張瑞，王先洲，張志國(guó)，江偉健，陶鑄

華中科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，湖北武漢430074

側(cè)斜變化對(duì)螺旋槳水動(dòng)力及變形振動(dòng)特性的影響

張瑞，王先洲，張志國(guó)，江偉健，陶鑄

華中科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，湖北武漢430074

由于艇后伴流場(chǎng)的不均勻性，螺旋槳運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，周期性變化的載荷與槳葉結(jié)構(gòu)的耦合作用會(huì)使槳葉發(fā)生變形。基于ANSYS Workbench平臺(tái)，利用ACT_Transient FSI技術(shù)，將Fluent結(jié)果直接轉(zhuǎn)換導(dǎo)入有限元求解器來(lái)計(jì)算螺旋槳結(jié)構(gòu)響應(yīng)，從而實(shí)現(xiàn)艇后螺旋槳瞬態(tài)單向的耦合分析。以DTMB 4381，DTMB 4382和DTMB 4383槳為研究對(duì)象，對(duì)艇后螺旋槳的水動(dòng)力特性及槳葉的變形等進(jìn)行數(shù)值模擬。結(jié)果表明：隨著螺旋槳側(cè)斜角的增加，脈動(dòng)推力振蕩明顯減弱，槳葉最大變形量增加，但槳葉振動(dòng)明顯減弱。

螺旋槳；流固耦合；脈動(dòng)推力；變形特性

0 引 言

螺旋槳是目前使用得最廣泛的船舶推進(jìn)器，不少學(xué)者在其水動(dòng)力性能、空泡和噪聲等方面進(jìn)行了大量的計(jì)算與研究，同時(shí)對(duì)螺旋槳的槳葉振動(dòng)也給予了關(guān)注。由于伴流場(chǎng)的不均勻性，螺旋槳運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)會(huì)產(chǎn)生非定常的推力與轉(zhuǎn)矩，從而引起槳葉和軸系的振動(dòng)，而螺旋槳側(cè)斜的變化又會(huì)對(duì)槳的脈動(dòng)推力產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響到槳葉的振動(dòng)。

在國(guó)內(nèi)外的螺旋槳流固耦合研究領(lǐng)域，Georgiev等［1］基于勢(shì)流理論建立流固耦合算法，對(duì)螺旋槳進(jìn)行了水動(dòng)力計(jì)算；Young［2］研究了面元法與軟件ABAQUS耦合的螺旋槳流固耦合計(jì)算方法；Lin等［3］采用升力面法和九節(jié)點(diǎn)退化殼單元耦合算法，推導(dǎo)了求解復(fù)合材料螺旋槳水動(dòng)力性能的算法；孫海濤和熊鷹等［4-7］在復(fù)合材料螺旋槳流固耦合算法方面進(jìn)行了大量研究，建立了較為完善的流固耦合控制方程和求解算法，給出了復(fù)合材料螺旋槳預(yù)變形設(shè)計(jì)的原則；洪毅等［8］采用將基于RANS方程的計(jì)算流體力學(xué)與有限元方法相結(jié)合的方法，對(duì)復(fù)合材料螺旋槳的敞水性能進(jìn)行了研究；張帥等［9-10］發(fā)展了應(yīng)用CFD/CSD耦合方式分析螺旋槳流固耦合特性的求解方法；吳建嵐和周振龍［11］應(yīng)用ANSYS-CFX技術(shù)對(duì)復(fù)合材料螺旋槳進(jìn)行了雙向流固耦合計(jì)算。

本文將基于非定常RANS方法與有限元方法相結(jié)合的方法，利用商業(yè)軟件ANSYS Workbench中的FSI瞬態(tài)流固耦合技術(shù)，以螺旋槳DTMB 4381，DTMB 4382和DTMB 4383為對(duì)象，研究側(cè)斜變化對(duì)螺旋槳變形特性的影響，包括變形量和槳葉振動(dòng)等。

