复合材料螺旋桨弯扭耦合刚度特性分析

胡晓强，黄政，刘志华

海军工程大学 舰船与海洋学院，湖北 武汉 430033

0 引 言

复合材料螺旋桨由于复合材料各向异性的力学性质，在流场水动力载荷的作用下，会产生复杂的弯扭耦合变形。通过合理设计桨叶的材料铺层方式，复合材料螺旋桨在流固耦合效应下可以发生有利的弯扭耦合变形，从而自适应于流场，实现较好的水动力性能。复合材料螺旋桨的弯扭耦合变形包括弯曲变形和扭转变形2种，其变形的程度反映了桨叶的刚度特性，而桨叶的刚度特性又与其水动力性能之间存在着一定的相关性，因此对该相关性进行研究可为材料铺层设计提供依据。

在复合材料叶片刚度特性研究方面，牛磊等[1-3]将叶片最大位移作为了衡量叶片刚度的指标。虽然以最大位移来对刚度进行定性的表征和分析较为直观，但是单靠位移变化量难以反映叶片弯曲和扭转这2个方面的变形特性。由于复合材料叶片存在复杂的弯扭耦合变形，因此对弯扭变形进行量化研究具有一定的必要性。在风力叶片领域，也会关注叶片的弯扭耦合变形特性。王子文[4]通过研究风力机叶片的振动模态，反映了叶片弯曲和扭转这2个方面的变形特性；贺伟[5]在复合材料螺旋桨流固耦合分析中，以桨叶的最大变形量表征了轴向和周向的弯曲变形，以叶梢螺距角变化量表征了桨叶的扭转变形；苏军等[6]采用试验的方法对发动机叶片的弯曲和扭转变形量进行了测试。上述研究均表明，叶片的弯扭刚度是复合材料各向异性和叶片几何复杂性的综合体现，对弯曲和扭转这2个方面的刚度计算是研究其性能影响的重要步骤。但上述通过弯曲和扭转的最大变形量来反映叶片刚度大小的研究未考虑叶片流场压力的渐变性和弯扭变形的渐变性，不能反映弯曲力与弯曲变形的关系，以及扭转力矩与扭转变形的关系。桨叶刚度与其水动力性能之间存在一定的相关性，构建桨叶弯曲刚度和扭转刚度的数值计算方法有利于从刚度的角度对复合材料螺旋桨的纤维铺层进行优化设计，从而改善水动力性能，实现复合材料螺旋桨的方案设计。

因此，针对复合材料螺旋桨的弯扭耦合变形特性，本文将以DTMB 4383复合材料螺旋桨为研究对象，研究复合材料螺旋桨流固耦合自迭代算法，然后分别在桨叶铺设单向碳纤维布或正交碳纤维布这2种情况下对不同铺层方案桨叶的弯扭刚度进行数值计算，研究桨叶的弯扭刚度特性以及其与水动力性能之间的对应规律。

1 复合材料螺旋桨流固耦合自迭代算法

1.1 刚性螺旋桨的水动力性能计算

刚性螺旋桨的水动力性能计算采用基于扰动速度势的面元法，即以势流理论为基础，把物体所在的流场看作无黏势流场，流体为不可压缩的理想流体，整个流场因为螺旋桨而产生扰动速度势。桨叶、桨毂、尾涡面被离散成若干双曲四边形面元，面元的中心作为控制点。根据势流场基本解的性质，在物体壁面上的所有面元控制点处同时布置源汇和偶极子，在尾涡面上布置偶极子，物面上某一点P(x，y，z)的扰动速度势φ(p)满足如下积分方程：

式中：?为柯西主值积分；Sb为由桨叶和桨毂组成的物体壁面；Sw为尾涡面；n为物体壁面的法向；r为场点与源点之间的距离；φ为物体壁面上偶极子分布的强度密度；?为物体壁面上源分布的强度密度；Δφ为尾涡面上偶极子分布的强度密度；S为双曲四边形面元的面积。

