螺旋桨作为舰船推进系统的核心，其运动稳定性和效率决定了舰船的性能。因此，深入研究水下爆炸对螺旋桨载荷耦合特征及冲击毁伤的影响，对提高舰船推进系统的安全性和可靠性有重大意义。目前，大部分关于推进轴系抗冲击的研究都将螺旋桨简化为均质圆盘，忽视其结构特征，这种方法可以降低计算模型的构建难度和计算成本，但无法准确反映水下爆炸载荷下螺旋桨的瞬态毁伤特征。

对于水下爆炸引起的空化现象，国内外诸多学者进行了研究，Rajendran^[1]分析了金属平板在遭受非接触爆炸时受到空化效应和气泡脉动的再加载现象，将试验得到的总体损伤与理论计算得到的初次冲击波损伤进行了对比分析。许斐等^[2]运用了ABAQUS 中内嵌的声固耦合法对3块不同尺寸的气背圆板进行了水下冲击波载荷作用下的数值模拟。宗智等^[3]模拟了水下爆炸冲击波产生的空化效应对船舶等水面结构的响应造成的影响，特别是片空化溃灭时会对结构造成较大的二次加载。

当冲击波在自由液面及结构湿表面上发生反射时，附近水域压力会下降至水的空化极限压力，从而产生空化现象。近自由液面的水下结构和水面舰船受水下爆炸冲击问题的典型特点就是出现空化效应，空化效应会影响结构的响应，因此螺旋桨以及近桨轴系作为一种典型的近自由液面水下结构时需要考虑空化效应。

螺旋桨在推进轴系的冲击毁伤研究中往往作为推进轴系的附属设备进行了简化，因此对于推进轴系及螺旋桨冲击毁伤的研究报道较少。但是近年来关于螺旋桨振动特性方面的研究成果较为丰富，能够给螺旋桨的冲击毁伤研究作为参考。Pan等^[4]通过缩比试验对潜艇螺旋桨的水下声辐射特征进行了研究，且对螺旋桨支撑结构的振动特征进行了分析。Kobayashi^[5]分析了轴系振动对于轴承寿命以及螺旋桨水动力性能的影响，为冲击载荷作用下推进轴系轴承损伤的分析提供了参考。孙文林^[6]利用有限元软件ANSYS对冰桨非接触条件下的螺旋桨载荷情况进行流固耦合求解，并校核了计算结果与设计载荷的螺旋桨强度。徐学伟等^[7]对爆炸声源载荷下螺旋桨的损伤进行评估，并提出针对螺旋桨防护的措施。

因此，关于舰船设备如推进轴系的实际抗冲击能力研究仍存在较大的空白，特别是对螺旋桨及近桨轴系的抗冲击性能的研究更为罕见。深入研究螺旋桨及近桨轴系的冲击响应、毁伤特征以及抗冲击的基本理论和计算方法，已成为当务之急。

本文中通过对螺旋桨进行实体建模以及等效壳体建模，基于湿模态分析法，对实体单元建模以及等效壳体建模的螺旋桨有限元模型进行有效性验证。基于声固耦合法分析远场冲击波作用下螺旋桨的物面空化现象以及瞬态毁伤特征。并进一步考虑螺旋桨在高速旋转工作状态下产生的水动力空化现象，分析计及水动力空化影响下螺旋桨的瞬态毁伤特征。

1.   螺旋桨有限元模型

通过建立螺旋桨流固耦合分析模型，运用两种建模方法建立螺旋桨模型并进行结构湿模态数值计算，与经验公式进行对比，从而验证流固耦合分析模型的准确性。参考文献[8-9] 采用螺旋桨部分相关设计参数，螺旋桨材料选取铜合金，材料参数如表1所示，结合螺旋桨设计手册，通过Inventor进行三维数值模型建立，螺旋桨部分结构设计参数如表2所示，建立几何模型与有限元模型如图1所示。

