推力鰭對吊艙推進(jìn)器水動力性能的影響

汪小翔

(中國特種飛行器研究所 高速水動力航空科技重點(diǎn)實驗室，湖北 荊門 448035)

推力鰭對吊艙推進(jìn)器水動力性能的影響

汪小翔

(中國特種飛行器研究所 高速水動力航空科技重點(diǎn)實驗室，湖北 荊門 448035)

考慮利用螺旋槳旋轉(zhuǎn)尾流能量以及提高航向穩(wěn)定性，提出一種帶推力鰭的吊艙推進(jìn)器，采用CFD方法計算其不同進(jìn)速下的推力系數(shù)、轉(zhuǎn)矩系數(shù)以及側(cè)向力，并與常規(guī)吊艙推進(jìn)器水動力性能進(jìn)行了比較。結(jié)果表明，加推力鰭后推進(jìn)效率最大提高達(dá)1.6%，航向穩(wěn)定性也明顯改善，鰭的存在有效分割了螺旋槳旋轉(zhuǎn)尾流，引起誘導(dǎo)速度及艙體壓力的變化。

吊艙推進(jìn)器；敞水性能；推力鰭;尾流

吊艙推進(jìn)器的概念[1]首先由芬蘭的Kvaerner Masa-Yard和ABB公司提出，其最明顯的突破就是改變了常規(guī)的螺旋槳經(jīng)過電機(jī)長軸系的帶動方式，螺旋槳直接和置于吊艙體中的驅(qū)動電機(jī)相連，懸掛在船體底部的整個模塊可以靈活的實現(xiàn)全方位的轉(zhuǎn)動，省去了較長的軸系裝置以及傳統(tǒng)的操舵設(shè)備，使得船舶的操縱性以及機(jī)動能力得到大幅度提高。圖1為ABB公司生產(chǎn)的最具市場占有率的Azi吊艙推進(jìn)器。

圖1 Azi吊艙推進(jìn)器

關(guān)于吊艙推進(jìn)器水動力性能的研究，理論方法主要包括基于勢流理論的升力面法和面元法,以及基于粘性流的計算方法;試驗方面已經(jīng)開發(fā)出了各自的試驗平臺，形成了較為成熟的數(shù)值模擬方法和試驗程序。而國內(nèi)方面，郭春雨等[2]應(yīng)用混合面模型計算了吊艙推進(jìn)器的定常水動力性能，楊晨俊等[3]采用面元法，對螺旋槳與吊艙的相互影響進(jìn)行了時間平均及迭代處理，通過計算分析吊艙對槳葉載荷分布的影響。

利用CATIA與FORTRAN聯(lián)合建立某吊艙推進(jìn)器的數(shù)值模型，采用CFD軟件對其敞水性能進(jìn)行數(shù)值模擬，驗證計算方法的可靠性。在此基礎(chǔ)上，于艙體兩側(cè)加裝推力鰭，計算其敞水性能并與普通吊艙推進(jìn)器進(jìn)行對比，對其各部分的壓力分布、側(cè)向力大小、流場特性進(jìn)行分析，探討推力鰭對吊艙推進(jìn)器水動力性能的影響。

1 控制方程與湍流模型

1.1 控制方程

三維不可壓流動連續(xù)性和動量方程[4]為

(1)

(2)

1.2 湍流模型的選取

湍流模型使用重組化群k-ε模型[4]，模型中的常數(shù)與標(biāo)準(zhǔn)k-ε不同，而且方程中也出現(xiàn)了新的函數(shù)或項，所得的湍動能和耗散率方程與標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型相似，為

(3)

(4)

與標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型相比，RNGk-ε模型的改進(jìn)之處在于：①通過修正湍流粘度，考慮了平均流動中的旋轉(zhuǎn)及旋流流動情況；②在ε方程中增加了一項用以反映主流的時均應(yīng)變率Eij。這樣，RNGk-ε模型中產(chǎn)生項不僅與流動情況有關(guān)，而且在同一問題中也還是空間坐標(biāo)的函數(shù)。

2 多參考系模型

由于涉及到螺旋槳與支架之間的相對運(yùn)動，采用多參考系(MRF)模型[5]來實現(xiàn)螺旋槳的轉(zhuǎn)動。它是一種定常計算模型，相當(dāng)于旋轉(zhuǎn)速度區(qū)域的一個穩(wěn)態(tài)近似。模型中假定網(wǎng)格單元做勻速運(yùn)動，這種方法適用于網(wǎng)格區(qū)域邊界上各點(diǎn)的相對運(yùn)動基本相同的問題。模型運(yùn)動網(wǎng)格區(qū)域與靜止網(wǎng)格區(qū)域間的數(shù)據(jù)傳遞見圖2。