在壁面不可穿透条件、无穷远处扰动速度衰减为0的约束下，以及在等压库塔条件等边界条件的约束下，对扰动速度势求一阶偏导，可得到各控制点处的扰动速度，然后再由伯努利方程计算桨叶表面压力分布，最后采用文献[7]中的修正公式对推力和扭矩进行黏性阻力修正。

本文采用编写的面元法程序对DTMB 4118，DTMB 4119，DTMB 4381，DTMB 4382，DTMB 4383这5个桨型进行了敞水性能计算，其推力系数KT和扭矩系数KQ的计算值与试验值如表1所示。通过与文献[8-9]中的试验数据进行对比，发现整体计算得到推力系数的最大误差为7.69%，平均误差为2.05%；扭矩系数的最大误差为11.04%，平均误差为3.29%。推力系数和扭矩系数的最大误差均出现在进速系数J=1.0工况下，其原因是在该进速系数下水动力计算结果较小，从而放大了计算的相对误差。经验证，本文计算值与试验值吻合较好，说明本文的刚性螺旋桨水动力性能计算具有较高的计算精度。

表1 5个桨型的敞水性能对比Table 1 Comparison of open water performance of five propellers

1.2 复合材料螺旋桨有限元计算

本文选用有限元分析软件ABAQUS，采用导入INP文件的方法建立复合材料螺旋桨有限元模型及加载压力分布，从而实现结构的变形计算。利用面元法程序将桨叶上、下表面各划分为20×20面元，并将面元网格点的三维坐标输出至INP文件。选用8节点六面体线性非协调模式单元，按照ABAQUS软件的三维单元编码规则，将面元网格点的三维坐标与结构单元节点坐标一一对应，然后在INP文件中编写模型构建和压力加载的命令语句。Young[10]通过计算发现，沿厚度方向划分1层或多层单元的计算结果差别较小。为了控制单元数量，加速流固耦合计算的收敛，本文沿桨叶厚度方向只设置了1层单元。整个桨叶共划分为400个单元。将螺旋桨叶根设置为固支边界条件，设置复合材料的材料属性。调用ABAQUS/Standard求解INP文件，计算并输出复合材料螺旋桨桨叶网格点的变形场。桨叶的有限元模型如图1所示，纤维布的纤维铺层角度如图2所示。图2中：x-y为定义铺层方向的局部坐标系，其中x轴为纤维的参考方向，本文纤维的参考方向设为与螺旋桨参考线相重合，y轴为垂直于纤维参考方向的方向；θ为纤维铺层角度，以逆时针为正。

图1 桨叶有限元模型Fig.1 Finite element model of the blade

图2 纤维布的纤维铺层角度Fig.2 Fiber layer angle of fiber cloth

1.3 复合材料螺旋桨流固耦合变形自迭代求解

自迭代算法以面元法程序作为主控制程序，并使用Python脚本语言对ABAQUS软件进行后处理的二次开发，来自动实现复合材料螺旋桨流固耦合迭代计算。将迭代收敛的条件设置为最近3步桨叶所有网格点的总位移之差均小于0.01倍螺旋桨直径，并设定迭代的初始步数为4步。收敛稳定后，输出流固耦合计算后的水动力性能和变形场。具体的流固耦合计算流程如图3所示。

图3 流固耦合计算流程Fig.3 Fluid-structure interaction calculation process

本文采用编写的流固耦合自迭代程序对某碳纤维复合材料螺旋桨进行了双向流固耦合数值计算，在进速系数J=0.5～1.0时桨叶所有网格点总位移的收敛情况如表2所示。从中可以看出，迭代4步即可收敛。将流固耦合收敛稳定后推力系数和扭矩系数的计算结果与试验结果进行了对比，结果如图4所示。计算得到推力系数的平均误差为2.94%，扭矩系数的平均误差为2.49%，平均误差均控制在3%以内，验证了流固耦合自迭代算法具有较高的计算精度。

