与常规排水型船舶不同,气垫船(见图1)通常采用导管空气螺旋桨作为推进系统。空气螺旋桨的导流装置称为导管,作为气垫船特种结构的导管有着其独特的重要性。导管能提高螺旋桨静推力,减少噪声,并对乘员提供安全保护作用;空气螺旋桨的高速气流在导管内壁引起压力场,其轴向分量的积分形成了导管推力,通常导管推力约占导管空气螺旋桨总推力的30%~50%[1]。但在螺旋桨转动时,桨根部和桨尖之间巨大的压力差驱动着空气在桨叶和导管之间狭窄的间隙中快速流动,导管内蒙皮上这种压力突变也就随着螺旋桨一起“转动”,形成了脉动载荷[2-3]。因此,在桨叶旋转区的导管内蒙皮上承受了很大的脉动压力载荷,这决定了其使用寿命,甚至会撕裂导管蒙皮,其疲劳问题需要重视。张平等[2]基于导管气动力特性模型试验、CFD理论计算、经验公式估算和实船测试等方法对气垫船导管内蒙皮脉动载荷预报方法进行研究;焦予秦等[3]采用模型试验的方法研究了导管内蒙皮脉动压力特性,结果表明桨叶旋转区有脉动压力最大值,此处压力脉动值通常为静压的数倍。长期以来名义应力法在疲劳强度评估方法中应用最为广泛,余龙等[4]利用名义应力法对大型集装箱船上的典型舱口盖局部结构进行了疲劳寿命的详细分析;陆圣青等[5]通过对铝合金车体结构实测载荷数据分析,基于名义应力法,验证了铝质车体疲劳强度及疲劳寿命是否满足要求,可指导相关产品的设计和优化改进;徐斌等[6]采用应力-寿命对铝合金轮圈进行了疲劳寿命评估,为车轮设计提供了依据,避免了设计中的盲目性。
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图 1 气垫船图片 Fig. 1 Picture of ACV |
本文采用名义应力(S-N曲线)法,通过对导管内蒙皮实测载荷数据进行分析,运用通用软件 MSC.Patran、Nastran和Fatigue,对气垫船导管内蒙皮结构的疲劳寿命进行了详细分析,根据结果对导管内蒙皮结构进行改进设计。
1 疲劳分析方法基本原理 1.1 疲劳破坏特征及成因对于金属的疲劳破坏一般认为由于构件的形状和材料不均匀等原因,构件某些局部区域的应力特别高,在循环应力长期作用下,这些局部区域就会出现微观裂缝,形成所谓裂纹源。裂纹尖端的严重应力集中,促使裂纹逐渐扩展,由微观裂纹变为宏观裂纹。在裂纹扩展过程中,裂纹两侧面在循环应力作用下时而分开,时而压紧,互相研磨形成光滑区。由于裂纹尖端一般处于三向拉伸应力状态,不易出现塑性变形,当裂纹逐步扩展到一定程度时,使构件截面严重削弱,最后沿削弱了的截面突然发生脆性断裂。整个扩展过程可划分为疲劳裂纹萌生阶段、疲劳裂纹扩展阶段和最后瞬间断裂阶段。疲劳破坏的特点主要有[7]:
1)疲劳断裂应力远小于抗拉强度,甚至低于材料的屈服强度;
2)疲劳破坏部位无明显的塑性变形;
3)疲劳破坏是循环应力多次反复作用下产生的;
4)疲劳破坏会受各种因素的影响,如尺寸、形状、应力集中、表面状态、所处环境等;
5)宏观疲劳端口有明显的特点,即有疲劳源、疲劳裂纹扩展区、瞬间断裂区的明显特征。
1.2 疲劳寿命预测方法名义应力(S-N曲线)法以名义应力为基本设计参数,考虑零构件的应力集中系数,最终根据材料的曲线进行寿命评估,并且对于复杂的零构件,还需综合考虑平均应力、尺寸系数、缺口效应系数等多种因素的影响对材料的曲线进行修正。主要适用于中高周疲劳,对于简单零构件以及常见结构的寿命评估,由于前人己经总结了大量可供参考的曲线,应用名义应力法不仅具有更高的效率,还能保证相当高的可靠度。
局部应变(ε-N曲线)法主要针对零件局部处于较大应变情况下的金属疲劳的定量分析方法。这种方法主要应用于加载应力水平高、有显著塑性应变的低周疲劳失效问题。
断裂力学法认为材料或零件中存在着裂纹或类似裂纹的缺陷。建立应力强度因子与裂纹扩展寿命之间的关系,预测疲劳裂纹扩展寿命。
导管内蒙皮结构主要承受螺旋桨旋转产生的脉动压力,属于高周疲劳破坏,因此采用名义应力法对导管内蒙皮结构进行疲劳分析,其方法和步骤如下[4-5]:
步骤1 对结构模型进行静力分析,得到静应力值。
步骤2 分析确定结构的疲劳载荷。通常结构的疲劳载荷具有不规则性、随机性,可通过现场实测或计算机仿真分析得到,在通过峰值计数法或雨流计数法对随机载荷进行处理,得到载荷-时间历程曲线。
步骤3 确定材料的疲劳特性,可以由MSC.Fatigue的材料数据库中获得,也可根据材料疲劳试验或其他参考文献中获得。
步骤4 将结构的静应力的结果导入疲劳分析软件MSC.Fatigue中,结合材料的S - N曲线,计算结构在疲劳载荷作用下所能承受的循环次数,进而校核其疲劳寿命。
