导管桨加装节能舵球的水动力性能计算分析

导管螺旋桨设计和水动力性能分析陈宁;赖海清【摘要】针对消拖两用船的综合舵桨系统,在综合舵桨动力传输系统结构设计基础上,对螺旋桨进行了设计研究,利用有限元方法分析了螺旋桨敞水工作时的推力、转矩、敞水效率以及桨叶的总压分布规律,并与实验值进行了对比,发现结论与理论分析结果吻合良好,从而初步形成了从最初的船型参数到预报螺旋桨敞水性能的整个综合舵桨的设计流程,具有一定参考价值.【期刊名称】《造船技术》【年(卷),期】2014(000)003【总页数】5页(P10-13,23)【关键词】导管螺旋桨;敞水效率;总压分布【作者】陈宁;赖海清【作者单位】江苏科技大学能源与动力工程学院,江苏镇江212003;江苏科技大学能源与动力工程学院,江苏镇江212003【正文语种】中文【中图分类】U662导管螺旋桨是一种特殊的推进器，我国已经对其进行了大量的模型实验和理论研究工作[1]。

它适用于载荷较大的船舶，如拖轮、顶推船等。

具有在海上航行时，受外界海况变化影响较小，导管对螺旋桨有保护作用，且导管能显著改善航向稳定性等优点。

因此，在需要运动自如的工程船舶上，导管螺旋桨常被开发成综合舵桨系统[2,3]用于工程船上。

导管螺旋桨在结构形式、外型和水动力性能等方面与常规螺旋桨都有较大的差别。

导管螺旋桨的设计，包括导管设计和螺旋桨设计两部分。

国内外常用于导管内的螺旋桨有B型和K型[4]。

B系列螺旋桨常用的是B4-55型，其叶梢较尖。

K型比B型应用广泛，均为宽叶梢，对空泡的敏感较B型小。

K型又分Ka、Kv、Kd等多种，其中以Ka型最为常用。

导管也有多种型号，以4号导管、5号导管、7号导管、19A号导管和37号导管应用得较多。

本文采用了图谱估算方法对综合舵桨系统的导管螺旋桨水动力性能进行计算和研究，并结合导管螺旋桨的敞水实验进行了验证。

广州鸿业拖船有限公司的2×2 500 kW消拖两用船技术规格书所提供的技术参数如表1所示。

舵球对桨-舵组合系统水动力性能影响的研究赵陈;马瑶珠;张莹莹【摘要】针对某-MPV2200散货船的敞水试验桨和NACA66翼型舵,利用CFD软件对螺旋桨的敞水性能进行预报,计算结果与试验值的相对误差在6％以内,验证计算方法的可靠性.附加舵球结构,通过舵球直径和桨毂直径的比值(Db/Dh)变化,研究舵球直径对桨-舵-舵球系统的水动力性能的影响.计算结果表明,对于本桨-舵系统,Db/Dh=1.50时,舵球的节能效果最佳.该值和文献中给出的舵球最佳尺寸范围基本吻合,验证了该方法的有效性.随着进速系数J的变化,桨-舵-舵球系统与桨-舵系统的效率增幅也会发生变化,最大效率增幅可达到2.53％.这也为舵球的优化设计提供了参考.【期刊名称】《系统仿真技术》【年(卷),期】2019(015)002【总页数】5页(P126-130)【关键词】CFD;桨毂直径;桨-舵-舵球系统;水动力性能【作者】赵陈;马瑶珠;张莹莹【作者单位】浙江国际海运职业技术学院船舶工程学院,浙江舟山316021;浙江国际海运职业技术学院船舶工程学院,浙江舟山316021;浙江海洋大学船舶与机电工程学院,浙江舟山316022【正文语种】中文【中图分类】U661.33+6船舶节能减排一直是船舶工业发展的重要研究方向之一[1,2],舵球结构作为一种实用、简单的节能附加装置,其节能原理和节能效果已经被国内外很多学者研究和证明[3-4]。