表  1  螺旋桨材料参数

Table  1.  Propeller material parameters

密度/ (kg∙m−3)	杨氏模量/ GPa	泊松比	强度极限/ MPa
7600	117	0.3	630

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表  2  螺旋桨部分设计参数

Table  2.  Design parameters of propeller part

直径D/ mm	叶数Z	切面 形状	螺距H/ mm	螺距比 H/D	后倾角α/(°)	毂径比 d/D
6000	5	弓型	4200	0.7	15	0.183

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图  1  螺旋桨模型

Figure  1.  Propeller model

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等效壳体是舰船毁伤分析模型构建中常用的一种方法，能有效减少结构单元数量，从而减少计算资源需求，因此也对螺旋桨构建等效壳体模型，步骤如下。

(1) 抽取三维实体化叶片的中面，并对中面按厚度进行划分，如图1 (b) 所示。

(2) 在有限元前处理中，对中面的不同区域赋予等效厚度。等效厚度的赋予基于船用螺旋桨的结构特点：船用螺旋桨的叶片切面满足机翼理论，其根部厚度较大，最大厚度线位于桨中，厚度从桨中和桨根处向桨梢辐射减小，桨梢最薄。

螺旋桨主要可以分为轴体和桨叶两个部分，几何模型如图1(c)所示。轴体作为标准回转体可以用六面体单元进行构建，而桨叶是一个多曲面三维体，使用四面体网格进行构建，螺旋桨网格数量为153 536，如图1(d)所示。坐标系的设置为x方向垂直水面往下，z轴朝向近桨轴系，y平行于水面。

为了验证模型的有效性，对螺旋桨进行结构湿模态数值计算。对于船用螺旋桨结构，常见的基础振动模态包括一阶挥舞、一阶扭转、二阶挥舞、三阶挥舞和二阶扭转^[10] 。分别对三维实体建模的螺旋桨及等效壳体建模的螺旋桨进行湿模态数值计算，结果如图2所示。

图  2  螺旋桨一阶湿模态

Figure  2.  First-order wet modes of propeller

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参考螺旋桨低阶频率经验公式^[11]：

(1) 一阶挥舞（干模态）：

式中：R为螺旋桨的直径， r_h为桨毂直径，g为重力加速度，E为螺旋桨材料弹性模量，ρ为材料密度，$\bar{t}$为叶片平均厚度，$\bar{c}$为叶片平均弦长，t_h为叶片根部厚度，c_h为叶片根部弦长。

(2) 一阶扭转（干模态）：

式中：G为剪切模量，t_0.5和c_0.5分别为桨叶在0.5R处的厚度和弦长。

(3) 流固耦合衰减（湿模态）：

根据式(1)～(3)，可得两种建模方法模型固有频率与计算值的误差，如表3所示。

表  3  螺旋桨固有频率数值模拟与理论值对比

Table  3.  Comparison of propeller intrinsic frequency between simulation and theoretical values

方法	实体一阶湿模态固有频率/ Hz			壳体一阶湿模态固有频率/Hz
	一阶挥舞	一阶扭转		一阶挥舞	一阶扭转
数值模拟	14.87	35.81		12.01	31.91
经验公式	14.09	33.38		14.09	30.54
相对误差/%	5.6	7.3		−14.7	−8.5

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可以看出在误差方面，实体建模方法优于等效壳体建模方法，因此本文在后续研究中均采用三维实体建模的螺旋桨模型进行数值模拟，计算分析螺旋桨在水下远场爆炸作用下的冲击动响应以及空化效应。

2.   远场爆炸冲击波下螺旋桨物面空化与毁伤特征分析

2.1   声固耦合法及验证

2.1.1   声固耦合法模拟空化效应

运用声固耦合法^[12]模拟水下远场爆炸冲击波作用下螺旋桨产生物面空化现象。在声固耦合法中，通过设置声学介质的空化极限压力，可以模拟物面空化效应。具体来说，当流体的绝对压力（动压力与静水压力之和）降至空化极限时，假设流体介质将会自由膨胀，而动压保持不变。随着流体介质的自由膨胀，在外部流场受压下压力变回到空化极限，流体压力的计算重新开始。通过这种方法，声固耦合法可以更加准确地模拟物面空化效应，从而提高计算结果的精度。考虑空化效应后，流场中的压力为：