2 导管内蒙皮疲劳计算与分析脉动压力峰值出现在桨盘平面附近,因此选取桨叶旋转区的导管内蒙皮局部结构进行疲劳分析。
2.1 模型导管结构由环形框架、翼肋和蒙皮组成,沿长度方向布置环形框,沿圆周方向布置翼型肋板,内蒙皮沿轴向具有对称结构如图2所示,因此选取桨叶旋转区1/10导管内蒙皮结构进行分析,其有限元模型如图3所示。导管采用5083-O铝合金铆接结构,弹性模量为7.03×104 MPa,泊松比为0.33,密度为2.66×103 kg/m3,屈服强度为125 MPa,抗拉强度为275 MPa。
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图 2 气垫船导管简 Fig. 2 Duct of ACV |
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图 3 导管内蒙皮有限元模型 Fig. 3 Finite element model of the inner skin of an air-propeller duct |
导管内蒙皮在桨叶旋转区设有维护口盖,实测时制作了专用的试验口盖,用于安装压力传感器。测点沿导管长度方向布置6个测点,覆盖桨叶旋转区,测点布置见图4。
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图 4 内蒙皮压力测点布置图 Fig. 4 Layout of the inner skin pressure measuring point |
试验时为螺旋桨最大功率,工况为7000-34,其中7000 r/min为主机转速(对应螺旋桨转速为1167 r/min),34°为桨叶角度。
2.2.2 实测载荷数据处理实测载荷是一个随时间变化的量,是随机载荷,对随机载荷的处理目前主要有循环计数法和功率谱法。循环计数法是把连续载荷-时间历程离散成一系列峰值和谷值后在把载荷分成一定级数,然后计算峰值或振程等发生的频次、概率密度函数、概率分布函数等,该方法简单在工程中等到了广泛应用。
为了简化计算,本文利用循环计数法,采用等效恒幅值疲劳谱进行疲劳分析。采用该方法时,首先应得到疲劳工况下的载荷时间序列曲线,然后采用峰值计数法计算等效疲劳载荷谱。
根据试验采集的压力时间历程数据,经过统计分析,给出了各测点压力的最大值和最小值以及1%和3%超越概率的最大值和最小值,见表1。其中测点3压力值高于其他测点,选用测点3实测载荷数据进行分析,其压力时间历程数据如图5所示。
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表 1 实测导管内蒙皮脉动压力统计值 Tab.1 Statistical values of the inner skin pulsation pressure of an air-propeller duct |
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图 5 内蒙皮压力时间历程 Fig. 5 Intraductal time history of the inner skin pressure |
为排除测试过程中偶然因素的影响,更真实反映导管内蒙皮脉动压力水平,保证结构安全使用,建议静强度分析应选取最大压力值作为校核载荷,疲劳分析应采用3%超越概率最大值和最小值作为校核载荷[2]。疲劳载荷谱如图6所示。
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图 6 内蒙皮疲劳载荷谱 Fig. 6 Fatigue load spectrum of inner skin |
导管内蒙皮材料5083-O铝合金,查阅IIW《Recommendations for Fatigue Design of Welded Joints and Components》[8]中关于铝合金材料疲劳特性并结合MSC.Fatigue的数据库[9],获得5083-O材料S-N曲线,如图7所示。
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图 7 5083-O铝合金材料S-N曲线 Fig. 7 5083-O aluminum alloy material S-N curve |
选取导管内蒙皮受到的最大脉动压力作为校核载荷,进行静强度分析。内蒙皮最大Von mises应力为73.1 MPa,应力分布如图8所示。由于内蒙皮材料为5083-O铝合金,许用应力为100 MPa,静强度计算应力小于许用应力,故此结构设计满足要求[10]。