表2 复合材料螺旋桨收敛过程Table 2 Convergence process of composite propeller

2 复合材料螺旋桨刚度特性分析

复合材料螺旋桨在水动力载荷的作用下会发生弹性变形，进而影响其水动力性能。变形场是渐变的，而且不同桨型所产生的水动力和变形场也不同，因此需要通过刚度计算来定量表达复合材料螺旋桨变形的能力。Young等[11]认为复合材料螺旋桨的弯曲变形和扭转变形能力对水动力性能的影响是主要的，本文经过大量的研究也发现，复合材料螺旋桨变形对水动力性能的影响主要体现在弯曲变形和扭转变形2个方面，下文将针对这2个方面的变形进行计算和分析。

2.1 桨叶刚度计算公式

贺伟[5]的研究表明，相较于螺距，侧斜和纵倾对水动力性能的影响要小得多，且大侧斜螺旋桨流固耦合性能中明显体现出纵倾的影响。而侧斜角的变化则反映了桨叶周向的弯曲变形，但对于小展弦比的船用螺旋桨来说，这种周向弯曲变形很小。因此，本文将忽略桨叶在周向的弯曲变形，只考虑轴向的弯曲变形。本文采用桨叶的纵倾变化量来表征其轴向弯曲变形，采用螺距角变化量表征其扭转变形，与它们相对应的力则为流体对桨叶产生的推力和扭转力矩，通过这种变形和力之间的相互关系来计算桨叶的刚度。

桨叶弯曲刚度k1的计算公式为：式中：T为桨叶的推力，N；Δx为桨叶纵倾的变化量，mm。

桨叶扭转刚度k2的计算公式为：

式中：M为桨叶受到的扭转力矩，N·m；Δβ为桨叶螺距角的变化量，（°）。

设初始状态时桨叶某一半径处叶剖面的螺距角为β，弦长为C，纵倾为xm(r)。当桨叶发生变形后，该半径处叶剖面导边和随边的坐标分别为，，和，，，其螺距角、纵倾分别变为β′，(r)。根据几何关系，有

联立式（4）和式（5），可以得到变形后的纵倾和螺距角分别为：

桨叶在流场的作用下会受到沿其表面连续分布的水动力载荷，其总的作用效果会使桨叶受到扭转力矩，从而引起桨叶的扭转变形。李坚波等[12]将螺旋桨参考线作为转叶轴计算了可调螺距螺旋桨的离心转叶力矩，但该转叶力矩主要用来评估桨毂调距机构的强度。Ducoin等[13-14]发现，随着水流攻角从零开始逐渐增大，弹性水翼叶剖面的压力中心点会从鼻尾线中点附近朝导边方向移动。对螺旋桨叶剖面来说，随着进速系数变化，水流的攻角也会随之改变，同时还会引起各叶剖面压力中心点位置的移动，若压力中心点移动的距离超过某一临界值，会导致该叶剖面绕弦长中点的扭转力矩方向发生改变。对复合材料螺旋桨而言，这种扭转力矩才是引起叶剖面螺距变化的本因，从而在各叶剖面呈现出连续的螺距变形。而无论水流攻角如何变化，以螺旋桨参考线为扭转轴会使大侧斜的DTMB 4383复合材料螺旋桨桨叶始终受到负方向的扭转力矩，不易于反映桨叶承受的力矩与所发生的扭转变形之间的关联。因此，本文将分别计算桨叶各半径处叶剖面受到的扭转力矩，每个半径处叶剖面以经过叶剖面中点且平行于螺旋桨参考线的直线作为扭转轴，扭转力矩的正方向如图5所示。图中，R为螺旋桨半径。

图5 扭转力矩正方向示意图Fig.5 Schematic diagram of torsional moment in positive direction

本文采用“面元离散−数值积分”的方法求解桨叶总的扭转力矩。具体步骤为：将桨叶上、下表面离散成20×20的面元，每个面元控制点处受到的合力F沿螺旋桨直角坐标系的x，y，z轴分解为3个方向的分力Fx，Fy和Fz，其中分力Fy由于与扭转轴平行，故不产生扭转力矩。将所有面元受到的扭转力矩叠加，即可得到整个桨叶受到的扭转力矩。