1 算例說(shuō)明

以直徑0.304 8 m的DTMB 4381，DTMB 4382和DTMB 4383模型為計(jì)算對(duì)象，側(cè)斜角分別為0°，36°和72°，進(jìn)速系數(shù)J=0.889，來(lái)流速度2.71 m/s，轉(zhuǎn)速600 r/min；Suboff模型艇體總長(zhǎng)4.356 m，最大直徑0.508 m。螺旋槳模型如圖1所示。

圖1 不同側(cè)斜螺旋槳模型圖Fig.1 The models of DTMB 4381，DTMB 4382 and DTMB 4383

2 網(wǎng)格與求解設(shè)置

將整個(gè)流場(chǎng)劃分為與螺旋槳同軸線的內(nèi)、外2個(gè)圓柱體區(qū)域：在螺旋槳所在旋轉(zhuǎn)區(qū)域，采用網(wǎng)格較密的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格；在艇體所在區(qū)域，采用網(wǎng)格尺度稍大的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，內(nèi)、外域之間通過(guò)定義interface傳遞數(shù)據(jù)。艇體帶槳網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 Suboff艇體及周?chē)W(wǎng)格劃分Fig.2 The mesh of Suboff hull and propeller

槳葉在外載荷作用下將產(chǎn)生彎扭耦合變形。進(jìn)行變形計(jì)算時(shí)，采用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元對(duì)槳葉進(jìn)行有限元剖分，單元之間通過(guò)節(jié)點(diǎn)相互連接，劃分的這些單元集合的整體效果與原來(lái)的連續(xù)體的效果基本相同。螺旋槳DTMB 4381的有限元網(wǎng)格如圖3所示。

螺旋槳材料設(shè)為銅合金，材料密度為8 300 kg/m3，楊氏模量E=110 GPa，泊松比為0.34。

槳葉為流固耦合面，槳轂為位移固支約束，如圖4所示，旋轉(zhuǎn)中心在螺旋槳軸線處，施加的螺旋槳轉(zhuǎn)速與流體求解中的螺旋槳轉(zhuǎn)速相同，可保證流固耦合計(jì)算壓力加載點(diǎn)完美匹配。

圖3 DTMB 4381槳的有限元網(wǎng)格Fig.3 Finite element mesh of DTMB 4381

圖4 DTMB 4381槳的流固耦合面設(shè)置Fig.4 Fluid-structure interaction surface of DTMB 4381

3 結(jié)果分析

3.1 敞水結(jié)果驗(yàn)證

對(duì)敞水模型進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)，確定使用的網(wǎng)格方案，螺旋槳旋轉(zhuǎn)域網(wǎng)格60萬(wàn)，外流域140萬(wàn)。螺旋槳DTMB 4381的敞水性能計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表1所示。

表1 DTMB 4381的敞水性能比較Tab.1 The open water performance results of DTMB 4381

表1給出了螺旋槳DTMB 4381在J=0.5，0.7，0.9和1.0這4個(gè)進(jìn)速系數(shù)下的水動(dòng)力系數(shù)計(jì)算結(jié)果，通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果［12］，發(fā)現(xiàn)在常用進(jìn)速系數(shù)區(qū)間的預(yù)報(bào)誤差可控制在4%以內(nèi)，并且比較穩(wěn)定，確認(rèn)了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性與可靠性。

3.2 螺旋槳脈動(dòng)力

對(duì)艇后螺旋槳脈動(dòng)推力采用滑移網(wǎng)格進(jìn)行非定常計(jì)算。圖5～圖7所示為不同側(cè)斜螺旋槳的整槳脈動(dòng)推力曲線，從中可以注意到，當(dāng)螺旋槳軸向推力以近似50 Hz的頻率振蕩時(shí)，DTMB 4381的激振力幅值與時(shí)均值之比為0.49%，DTMB 4382的激振力幅值與時(shí)均值之比為0.31%，DTMB 4383的激振力幅值與時(shí)均值之比為0.11%，振蕩的峰值最大約為螺旋槳軸向推力時(shí)均值的1%。計(jì)算結(jié)果與Liefvendahl等［13］計(jì)算的相當(dāng)，Liefvendahl等計(jì)算的軸向力峰值約為推力的2%～3%，其原因可能在于每個(gè)槳葉的網(wǎng)格劃分不一致，以及使用網(wǎng)格重塑使得每個(gè)時(shí)間步所計(jì)算的網(wǎng)格不同而導(dǎo)致離散誤差。結(jié)果表明，側(cè)斜對(duì)螺旋槳激振力幅值的影響非常明顯，隨著側(cè)斜的增加，激振力震蕩明顯減弱。