式中： ${p}_{\mathrm{c}}$为流体空化极限压力；${p}_{0}$为初始静水压力，取−0.5 MPa；${p}_{\mathrm{v}}$为流体节点计算所得的动压力；${\boldsymbol{u}}^{\mathrm{f}}$为水节点的位移向量；${\theta }_{i}$为i个相互独立的场变量。

2.1.2   计算方法验证

建立一维Bleich-Sandler模型^[13-14]验证声固耦合法计算空化效应的可行性。Bleich-Sandler平板模型如图3所示，用壳单元模拟平板，声学单元模拟水域，由于水下爆炸冲击波为球面波，在验证算法有效性时，针对一维空化问题可以简化为呈指数衰减的平面波，峰值压力为0.71 MPa，时间衰减常数为9.958×10⁻⁴ s，时间步长采用自动时间步长，冲击波压力曲线如图4所示。

图  3  Bleich-Sandler平板模型

Figure  3.  Bleich-Sandler plate model

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图  4  冲击波压力曲线

Figure  4.  Shock wave pressure curve

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图5所示为一维Bleich-Sandler平板有限元模型，由一块平板和下方不超出空化区边界的水域组成，板与水之间形成局部空化。壳单元和声学单元的截面为边长为0.038 m的正方形，板厚0.025 m，材料为螺旋桨材料铜合金。水域总深3.81 m，药包位于板正下方4.81 m处，水的密度取1024 kg/m³，声速为1500 m/s，体积模量取2.14 GPa，大气压力取0.101 MPa，重力加速度为9.8 m/s²。加载点取在水域的下边界上，在ABAQUS总波算法中，设置水域的空化极限压力为0，当水域中绝对压力小于0时则认为水域产生了空化现象。

图  5  一维Bleich-Sandler有限元模型

Figure  5.  One-dimensional Bleich-Sandler finite element model

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计算结果显示，在不考虑和考虑空化的情况下，平板速度时程曲线如图6所示，ABAQUS计算得到的平板速度响应与理论解析结果高度一致，验证了其在模拟水下爆炸冲击波载荷下的准确性。冲击波作用下，平板速度迅速上升，达到峰值后，如果不考虑空化现象，速度将以指数形式衰减，最终接近于零。而在考虑空化效应时，平板速度在达到极值后的衰减速率减缓，速度值可能出现负值，最终也趋近于零。说明在考虑空化效应后，结构受力状态将发生显著变化。

图  6  平板速度随时间的变化曲线理论与计算值对比

Figure  6.  Comparison of the plate velocity-time curves between theoretical and calculation values

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2.2   冲击波诱导的物面空化现象

流场边缘到螺旋桨中心距离取6倍螺旋桨半径，流场的网格划分采用渐变的方法。在流固耦合界面附近的区域，采用较密的网格，以保证耦合效果；对螺旋桨桨毂进行固支，冲击因子取平面波冲击因子^[15] 定义为：

式中：W为TNT质量，kg；R为爆距，m。爆源位置如图7所示，其中90°攻角位置位于螺旋桨桨叶正下方，水面距螺旋桨中心8 m，爆源距螺旋桨的垂直距离为25 m，设置工况如表4所示。

图  7  爆源位置示意图

Figure  7.  Detonation source location diagram

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表  4  计算工况

Table  4.  Working condition

工况	攻角/(°)	冲击因子/（kg1/2·m−1）		工况	攻角/(°)	冲击因子/（kg1/2·m−1）
1	0	0.4		9	60	0.4
2		0.7		10		0.7
3		1.0		11		1.0
4		1.3		12		1.3
5	30	0.4		13	90	0.4
6		0.7		14		0.7
7		1.0		15		1.0
8		1.3		16		1.3

