2. 江苏省绿色船舶技术重点实验室, 江苏 无锡 214082
2. Jiangsu Key Laboratory of Green Ship Technology, Wuxi 214082, China
2014年,国内海军装备研究院马骋等[1]提出了一种低噪声多叶耦合螺旋桨新构型,并通过数值计算和模型试验方法开展了性能研究,取得了较好的效果。这种新构型的主要特点是将多个桨叶(多达6~12叶)沿轴向错位多层耦合布置,有利于在叶数增加的情况下降低根部翼栅效应,从而减小螺旋桨的非定常力和低频噪声、改善叶片空泡性能和提高推进效率。和常规螺旋桨一样,耦合桨在实际工程应用中也需要考虑毂涡消除和能量回收的问题,毂帽鳍作为一种重要的消涡手段,具有结构简单、安装方便的特点,与耦合桨匹配使用同样可以达到很好的消涡节能效果。
新型低噪声耦合桨构型新颖,增效降噪潜力大,但是到目前为止,国内外并没有关于耦合桨毂帽鳍设计的相关文献,只能借鉴常规桨毂帽鳍的研究成果。毂帽鳍又称为消涡鳍,在1987年作为一种新型的节能装置被正式提出的,到2010年为止,已经有1 800多艘实船上安装了毂帽鳍,取得了很好的节能效果[2]。Ouchi等[3-4]进行了毂帽鳍流态显示试验;Kai等[5]通过数值计算分析了毂帽鳍的节能机理;Hsin等[6]用CFD工具对毂帽鳍的各种参数进行了考察,得出结论影响毂帽鳍节能效果最主要的因素是鳍片的螺距角以及安装角。国内也有很多学者对毂帽鳍的节能机理等问题进行过研究,王超[7]采用CFD方法分析了影响毂帽鳍水动力性能的几个参数,并给出了相关建议;李鹏程[8]建立了螺旋桨毂帽鳍粘势耦合设计方法,对设计结果进行了模型试验验证;马骋等[9]将螺旋桨与毂帽鳍作为一个整体进行一体化优化设计,并在设计过程中融入桨叶根部加载的设计思想。除此之外国内还有大量学者开展了相关研究工作[10-11]。
毂帽鳍设计参数主要包括叶数、直径、螺距和安装角度等。对于常规桨毂帽鳍,鳍叶数一般取和螺旋桨叶数相同为宜,鳍叶直径取螺旋桨直径0.18~0.33倍为宜[12],而耦合桨毂帽鳍设计参数选取规律还有待研究。本文以某耦合桨为研究对象,采用数值方法分析了叶数、周向安装角度和直径等参数对毂帽鳍流场和节能效果的影响,可以为耦合桨毂帽鳍设计时主参数的选取提供指导和依据。
1 研究对象 1.1 耦合桨模型本文以某10叶耦合螺旋桨(以下简称耦合桨)为研究对象,其主要参数如表 1所示,其三维造型见图 1。
Download:
|
|
本文中与耦合桨匹配的毂帽鳍为变螺距角类型,其螺距角径向分布如图 2所示,该毂帽鳍根部螺距角小,梢部螺距角大,这种螺距角分布形式有利于在消除毂涡的同时很好地改善鳍叶本身压力分布。在研究鳍叶叶数、周向安装角和直径等参数影响时,毂帽鳍螺距角保持不变。
Download:
|
|
采用CFD数值方法,对耦合桨与毂帽鳍进行整体计算,在惯性直角坐标系下,定义坐标轴x为螺旋桨的旋转轴,指向下游为正。控制方程采用Reynolds平均的Navier-Stokes(RANS)[13]方程,基于压力的离散求解,其中对流项采用二阶迎风格式进行空间离散,耗散项采用二阶中心差分格式进行离散。由于考虑到模型壁面剪切力的影响,为了能够较好地模拟强逆压梯度流场,本文所采用的是SST(shear stress transport) k-ω[14]模型,该模型混合了k-ω模型和k-ε模型的优势,能够计算流动分离区域,是目前二方程湍流模型中最为经典的模型之一,在粘性绕流场的计算方面有很好的优势。但是对Y+值有着一定的要求,一般认为在30~200为宜[15],Y+函数定义如式(1)所示,它表示的是第1层网格节点距壁面的无量纲距离:
$ {Y^ + } = \frac{Y}{\mu }\sqrt {\rho {\tau _\omega }} $ | (1) |
式中: Y是单元中心到壁面的距离;μ是流体的动力粘度;ρ是流体密度;τm是壁面切应力。
计算域为一个长方体流域,边界条件设定如图 3所示,入口和周围壁面距桨盘面6D(D为耦合桨直径),出口距桨盘面9D,螺旋桨和毂帽鳍旋转运动通过多参考系(MRF)[16]模型进行模拟,转速n=25 rad/s,入口水速通过计算进速系数换算得到V=J0nD,J0为进速系数, 毂帽鳍参数影响分析时进速系数选择为J0=0.6。计算采用切割体网格形式,计算网格总数为450万,网格细节如图 4所示。
Download:
|
|
Download:
|
|
为了确定数值方法的有效性,本文研究过程中首先选择加工了一个叶数为5叶,毂径比为0.29的毂帽鳍与耦合桨进行匹配,并在中国船舶科学研究中心空泡水筒中开展了节能增效试验。试验模型见图 5,空泡水筒工作段见图 6。