圖5 DTMB 4381整槳脈動(dòng)推力曲線Fig.5 Time history curve of propeller thrust of DTMB 4381

圖6 DTMB 4382整槳脈動(dòng)推力曲線Fig.6 Time history curve of propeller thrust of DTMB 4382

圖7 DTMB 4383整槳脈動(dòng)推力曲線Fig.7 Time history curve of propeller thrust of DTMB 4383

圖8～圖10所示為不同側(cè)斜螺旋槳的壓力分布圖。由圖可發(fā)現(xiàn)，壓力峰值位于壓力面近導(dǎo)邊處，與實(shí)際槳葉表面的壓力分布規(guī)律相符，表明本文所用的仿真方法能夠很好地捕捉到槳葉吸力面與壓力面的壓力分布。

圖8 DTMB 4381吸力面與壓力面壓力分布圖Fig.8 Pressure contours of DTMB 4381

圖9 DTMB 4382吸力面與壓力面壓力分布圖Fig.9 Pressure contours of DTMB 4382

圖10 DTMB 4383吸力面與壓力面壓力分布圖Fig.10 Pressure contours of DTMB 4383

本文采用流固耦合計(jì)算槳葉變形研究的是單個(gè)槳葉的變形振動(dòng)，所以需仔細(xì)分析單槳葉推力隨時(shí)間變化的情況。圖11和圖12所示為槳葉初始相位角位置示意圖及DTMB 4381單個(gè)槳葉在不同相位角處軸向推力的變化曲線。從圖12中可以清晰地看出十字形尾翼對(duì)螺旋槳推力變化的影響，同時(shí)在90°相位角處，馬蹄渦對(duì)推力的影響也很清晰。

圖13所示為不同側(cè)斜螺旋槳單個(gè)槳葉軸向推力隨時(shí)間變化的曲線圖。從圖中可以對(duì)比看出，隨著螺旋槳側(cè)斜的增加，單槳葉的推力震蕩明顯減弱，且在90°相位角處馬蹄渦對(duì)推力的影響也明顯減弱。

圖11 槳葉初始相位角示意圖Fig.11 The initial phase angle of blade

圖12 槳葉旋轉(zhuǎn)一周不同位置處的推力Fig.12 The thrust of blade at different locations

圖13 不同側(cè)斜螺旋槳單槳葉推力曲線Fig.13 The thrust curves of DTMB 4381，DTMB 4382 and DTMB 4383

3.3 螺旋槳槳葉變形

螺旋槳槳葉表面壓力分布加載于槳葉上，通過(guò)計(jì)算，可以直觀地看到槳葉的變形云圖。圖14～圖16給出了迭代穩(wěn)定后的最大位移情況：最大變形量在葉梢處，且隨著側(cè)斜角的增加，槳葉最大變形量不斷增大；當(dāng)側(cè)斜為0°時(shí)，DTMB 4381的最大位移量為0.281 mm，側(cè)斜為36°時(shí)，DTMB 4382的最大位移量為0.323 mm，側(cè)斜為72°時(shí)，DTMB 4383的最大位移量為0.479 mm，可以看出DTMB 4382槳的最大位移量與無(wú)側(cè)斜的DTMB 4381的較為接近，而側(cè)斜為72°的DTMB 4383的增大較為明顯。

圖14 DTMB 4381槳槳葉變形分布圖Fig.14 Deformation contours of DTMB 4381

圖15 DTMB 4382槳槳葉變形分布圖Fig.15 Deformation contours of DTMB 4382

圖16 DTMB 4383槳槳葉變形分布圖Fig.16 Deformation contours of DTMB 4383

3.4 螺旋槳槳葉振動(dòng)

