舵系统流激振动影响因素及规律的理论与试验研究

Chinese Journal of Ship Research - - 目 次 -

肖清,胡刚义,谢俊超430064中国舰船研究设计中心,湖北 武汉

摘 要:流激舵系统引起的振动对水下航行体隐蔽性产生较大影响。为深入研究其振动特性,根据舵系统的结构组成进行简化,建立系统二元线性颤振数学模型,确定低速颤振的产生条件,并获得低速颤振的主要影响因素和作用规律。此外,在重力式水洞中开展舵模型流激振动试验,重点研究了支撑刚度、扭转刚度、质心和刚心位置等参数变化对舵模型流激振动的影响。结果表明:在流体载荷激励下,舵系统结构设计对流激振动特性有较大影响,通过对升沉运动与扭转运动频率之比、结构质量与附加质量之比、刚心、质心与弦中心的相对位置等参数进行匹配设计,能够有效抑制舵系统流激振动。关键词:舵系统;流激振动;低速颤振;水洞

0引言

舵作为水下航行体的突出体,在航行过程中

不可避免地受到流体激励而产生振动,这种振动将不利于舵及其传动系统的正常工作,且对水下航行体的隐蔽性产生影响[1-3]。

通过开展相关研究,国内外关于舵翼等在流体中的弹性力学计算理论,已基本成熟[4-6]。对于舵叶等机翼、水翼的流激振动也开展了大量的计算与试验研究[7-11]。本文将在上述研究的基础上,针对一类具有小厚度、小拱度、小展弦比的舵叶及其传动系统等开展研究,通过理论分析与试验,研究影响舵系统流激振动的因素及其作用规律,可为工程设计提供一定的指导。

1 舵系统流激振动理论分析

1某水下航行体舵系统的结构如图 所示,包括舵叶、舵轴、滑动轴承、舵柄、导向拉杆、导向装置、传动杆、液压压机等。其中,舵面一般为空心变截面结构,舵轴通过与轴套配合,由卡环固定其轴向移动,通过伺服舵柄操纵舵面偏转。

对于液压伺服机构,假设间隙、液压和反馈回路只影响系统的升沉和扭转刚度。舵轴和液压伺服机构可简化为一根当量梁 B′B ,其中 B′ 和 B 与舵面连接;安装有轴承的 A′ 和 A两端处理为弹性支撑点,约束舵轴的升沉运动;舵柄与舵轴连接点O处理为弹性扭转固定端点,约束绕舵轴的扭转运2)。动(图 将舵轴和舵叶视作一个刚体系统;将安装有2轴承的 A′ 和 A两端等效为 个支撑弹簧,其升沉 1个刚度为 kh ;而将舵柄与舵轴连接点 O 等效为扭转弹簧,其扭转刚度为 2kα 。在流体动力激励2下,舵叶与舵杆系统有 个自由度的运动:一个是舵叶与舵杆系统的升沉运动,位移为h ,向下为正;另一个是舵叶绕舵轴扭转转动,转角为 α ,迎流抬头为正。升沉位移h和转角 α满足如下两自由度运动方程:

d2h + d2α + (1) 2 m Sα mωhh =- L(t) dt2 dt2 d2 h + d2 α + (2) 2 Sα Iα Iαωαα = M (t) dt2 dt2 2m;系式中:系统质量为 统质量静矩为 2Sα ;系统转动惯量为 2I ;ω = k I 为系统扭转自然频α α α α率; ωh = kh m 为系统升沉自然频率; L 为单个舵叶的水动升力(向上为正);M 为单个舵叶的俯仰力矩(迎流抬头为正)。当水下航行体航速等于颤振速度时,舵叶和舵杆系统以颤振频率ω作简谐振动,即(3) h = hˉe-iωt α = αˉe-iωt相应的升力及俯仰力矩可写为(4) L = Lˉe-iωt M = Mˉe-iωt将式(3)和式(4)代入式(1)和式(2),可得: -mω2 hˉ - Sαω2 αˉ + mω2hhˉ (5) =- Lˉ 2 (6) -Sαω2 hˉ - Iαω2 αˉ + Iαωααˉ = Mˉ对具有小厚度和小拱度无限展长的水翼,当其在给定攻角的不可压缩来流中做简谐升沉及扭转运动时,其非定常水动升力和俯仰力矩可由Teodorsen理论给出。但本研究的舵系统属于具有小厚度和小拱度的小展弦比水翼,在计算其非定常水动升力和俯仰力矩时,需要考虑舵叶的三Teodorsen维效应,即需要对 理论进行修正。设水的密度为 ρ ,舵叶半弦长为b,展长为l, w aˉ 为舵叶剖面中心到刚心(转轴位置)的距离占半弦长的百分比,如刚心在舵叶剖面中心后方,则 aˉ 3)。那么,对有限展长舵叶,其水动升力为正(图及俯仰力矩可表示为

其中:AR为展弦比;τ 为形状参数(与AR有关),如4图 所示。 用 v - g 法做颤振分析的具体方法如下: 1)通过求解广义特征值问题(式(20)),得到g v ω随k的变化函数,画出 v - g 和 v - ω函数; 2)当 =0 g 时,系统处于临界状态,正好出现颤振,此时的 v 即为颤振速度 v ,而 ω则为颤振F

频率; 3)当 <0 g 时,系统是稳定的,没有发生颤振; 4)当 >0 g 时,系统是不稳定的,已经发生了颤振。水下航行体颤振通常发生在质量比较小的情况,此时,当流速小于颤振速度,系统就已经是发散的,因此这类颤振通常对低速航行体是危险的。水下航行体舵属于低质量比系统,其舵颤振属于低速颤振问题。

2 水下航行体舵叶颤振特性分析 2.1 分析参数

根据上述计算理论,通过对某水下航行体舵叶进行建模计算,并对整个简化舵系统进行湿模态计算,可得颤振计算所需的如下参数: 1)展长:l =3.19 m; 2 + + mtotal= )舵叶质量 水质量 内部舵轴质量: 3 202 kg; 3)3/4翼展处半弦长:b=0.9 m; 4 bcg= )质心所在位置处翼段的半弦长: 1.043 5 m;

2.2 特性分析

通过对舵系统颤振特性理论分析可知,舵系统的升沉和扭转刚度、舵叶压力中心、刚心和质心三者的相对位置,以及舵的集中质量和附加质量的比值对舵低速颤振有较大的影响。为研究这些因素对舵低速颤振的影响规律,根据舵低速颤振计算模型,分别改变 a ,μ ,rα ,xa ,Rω 的值,计算颤振速度。5 6 为-0.2 0从图 和图 可以看出,当 xa 和 的时候,都未发生颤振,说明质心与刚心重合或质心在0~50刚心前面,当无量纲质量比 μ 在 范围内变化,不会发生颤振。 7由图 可知,当 xa 减小时,可以有效提高颤振临界速度,当 xa 减小到一定程度时,将很难发生颤振。此外,每一条曲线都存在一个极小值 μm 。当 μ  μm 时,随着 μ ® 0 ,颤振速度将以非常陡的斜率上升,较难发生颤振。当 μ > μm 时,随着 μ 的增大,颤振速度将缓慢增大,较容易发生颤振。由此可知,一般情况下,对于给定的结构,m和 ωα 不变,舵在高密度的介质中的质量比较小,几乎没有颤振的危险。8 1由图 可见,当频率比 Rω 在 左右时,颤振速度接近最小。若增加ωα 而保持 Rω 不变,则 v 将F与 ωα 成正比增加。当 Rω < 1时,如果单独增加ωα ,则因 Rω减小而使v 的值将有更大的增加。若F增加 ωh ,则当 Rω < 1时,v 也相应减小。由此可F见,对这时的参数组合,颤振的主要模态是扭转模态,即扭转分支首先变得不稳定,因此,增加扭转刚度可以使颤振速度大幅提高。此外,由图可见,质心相对刚心位置的无量纲量 xa 前移可提高v 。通F常可以采用在水翼前缘增加配重来使得质心前移。 5)单位展长的质量:m=mtotal/l=1 003 kg/m; 6 )质心到中心的距离的无量纲量值: εcg =- 0.157 7 ; 7 )刚心到中心距离的无量纲量值: a =- 0.48 ; 8 )刚心到质心距离的无量纲量值: xa = 0.322 3 ; 9 )单位展长舵叶对刚心的质量静矩: Sα = 291.16 kg ; 10)单位展长舵叶对刚心的质量惯性矩可以约等于:Iα = 371.3 kg × m ; 11 )舵叶对刚心的无量纲回转半径: rα = 0.583 ; 12)频率比的无量纲量值:Rω = ωh /ωα ; 13)无量纲质量 μ = m/(πρ b2) = 0.395 。w 5对于线性颤振计算,共有 个无量纲参数,分别是 a ,μ ,rα ,xa ,Rω 。它们的初始值分别为: =-0.48,μ =0.395,rα a = 0.583 ,xa =0.322 3,Rω = 0.549 9。

