水動力載荷下復合材料螺旋槳強度評估

陳　悅，朱　錫，黃　政，周振龍

水動力載荷下復合材料螺旋槳強度評估

陳悅，朱錫，黃政，周振龍

海軍工程大學艦船工程系，湖北武漢430033

為開展水動力載荷下復合材料螺旋槳強度評估研究，首先采用ANSYS/CFD計算螺旋槳流體模型在設計工況下的水動力載荷，并基于ABAQUS軟件通過編碼INP文件將水動力載荷施加于螺旋槳結構強度模型上；然后基于Hashin失效準則，分析不同鋪層角下螺旋槳可能出現的失效模式，進行復合材料螺旋槳結構強度的評估分析；最后，依據應力等效原則，將水動壓力載荷等效為集中載荷，開展模型槳靜強度試驗和仿真計算。結果顯示：仿真計算結果與試驗結果吻合良好，最大誤差在9%以內，驗證了復合材料螺旋槳強度評估方法的可靠性。

復合材料；螺旋槳；強度評估；Hashin失效準則

網絡出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20150128.1203.013.html

期刊網址：www.ship-research.com

引用格式：陳悅，朱錫，黃政，等.水動力載荷下復合材料螺旋槳強度評估［J］.中國艦船研究，2015，10（1）：19-26. CHEN Yue，ZHU Xi，HUANG Zheng，et al.Strength evaluation of the composite propeller under hydrodynamic fluid load［J］.Chinese Journal of Ship Research，2015，10（1）：19-26.

0　引言

復合材料螺旋槳的結構強度評估是其推廣應用時必須考慮的重要部分。相對于傳統的金屬槳，復合材料螺旋槳的強度評估存在一定的差異。在不同的纖維鋪層設置下，其特有的彎扭耦合效應導致應力分布、槳葉破壞位置有所不同，且復合材料螺旋槳的破壞形式較復雜，簡單地以傳統螺旋槳的懸臂梁方法進行校核，以強度儲備系數作為衡準是遠遠不夠的，所以在借鑒傳統螺旋槳校核方法的基礎上，尋找合適的復合材料螺旋槳校核方法和衡準要求很有必要。

國內計算傳統螺旋槳強度的近似方法有多種，常用的有《鋼質海船入級與建造規范》（以下簡稱《規范》）校核法、分析計算法以及有限元計算法，不少學者對此展開了研究。張遠雙［1］依據《規范》對螺旋槳的要求，開發了基于AUTOCAD VAB的船舶螺旋槳參數化強度計算方法及相關程序。王玉華［2］編制了適用于大側斜螺旋槳強度計算的有限元程序HPROAP，并對大量國內外正在使用的大側斜螺旋槳強度進行了計算，指出安全系數K應滿足如下原則：對于中側斜螺旋槳，K＞15；對于大側斜螺旋槳，K＞17。黃毅等［3］采用傳統的懸臂梁法和有限元法對同一大側斜螺旋槳強度進行了校核，發現校核結果不一致，最后分析指出，有限元法更適合用于大側斜螺旋槳的強度校核。劉竹青等［4］將流體力學中的面元法與結構動力學中的有限元法相結合，對40個實槳的靜強度予以了計算，給出民船螺旋槳靜強度校核的安全系數在8.8～21.6之間。但以上研究均是針對傳統的金屬螺旋槳展開，復合材料螺旋槳特有的材料屬性和失效模式與其相比存在差異，因此不能簡單地以強度儲備系數進行衡量。隨著流固耦合技術的發展，洪毅［5-6］利用CFD/CSD流固耦合方法分析了特定纖維鋪層角度下復合材料螺旋槳的流體性能。張帥等［7］采用雙向流固耦合穩態算法研究了槳葉變形對螺旋槳性能的影響。孫海濤等［8］結合面元法與有限元法研究了考慮變形的復合材料螺旋槳的水動力及變形特性。以上學者的研究表明，利用有限元計算方法已經可以對復合材料螺旋槳的水動力性能及槳葉結構變形等進行預報，但針對結構強度方面的研究卻很少。