2.2 单向碳纤维布桨叶刚度计算

本文设DTMB 4383复合材料螺旋桨的直径为0.304 8 m，转速为25 r/s，设计进速系数为0.889。材料1和材料2选用碳纤维/树脂基复合材料，其中材料1的属性[15]如表3所示；材料2的弹性模量为材料1的一半，如表4所示。表中：E1，E2，E3分别为材料在1，2，3方向上的杨氏模量；G12，G13，G23分别为材料在1-2，1-3，2-3平面的剪切模量；ν12，ν13，ν23分别为材料在1-2，1-3，2-3平面的泊松比。纤维布从桨叶的压力面铺向吸力面。单向碳纤维布的纤维均朝向一个方向，由编织带牵连，其主方向的弹性模量是2个次方向的数倍，因此材料的指向性很明显，其正向纤维角度θ如图2所示。以15°为间隔，从−75°～90°共设置12种铺层方案。计算工况选在设计工况附近，即J= 0.7，0.738，0.8，0.889，0.9，共5个工况。

表3 材料1的属性Table 3 The property of material 1

表4 材料2的属性Table 4 The property of material 2

贺伟[5]采用复合材料螺旋桨叶梢部位的变形量表征了桨叶的变形。出于对流场压力渐变性和叶片弯扭变形渐变性的考虑，本文选取0.4R，0.5R，···，0.99R等7个半径处各个叶剖面变形量的平均值来表征桨叶的变形。经计算，采用叶梢螺距角的变形量 Δβtip和各个叶剖面螺距角变形量的平均值这2种表征方式在反映复合材料螺旋桨的扭转变形方面存在一定的差别。选用材料1，分别采用上述2种表征方式对DTMB 4383复合材料螺旋桨桨叶在所有铺层方案不同工况下的螺距角变形量进行了计算，结果如图6～图8所示。由图6可以看出，叶梢螺距角的变形量随着进速系数的增加既有增大也有减小，规律不一，且由图7可以看出，−30°纤维角度下叶梢螺距角的变形量与进速系数不存在线性关系。由图8可以看出，所有铺层方案下各叶剖面螺距角变形量平均值的绝对值是随进速系数的增加而减小的，且其与进速系数存在着近似的线性关系。相比较而言，各叶剖面螺距角变形量的平均值与进速系数呈现出更有规律性的特征。

图6 所有铺层方案下叶梢螺距角变形量Fig.6 Variation of pitch angle of blade tip for all fiber layer schemes

图7 −30°纤维角度下叶梢螺距角变形量Fig.7 Variation of pitch angle of blade tip at −30° fiber angle

图8 所有铺层方案下各叶剖面螺距角变形量平均值Fig.8 Average value of pitch angle variation of each blade section for all fiber layer schemes

接着，计算所有铺层方案下桨叶受到的扭转力矩M、各叶剖面纵倾变形量的平均值和桨叶推力T，计算结果如图9～图11所示。由图9～图11可以看出，扭转力矩与进速系数、各叶剖面纵倾变形量的平均值与进速系数，以及桨叶推力与进速系数之间均存在着近似的线性关系。由数学关系，可以推断出扭转力矩与各叶剖面螺距角变形量的平均值、桨叶推力与各叶剖面纵倾变形量的平均值之间存在着近似的线性关系。

图9 所有铺层方案下桨叶扭转力矩Fig.9 The torsional moment of blade for all fiber layer schemes

图10 所有铺层方案下各叶剖面纵倾变形量平均值Fig.10 Average value of trim variation of each blade section for all fiber layer schemes