Download:
|
|
Download:
|
|
图 7为空泡水筒毂帽鳍试验照片。仅安装光帽时,桨毂后方存在极为严重的毂涡,安装毂帽鳍后毂涡被完全抑制,虽然鳍叶本身有空泡发生,但这种空泡本质上属于片空泡,相对涡空泡类型的毂涡空泡,其尺度效应小,只要毂帽鳍片空泡起始晚于桨叶叶背片空泡就可被接受。
Download:
|
|
图 8所示为不同进速系数下耦合桨-毂帽鳍增效CFD计算值与试验结果对比,图中数据显示二者增效变化趋势一致,量值上相差在1%以内。一方面是计算状态为敞水开阔水域,但空泡水筒中试验状态为均匀来流,有筒壁效应存在,实际工作进速点有差别;另一方面毂帽鳍相对于螺旋桨来说尺寸要小,对网格数量和计算精度要求更高,根据以往计算经验,大多数情况增效计算值都会比试验值偏小。总的来看,计算精度在可接受范围之内,本文采用的数值方法可靠有效。
Download:
|
|
本文中选取的耦合桨叶数为10叶,前组和后组桨叶各5叶,因此既可看做10叶单桨,又可认为是5叶双桨,毂帽鳍叶数的选取无法根据传统经验去进行简单判断。为了研究毂帽鳍叶数影响,分别选取毂帽鳍叶数为5叶、7叶和10叶,与耦合桨进行匹配计算,如图 9所示。鳍的直径均取0.29D。毂帽鳍周向布置时,任意选取一片鳍叶和螺旋桨前桨叶作为参考叶,让鳍叶位于前桨叶的螺旋线延长线上,经计算,鳍叶参考线落后前桨叶参考线81.2°时刚好满足要求,如图 10所示。
Download:
|
|
Download:
|
|
图 11给出了不同叶数毂帽鳍后方流线和压力分布情况。可以看到无毂帽鳍时,毂帽后方流体存在强烈的旋转运动,尤其在桨毂中心区域,往下游泄出的流线呈规整的螺旋状分布,毂帽后方有较大范围的低压区存在,最小压力系数为-11.93;安装有毂帽鳍后,毂涡运动明显变弱,桨毂中心流线开始松散开来,毂帽紧后方的压力也得到了显著提升,有利于毂涡空泡抑制,同时也会减小桨毂自身阻力。另外,对比不同叶数毂帽鳍可以发现,鳍叶叶数越多,桨毂后方压力提升越明显,耦合桨毂涡消除效果越好,其中10叶毂帽鳍后方最小压力系数仅为-2.733。
Download:
|
|
耦合桨匹配不同叶数毂帽鳍后其水动力计算结果如图 12所示。计算结果显示5叶毂帽鳍增效为3.49%,7叶毂帽鳍增效为3.85%,10叶毂帽鳍增效为4.19%,毂帽鳍叶数越多,增效越明显,和流场分析结果相吻合。这表明耦合桨虽然由前后2组桨叶错开布置,但在毂帽鳍叶数选取时,仍需以2组桨叶叶数之和作为参考。
Download:
|
|
由于毂帽鳍周向安装角度具备一定的周期性,因此在研究毂帽鳍周向安装角度对耦合桨水动力性能的影响时,考虑将周期角度分为6个间隔角度进行计算,其中5叶鳍计算间隔角度为12°;7叶鳍计算间隔角度为8.6°;10叶鳍计算间隔角度为6°,取鳍叶位于前桨叶的螺旋线延长线上作为第1个计算基准角度,再由此顺时针推算其他计算状态的安装角度,具体计算工况如表 2所示。
图 13给出了不同安装角“耦合桨-毂帽鳍”系统水动力计算结果,分析可知:
Download:
|
|
1) 对于5叶毂帽鳍,工况1、工况3和工况4相对来说增效较高,分别为3.49%、3.50%和3.43%,这3个位置分别对应前桨叶根部螺旋线延长线、落后后桨叶根部螺旋线延长线12°和后桨叶根部螺旋线延长线。这表明5叶毂帽鳍沿前桨或者后桨螺旋线安装效率提升均比较明显,而安装角略落后后桨螺旋线安装效率最佳;
2) 对于7叶毂帽鳍,不同安装角度耦合桨整体效率几乎没有发生变化,主要是因为消涡鳍叶数与桨叶数目非匹配状态,不同安装角度下总会有消涡鳍的叶片和耦合桨叶错开,因此任意安装角度之间差别不大;
3) 对于10叶毂帽鳍,工况1增效最高,为4.19%,其次是工况6,为4.17%。效率变化趋势表明,10叶毂帽鳍沿前、后桨叶根部螺旋线延长线安装效率提升最高;随着鳍叶片与前桨叶根螺旋线逐渐错开,效率开始慢慢下降,位于前后桨叶根螺旋线中间时效率提升最小;当鳍叶片进一步与前桨叶根螺旋线错开,此时鳍叶片开始慢慢接近后桨叶根螺旋线位置,效率又开始慢慢提升。
4.3 毂帽鳍直径比影响分析固定消涡鳍叶数为10叶,安装角度为后桨叶根部螺旋线延长线,对不同直径毂帽鳍进行水动力计算,增效计算结果如图 14所示。从计算结果看,随着消涡鳍直径的增大,效率提升效果越来越显著,在毂帽鳍直径与螺旋桨直径比值为0.41时,增效最高, 为5.43%。
Download:
|
|