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2.2.1   不同攻角下螺旋桨物面空化现象分析

对反射波形成的物面空化现象进行分析，取冲击因子为 0.4 kg^1/2/m时，在0°、30°、60°和90°攻角的基础上增设15°、45°和75°攻角，研究不同攻角下，冲击波诱导螺旋桨物面空化现象的差异性。图8给出了不同攻角物面空化区域中在15.0和15.5 ms时刻螺旋桨不同攻角的物面空化区域，可以看出，物面空化区域主要集中在迎爆面桨叶根部，部分攻角下，空化区域甚至将整个叶片根部进行了包裹。0°攻角较为特殊，其空化区域明显小于其他攻角，说明此时的反射波强度还不足以产生物面空化。

图  8  不同攻角物面空化区域

Figure  8.  Cavitation zones at different angles of attack

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提取空化区域最大时的体积得到图9，由图9可知，随着攻角逐渐增大，空化区域也在随之增大，然后在45°攻角之后，空化区域的大小趋于稳定。

图  9  空化区域体积随攻角的变化

Figure  9.  Change of cavitation zone volume with the angle of attack

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2.2.2   不同冲击因子下螺旋桨物面空化现象

为加强冲击波诱导物面空化计算研究，取攻角为45°时，研究冲击因子0.2、0.4、0.8和1.3 kg^1/2/m下，冲击波诱导螺旋桨物面空化现象的变化趋势，从图10中所示不同冲击因子下的物面空化区域可以看出，随着冲击因子的变化，空化区域大小改变，但形状基本一致。

图  10  不同冲击因子下的物面空化区域

Figure  10.  Cavitation zones at the material surface under different shock factors

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从图11可以看出，空化区域尺寸与冲击因子成正比关系；当冲击因子增加到0.8 kg^1/2/m时，空化区域大小增长趋于平缓，说明空化区域的最大可能尺寸受螺旋桨反射面积限制。为研究物面空泡溃灭对螺旋桨的二次加载现象，取冲击因子为 1.0 kg^1/2/m，提取不同攻角下空化溃灭时螺旋桨界面处的流场压力分布云图，如图12所示，物面空化溃灭形成的二次加载区域主要集中叶根部分，相较于物面空化区域的大小，实际加载区域较小，主要为空化区域的中部。

图  11  空化区域体积随冲击因子变化曲线

Figure  11.  Change of cavitation zone volume with shock factor

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图  12  物面空化溃灭二次加载

Figure  12.  Cavitation collapse secondary loading on object surface

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通过提取二次加载区域的压力峰值，得到图13。在90°攻角时的二次加载压力相较于其他攻角更大，这可能会对螺旋桨在90°攻角时的冲击动响应造成较大的影响。

图  13  二次加载压力峰值随功角变化曲线

Figure  13.  Change of secondary loading peak pressure with angles of attack

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2.2.3   网格无关性验证

对螺旋桨桨叶网格进行局部加密，轴体部分为标准回转体用六面体单元进行构建。对螺旋桨网格进行网格无关性验证，对螺旋桨实体网格数量进行调整，研究网格密度对螺旋桨冲击物面空化结果的影响，如表5所示。本文中选用的轴体网格尺寸为100 mm，桨叶的网格尺寸为50 mm，网格数量为153 536。通过划分不同尺寸的网格，研究不同网格数量对90°攻角时二次加载峰值压力的影响。

表  5  不同尺寸网格数量

Table  5.  Mesh quantities for different sizes

轴体网格尺寸/ mm	桨叶网格尺寸/ mm	网格数量
200	100	23 343
160	80	57 599
100	50	153 536
90	45	207 462
80	40	302 294
70	35	576 104
60	30	654 490
50	25	1 105 909

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螺旋桨轴体尺寸的网格范围为50～200 mm，桨叶尺寸的网格范围为25～100 mm，计算得到螺旋桨90°攻角下二次加载峰值随网格密度变化规律如图14所示，由于轴体和桨叶网格划分的密度不同，对计算结果会产生一定的影响。

图  14  90°攻角下二次加载压力峰值随网格尺寸变化

Figure  14.  Change of the secondary loading peak pressurewith mesh size at 90° angle of attack