图11 所有铺层方案下桨叶推力Fig.11 The thrust of blade for all fiber layer schemes

根据扭转力矩与螺距角变化量、推力与纵倾变化量之间存在的线性关系，本文采用相邻进速系数下扭转力矩与螺距角变化量这两者间一阶差分比值的绝对值来计算桨叶的扭转刚度，采用相邻进速系数下推力与纵倾变化量这两者间一阶差分比值的绝对值来计算桨叶的弯曲刚度，所有铺层方案下不同进速系数区间弯曲刚度和扭转刚度的计算值分别如图12和图13所示。从中可以看出，扭转刚度和弯曲刚度的计算结果在设计工况附近具备一定的保持性，且刚度的计算值针对铺层角度呈现出较好的区分性，即认为该刚度计算方法能够反映特定复合材料螺旋桨弯扭耦合变形能力大小，在以刚度作为分析变量进行性能研究时具有一定的可行性。将各个进速系数区间的刚度计算结果取平均作为桨叶铺设材料1时在不同铺层方案下的刚度，如图14所示。由图可见，随着单向碳纤维布的纤维角度由负变为正，桨叶的弯曲刚度和扭转刚度基本呈先减小后增大的趋势，且两者的变化趋势基本同步，其中弯曲刚度在−15°纤维角度时最小，扭转刚度在15°纤维角度时最小。材料2采用相同的刚度计算方法，桨叶在不同铺层方案下的刚度计算结果如图15所示。由图可见，当弹性模量减半后，桨叶的弯曲刚度和扭转刚度在宏观上的变化趋势相同，区别在于扭转刚度在−15°纤维角度时最小，这是由桨叶几何形状的复杂性所导致的。

图12 所有铺层方案下不同进速系数区间的桨叶弯曲刚度Fig.12 Bending stiffness of blade under different advance coefficient intervals for all fiber layer schemes

图15 铺设材料2时桨叶在不同铺层方案下的弯扭刚度Fig.15 Bending-torsional stiffness of blade for different fiber layer schemes with material 2

2.3 正交碳纤维布桨叶刚度计算

正交碳纤维布是由碳纤维束在经、纬双向垂直编织而成。正交碳纤维布在平面内相互垂直的2个主方向的弹性模量相同，是次方向的数倍。该材料的指向性具有面内对称特性，可以避免单向碳纤维布只在一个方向上受力的缺点，可用于提高面内强度。本文正交碳纤维布沿用单向碳纤维布的工程弹性常数，采用2种不同的材料属性。材料3的属性如表5所示，材料4的弹性模量为材料3的一半，如表6所示。

表5 材料3的属性Table 5 The property of material 3

表6 材料4的属性Table 6 The property of material 4

正交碳纤维布纤维铺层角度范围为0°～75°，以15°为间隔共设置6种铺层方案。沿用上述刚度计算方法，材料3、材料4的刚度计算结果分别如图16和图17所示。

由图16和图17可知，随着正交碳纤维布纤维角度的逐渐增大，桨叶弯曲刚度和扭转刚度呈现先减小后增大的趋势，且两者的变化趋势基本同步，其中弯曲刚度在30°纤维角度时最小。材料3的扭转刚度在45°纤维角度时最小；当弹性模量减半后，材料4的扭转刚度在30°纤维角度时最小，这种细微的差别同样是由桨叶几何形状的复杂性所导致的。

图16 铺设材料3时桨叶在不同铺层方案下的弯扭刚度Fig.16 Bending-torsional stiffness of blade for different fiber layer schemes with material 3

图17 铺设材料4时桨叶在不同铺层方案下的弯扭刚度Fig.17 Bending-torsional stiffness of blade for different fiber layer schemes with material 4