为了更好地分析毂帽鳍对尾流能量的回收情况,提取计算模型桨毂后方5 mm位置处的截面切向速度径向分布进行分析。图 15给出了不同直径比的毂帽鳍桨毂后方切向速度径向分布曲线,无毂帽鳍时,耦合桨桨毂后方切向速度分量较大;安装毂帽鳍后,切向速度被有效回收,量值迅速减小。可以看到,在一定范围内,毂帽鳍直径比越大时,对尾流切向速度回收效果越好,直径比为0.41时,增效最高,此时桨毂后方无量纲切向速度整体更接近于0;而当直径比为0.45时,桨毂中心区域甚至出现了负的较大切向速度,说明此时尾流切向速度被过分矫正,反而对效率不利。
Download:
|
|
1) 耦合桨-毂帽鳍增效CFD计算值与试验值对比结果显示不同进速下二者增效变化趋势一致,量值上相差在1%以内,验证了本文数值方法的可靠有效性;
2) 鳍叶叶数5~10叶变化时,叶数越多,桨毂后方压力提升越明显,耦合桨毂涡消除效果越好。表明耦合桨虽然由前后2组桨叶错开布置,但毂帽鳍叶数选取仍需以2组桨叶叶数之和作为参考;
3) 不同叶数毂帽鳍最佳安装角略有不同。对于5叶毂帽鳍,安装角略落后后桨螺旋线安装效率最佳;对于7叶毂帽鳍,不同安装角度耦合桨整体效率几乎没有发生变化;对于10叶毂帽鳍,沿前、后桨叶根部螺旋线延长线安装效率提升最高;
对于本文研究的耦合桨,直径比为0.41时,增效最高,此时桨毂后方无量纲切向速度整体更接近于0,耦合桨毂帽鳍最佳直径比相比常规螺旋桨要偏大,具体机理还需进一步分析研究。
[1] |
马骋, 钱正芳, 陈科, 等. 新型低噪声多叶耦合螺旋桨性能研究[J]. 船舶力学, 2014, 18(8): 889-897. MA Cheng, QIAN Zhengfang, CHEN Ke, et al. Research on performance of a new-type low-noise multi-blade coupling propeller[J]. Journal of ship mechanics, 2014, 18(8): 889-897. DOI:10.3969/j.issn.1007-7294.2014.08.003 (0) |
[2] |
NOJIRI T, ISHⅡ N, KAI H. Energy saving technology of PBCF (propeller boss cap fins) and its evolution[J]. Marine engineering, 2011, 46(3): 350-358. DOI:10.5988/jime.46.350 (0)
|
[3] |
OUCHI K, OGURA M, KONO Y, et al. A research and development of PBCF (Propeller Boss Cap Fins): improvement of flow from propeller boss[J]. Journal of the society of naval architects of Japan, 1988, 1988(163): 66-78. DOI:10.2534/jjasnaoe1968.1988.66 (0)
|
[4] |
OUCHI K, TAMASHIMA M, KAWASAKI T, et al. A research and development of PBCF (Propeller Boss Cap Fins):2nd report: study on propeller slipstream and actual ship performance[J]. Journal of the society of naval architects of Japan, 1989, 1989(165): 43-53. DOI:10.2534/jjasnaoe1968.1989.43 (0)
|
[5] |
KAI H, BITO S, MIURA Y. Study on clarification of hydrodynamic mechanisms of PBCF by CFD[J]. Journal of the Japan society of naval architects and ocean engineers, 2009, 10: 37-47. DOI:10.2534/jjasnaoe.10.37 (0)
|
[6] |
