效。

圖18 給出了不同轉(zhuǎn)速復(fù)合材料螺旋槳的蔡-吳系數(shù)分布云圖。由圖可知，復(fù)合材料螺旋槳的最大蔡-吳系數(shù)均分布在槳葉葉梢處，當(dāng)轉(zhuǎn)速增加時，葉梢末端及槳葉的中上部區(qū)域的蔡-吳系數(shù)增大，最大蔡-吳系數(shù)出現(xiàn)點(diǎn)向葉梢末端移動。由于最大蔡-吳系數(shù)均小于1，該復(fù)合材料螺旋槳可以滿足強(qiáng)度需求。

圖17 不同進(jìn)速系數(shù)復(fù)合材料螺旋槳的蔡-吳系數(shù)Fig.17 Tsai-Wu coefficients of composite propellers with different progressive coefficients

圖18 復(fù)合材料螺旋槳的蔡-吳系數(shù)分布云圖Fig.18 Nephogram of Tsai-Wu coefficient distribution of composite propeller

3 結(jié) 論

本文建立了均勻來流條件下復(fù)合材料螺旋槳雙向流固耦合數(shù)值計(jì)算模型，并與試驗(yàn)結(jié)果[24-25]進(jìn)行了對比驗(yàn)證，基于CFD 方法結(jié)合數(shù)值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果研究了不同工況條件下復(fù)合材料螺旋槳的水動力性能，獲得了復(fù)合材料螺旋槳槳葉的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，并與剛性材料螺旋槳進(jìn)行了對比分析。結(jié)果表明：

（1）復(fù)合材料螺旋槳旋轉(zhuǎn)速度一定時，推進(jìn)效率隨進(jìn)速系數(shù)增加而增加。在n＜90.7 r/min 的轉(zhuǎn)速下，復(fù)合螺旋槳的推進(jìn)效率高于剛性螺旋槳，這是由于彎曲扭曲耦合效應(yīng)導(dǎo)致螺距角的降低造成的。但對于設(shè)計(jì)條件和n＞90.7 r/min 的工況，復(fù)合螺旋槳的推進(jìn)效率比剛性螺旋槳低，這是因?yàn)閺?fù)合材料攻角與設(shè)計(jì)攻角的偏差大于剛性槳的攻角。

（2）旋轉(zhuǎn)速度一定時，槳葉的最大總變形和最大等效應(yīng)力隨來流速度增大而減??；當(dāng)來流速度一定時，槳葉的最大總變形和最大等效應(yīng)力隨旋轉(zhuǎn)速度增大而增大；在轉(zhuǎn)速較大、流速較小的條件下，復(fù)合材料螺旋槳更容易出現(xiàn)過載現(xiàn)象，此時復(fù)合材料螺旋槳的螺距角變化也更大。

（3）不同進(jìn)速系數(shù)下的復(fù)合材料螺旋槳均未發(fā)生失效，在低來流速度和高轉(zhuǎn)速的工況條件下，復(fù)合材料螺旋槳更容易發(fā)生失效，失效區(qū)域出現(xiàn)在葉梢末端處。