3 桨叶刚度对推力系数的影响规律

复合材料螺旋桨在水动力载荷的作用下发生弯扭耦合变形会导致推力系数的改变。图18～图21给出了在设计工况下，DTMB 4383复合材料螺旋桨的桨叶刚度和推力系数随纤维角度的变化情况。从中可以看出，对于大侧斜的DTMB 4383复合材料螺旋桨而言，无论是铺设单向碳纤维布还是正交碳纤维布，该桨叶的推力系数都比金属螺旋桨桨叶的推力系数小。当单向碳纤维布的纤维角度由负变为正，或正交碳纤维布的纤维角度逐渐增大时，复合材料螺旋桨的桨叶刚度和推力系数基本呈现先减小后增大的趋势，且两者的变化趋势基本同步。相较于弯曲刚度，扭转刚度与推力系数的同步性更好一些。当材料的弹性模量降低时，复合材料螺旋桨的桨叶刚度减小，桨叶推力系数也随之减小。究其原因在于桨叶刚度越小，其抵抗变形的能力越弱，也越容易在水动力载荷的作用下产生更大程度的弯扭变形和螺距改变，进而加剧其推力系数的变化。

图18 铺设材料1时的桨叶弯扭刚度和推力系数Fig.18 Bending-torsional stiffness and thrust coefficients of blade with material 1

图19 铺设材料2时的桨叶弯扭刚度和推力系数Fig.19 Bending-torsional stiffness and thrust coefficients of blade with material 2

图20 铺设材料3时的桨叶弯扭刚度和推力系数Fig.20 Bending-torsional stiffness and thrust coefficients of blade with material 3

图21 铺设材料4时的桨叶弯扭刚度和推力系数Fig.21 Bending-torsional stiffness and thrust coefficients of blade with material 4

4 桨叶刚度对推力系数差值的影响规律

螺旋桨工作于非均匀伴流场时，螺旋桨盘面顶部属于高伴流区，盘面底部的伴流效应相对较低，叶片依次进入船艉上、下高低伴流区，伴流的周向变化会导致螺旋桨产生推力脉动。国内外学者研究发现，复合材料螺旋桨的一个优势是可以自适应于流场，可通过纤维铺层的优化设计减小推力脉动。由于推力脉动的计算需要运用非定常流固耦合自迭代程序，参数设置较多，计算量较大，故本文采用定常工况下高、低伴流区所对应的推力系数差值来表征推力脉动，以此开展桨叶刚度特性对推力脉动的影响规律研究。

考虑到DTMB 4383复合材料螺旋桨的设计工况，本文将低伴流区的进速系数设为0.889，高伴流区的进速系数设为0.738。通过定常流固耦合自迭代程序，计算不同纤维铺层复合材料螺旋桨在这2个进速系数下的推力系数差值，研究桨叶刚度变化与复合材料螺旋桨推力系数差值之间的对应规律。由于金属螺旋桨在流场中变形量非常小，故本文忽略金属螺旋桨的流固耦合变形，直接采用面元法程序对金属螺旋桨在高、低进速系数下的推力系数差值进行计算，结果为0.069。

4.1 单向碳纤维布桨叶刚度与推力系数差值

计算铺设单向碳纤维布时复合材料螺旋桨的推力系数差值，并与桨叶刚度进行对比，计算结果如图22和图23所示。

图22 铺设材料1时的弯扭刚度和推力系数差值Fig.22 Bending-torsional stiffness and difference values of thrust coefficient with material 1

图23 铺设材料2时的弯扭刚度和推力系数差值Fig.23 Bending-torsional stiffness and difference values of thrust coefficient with material 2

由图22和图23可知，铺设单向碳纤维布时复合材料螺旋桨在大部分纤维角度下其推力系数的差值小于金属螺旋桨。当纤维角度由负变为正时，复合材料螺旋桨的推力系数差值与桨叶刚度基本呈现先减小后增大的趋势，且两者的变化趋势基本同步。相较于弯曲刚度，扭转刚度与推力系数差值的同步性更好一些。当材料弹性模量降低时，桨叶刚度减小，复合材料螺旋桨推力系数差值也随之减小。可见对于DTMB 4383复合材料螺旋桨而言，采用单向碳纤维布铺层时，扭转刚度越小越有利于降低推力系数差值。因此，通过合理设计铺层角度和刚度，可有效减小复合材料螺旋桨的推力脉动。