計(jì)算采用單向瞬態(tài)耦合，整理得到槳葉最大位移隨時(shí)間變化的曲線，然后，將單槳葉推力曲線的輪廓加入該曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖17～圖19所示。

圖17 DTMB 4381槳葉位移曲線Fig.17 The displacement curves of DTMB 4381

圖18 DTMB 4382槳葉位移曲線Fig.18 The displacement curves of DTMB 4382

圖19 DTMB 4383槳葉位移曲線Fig.19 The displacement curves of DTMB 4383

通過(guò)對(duì)比圖17～圖19可以看出，螺旋槳DTMB 4381的變形峰值為0.015 mm，為時(shí)均值的5.49%；螺旋槳DTMB 4382的變形峰值為0.011 mm，為時(shí)均值的3.47%；螺旋槳DTMB 4383的變形峰值為0.010 mm，為其時(shí)均值的2.12%；隨著側(cè)斜的增加，槳葉最大變形量隨之增加，但變形曲線振蕩會(huì)減弱。

圖20～圖22所示為槳葉振動(dòng)加速度曲線及其頻譜響應(yīng)分析圖。通過(guò)對(duì)比可以清晰地看到，隨著側(cè)斜的增加，槳葉振動(dòng)幅值明顯減弱，槳葉振動(dòng)減弱的原因主要有2點(diǎn)：一是單個(gè)槳葉表面壓力振蕩減弱；二是側(cè)斜變化有效地抑制了槳葉的振動(dòng)。給出了槳葉振動(dòng)曲線的頻譜特性，其峰值對(duì)應(yīng)的頻率主要為40和80 Hz，其主要原因是十字形尾翼將來(lái)流分成了4個(gè)高、低速伴流區(qū)，槳葉旋轉(zhuǎn)一周會(huì)交替進(jìn)入4組高、低伴流區(qū)，從而使其具有4/T=40 Hz頻率的非定常力特性，而這種非定常力加載于槳葉表面會(huì)引起槳葉變形振動(dòng)頻率同樣接近于40 Hz；此外，槳葉振動(dòng)加速度與槳葉表面的加載并不完全一致，在對(duì)應(yīng)的二倍頻、三倍頻甚至是四倍頻處都會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)。另外，還可以注意到有更小的幅值，其原因可能受指揮室圍殼的影響，致使十字形尾翼分割成的4組高、低伴流不完全對(duì)稱(chēng)，或者不同周期內(nèi)的數(shù)值計(jì)算結(jié)果有一定的差異。

圖20 DTMB 4381單個(gè)槳葉振動(dòng)加速度時(shí)域圖與頻譜分析圖Fig.20 Time history curves of vibration acceleration and the Fourier transform of the blade of DTMB 4381

圖21 DTMB 4382單個(gè)槳葉振動(dòng)加速度時(shí)域圖與頻譜分析圖Fig.21 Time history curves of vibration acceleration and the Fourier transform of the blade of DTMB 4382

圖22 DTMB 4383單個(gè)槳葉振動(dòng)加速度時(shí)域圖與頻譜分析圖Fig.22 Time history curves of vibration acceleration and the Fourier transform of the blade of DTMB 4383

4 結(jié) 論

本文以螺旋槳DTMB 4381，DTMB 4382和DTMB 4383為研究對(duì)象，利用ANSYS中流體載荷與結(jié)構(gòu)響應(yīng)數(shù)據(jù)的單向瞬態(tài)耦合技術(shù)FSI，實(shí)現(xiàn)將Fluent結(jié)果直接導(dǎo)入結(jié)構(gòu)響應(yīng)中進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算，從而得到艇后螺旋槳的槳葉變形以及槳葉振動(dòng)曲線。通過(guò)對(duì)不同側(cè)斜螺旋槳的水動(dòng)力性能、槳葉變形以及槳葉振動(dòng)曲線進(jìn)行數(shù)值模擬，得到以下結(jié)論：