國外學者Lin等［9］采用升力面理論及最小方差法光順流體水動力載荷，采用Hashin失效準則評估了復合材料螺旋槳的槳葉強度。Jose等［10］在水彈性方法中加入Tsai-Wu強度準則，對艦船最大航速和巡航情況下的復合材料槳葉強度進行了分析。上述學者均未對復合材料螺旋槳槳葉的結構強度評估技術提出可靠的結論，也未開展結構強度試驗進行佐證。考慮到Hashin失效準則的普適性，本文嘗試基于粘性流理論來完成復合材料螺旋槳的水動力載荷計算，并采用Hashin失效準則開展復合材料螺旋槳的結構強度評估。

本文將首先基于RANS方程的粘性流理論，采用ANSYSWorkbench平臺計算±45°鋪層復合材料螺旋槳在設計工況下的水動力載荷。然后利用ABAQUS軟件，通過編碼INP文件，將水動力載荷施加于結構有限元模型，并基于Hashin失效準則開展復合材料螺旋槳的結構強度評估，分析不同鋪層角度下螺旋槳可能出現的失效模式及位置。最后，依據應力等效原則，將水動力載荷等效為集中力，對真空吸附成型的復合材料螺旋槳模型進行靜強度加載試驗，以有效驗證復合材料螺旋槳強度評估方法的可靠性。

1　復合材料螺旋槳的水動力載荷計算

1.1計算對象

計算對象為采用真空吸附成型的五葉右旋槳，直徑0.24 m，側斜角27°，轂徑比0.280 7，如圖1所示。其增強纖維為SW220高強玻璃纖維，基體材料為3201環氧樹脂，纖維鋪層角度為±45°。圖2中：x，y，z代表全局坐標系；1，2軸為材料主軸，分別代表纖維的主方向和次方向；θ表示單層板1軸與x軸之間的夾角，由x軸逆時針轉向1軸為正。

圖1　復合材料螺旋槳Fig.1　Composite propeller model

圖2　纖維鋪層角度示意Fig.2　The ply angle of fiber

采用Solidworks三維建模軟件建立復合材料螺旋槳的幾何模型，如圖3所示。增強纖維為二維正交平紋織物，SW220纖維，纖維布采用對稱鋪層，方向由表及里，鋪層數為26層。單層板的工程彈性參數及強度參數如表1和表2所示。

圖3　槳葉幾何模型Fig.3　Geometric model of the propeller blade

表1　單層正交玻璃纖維布的工程彈性常數Tab.1Elastic engineering constants of the monolayer orthogonal glass fiber laminate

表2　單層板的強度參數Tab.2Strength parameters of the single layer

1.2流體計算

本文的流體計算基于雷諾平均（RANS）方程的粘性流理論，認為均勻來流中保持一定轉速的螺旋槳周圍是典型的三維不可壓縮湍流流體。整個計算流場的RANS表達形式如下：

動量方程：式中：ui，uj為速度分量時均值（i，j=1，2，3）；P為壓力時均值；ρ為流體密度；μ為流體粘性系數；gi為重力加速度分量為雷諾應力項。為使方程封閉，需選擇合適的湍流模型進行求解，本文選擇SSTk-ω湍流模型計算雷諾應力項。

流體計算域分固定域和旋轉域2部分，為保證定常狀態下的計算，固定域采用靜止坐標系，旋轉域采用單旋轉系模型進行求解。采用結構化—非結構化多塊混合網格劃分方法劃分流體網格，流場計算域網格總數約150萬，如圖4所示。邊界條件的設定為：考慮到來流均勻，在進口邊界上設定來流速度與方向；出口邊界上的流動已穩定，設置為流體壓力出口；螺旋槳槳葉表面定義為不可滑移壁面［11］。設定收斂判據為0.000 1，完成流體計算。

圖4　流體計算域Fig.4　The fluid computational field

1.3槳葉的水動壓力分布

槳葉壓力面與吸力面之間的壓力差，即表示該半徑處槳葉所受到的水動壓力載荷。圖5所示在設計工況下，進速系數J=1.0，螺旋槳設計進速VA=20 kn時，目標槳槳葉各半徑處壓力系數CP的分布曲線，其中：Pb為螺旋槳槳葉表面受到的壓力；P0為整個流體計算域的靜壓，為螺旋槳在指定進速下對應的來流速度。圖5中，橫坐標表示無量綱弦長，取值0～1代表導邊至隨邊的分布；縱坐標表示壓力系數CP。