3 舵系统流激振动试验研究

为进一步研究各因素对舵系统流激振动的影响,在上述基础上开展舵系统流激振动试验研究。

3.1 试验模型

3试验模型由舵叶、轴和台架 个部分组成。2考虑 个舵叶模型,一个为等截面舵叶,另一个NACA0017为非等截面舵叶。等截面舵叶模型为0.5 mm翼型,使用不锈钢制作,蒙皮为 ,弦侧为1mm 1/4,1/2,3/4 1mm ,沿展长 处分别用 肋支撑。9舵叶型线图如图 所示,舵叶的具体参数如1 >0,质心表 所示,其中,刚心在弦中点之后时 aˉ >0。在刚心之后时 xa NACA0017非等截面舵叶模型的截面仍为 翼型,使用塑料制作,内部为空心,可在内部通过重10块调节质量和质心等参数,如图 所示。舵叶的2具体参数如表 所示。

试验模型中舵轴承处采用可调式支撑结构进11),舵 4行支撑刚度调节(图 杆处设置 组弹簧进行扭转刚度、舵角的调节,为模拟不同的质心和刚心位置,制作了多组舵结构模型,内部采用空心结构,利用重块调节舵叶的结构质量、质心位置等参数。 支撑刚度模拟主要是在台架和舵轴结构之间固定有支撑弹簧,舵轴结构内含有轴承从而不会约束舵轴的扭转,当轴在流激作用下进行升沉运动时,支撑弹簧就会产生反力,从而模拟支撑刚度。支撑刚度的大小主要通过改变支撑弹簧的刚度实现。扭转刚度模拟采用了一组垂直于舵扭杆的弹簧组成,并且可以通过调节弹簧到轴系的距离来改变扭转刚度的大小。

3.2 试验条件

利用重力式水洞研究舵—杆模型系统的流激振动特性,测试不同组合工况下试验模型的流激振动响应,掌握舵系统流激振动特性。该水洞工作6.0 m,横截面为0.7 m×0.7 m,最高水速5 m/s,段长流速不均匀度<1%,紊流度<0.5%,如图12所示。

3.3 试验方法

将试验台架(包括支撑钢片和扭转弹簧等)放置在水洞外,而舵叶放置在水洞中(舵叶距离水洞5cm侧面 )。根据试验要求,调整好舵叶攻角、支撑和扭转刚度,然后开启水洞的水泵,采用比托管记录实验段内的流速,使流速按照一定的间隔从小逐渐增大,记录不同流速下舵杆系统的振动数据。试验模型的振动采用激光测振仪和加速度传感器进行测量。