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从图14中可以发现，当网格数量超过153 536之后，螺旋桨的二次加载峰值已无明显变化（变化量不超过0.1%）。因此从实际设计工作的硬件资源和设计准确性考虑，确定当前研究螺旋桨物面空化现象网格数量时，目前划分的网格密度满足要求。

2.3   考虑物面空化螺旋桨冲击响应及毁伤特征研究

2.3.1   桨叶冲击变形响应

桨叶在冲击波载荷作用下的主要变形特征为沿最大厚度线的弯曲变形。沿最大厚度线，在叶尖处设置测点，测点位置如图15所示（其中测点1为近爆源叶片测点），分析桨叶变形响应特征受冲击因子及攻角的影响。

图  15  测点位置

Figure  15.  Position of measuring points

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根据图16可知，不同攻角下，不同桨叶的变形响应存在差异，其受冲击波作用顺序、桨叶入射结构及空化区域特征等多种因素的影响。这种差异性会导致螺旋桨动平衡短暂失效，进而对螺旋桨的水动力性能以及推进轴系运作产生较大的影响。0°与90°攻角时，桨叶的弯曲程度更大，90°攻角时，桨叶之间的差异性最大。

图  16  冲击因子为1.0 kg^1/2/m时不同攻角下不同测点位移响应

Figure  16.  Deflection responses of different measuring points at different angles of attack when the shock factor is 1.0 kg^1/2/m

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2.3.2   桨叶冲击塑性损伤响应

等效塑性应变代表加载过程累积的塑性应变量，大于0表明材料发生了塑性屈服，即产生了塑性损伤，通过对比冲击因子1.3 kg^1/2/m下不同攻角时螺旋桨的塑性变形，对远场冲击波载荷作用下螺旋桨桨叶的动力学响应及毁伤特征进行研究。

根据图17可知，在冲击波载荷作用下，不同攻角下螺旋桨均会产生一定程度的塑性损伤，按区域分为叶根及3/4半径叶缘处，其中叶根处主要由桨叶整体弯曲变形导致，3/4半径叶缘处主要由叶间反射及物面空化溃灭等二次加载造成。螺旋桨不同桨叶的塑性损伤存在一定差异，这种差异性会随着攻角的增大而增大，主要体现在发生塑性的叶片数量以及3/4半径叶缘处塑性损伤范围，这种不均匀塑性损伤会对螺旋桨的动平衡造成较大的永久影响，使工作状态下螺旋桨的振动更加剧烈，进而影响推进轴系的正常工作状态。

图  17  冲击因子为1.3 kg^1/2/m时不同攻角下不同测点的等效塑性应变分布

Figure  17.  Equivalent plastic strain of different measuring points at different angles of attack when the shock factor is 1.3 kg^1/2/m

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定义根部塑性损伤叶片数量为不同攻角下发生塑性的叶片的数量； 3/4半径叶缘处塑性峰值损伤范围表示产生最大塑性变形的部分体积与该叶片整体叶片体积之比；塑性损伤平均值范围表示螺旋桨每片叶片产生塑性变形的网格体积对该叶片的体积之比的平均值范围；塑性损伤范围总值表示叶片产生塑性损伤的部分网格体积占全部叶片总体积之比。对螺旋桨塑性瞬时范围总值进行统计，得到不同攻角下，螺旋桨塑性损伤情况如表6所示。

表  6  不同攻角下螺旋桨的塑性损伤情况

Table  6.  Plastic damage of propeler at different angles of attack

攻角/(°)	根部塑性 损伤叶片 数量	3/4半径叶缘处 塑性损伤峰值 范围/%	3/4半径叶缘处 塑性损伤平均值 范围/%	塑性损伤 范围总值/%
0	5	3.4	3.0	13.1
30	4	1.9	1.3	7.5
60	4	1.0	0.5	3.5
90	5	3.2	2.7	14.4

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综合来看，螺旋桨正向旋转时，0°及90°攻角的冲击波能对螺旋桨造成更大的塑性损伤，这说明位于螺旋桨水平平面以及垂直平面的爆源能对螺旋桨造成更好的打击效果。