圖5　設計進速下槳葉壓力值分布Fig.5　Pressure distribution prediction of the blade on designed working condition

由圖5可知，在同一進速系數下，在各半徑處，槳葉表面的水動壓力分布呈現相似的規律：在靠近槳葉的導邊及隨邊附近（x/c=0～0.1，x/c= 0.9～1），吸力面與壓力面的壓力值均出現了突變，分析其原因，認為與槳葉的大側斜幾何外形及其工作原理有關；葉面與葉背之間的壓差，在葉切面弦長中部（x/c=0.1～0.8）時分布較為均勻，在x/c= 0.8處達到最大，而后至隨邊附近又逐漸減少，說明槳葉在導邊及隨邊處受到的水動壓力值較小。

2　復合材料螺旋槳結構強度評估算法

2.1Hashin失效準則

基于Hashin失效準則，開展復合材料螺旋槳強度評估方法分析。Hashin失效準則不僅給出了材料失效的條件，而且還給出了材料失效的模式。二維Hashin失效準則的形式如下：

1）纖維拉伸失效（σ11＞0）：

2）纖維壓縮失效（σ11＜0）：

3）基體拉伸失效（σ22＞0）：

4）基體壓縮失效（σ22＜0）：

式中：σ11，σ22和τ12分別為復合材料層合板單層板的正應力與剪應力；XC，XT，YT，YC，SL，ST為復合材料層合板的6個強度參數；α為材料的非線性因子。

2.2槳葉結構強度計算

利用ABAQUS軟件建立結構有限元模型，開展結構強度評估計算。通過編寫相關程序，將ANSYS/CFD中的流體網格按節點進行編號，再生成對應編號的曲面，并采用六面體連續殼單元生成結構化網格，便可得到包含流體計算水動力載荷和與之相對應的結構化網格的INP文件。

將INP文件導入ABAQUS中，實現流體水動力載荷與結構單元的對應傳遞，從而完成槳葉的加載［12］，如圖6所示。整個槳葉共劃分為280個單元，如圖7所示。為便于纖維鋪層計算，在槳葉厚度方向僅設置一個網格，設置纖維布鋪層角度為±45°，共鋪設26層；設定相關材料的屬性和邊界條件，采用Hashin失效準則開展復合材料螺旋槳的結構強度評估。

圖6　水動力載荷Fig.6　The hydrodynamic load

圖7　目標槳槳葉有限元模型Fig.7　Finite element model of the blade

2.3結果及分析

2.3.145°鋪層復合材料螺旋槳強度評估分析

依據Hashin失效準則進行復合材料螺旋槳的結構強度評估，可以直觀地判斷該鋪層角度下槳葉易出現的失效模式及失效位置。其中，HSNFC?CRT，HSNFTCRT，HSNMCCRT和HSNMTCRT分別表示纖維拉伸失效、纖維壓縮失效、基體拉伸失效和基體壓縮失效。對于目標槳的45°纖維鋪層，由圖8可以直觀地看出，4種失效模式的最大Hashin失效因子分別為2.330×10-2，1.217×10-2，1.052×10-2和8.026×10-3，均小于1，由此可知在設計工況下，該復合材料螺旋槳的結構強度滿足要求，且留有一定的裕度。通過4種失效模式的對比可知，45°鋪層較易在r/R=0.5～0.6半徑靠近隨邊位置處發生纖維拉伸失效，而此處的基體壓縮失效因子則較小，這與槳葉的幾何形狀及工作原理相關。由于目標槳存在一定的側斜，因而在r/R=0.5～0.6半徑靠近隨邊位置處曲率較大，且此處槳葉的厚度較小，在水動力載荷的作用下，發生彎扭耦合效應后會導致槳葉出現一定的變形，從而易發生纖維拉伸失效。因此，需注意加強槳葉r/R=0.5～0.6半徑隨邊處的槳葉強度。

圖8　目標槳45°鋪層失效模式比較Fig.8　Failure modes comparison of the propeller model on ply angle 45°