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图 8 导管内蒙皮应力云图 Fig. 8 Stress nephogram of the inner skin of an air-propeller duct |
在MSC.Fatigue中设置好求解参数,提交运算得到疲劳寿命云图如图9所示,可知该导管内蒙皮的最小疲劳寿命为5.36×105次循环,小于107次循环,故该结构不满足要求,会造成内蒙皮产生裂纹甚至撕裂。
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图 9 导管内蒙皮疲劳寿命图 Fig. 9 Fatigue life diagram of the inner skin of an air-propeller duct |
需要对其采取改进措施,保证其满足疲劳强度要求。考虑最小寿命出现的位置,将该导管内蒙皮的厚度由1.2 mm改为2 mm,并增加环向加强筋,以减小内蒙皮板格的宽度。按照上述改进措施,对导管内蒙皮局部结构进行了有限元模型修改并重新分析。相同载荷和边界条件下,最小疲劳寿命由5.36×105次循环增加到1.89×1010次,疲劳寿命云图如图10所示,改进后的导管内蒙皮结构能够满足结构疲劳强度的设计要求,在后续实际使用过程中未出现破损情况。
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图 10 导管内蒙皮疲劳寿命图(改进后) Fig. 10 Fatigue life diagram of the inner skin of an air-propeller duct (after improvement) |
本文基于名义应力法对气垫船导管内蒙皮结构开展疲劳分析,并提出改进设计方案。得到主要结论如下:
1)桨叶旋转区的导管内蒙皮结构承受较大的脉动压力,其结构设计仅考虑静强度是不够,须按疲劳强度要求进行设计。
2)提出的名义应力法可用于导管内蒙皮结构疲劳强度评估。
[1] |
陈海涛, 张平. 气垫船导管组合结构设计初探[J]. 船舶, 2015, 26(1): 59-63. DOI:10.3969/j.issn.1001-9855.2015.01.013 |
[2] |
张平, 陈海涛, 鲍文倩, 等. 中型气垫登陆艇导管内蒙皮脉动载荷预报方法研究[J]. 船舶工程, 2015, 37(4): 29-32. |
[3] |
焦予秦, 金承信, 郭琦. 导管螺旋桨导管压力脉动特性试验研究[J]. 实验流体力学, 2008, 22(3): 40-44. DOI:10.3969/j.issn.1672-9897.2008.03.009 |
[4] |
余龙, 顾敏童, 夏利娟等. 8530TEU集装箱船舱口盖局部结构疲劳分析[J]. 江苏科技大学学报, 2008, 22(1): 7-9. |
[5] |
陆圣青, 张敬师, 马家文, 等. 铝质车体疲劳寿命预测与评估[J]. 林业机械与土木工程, 2022, 50(8): 81-88. |
[6] |
徐斌, 郭世永. 应力-寿命分析法在铝合金轮圈疲劳分析中的应用[J]. 重庆工学院学报(自然科学), 2008, 22(5): 14-16. |
[7] |
尚德广. 疲劳强度理论[M]. 北京: 科学出版社, 2017: 35−38.
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[8] |
IIW Joint Working Group. XIII-1539-07/XV-1254r4-07 IIW document Recommendations for Fatigue Design of Welded Joints and Components[S]. Pairs: IIW/IIS, 2008.
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[9] |
MSC Software MSC Fatigue User Guide [M/CD].USA: MSC, 2005.
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[10] |
中国船级社. 海上高速船入级与建造规范[M]. 北京: 人民交通出版社, 2022.
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