3.4 试验结果 3.4.1 支撑刚度对舵模型振动影响规律

通过调节改变试验台架支撑刚度,根据实际情=9.0×104,3.0×105,1.5×106 N/m,况选取支撑刚度 kh分别在不同航速下进行舵模型的流激振动试验, =5°,kα =282(N·m)/rad,aˉ =-0.48,其他参数为:α =0.042 m,测xa 得支撑刚度改变对舵模型振动幅值及频率的影响规律。13由图 结果可知在不同支撑刚度下,舵系统升沉和扭转振动频率随流速的变化特性。由图可知,升沉和扭转振动频率均在各自的固有频率附近变化,即两类流激振动均属于各自固有频率附近的低频振动,并且支撑刚度越大,舵系统的升沉运动频率值越大,扭转运动频率值反而越小。 =2.03 m/s对特定流速 v 时不同支撑刚度下舵叶表面加速度传感器采集到的信号进行快速傅立叶变换,得到频域下的升沉运动加速度变化曲线14如图 所示。而对该流速时不同支撑刚度下扭转杆件上加速度传感器采集到的信号进行快速傅立叶变换,得到频域下的扭转运动加速度变化曲15线如图 所示。

14 15根据图 和图 分析可知,在相同流速下,支撑刚度越大,舵叶升沉运动和扭转运动的幅值越小,对于一阶升沉运动的影响最大。由此可知,舵叶的支撑刚度对舵叶升沉和扭转运动的影响最大,在一定范围内提高支撑刚度有利于控制舵叶的流激振动。

3.4.2 扭转刚度对舵模型振动影响规律

通过调节改变试验台架的扭转刚度,根据实=282,704,1 348 N·m/rad,际情况选取扭转刚度 kα分别在不同航速下进行舵模型的流激振动试验, =5° ,kh =1.5×106 N/m,aˉ =-0.48,其他参数为: α =0.042 m,测得扭转刚度改变对舵模型振动幅xa值及频率的影响规律。16图 给出了不同扭转刚度条件下,舵系统升沉和扭转振动频率随流速的变化特性。由图可知,升沉和扭转振动频率均在各自固有频率附近变化,随着扭转刚度的增大,舵系统扭转运动的频率逐渐增大,而升沉运动频率值没有明显变化。=2.03 m/s对特定流速 v 时不同扭转刚度下舵 叶表面加速度传感器采集到的信号进行快速傅立叶变换,得到频域下的升沉运动加速度变化曲线17如图 所示。而对该流速时不同扭转刚度下扭转杆件上加速度传感器采集到的信号进行快速傅立叶变换,得到频域下的扭转运动加速度变化曲18线如图 所示。

17~图18根据图 分析可知,扭转刚度的增大对舵叶扭转运动最大幅值有明显的抑制作用,但1是升沉运动的第 阶运动幅值则会出现增大。

3.4.3 刚心位置对舵模型振动影响规律

通过调节刚心到弦中点的距离,分别在不同航速下进行舵模型的流激振动试验,根据实际情=-0.24,-0.48,-0.81,其他参数况选取刚心位置 aˉ =5° ,kh =1.5×106 N/m,kα =282(N·m)/rad,为: α =0.042 m,测得刚心到弦中点的距离变化对舵xa模型振动幅值及频率的影响规律。19 =5°,kh =1.5×106 N/m,在图 中,给出了当 α =282(N·m)/rad,xa =0.042 m kα 时,不同刚心位置下,舵系统升沉和扭转振动频率随流速的变化特性。由图可知,升沉和扭转振动频率均在各自的固有频率附近变化,即两类流激振动均属于各自固有频率附近的低频振动,并且总体看来,刚心最=-0.81)是,扭转运动频率值最大,而靠近导边( aˉ升沉运动频率值最小。 =2.03 m/s对特定流速 v 时不同刚心位置下舵叶表面加速度传感器采集到的信号进行快速傅立叶变换,得到频域下的升沉运动加速度变化曲线20如图 所示。而对该流速时不同刚心位置下扭转杆件上加速度传感器采集到的信号进行快速傅立叶变换,得到频域下的扭转运动加速度变化曲21线如图 所示。20~图21根据图 分析可知,刚心位置到导边距离的减小对舵叶升沉运动的最大幅值有明显的抑制作用,对扭转运动的最大幅值影响不明显,但是对扭转振动的频率有增大的趋势。