2.3.2-45°鋪層復合材料螺旋槳強度評估分析

由圖9可以直觀地看出，4種失效模式的最大Hashin失效因子分別為3.985×10-2，8.614×10-3，7.922×10-3和5.347×10-3，均小于1，由此可知在水動力載荷作用下，-45°復合材料螺旋槳沒有發生失效破壞，強度滿足要求。通過比較可知，目標槳的-45°鋪層在梢部靠近導邊處易發生纖維拉伸失效：在水動力載荷作用下，導邊切水會受到較大的拉伸應力，且梢部位置處的槳葉厚度較小，產生彎扭耦合效應后易發生纖維拉伸失效；而不易出現的失效模式為纖維壓縮失效。

圖9　目標槳-45°鋪層失效模式比較Fig.9　Failure modes comparison of the propeller model on ply angle-45°

結合有限元計算的結果文件提取各層失效因子可知：4種失效模式一般首先發生于表層纖維布，如第1，2，25，26層，最后發生于中間鋪層，如12～15層（表3）。因此，應重點關注槳葉表層纖維的強度以及導邊和隨邊部位的結構強度。

表3　優先失效層的失效因子Tab.3The invalidation factors of the prior failure layer

3　復合材料螺旋槳強度試驗

3.1模型槳的制作工藝

模型槳為五葉右旋槳，直徑0.24 m，側斜角27°，轂徑比為0.280 7；增強纖維為SW220高強玻璃纖維，基體材料為3201環氧樹脂，纖維鋪層角度為±45°。考慮到模型槳的槳葉直徑較小，采用RTM工藝不易控制壓力，故選用真空吸附成型工藝制備復合材料螺旋槳槳葉，如圖10所示。槳葉成型的主要流程包括：原材料準備、槳葉模具準備、噴涂膠衣、鋪設纖維布、合模、注料成型、脫模后處理。槳轂為鋁合金材料，采用五軸數控機床進行加工。槳葉與槳轂的連接形式采用螺旋插入式，以便于拆卸更換和維修，成型的模型槳如圖11所示。

圖10　復合材料槳葉真空吸附成型Fig.10　The vaccum adsorption modeling of composite blade

圖11　復合材料螺旋槳Fig.11　The composite propeller model

3.2試驗方案及實施

由于槳葉實際工作于復雜的流場中，葉面與葉背均受到流體水動力載荷的作用，且這種載荷既非常規均布載荷，也不呈現一定的函數分布，無簡單規律可循，因此在目前的結構強度試驗條件下，精確模擬復合材料螺旋槳槳葉所受的水動力載荷具有很大的局限性。為簡化試驗，并達到驗證復合材料螺旋槳強度評估方法可靠性的目的，試驗采用集中力靜加載的形式展開。

復合材料螺旋槳的槳葉類似于懸臂梁結構，在水動壓力載荷作用下，葉根處會產生較大的應力，因此依據槳葉對葉根剖面處的應力等效原則，通過有限元加載試算，將設計工況下槳葉的水動力載荷等效為集中力。

具體的測點和加載點布置如圖12所示。在葉面布置6處測點：葉根的導邊、中部和隨邊處各布置1個測點（1#，2#，3#測點），在r/R=0.6半徑處的各個導邊和隨邊處各布置1個測點（4#，6#測點），方向均沿槳葉徑向；另外，為考察r/R=0.6半徑處的彎曲應力，在其隨邊處布置1個測點（5#測點），方向沿槳葉周向。由于葉背相對于葉面其受力較小，故在槳葉葉背上僅布置3處測點，分別布置在葉根的導邊和中部（7#，8#測點），以及r/R= 0.6半徑處的隨邊（9#測點），方向均沿槳葉徑向。加載點的位置為葉面r/R=0.75半徑處距導邊3/7位置處。

試驗地點在某大學的結構與材料試驗室，試驗設備為電子萬能試驗機。加載方式為垂向加載，最大加載載荷為300 N。初始預載荷為50 N，首先，將應變儀的數據清零，然后開始加載，加載速度為0.1 kN/min。應變信號采用某大學的數據采集器進行采集。為減少復合材料制品中由氣泡等缺陷引起的殘余應力，試驗開始時，先緩慢加載、卸載，以釋放槳葉內部的殘余應力。試驗實施過程如圖13所示。

