水動力載荷下復(fù)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(fù)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(xué)艦船工程系，湖北武漢430033

為開展水動力載荷下復(fù)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(shè)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(jié)構(gòu)強度模型上；然后基于Hashin失效準(zhǔn)則，分析不同鋪層角下螺旋槳可能出現(xiàn)的失效模式，進行復(fù)合材料螺旋槳結(jié)構(gòu)強度的評估分析；最后，依據(jù)應(yīng)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(jié)果顯示：仿真計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好，最大誤差在9%以內(nèi)，驗證了復(fù)合材料螺旋槳強度評估方法的可靠性。

復(fù)合材料；螺旋槳；強度評估；Hashin失效準(zhǔn)則

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引用格式：陳悅，朱錫，黃政，等.水動力載荷下復(fù)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(fù)合材料螺旋槳的結(jié)構(gòu)強度評估是其推廣應(yīng)用時必須考慮的重要部分。相對于傳統(tǒng)的金屬槳，復(fù)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(shè)置下，其特有的彎扭耦合效應(yīng)導(dǎo)致應(yīng)力分布、槳葉破壞位置有所不同，且復(fù)合材料螺旋槳的破壞形式較復(fù)雜，簡單地以傳統(tǒng)螺旋槳的懸臂梁方法進行校核，以強度儲備系數(shù)作為衡準(zhǔn)是遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠的，所以在借鑒傳統(tǒng)螺旋槳校核方法的基礎(chǔ)上，尋找合適的復(fù)合材料螺旋槳校核方法和衡準(zhǔn)要求很有必要。

國內(nèi)計算傳統(tǒng)螺旋槳強度的近似方法有多種，常用的有《鋼質(zhì)海船入級與建造規(guī)范》（以下簡稱《規(guī)范》）校核法、分析計算法以及有限元計算法，不少學(xué)者對此展開了研究。張遠(yuǎn)雙［1］依據(jù)《規(guī)范》對螺旋槳的要求，開發(fā)了基于AUTOCAD VAB的船舶螺旋槳參數(shù)化強度計算方法及相關(guān)程序。王玉華［2］編制了適用于大側(cè)斜螺旋槳強度計算的有限元程序HPROAP，并對大量國內(nèi)外正在使用的大側(cè)斜螺旋槳強度進行了計算，指出安全系數(shù)K應(yīng)滿足如下原則：對于中側(cè)斜螺旋槳，K＞15；對于大側(cè)斜螺旋槳，K＞17。黃毅等［3］采用傳統(tǒng)的懸臂梁法和有限元法對同一大側(cè)斜螺旋槳強度進行了校核，發(fā)現(xiàn)校核結(jié)果不一致，最后分析指出，有限元法更適合用于大側(cè)斜螺旋槳的強度校核。劉竹青等［4］將流體力學(xué)中的面元法與結(jié)構(gòu)動力學(xué)中的有限元法相結(jié)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(shù)在8.8～21.6之間。但以上研究均是針對傳統(tǒng)的金屬螺旋槳展開，復(fù)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(shù)進行衡量。隨著流固耦合技術(shù)的發(fā)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(fù)合材料螺旋槳的流體性能。張帥等［7］采用雙向流固耦合穩(wěn)態(tài)算法研究了槳葉變形對螺旋槳性能的影響。孫海濤等［8］結(jié)合面元法與有限元法研究了考慮變形的復(fù)合材料螺旋槳的水動力及變形特性。以上學(xué)者的研究表明，利用有限元計算方法已經(jīng)可以對復(fù)合材料螺旋槳的水動力性能及槳葉結(jié)構(gòu)變形等進行預(yù)報，但針對結(jié)構(gòu)強度方面的研究卻很少。

國外學(xué)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(zhǔn)則評估了復(fù)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(zhǔn)則，對艦船最大航速和巡航情況下的復(fù)合材料槳葉強度進行了分析。上述學(xué)者均未對復(fù)合材料螺旋槳槳葉的結(jié)構(gòu)強度評估技術(shù)提出可靠的結(jié)論，也未開展結(jié)構(gòu)強度試驗進行佐證。考慮到Hashin失效準(zhǔn)則的普適性，本文嘗試基于粘性流理論來完成復(fù)合材料螺旋槳的水動力載荷計算，并采用Hashin失效準(zhǔn)則開展復(fù)合材料螺旋槳的結(jié)構(gòu)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(fù)合材料螺旋槳在設(shè)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(jié)構(gòu)有限元模型，并基于Hashin失效準(zhǔn)則開展復(fù)合材料螺旋槳的結(jié)構(gòu)強度評估，分析不同鋪層角度下螺旋槳可能出現(xiàn)的失效模式及位置。最后，依據(jù)應(yīng)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(fù)合材料螺旋槳模型進行靜強度加載試驗，以有效驗證復(fù)合材料螺旋槳強度評估方法的可靠性。