圖2 數(shù)據(jù)傳遞示意

3 計算的前處理

3.1 幾何模型與計算域的創(chuàng)建

建立普通吊艙推進(jìn)器模型，吊艙推進(jìn)器的艙體為橢球形，其支架截面形狀為橢圓形，吊艙及螺旋槳主要參數(shù)[6]見表1。

表1 吊艙主要幾何參數(shù)

表2 螺旋槳主要參數(shù)

計算模型是在直角坐標(biāo)系下建立的，如圖3所示，坐標(biāo)原點(diǎn)位于吊艙槳盤面中心處，X軸正方向與水流流入方向一致，X軸即螺旋槳的旋轉(zhuǎn)軸，Y軸正向沿吊艙推進(jìn)器支架的母線指向艙體外部，Z軸與XY平面垂直，滿足右手系法則，螺旋槳右旋(從吊艙向前看順時針方向為右)。在原有模型艙體兩側(cè)加裝推力鰭，截面翼型為NACA0016，弦長為0.09 m，展弦比為0.56，推力鰭前緣點(diǎn)位于X=0.05 m截面上。

圖3 吊艙推進(jìn)器數(shù)值模型

3.2 網(wǎng)格的劃分

為了合理地生成網(wǎng)格[7]，在保證計算準(zhǔn)確性的同時節(jié)約計算資源，將整個計算域分為3部分，每個部分形狀都是與螺旋槳同軸的圓柱體，采用混合網(wǎng)格生成方法，將螺旋槳和槳轂置于一個比槳直徑稍大的圓柱形控制域內(nèi)，對其進(jìn)行非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，特別是流動的關(guān)鍵部位如槳葉導(dǎo)邊隨邊進(jìn)行加密細(xì)化處理，對于不包含支架及艙體的流場外域進(jìn)行結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，整體網(wǎng)格從域首到域尾平滑過渡，整個計算域網(wǎng)格數(shù)為170萬，其中非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格數(shù)100萬。見圖4、5。

圖4 螺旋槳槳葉表面的網(wǎng)格劃分

圖5 吊艙表面網(wǎng)格

3.3 邊界條件及求解設(shè)置

計算域進(jìn)口邊界設(shè)定為速度入口；出口邊界設(shè)置為壓力出口；在外邊界同樣設(shè)置速度入口，槳葉槳轂吊艙支架均為無滑移固壁[8]條件。

壓力-速度耦合求解方式選擇SIMPLEC[9]方法，壓力修正方程、動量方程、湍動能方程和耗散率方程的空間差分離散格式選擇二階迎風(fēng)[10]，殘差設(shè)置為10-7，計算步數(shù)為4 000步，結(jié)果顯示收斂較好，滿足精度要求。

4 計算結(jié)果分析

4.1 普通吊艙推進(jìn)器計算值及與試驗值的對比

通過改變來流大小實現(xiàn)進(jìn)速系數(shù)的變化，螺旋槳轉(zhuǎn)速固定為1 200 r/min，計算了螺旋槳在不同工況下的推力系數(shù)，轉(zhuǎn)矩系數(shù)，并與實驗值[11]進(jìn)行了比較。

表3 推力系數(shù)與轉(zhuǎn)矩系數(shù)的實驗值與數(shù)值計算結(jié)果比較

由表3可見，在所計算工況范圍內(nèi)，推力系數(shù)比試驗值偏小，最大誤差為-4.8%，轉(zhuǎn)矩系數(shù)比試驗值偏大，最大誤差不超過4%。整體來看，轉(zhuǎn)矩系數(shù)與試驗值更接近，二者誤差均在較小范圍以內(nèi)，能夠達(dá)到工程實際應(yīng)用的精度要求，也說明了本文計算方法的正確性，為后續(xù)帶推力鰭干擾計算提供了依據(jù)。

5 帶鰭吊艙推進(jìn)器水動力性能分析

5.1 推力系數(shù)，轉(zhuǎn)矩系數(shù)及敞水效率的對比

在上述普通吊艙推進(jìn)器水動力性能計算的基礎(chǔ)上，對帶推力鰭吊艙推進(jìn)器進(jìn)行數(shù)值模擬，計算過程基本與普通吊艙推進(jìn)器一致，考慮帶鰭整體推力系數(shù)，即：

(5)

式中，Tp——螺旋槳產(chǎn)生推力；Th——槳榖產(chǎn)生推力；Ts——支架產(chǎn)生推力；Tt——鰭產(chǎn)生推力；Tpo——橢圓形吊艙產(chǎn)生的推力。轉(zhuǎn)矩系數(shù)仍由螺旋槳轉(zhuǎn)矩得出：