圖12　測點布置示意圖Fig.12　The schematic diagram of measuring points layout

圖13　試驗實施過程圖Fig.13　The process of experiment

3.3試驗結果與有限元結果對比

為有效驗證復合材料螺旋槳強度評估方法的有效性，在ABAQUS仿真計算中設置的復合材料螺旋槳的載荷大小及加載方式均與試驗情況相同，以保持有限元計算結果與強度試驗所測結果的一致性。圖14所示為加載載荷為300 N時有限元計算的最大主應變圖。圖15給出了仿真計算結果與強度試驗所測得各測點應變的對比，其中虛線表示試驗測量的數據，實線代表仿真計算的數據。

圖14　最大主應變云圖Fig.14　The maximum principal strain contours

圖15　各測點的試驗值與有限元結果對比Fig.15　Comparison between experimental and calculated results on each measuring point

由圖15（a）和圖15（b）可知，仿真結果與試驗結果吻合較好，各曲線的分布趨勢一致，9個測點的最大誤差在9%以內。從整體上看，由仿真計算所得的應變水平和試驗值相比偏高，其原因主要是仿真計算中設定了葉根處為固定端，而在實際試驗過程中，隨著加載載荷的增加，槳葉發生了一定的彎曲變形和扭轉變形，從而導致加載點的位置出現滑移，進而導致槳葉應變水平偏高。對于在槳葉葉面與葉背成對布置的測點，如1#和7#，2#和8#，以及4#和9#，其應變量也基本呈對稱分布（彼此的應變量絕對值大小均在同一水平，但符號恰好相反），這表明在載荷作用下，葉面一側均產生正應變（受拉狀態），而葉背一側則產生負應變（受壓狀態）。

由圖15（a）可知，最大誤差出現在載荷較大情況下的3#測點處，為8.2%。究其原因，是由于在載荷較大的情況下，位于葉根導邊處的3#測點受到了較大的拉伸應力和彎曲應力，存在某種程度上的彎扭耦合效應，致使槳葉根部出現了微小的樹脂開裂，對整個槳葉的材料屬性產生了一定的影響，從而導致與有限元計算結果出現偏差；同時，因試驗過程中采集數據有一定的時間差，在載荷較大的情況下就會出現應力松弛，從而使得試驗測量的應變值偏小。由圖15（b）可知，最大偏差出現在4#測點處，為8.85%。這主要是由于在加載力的作用下，槳葉模型產生了一定的彎曲變形和扭轉變形，導致槳葉向隨邊方向發生了某種程度的滑移，因不能保證完全垂直加載，就使得試驗結果與仿真結果出現了偏差；另外，在r/R=0.6半徑的隨邊處，因厚度較小，加工存在一定的難度，有可能出現纖維含量不足，從而導致結果出現一定的誤差。

從整體來看，試驗結果與仿真計算結果趨勢一致、數據吻合良好，有效驗證了在等效水動力載荷作用下，復合材料螺旋槳結構強度評估方法的可靠性。

4　結論

綜合以上分析，得到以下主要結論：

1）采用±45°鋪層的復合材料螺旋槳，其主要失效模式為纖維拉伸失效和纖維壓縮失效。應重點關注螺旋槳葉根處以及導邊和隨邊處的結構強度。

2）45°鋪層在r/R=0.5～0.6半徑靠近隨邊位置處易出現纖維拉伸失效，-45°鋪層在葉梢靠近導邊部位易出現纖維拉伸失效。

3）復合材料螺旋槳靜強度試驗結果與有限元結果吻合良好，最大誤差在9%以內，有效驗證了應用Hashin失效準則進行復合材料螺旋槳強度評估的可行性與準確性。

［1］張遠雙.螺旋槳強度計算的參數化設計［J］.武漢船舶職業技術學院學報，2011（5）：18-20，24. ZHANG Yuanshuang.Research of propeller's strength calculation by paranmeterized method［J］.Journal of Wuhan Institute of Shipbuilding Technology，2011（5）：18-20，24.

［2］王玉華.大側斜螺旋槳強度研究［J］.船舶力學，1998，2（2）：44-51. WANG Yuhua.Comparative studies on highly-skewed propeller strength［J］.Journal of Ship Mechanics，1998，2（2）：44-51.