1　復(fù)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(cè)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(huán)氧樹脂，纖維鋪層角度為±45°。圖2中：x，y，z代表全局坐標(biāo)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(zhuǎn)向1軸為正。

圖1　復(fù)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(fù)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(shù)為26層。單層板的工程彈性參數(shù)及強度參數(shù)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(shù)Tab.1Elastic engineering constants of the monolayer orthogonal glass fiber laminate

表2　單層板的強度參數(shù)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(rèn)為均勻來流中保持一定轉(zhuǎn)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(shù)；gi為重力加速度分量為雷諾應(yīng)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(yīng)力項。

流體計算域分固定域和旋轉(zhuǎn)域2部分，為保證定常狀態(tài)下的計算，固定域采用靜止坐標(biāo)系，旋轉(zhuǎn)域采用單旋轉(zhuǎn)系模型進行求解。采用結(jié)構(gòu)化—非結(jié)構(gòu)化多塊混合網(wǎng)格劃分方法劃分流體網(wǎng)格，流場計算域網(wǎng)格總數(shù)約150萬，如圖4所示。邊界條件的設(shè)定為：考慮到來流均勻，在進口邊界上設(shè)定來流速度與方向；出口邊界上的流動已穩(wěn)定，設(shè)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(shè)定收斂判據(jù)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(shè)計工況下，進速系數(shù)J=1.0，螺旋槳設(shè)計進速VA=20 kn時，目標(biāo)槳槳葉各半徑處壓力系數(shù)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(yīng)的來流速度。圖5中，橫坐標(biāo)表示無量綱弦長，取值0～1代表導(dǎo)邊至隨邊的分布；縱坐標(biāo)表示壓力系數(shù)CP。

圖5　設(shè)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(shù)下，在各半徑處，槳葉表面的水動壓力分布呈現(xiàn)相似的規(guī)律：在靠近槳葉的導(dǎo)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(xiàn)了突變，分析其原因，認(rèn)為與槳葉的大側(cè)斜幾何外形及其工作原理有關(guān)；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(dǎo)邊及隨邊處受到的水動壓力值較小。

2　復(fù)合材料螺旋槳結(jié)構(gòu)強度評估算法

2.1Hashin失效準(zhǔn)則

基于Hashin失效準(zhǔn)則，開展復(fù)合材料螺旋槳強度評估方法分析。Hashin失效準(zhǔn)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(zhǔn)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(fù)合材料層合板單層板的正應(yīng)力與剪應(yīng)力；XC，XT，YT，YC，SL，ST為復(fù)合材料層合板的6個強度參數(shù)；α為材料的非線性因子。

2.2槳葉結(jié)構(gòu)強度計算

利用ABAQUS軟件建立結(jié)構(gòu)有限元模型，開展結(jié)構(gòu)強度評估計算。通過編寫相關(guān)程序，將ANSYS/CFD中的流體網(wǎng)格按節(jié)點進行編號，再生成對應(yīng)編號的曲面，并采用六面體連續(xù)殼單元生成結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，便可得到包含流體計算水動力載荷和與之相對應(yīng)的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的INP文件。

將INP文件導(dǎo)入ABAQUS中，實現(xiàn)流體水動力載荷與結(jié)構(gòu)單元的對應(yīng)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(shè)置一個網(wǎng)格，設(shè)置纖維布鋪層角度為±45°，共鋪設(shè)26層；設(shè)定相關(guān)材料的屬性和邊界條件，采用Hashin失效準(zhǔn)則開展復(fù)合材料螺旋槳的結(jié)構(gòu)強度評估。

圖6　水動力載荷Fig.6　The hydrodynamic load

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

2.3結(jié)果及分析

2.3.145°鋪層復(fù)合材料螺旋槳強度評估分析

依據(jù)Hashin失效準(zhǔn)則進行復(fù)合材料螺旋槳的結(jié)構(gòu)強度評估，可以直觀地判斷該鋪層角度下槳葉易出現(xiàn)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(biāo)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(shè)計工況下，該復(fù)合材料螺旋槳的結(jié)構(gòu)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(fā)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(guān)。由于目標(biāo)槳存在一定的側(cè)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(fā)生彎扭耦合效應(yīng)后會導(dǎo)致槳葉出現(xiàn)一定的變形，從而易發(fā)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(biāo)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(fù)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(fù)合材料螺旋槳沒有發(fā)生失效破壞，強度滿足要求。通過比較可知，目標(biāo)槳的-45°鋪層在梢部靠近導(dǎo)邊處易發(fā)生纖維拉伸失效：在水動力載荷作用下，導(dǎo)邊切水會受到較大的拉伸應(yīng)力，且梢部位置處的槳葉厚度較小，產(chǎn)生彎扭耦合效應(yīng)后易發(fā)生纖維拉伸失效；而不易出現(xiàn)的失效模式為纖維壓縮失效。