HSIN C Y, LIN B H, LIN C C. The optimum design of a propeller energy-saving device by computational fluid dynamics[M]//CHOI H, CHOI H G, YOO J Y. Computational Fluid Dynamics 2008. Berlin, Heidelberg: Springer, 2009: 655-660.
(0)
|
[7] |
王超, 常欣, 黄胜, 等. 影响桨毂帽鳍助推效率的主要参数[J]. 海军工程大学学报, 2010, 22(4): 6-11. WANG Chao, CHANG Xin, HUANG Sheng, et al. Discussion of main parameters influencing assistant thrust efficiency of propeller boss cap fins[J]. Journal of Naval University of Engineering, 2010, 22(4): 6-11. (0) |
[8] |
李鹏程. 毂帽鳍设计方法[D]. 北京: 中国舰船研究院, 2012. LI Pengcheng. The design method of propeller boss cap fin[D]. Beijing: China Ship Research and Development Academy, 2012. (0) |
[9] |
MA Cheng, CAI Haopeng, QIAN Zhengfang, et al. The design of propeller and propeller boss cap fins (PBCF) by an integrative method[J]. Journal of hydrodynamics, ser. B, 2014, 26(4): 586-593. DOI:10.1016/S1001-6058(14)60066-4 (0)
|
[10] |
徐梦雨, 纪卓尚, 管官. 螺旋桨毂帽鳍参数定量设定的优化匹配研究[J]. 船舶工程, 2014, 36(S1): 44-47, 98. XU Mengyu, JI Zhuoshang, GUAN Guan. Optimal matching research on propeller boss cap fins with specific parameters[J]. Ship engineering, 2014, 36(S1): 44-47, 98. (0) |
[11] |
马艳, 辛公正, 施小勇, 等. 螺旋桨毂帽鳍节能装置的数值评估与试验研究[J]. 中国造船, 2011, 52(S1): 7-18. MA Yan, XIN Gongzheng, SHI Xiaoyong, et al. Numerical evaluation and experimental study of energy saving device-propeller Boss Cap Fins[J]. Shipbuilding of China, 2011, 52(S1): 7-18. (0) |
[12] |
黄胜. 船舶推进节能技术与特种推进器[M]. 哈尔滨: 哈尔滨工程大学出版社, 1998.
(0)
|
[13] |
王福军. 计算流体动力学分析-CFD软件原理与应用[M]. 北京: 清华大学出版社, 2004.
(0)
|
[14] |
MENTER F R. Two-equation eddy-viscosity turbulence models for engineering applications[J]. AIAA journal, 1994, 32(8): 1598-1605. DOI:10.2514/3.12149 (0)
|
[15] |
纪兵兵, 陈金瓶. ANSYS ICEM CFD网格划分技术实例详解[M]. 北京: 中国水利水电出版社, 2012: 252-255.
(0)
|
[16] |
LI Liang, ZHOU Bin, LIU Dengcheng, et al. The numerical analysis of influence of the hull heave motion on the propeller exciting force characteristics[C]//Proceedings of the 6th International Symposium on Marine Propulsors. Rome, Italy, 2019.
(0)
|