［3］黃毅，許輝，姜治芳.大側斜螺旋槳強度校核探討［J］.中國艦船研究，2010，5（5）：44-48. HUANG Yi，XU Hui，JIANG Zhifang.Strength analy?sis ofhighly-skewed propeller［J］.Chinese Journal of Ship Research，2010，5（5）：44-48.

［4］劉竹青，陳奕宏，姚志崇.基于面元法及有限元法耦合的螺旋槳強度計算［J］.中國造船，2012，53（增刊1）：25-30. LIU Zhuqing，CHEN Yihong，YAO Zhichong.Statie strength analysisof civil ship propellers［J］.Shipbuild?ing of China，2012，53（supp 1）：25-30.

［5］洪毅.復合材料船用螺旋槳結構設計研究［D］.哈爾濱：哈爾濱工程大學，2006.

［6］洪毅.高性能復合材料螺旋槳的結構設計及水彈性優化［D］.哈爾濱：哈爾濱工程大學，2011.

［7］張帥，朱錫，侯海量.船舶螺旋槳流固耦合穩態求解算法［J］.哈爾濱工程大學學報，2012，33（5）：615-621. ZHANG Shuai，ZHU Xi，HOU Hailiang.Computation algorithm of fluid-structure interaction of marine pro?pellers in steady state［J］.Journal of Harbin Engineeer?ing University，2012，33（5）：615-621.

［8］孫海濤，熊鷹.考慮變形的螺旋槳水動力及變形特性研究［J］.哈爾濱工程大學學報，2013，34（9）：1108-1112，1118. SUN Haitao，XIONG Ying.Study on hydrodynamic and deformation performance of propellers considering the blade deformation［J］.Journal of Harbin Engineeering University，2013，34（9）：1108-1112，1118.

［9］LIN H J，LIN J J.Strength evaluation of a composite marine propeller blade［J］.Journal of Reinforced Plas?tics and Composites，2005，24（17）：1791-1807.

［10］JOSE P B，CHRISTIAN B，POUL A.Hydro-elastic analysis and optimization of a composite marine pro?peller［J］.Marine Structures，2010，23（1）：22-38.

［11］陳悅，朱錫，周振龍.考慮鋪層的復合材料螺旋槳流固耦合計算及驗證［J］.船海工程，2014，43（2）：57-61. CHEN Yue，ZHU Xi，ZHOU Zhenlong.Computation and confirmation of composite propeller's fluid-struc?ture interaction considering blade's layer［J］.Ship and Ocean Engineering，2014，43（2）：57-61.

［12］YOUNG Y L.Fluid-structure interaction analysis of flexible marine propellers［J］.Journal of Fluids and Structures，2008，24（6）：799-818.

［責任編輯：盧圣芳］

Strength Evaluation of the Composite Propeller Under Hydrodynamic Fluid Load

CHEN Yue，ZHU Xi，HUANG Zheng，ZHOU Zhenlong
Department of Naval Architecture Engineering，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，China

The strength evaluation of composite propellers under hydrodynamic loads is studied in this pa?per.Firstly，the hydrodynamic load of the propeller fluid model is calculated under the designed working condition with ANSYS/CFD software.Then，the hydrodynamic load is applied on the propeller structure model through INP files with ABAQUS software.Next，the structural strength evaluation of composite pro?pellers is studied by analyzing the possible failure modes on different ply angles based on Hashin failure criterion.Finally，the simulation calculation and static strength test of the propeller model is carried out. During the calculation and validation tests，the hydrodynamic pressure load is regarded as equivalent to the concentration load on the basis of the stress equivalent principle.The results show that the theoretical calculation is consistent with the test and the maximum error is within 9%，which verifies the reliability of the composite propeller strength evaluation method.

composite material；propeller；strength evaluation；Hashin failure criterion

U664.33

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2015.01.003

2014-08-20

網絡出版時間：2015-1-28 12:03

國家部委基金資助項目

陳悅，女，1990年生，博士生。研究方向：船用復合材料螺旋槳。E?mail：chenyue322@126.com

朱錫（通信作者），男，1961年生，教授，博士生導師。研究方向：艦船結構抗爆抗沖擊及裝甲防護，艦船復合材料及其應用。E?mail：zhuxi816@163.com