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

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

表3　優(yōu)先失效層的失效因子Tab.3The invalidation factors of the prior failure layer

3　復(fù)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(cè)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(huán)氧樹脂，纖維鋪層角度為±45°?？紤]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(fù)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(zhǔn)備、槳葉模具準(zhǔn)備、噴涂膠衣、鋪設(shè)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(shù)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(fù)合材料槳葉真空吸附成型Fig.10　The vaccum adsorption modeling of composite blade

圖11　復(fù)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(fù)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(guī)均布載荷，也不呈現(xiàn)一定的函數(shù)分布，無簡單規(guī)律可循，因此在目前的結(jié)構(gòu)強度試驗條件下，精確模擬復(fù)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(fù)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(fù)合材料螺旋槳的槳葉類似于懸臂梁結(jié)構(gòu)，在水動壓力載荷作用下，葉根處會產(chǎn)生較大的應(yīng)力，因此依據(jù)槳葉對葉根剖面處的應(yīng)力等效原則，通過有限元加載試算，將設(shè)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(dǎo)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(dǎo)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(yīng)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(dǎo)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(dǎo)邊3/7位置處。

試驗地點在某大學(xué)的結(jié)構(gòu)與材料試驗室，試驗設(shè)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(yù)載荷為50 N，首先，將應(yīng)變儀的數(shù)據(jù)清零，然后開始加載，加載速度為0.1 kN/min。應(yīng)變信號采用某大學(xué)的數(shù)據(jù)采集器進行采集。為減少復(fù)合材料制品中由氣泡等缺陷引起的殘余應(yīng)力，試驗開始時，先緩慢加載、卸載，以釋放槳葉內(nèi)部的殘余應(yīng)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(jié)果與有限元結(jié)果對比

為有效驗證復(fù)合材料螺旋槳強度評估方法的有效性，在ABAQUS仿真計算中設(shè)置的復(fù)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(jié)果與強度試驗所測結(jié)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(yīng)變圖。圖15給出了仿真計算結(jié)果與強度試驗所測得各測點應(yīng)變的對比，其中虛線表示試驗測量的數(shù)據(jù)，實線代表仿真計算的數(shù)據(jù)。

圖14　最大主應(yīng)變云圖Fig.14　The maximum principal strain contours

圖15　各測點的試驗值與有限元結(jié)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(jié)果與試驗結(jié)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(nèi)。從整體上看，由仿真計算所得的應(yīng)變水平和試驗值相比偏高，其原因主要是仿真計算中設(shè)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(fā)生了一定的彎曲變形和扭轉(zhuǎn)變形，從而導(dǎo)致加載點的位置出現(xiàn)滑移，進而導(dǎo)致槳葉應(yīng)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(yīng)變量也基本呈對稱分布（彼此的應(yīng)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(cè)均產(chǎn)生正應(yīng)變（受拉狀態(tài)），而葉背一側(cè)則產(chǎn)生負(fù)應(yīng)變（受壓狀態(tài)）。

由圖15（a）可知，最大誤差出現(xiàn)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(dǎo)邊處的3#測點受到了較大的拉伸應(yīng)力和彎曲應(yīng)力，存在某種程度上的彎扭耦合效應(yīng)，致使槳葉根部出現(xiàn)了微小的樹脂開裂，對整個槳葉的材料屬性產(chǎn)生了一定的影響，從而導(dǎo)致與有限元計算結(jié)果出現(xiàn)偏差；同時，因試驗過程中采集數(shù)據(jù)有一定的時間差，在載荷較大的情況下就會出現(xiàn)應(yīng)力松弛，從而使得試驗測量的應(yīng)變值偏小。由圖15（b）可知，最大偏差出現(xiàn)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(chǎn)生了一定的彎曲變形和扭轉(zhuǎn)變形，導(dǎo)致槳葉向隨邊方向發(fā)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(jié)果與仿真結(jié)果出現(xiàn)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(xiàn)纖維含量不足，從而導(dǎo)致結(jié)果出現(xiàn)一定的誤差。

從整體來看，試驗結(jié)果與仿真計算結(jié)果趨勢一致、數(shù)據(jù)吻合良好，有效驗證了在等效水動力載荷作用下，復(fù)合材料螺旋槳結(jié)構(gòu)強度評估方法的可靠性。

4　結(jié)論

綜合以上分析，得到以下主要結(jié)論：

1）采用±45°鋪層的復(fù)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(yīng)重點關(guān)注螺旋槳葉根處以及導(dǎo)邊和隨邊處的結(jié)構(gòu)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(xiàn)纖維拉伸失效，-45°鋪層在葉梢靠近導(dǎo)邊部位易出現(xiàn)纖維拉伸失效。

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

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［責(zé)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(wǎng)絡(luò)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(fù)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(dǎo)師。研究方向：艦船結(jié)構(gòu)抗爆抗沖擊及裝甲防護，艦船復(fù)合材料及其應(yīng)用。E?mail：zhuxi816@163.com