3.   考虑水动力空化的螺旋桨冲击响应及毁伤特征分析

采用ABAQUS分析螺旋桨工作时的水动力空化状态，得到在水动力空化影响下螺旋桨的冲击动响应和毁伤特征规律。

3.1   水动力空化对物面冲击载荷的影响

为研究水动力空化效应对螺旋桨动力学响应及毁伤特征的实际影响，参照典型螺旋桨的设计参数^[16-18]，选取结构较为相似的5600TEU集装箱船螺旋桨作为参考对象，通过相关试验结果估算本研究计算模型中采用的螺旋桨的水动力空化分布情况：取空泡数为1.51，进速系数为0.55，推算其空泡覆盖面积约为桨叶面积的21%，空泡平均厚度约为30 mm。

设计数值模型如图18所示，长方形板的实际尺寸为1 500 mm×300 mm×10 mm，空泡厚度为30 mm，空气密度为1.29 kg/m³，材料为MAB合金。爆源为5.5 kgTNT球形装药，爆距为1 200 mm，爆源垂直于气泡中心。长方形板单端固支。采用1/2对称模型减少计算量，模型关于平板短边中心线对称，模拟爆炸载荷作用于叶尖的情况。

图  18  爆源-空化层-物面冲击波传递数值模拟示意图

Figure  18.  Simulation of explosion source-cavitation layer-surface shock wave transmission

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图19 展示了炸药起爆后冲击波传递至板面的过程，冲击波于0.55 ms时达到空化层，随后于空化泡层表面发生部分反射，并在0.60 ms时于近空化泡层的区域产生了低压区，而其余冲击波直接作用在板面上。

图  19  流场压力云图

Figure  19.  Flow-field pressure contours

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图20展示了受到冲击波作用之后空化泡层的体积变化，可以看到0.6～2.0 ms时，空化泡层并未由于冲击波的作用产生溃散，而是在炸药爆轰产物膨胀产生的流场载荷作用下产生溃散，这与寇晓枫等^[19]探究获得的现象一致。

图  20  空化泡层体积变化

Figure  20.  Variation of cavitation bubble layer volume

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板面应力波传递云图如图21所示，可以看出，冲击波在作用于空化泡层后，受到空化泡层的阻隔，因此仅在空泡泡层的边缘处板面产生了应力响应，在约0.05 ms后，冲击作用于板面，但空化泡层覆盖的板面中央应力仅为边缘应力的3/5，且在应力波的随后传递过程中，空化泡层覆盖的板面应力也始终低于边缘应力。说明空化泡层对于冲击波物面载荷的传递具有一定的延迟和衰减作用。

图  21  板面应力波传递云图

Figure  21.  Stress wave propagation contour on the plate surface

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3.2   水动力空化效应对螺旋桨毁伤特征的影响

为研究螺旋桨高速旋转下产生的水动力空化效应对其动力学响应及毁伤特征的实际影响，需要对螺旋桨瞬态流固耦合计算模型进行修改。由于冲击波作用时间极短，对空化泡层的形态影响有限，假设空化泡层不发生形态变化。对计算模型进行修改：在叶尖覆盖一层厚度为30 mm的空气声学介质覆盖层，如图22所示。

图  22  空化泡层示意图

Figure  22.  Schematic diagram of cavitation bubble layer

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利用修改后的计算模型分析水动力空化效应对不同攻角及不同冲击因子的远场冲击波载荷作用下螺旋桨桨叶动力学响应及毁伤特征的影响。

3.2.1   桨叶冲击变形响应

取冲击因子为1.0 kg^1/2/m，攻角为0°，得到冲击载荷作用下桨叶轴向位移云图，如图23所示, 水动力空化对桨叶冲击变形的影响较大。当冲击波载荷作用在叶片表面，由于水动力空化的阻隔作用，叶片表面受到非均匀加载，使得叶片发生了二阶挥舞，在约30 ms后，叶片才逐渐恢复为一阶挥舞。