3.4.4 质心位置对舵模型振动影响规律

通过调节质心位置,根据实际情况选取质心 =0.03,0.042,0.05 m,分别在不同航速下进位置 xa =5°,行舵模型的流激振动试验,其他参数为: α =1.5×106 N/m,kα =282(N·m)/rad,aˉ =-0.48,测kh得质心位置变化对舵模型振动幅值及频率的影响规律。22 =5°,kh =1.5×106 N/m,在图 中,给出了当 α =282(N·m)/rad,aˉ =-0.48 kα 时,不同质心位置下,舵系统升沉和扭转振动频率随流速的变化特性。由图可知,升沉和扭转振动频率均在各自的固有频率附近变化,即两类流激振动均属于各自固有频率附近的低频振动。=2.03 m/s对特定流速 v 时不同质心位置下舵叶表面加速度传感器采集到的信号进行快速傅立叶变换,得到频域下的升沉运动加速度变化曲线23如图 所示。而对该流速时不同质心位置下扭转杆件上加速度传感器采集到的信号进行快速傅立叶变换,得到频域下的扭转运动加速度变化曲24线如图 所示。23~图 24根据图 分析可知,相同流速下,质心到刚心的距离越大(质心均在刚心之后),舵叶

升沉运动的幅值越大,但是扭转运动的幅值相对降低。因此,质心位置离刚心的距离越小对于控制舵叶的升沉运动越有利。

4结论

通过建立参数可调的舵系统流激振动试验模 型,并开展系列试验,发现试验结果与理论计算趋势基本一致。主要结论如下: 1)增大支撑刚度,可以显著减小舵系统升沉振动加速度级幅值,因此在设计中,可以尽可能增大支撑刚度。2)增大扭转刚度虽然可以降低扭转振动加速度级幅值,但同时也会增大升沉振动加速度级的幅值,因此在设计中,扭转刚度的合理选择很关键,并不是越大越好。3)刚心位置对舵系统的扭转振动加速度级幅值影响不是很显著,但刚心位置适当向前偏,可以显著减小舵系统的升沉振动加速度级幅值,因此在设计中可以考虑在满足舵系统稳定性及相关水动力和结构性能的前提下,将刚心位置适当向前偏。4)质心位置对舵系统的扭转振动加速度级幅值影响不是很显著。在低速情况,如果质心适当向前偏一些,则升沉振动加速度幅值可降低。本研究建立了舵系统流激振动计算模型,开展理论计算,分析舵低速颤振的影响因素和作用规律,并进行流激振动试验,研究舵系统流激振动影响因素及规律,可为工程研制中舵系统流激振动设计提供参考。但同时也可以看到,由于试验条件有限,模型等效缩尺比例较大,试验系统中还存在着间隙、摩擦等非线性因素,无法完全等效处理,对试验结果产生了一定的影响,试验结果与理论计算尚无法进行量化对比验证,因此有必要加强非线性因素对流激振动量化影响的研究。

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图1 舵系统示意图Fig.1 Schematic of the rudder system

图3 有限展长舵叶水动计算模型Fig.3 Hydrodynamic calculation model of the limited span rudder

图2 舵振动力学模型Fig.2 Vibration dynamic model of the rudder system

13图 不同支撑刚度下舵系统运动频率值随流速变化特性Fig.13 The varying characteristics of rudder system motion frequency under different support stiffness

12图 重力式水洞Fig.12 Gravitation water tunnel

11图 试验模型Fig.11 Experimental model

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