4.2 正交碳纤维布桨叶刚度与推力系数差值

计算铺设正交碳纤维布时复合材料螺旋桨的推力系数差值，并与桨叶刚度进行对比，计算结果如图24和图25所示。

图24 铺设材料3时的弯扭刚度和推力系数差值Fig.24 Bending-torsional stiffness and difference values of thrust coefficient with material 3

图25 铺设材料4时的弯扭刚度和推力系数差值Fig.25 Bending-torsional stiffness and difference values of thrust coefficient with material 4

由图24和图25可知，和金属螺旋桨相比，铺设正交碳纤维布的复合材料螺旋桨具有减小推力系数差值的能力。随着正交碳纤维布纤维角度的逐渐增大，复合材料螺旋桨的推力系数差值与桨叶刚度基本呈现先减小后增大的趋势，且两者的变化趋势基本同步。相较于弯曲刚度，扭转刚度与推力系数差值的同步性更好一些。当材料弹性模量降低时，桨叶刚度减小，复合材料螺旋桨的推力系数差值也随之减小。在主方向弹性模量相同的情况下，相比于单向碳纤维布铺设的复合材料螺旋桨，正交碳纤维布铺设的复合材料螺旋桨的最小推力系数差值更大一些，这是由纤维布的正交性所导致的。因为在面内存在2个高强主方向，使得正交碳纤维布铺设的桨叶的最小刚度大于单向碳纤维布铺设的桨叶，因此单向碳纤维布铺设的复合材料螺旋桨能产生更大的螺距变形，从而降低推力系数差值。

综上所述，当桨叶的扭转刚度较小时，复合材料螺旋桨能够更好地发挥自适应流场的优势，其弯扭耦合变形特性能使复合材料螺旋桨产生更大的螺距变形，从而在高、低伴流区中产生较金属螺旋桨更小的周期性推力脉动。这与本文对扭转刚度的定义也是相关的，说明扭转刚度可以作为评估复合材料螺旋桨降低推力脉动能力的一个重要设计变量，可用于指导复合材料螺旋桨改善船艉水动力性能的优化设计。不过，本文的材料选取没有考虑强度因素，在后续设计中，仍需考虑强度约束，综合利用单向碳纤维布和正交碳纤维布的刚度特性进行材料选型和铺层角度的综合优化设计。

5 结 论

本文以DTMB 4383复合材料螺旋桨为研究对象，基于复合材料螺旋桨流固耦合自迭代算法，分别在桨叶铺设单向碳纤维布或正交碳纤维布2种情况下，针对不同铺层方案桨叶的弯扭刚度进行了数值计算，并研究了桨叶的弯扭刚度特性以及其与水动力性能之间的对应规律，主要得到以下结论：

1） 当单向碳纤维布的纤维角度由负变为正，或正交碳纤维布的纤维角度逐渐增大时，复合材料螺旋桨单桨叶的推力系数及其推力系数差值与桨叶刚度基本呈现先减小后增大的趋势，且其扭转刚度与推力系数、推力系数差值的同步性较弯曲刚度与推力系数、推力系数差值的同步性更好。

2） 在主方向弹性模量相同的情况下，正交碳纤维布铺设的复合材料螺旋桨的最小推力系数差值大于单向碳纤维布铺设的复合材料螺旋桨，其原因在于正交碳纤维布面内存在2个高强主方向，致使其铺设的桨叶的最小刚度大于单向碳纤维布铺设的桨叶。

3） 当材料的弹性模量降低时，桨叶刚度减小，复合材料螺旋桨单桨叶的推力系数及其推力系数差值也随之减小。

4） 当桨叶的扭转刚度较小时，复合材料螺旋桨能够更好地发挥自适应流场的优势，经弯扭耦合能产生更大的螺距变形，从而在高、低伴流区产生较金属桨更小的周期性推力脉动。