(6)

圖6 普通吊艙推進(jìn)器與帶鰭吊艙推進(jìn)器的推力系數(shù)比較

圖7 普通吊艙推進(jìn)器與帶鰭吊艙推進(jìn)器的扭矩系數(shù)比較

由圖6、7可見，在不同的進(jìn)速系數(shù)下，加裝推力鰭后，吊艙推進(jìn)器的推力系數(shù)與轉(zhuǎn)矩系數(shù)均有了一定的提高，推力系數(shù)最大增幅達(dá)3.1%。隨著進(jìn)速的增大，轉(zhuǎn)矩系數(shù)增大越多，轉(zhuǎn)矩系數(shù)最大增幅達(dá)3.8%,吊艙推進(jìn)器節(jié)能效果如下式計算所得。

式中：η2——加裝推力鰭之后的吊艙推進(jìn)器的推進(jìn)效率；

η1——普通吊艙推進(jìn)器推進(jìn)效率；節(jié)能效果見表4。

表4 推力鰭節(jié)能效果

由表4可見，在所計算的進(jìn)速系數(shù)范圍內(nèi)，推力鰭的節(jié)能效果隨著進(jìn)速系數(shù)的增大加減小，在進(jìn)速為0.9時，出現(xiàn)了負(fù)增長，整體來看，加裝推力鰭之后推力的增幅相比轉(zhuǎn)矩增幅要大，所以吊艙推進(jìn)器整體推進(jìn)效率提高。

5.2 側(cè)向力的對比

吊艙模塊一般單獨(dú)安裝在船底，如果所受側(cè)向力過大，對船舶的航向穩(wěn)定性會造成較大的影響，因此對吊艙推進(jìn)器所受側(cè)向力即Z軸方向的力進(jìn)行分析，結(jié)果見表5。其中：Tz1為普通吊艙推進(jìn)器總側(cè)向力;Tz2為帶鰭吊艙推進(jìn)器總側(cè)向力。

表5 吊艙推進(jìn)器所受側(cè)向力對比

圖8 普通吊艙推進(jìn)器各部分所受側(cè)向力

圖9 帶鰭吊艙推進(jìn)器各部分所受側(cè)向力

由圖8、9可見，吊艙推進(jìn)器所受側(cè)向力主要由緣自架及艙體，其余部分對側(cè)向力貢獻(xiàn)較小，普通吊艙推進(jìn)器側(cè)向力均為負(fù)值，即指向支架背流面外法線一側(cè)，其隨著進(jìn)速的增大而增大。加裝推力鰭后，吊艙推進(jìn)器側(cè)向力明顯改變，由低進(jìn)速下的正值過渡到高進(jìn)速下的負(fù)值，且進(jìn)速為0.5時支架產(chǎn)生側(cè)向力所占比重最大。隨著進(jìn)速增加,支架與艙體產(chǎn)生側(cè)向力相當(dāng)，計算的進(jìn)速系數(shù)范圍內(nèi)推力鰭產(chǎn)生側(cè)向力幾乎可以忽略不計。整體來看，帶推力鰭吊艙推進(jìn)器所受側(cè)向力小于普通吊艙推進(jìn)器，特別是高進(jìn)速系數(shù)下最為明顯，說明推力鰭能有效改善船舶航向穩(wěn)定性。

5.3 吊艙體壓力云圖分布情況

由于在高進(jìn)速下側(cè)向力改變最為顯著，取進(jìn)速為0.9這一工況進(jìn)行分析。見圖10、11。

圖10 支架及艙體迎流面壓力云圖

圖11 支架及艙體背流面壓力云圖

由圖10、11可見，加裝推力鰭之后吊艙及支架整體所受壓力明顯減小，特別是位于支架前端的最高應(yīng)力區(qū)域，普通吊艙推進(jìn)器最高壓力區(qū)出現(xiàn)在支架前端偏迎流面一側(cè)，帶推力鰭吊艙推進(jìn)器最高壓力區(qū)雖然也在支架前端，但基本處于支架正前方部位，同時在靠近支架尾部區(qū)域及鰭的上方出現(xiàn)了二個低壓區(qū)。再看背流面，加裝推力鰭之后，除了在支架前端產(chǎn)生了一個低壓區(qū)外，其余部分壓力梯度變化較小。整體而言，鰭的存在有效地分割了螺旋槳的旋轉(zhuǎn)尾流，使其旋轉(zhuǎn)效果減弱，支架及艙體兩側(cè)壓力分布變得相對均勻，使得側(cè)向力有效降低。