1）首先，對(duì)螺旋槳的敞水性能進(jìn)行仿真，通過(guò)對(duì)比敞水試驗(yàn)結(jié)果，確認(rèn)了數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值之間的誤差以及數(shù)值模擬的可靠性與準(zhǔn)確性；然后，通過(guò)對(duì)Suboff潛艇模型尾部不同側(cè)斜螺旋槳非定常水動(dòng)力性能進(jìn)行數(shù)值仿真，分析了其推力、單槳葉推力隨時(shí)間變化的規(guī)律，同時(shí)還對(duì)比了推力變化曲線與槳葉在不同位置時(shí)的伴流分布，獲得了推力峰值與伴流峰值之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系，驗(yàn)證了推力變化規(guī)律與螺旋槳一階葉頻相關(guān)的一般性結(jié)論；最后，分析了側(cè)斜對(duì)螺旋槳水動(dòng)力的影響，發(fā)現(xiàn)隨著側(cè)斜的增加，螺旋槳激振力震蕩明顯減弱，為后續(xù)槳葉變形振動(dòng)的流固耦合計(jì)算做好了準(zhǔn)備。

2）對(duì)銅合金的螺旋槳進(jìn)行流固耦合計(jì)算，得到了不同側(cè)斜螺旋槳的槳葉變形及振動(dòng)。槳葉變形會(huì)改變螺旋槳的幾何初始參數(shù)，導(dǎo)致螺旋槳的側(cè)斜有所增加，且側(cè)斜越大，槳葉變形量越大，側(cè)斜增加得越多，其抵抗變形的能力越弱；但當(dāng)側(cè)斜較大時(shí)，變形曲線的震蕩會(huì)減弱，槳葉振動(dòng)加速度幅值也會(huì)明顯減弱，這表明隨著側(cè)斜的增加，在槳葉抵抗變形能力減弱的同時(shí)，抵抗變形波動(dòng)以及側(cè)斜波動(dòng)的能力均有所增強(qiáng)。槳葉振動(dòng)頻率并不受側(cè)斜影響，而是由艇后伴流場(chǎng)所決定。

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［責(zé)任編輯：盧圣芳］

Effects of blade skew on the hydrodynamic and deformation performance of propellers

ZHANG Rui，WANG Xianzhou，ZHANG Zhiguo，JIANG Weijian，TAO Zhu
School of Naval Architecture and Ocean Engineering，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China

During the operation of submarine propellers,the fluid mechanical pressure load on the blades could result in a structural load on the component,which in turn causes deformation of the blade.In this pa?per,the structural response is analyzed with the finite element method,and the coupling simulation is ac?complished by using ACT_Transient FSI in ANSYS Workbench.The geometries of the propeller DTMB 4381～4383 are then taken as the research objects,where the deformation characteristic and hydrodynamic performance of these propellers are studied.The results show that the max blade displacement worsens with the increase of skew angles,and the vibration of the blade decreases simultaneously.

propeller；Fluid-Structure Interaction（FSI）；thrust pulsation；deformation performance

U661.1

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2015.06.013

http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20151110.1026.028.html期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

張瑞，王先洲，張志國(guó)，等.側(cè)斜變化對(duì)螺旋槳水動(dòng)力及變形振動(dòng)特性的影響［J］.中國(guó)艦船研究，2015，10（6）：87-94. ZHANG Rui，WANG Xianzhou，ZHANG Zhiguo，et al.Effects of blade skew on the hydrodynamic and deformation performanceofpropellers［J］.Chinese Journal of Ship Research，2015，10（6）：87-94.

2015-06-15 < class="emphasis_bold"> 網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：

時(shí)間：2015-11-10 10:26

張瑞，男，1990年生，碩士生。研究方向：艦船水動(dòng)力。E-mail：hust_zhangrui@hust.edu.cn王先洲（通信作者），男，1975年生，博士，講師。研究方向：艦船水動(dòng)力。E-mail：wangxz@hust.edu.cn