图  23  冲击载荷作用下桨叶的轴向位移

Figure  23.  Axial displacement of blade under shock load

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由2.3节的研究可知叶根塑性变形与叶片冲击弯曲变形相关，二阶挥舞状态下，需要使用叶中的轴向位移来表征不同冲击因子及攻角对桨叶冲击变形特征的影响，因此取与2.3节中相同的测点，但将测点沿最后厚度线移动到叶中。

在相同攻角下，不同冲击因子下桨叶的冲击变形响应特征基本一致，如图24所示。通过对比2.3.1节的研究内容可知，水动力空化对桨叶的局部振动现象进行了一定程度的抑制，且不同攻角下，空化泡层对螺旋桨桨叶冲击变形响应的影响不同：0°攻角时，其与其他攻角的冲击变形响应的差异性降低，说明其受空化泡层的影响较大；在30°和60°攻角时，受空化层的影响较小；而90°攻角时，受空化泡层的影响较为复杂，不仅影响到叶片的挥舞，也影响到叶片的扭转，使得其与其他攻角的冲击变形特征完全不同。

图  24  相同攻角不同冲击因子下典型测点位移响应

Figure  24.  Deflection response of typical measuring points under different shock factors at the same angle of attack

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3.2.2   桨叶的塑性响应特性

由3.2.1节可以推断相较于螺旋桨正向旋转时，攻角为30°、60°攻角的塑性损伤将更为严重。

根据图25可知，螺旋桨反向旋转时，桨叶的塑性损伤模式相较于螺旋桨正向旋转时发生了一定的变化，对不同攻角下发生塑性的叶片数量以及3/4半径叶缘处的塑性损伤范围进行统计，得到表7。

图  25  冲击因子为1.3 kg^1/2/m时不同攻角下不同测点的塑性变形云图

Figure  25.  Contour of the plastic deformation cloud at different measuring point when the shock factor is 1.3 kg^1/2/m

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表  7  不同攻角塑性损伤情况

Table  7.  Plastic damage at different angles of attack

攻角/（°）	叶根塑性损伤模式	塑性损伤范围/%
0	局部塑性	4.4
30	局部塑性	4.2
60	整体塑性	5.6
90	整体塑性	7.9

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相较于2.3节中桨叶的塑性损伤响应，桨叶的塑性范围总值略有降低，但是在部分攻角下塑性损伤可能造成的后果更为严重，如表7所示。同时不同攻角下的冲击波都能对螺旋桨造成较为明显的塑性损伤，这说明螺旋桨计及水动力空化时的易损性更高。

4.   结　论

本文中通过建立螺旋桨流固耦合分析模型，运用两种建模方法建立螺旋桨模型，对结构湿模态数值模拟与经验公式进行了对比，从而验证了流固耦合分析模型的准确性。基于声固耦合法，开展了螺旋桨在远场水下爆炸作用下产生的物面空化现象及响应特征分析，并进一步考虑螺旋桨在高速旋转状态下产生的水动力空化现象对水下爆炸冲击波瞬态毁伤影响，得到了以下结论。

(1)实体单元建模螺旋桨的湿模态固有频率误差优于等效壳体建模螺旋桨。

(2) 0°和90°攻角下，冲击波入射波作用于螺旋桨表面的物面载荷更高；随着攻角及冲击因子的增大，螺旋桨物面空化区域随之增大，但存在一个上限值，其与螺旋桨结构特征有关；攻角为90°时的物面空化溃灭载荷更高。

(3)螺旋桨高速旋转产生的水动力空化现象对螺旋桨的冲击以及塑性损伤特征的影响较大。在不考虑水动力空化现象时，随着攻角的增大，桨叶的应力水平先降低后升高，在60°时达到低值，而90°攻角时恢复为高值；此时桨叶的主要塑性损伤区域为叶根及3/4半径叶缘处。在考虑水动力空化现象时，桨叶的应力水平变化规律较为一致，受攻角的影响相对较小；此时桨叶的主要塑性损伤区域为叶根处，但存在叶根局部塑性和叶根整体塑性两种模式。