5.4 推力鰭前緣點(diǎn)所在截面誘導(dǎo)速度分布

在進(jìn)速系數(shù)為0.5時，對吊艙推進(jìn)器和帶推力鰭吊艙推進(jìn)器在X=0.05(推力鰭前緣點(diǎn))截面處誘導(dǎo)速度進(jìn)行對比分析。見圖12、13。

圖12 X=0.05 m位置處軸向速度分布

圖13 X=0.05 m位置處徑向速度分布

軸向誘導(dǎo)速度均為正值，速度等值線相對X軸中心對稱，變化趨勢均為由艙體向外先增加后減小。推力鰭的存在分割了原本連續(xù)的速度等值線，使Z軸正向一側(cè)推力鰭上方誘導(dǎo)速度增大，下方誘導(dǎo)速度變小，另一側(cè)推力鰭上下的誘導(dǎo)速度變化與Z軸正向正好相反。

徑向誘導(dǎo)速度即為指向艙體半徑方向的誘導(dǎo)速度，由圖12、13可見，加鰭后速度等值線的形狀和大小都改變較小，分布趨勢基本相同，均以X軸為中心成周期變化。

圖14 X=0.05 m位置處切向速度分布

兩者切向誘導(dǎo)速度在靠近艙體表面均為正值，向外逐漸減小(見圖14)，到半徑為0.6R左右時變?yōu)樨?fù)值，再隨著半徑增大誘導(dǎo)速度也增大。在推力鰭上下表面附近切向誘導(dǎo)速度明顯小于普通吊艙推進(jìn)器，這與壓力分析中推力鰭有效地減緩了螺旋槳的旋轉(zhuǎn)尾流也相符。

整體而言，加裝推力鰭對軸向誘導(dǎo)速度影響最大，切向誘導(dǎo)速度次之，對徑向誘導(dǎo)速度影響最小。

5 結(jié)論

1)普通吊艙推進(jìn)器在所計算的5個工況條件下，推力系數(shù)與轉(zhuǎn)矩系數(shù)誤差均在較小范圍以內(nèi)，能夠達(dá)到工程實際應(yīng)用的精度要求，說明了本文計算方法的正確性與可靠性。

2)在不同的進(jìn)速系數(shù)下，加裝推力鰭后，吊艙推進(jìn)器的推力系數(shù)與轉(zhuǎn)矩系數(shù)均有了一定的提高，但加裝推力鰭之后推力的增幅相比轉(zhuǎn)矩增幅要大，所以吊艙推進(jìn)器整體推進(jìn)效率提高，最大達(dá)1.6%，但隨著進(jìn)速的增加推進(jìn)效率增加量越少。

3)吊艙推進(jìn)器側(cè)向力主要由艙體和支架產(chǎn)生，整體而言推力鰭的存在能明顯減小吊艙推進(jìn)器所受側(cè)向力，特別是高進(jìn)速系數(shù)下最為顯著，說明推力鰭能有效改善船舶航向穩(wěn)定性。

4)加裝推力鰭后吊艙及支架整體所受壓力明顯減小，鰭的存在有效分割了螺旋槳旋轉(zhuǎn)尾流，使其旋轉(zhuǎn)效果減弱，支架及艙體兩側(cè)壓力分布變得相對均勻。

5)安裝推力鰭對吊艙推進(jìn)器軸向誘導(dǎo)速度影響最大，對徑向誘導(dǎo)速度影響最小，速度的變化與艙體支架壓力變化對應(yīng)，根據(jù)鰭對吊艙推進(jìn)器周圍流場的影響，可改變推力鰭的安裝角及其在艙體上的相對位置，進(jìn)一步優(yōu)化其水動力性能。

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Influence of Thrust Fins on Hydrodynamic Performance of Podded Propulsor

WANG Xiao-xiang

(AVIC Special Vehicle Research Institute, Key Aviation Scientific and Technological Laboratory of High-speed Hydrodynamic, Jingmen Hubei 448035, China)

In order to make use of the wake energy and improve the course stability, a kind of podded propulsor with thrust fins is put forward. The thrust coefficient, torque coefficient and lateral force as a function of advance coefficient are calculated by CFD. The results compared to the ordinary podded propulsor show that the open water efficiency increases 1.6 percent maximally，the course stability is also improved evidently; the wake is segmented by the thins, leading to the change of induced velocity and pressure of pod.

podded propulsor; open water efficiency; thrust fins; wake

10.3963/j.issn.1671-7953.2015.06.037

2015-09-09

汪小翔(1989-)，男，碩士，工程師

U664.3

A

1671-7953(2015)06-0158-06

修回日期：2015-09-30

研究方向:高速航行體水動性能

E-mail: 478537964@qq.com