对于不同的桨-舵组合,舵球的最佳节能尺寸并不是一定的[5-6]。

因此,对某船只进行二次节能改造,舵球几何参数设计需要在确定桨-舵组合下进行有限元数值模拟,以确定其最佳几何形状。

根据舵球节能原理,螺旋桨旋转时形成的环流,导致毂帽后产生低压区,通过在毂帽后极近区域布置舵球,可以补偿这一区域的流场能量损耗。

李鑫[6] 提出,舵球直径一般要大于桨毂直径,但是没有给出具体数值。

考虑到舵球的节能原理,本文使用舵球直径Db和桨毂直径Dh的比值变化,来研究舵球的节能效果。

第３４卷第５期２０２０年１０月　江苏科技大学学报（自然科学版）ＪｏｕｒｎａｌｏｆＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ）　Ｖｏｌ ３４Ｎｏ ５Ｏｃｔ．２０２０ ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０２０．０５．００１一种桨前节能导管的水动力性能分析李冬琴，姜瀚东，张　冲（江苏科技大学船舶与海洋工程学院，镇江２１２１００）摘　要：以一种新式桨前节能导管为主要研究对象，基于ＣＦＤ方法开展了新式桨前节能导管的水动力性能研究．首先对３６００ＴＥＵ集装船和ＫＰ５０５螺旋桨一体的组合系统进行自航仿真计算，并将仿真结果与试验结果对比，验证了文中计算方法的可行性．随后在桨前加装新式节能导管再次进行自航仿真计算，分析新式桨前节能导管对尾流场的影响．结果表明，新式桨前节能导管具有良好的节能效果，其节能效率约为５ ３５％，且明显改善了船尾伴流．关键词：ＣＦＤ方法；自航仿真；新式桨前节能导管；伴流分析中图分类号：ＴＢ３３ 文献标志码：Ａ 文章编号：１６７３－４８０７（２０２０）０５－００１－０８收稿日期：２０１９－１０－０９ 修回日期：２０１９－１１－２７基金项目：国家自然科学基金资助项目（５１５０９１１４）；江苏省科技成果转化专项资金资助项目（ＢＡ２０１５０４２）作者简介：李冬琴（１９７９—），女，副教授，研究方向为新船型开发、船舶多学科设计优化．Ｅ ｍａｉｌ：ｍａｎｄｙ＿ｌｄｑ＠１２６．ｃｏｍ引文格式：李冬琴，姜瀚东，张冲．一种桨前节能导管的水动力性能分析［Ｊ］．江苏科技大学学报（自然科学版），２０２０，３４（５）：１－８．ＤＯＩ：１０．１１９１７／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０２０．０５．００１．Ａｎａｌｙｓｉｓｏｆｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆａｎｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇｄｕｃｔｉｎｆｒｏｎｔｏｆｐａｄｄｌｅｂａｓｅｄｏｎｓｅｌｆ ｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｍｅｔｈｏｄＬＩＤｏｎｇｑｉｎ，ＪＩＡＮＧＨａｎｄｏｎｇ，ＺＨＡＮＧＣｈｏｎｇ（ＳｃｈｏｏｌｏｆＮａｖａｌＡｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅａｎｄＯｃｅａｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｚｈｅｎｊｉａｎｇ２１２１００，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：ＢａｓｅｄｏｎｔｈｅＣＦＤｍｅｔｈｏｄ，ｔｈｅｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｔｈｅｎｅｗｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇｄｕｃｔｉｎｆｒｏｎｔｏｆｐａｄｄｌｅｉｓｓｔｕｄｉｅｄ．Ｆｉｒｓｔｌｙ，ｔｈｅｓｅｌｆ ｐｒｏｐｅｌｌｅｄｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｃｏｍｂｉｎｅｄｓｙｓｔｅｍｏｆ３６００ＴＥＵｃｏｎｔａｉｎｅｒｓｈｉｐａｎｄＫＰ５０５ｐｒｏｐｅｌｌｅｒｉｓｃａｒｒｉｅｄｏｕｔ，ａｎｄｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓａｒｅｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｔｈｅｔｅｓｔｒｅｓｕｌｔｓｔｏｖｅｒｉｆｙｔｈｅｆｅａｓｉｂｉｌｉｔｙｏｆｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄ．Ｔｈｅｎ，ａｎｅｗｔｙｐｅｏｆｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇｃｏｎｄｕｉｔｉｓｉｎｓｔａｌｌｅｄｉｎｆｒｏｎｔｏｆｔｈｅｐａｄｄｌｅｔｏｃａｒｒｙｏｕｔｔｈｅｓｅｌｆ ｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｇａｉｎ，ａｎｄｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｔｈｅｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇｃｏｎｄｕｉｔｏｎｔｈｅｗａｋｅｆｉｅｌｄｉｓａｎａｌｙｚｅｄ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｎｅｗｔｙｐｅｏｆｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇｃｏｎｄｕｉｔｈａｓｇｏｏｄｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇｅｆｆｅｃｔ，ｉｔｓｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇｅｆｆｉ ｃｉｅｎｃｙｉｓａｂｏｕｔ５ ３５％，ａｎｄｔｈｅｓｔｅｒｎｗａｋｅｉｓｏｂｖｉｏｕｓｌｙｉｍｐｒｏｖｅｄ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ＣＦＤｍｅｔｈｏｄ，ｓｅｌｆ ｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ，ｎｅｗｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇｄｕｃｔ，ｃｏｍｐａｎｉｏｎｆｌｏｗａｎａｌｙｓｉｓ 如今，船舶的运营消耗了大量能源，排放了大量的温室气体，导致了众多环境问题．因此，运输船舶如何节能减排成为了造船界的热门话题．随着船舶设计指数（ＥＥＤＩ）和船舶运营指数（ＥＥＯＩ）的执行［１］，对节能技术提出了更高的要求．目前，已经有很多的节能附体被研究出来，如桨后叶轮、整流鳍、桨?帽鳍等［２－４］．螺旋桨前置导管是一种简单、实用、节能效果显著的附体，它可以对螺旋桨进行预旋，从而提高螺旋桨推进效率，改善船尾及桨盘面处的伴流．近几十年来，对于螺旋桨前置导管的研究已经取得了诸多成果，德国教授许内克罗斯（Ｓｃｈｎｅｅｋ ｌｕｔｈ）在２０世纪８０年代首次提出前置导管的概念，随后日本三井公司提出了组合导管推进装置（ＭＩＤＰ），该装置可以为船舶提供１０％～２０％的额外推力；德国贝克尔船舶公司提出了麦维斯导管（Ｍｅｗｉｓｄｕｃｔ）［５－６］，这种导管由桨前补偿导管和预旋导流鳍片组成，在３０艘实船上安装Ｍｅｗｉｓｄｕｃｔ后发现，其平均节能效率约为６ ４％．但是以往对节能导管的研究大多基于实船试验，耗时费力．随着计算机技术的高速发展，更多学者们选择使用计算流体动力学ＣＦＤ（ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｆｌｕｉｄｄｙｎａｍｉｃｓ）方法对节能导管的水动力性能进行研究［７－９］．文献［１０］基于ＣＦＤ方法进行了船－桨－扇形导管耦合的自航仿真，分析了扇形导管的工作原理，发现扇形导管的节能效果达到了３ ８５％；文献［１１］利用ＣＦＤ方法，对三类典型前置预旋导管的节能效果进行了评估，提出了新型式节能导管———光芒型导管，并证明了光芒型导管节能效果的优越性，其节能效果约为４ ０７％．通过对各种型式节能导管的研究发现，在常规扇形导管、常规圆形导管、光芒型导管中，光芒型导管的节能效果最佳，预旋范围更大，原因在于光芒型导管拥有长于常规导管的定子，并且光芒型导管的定子之间的攻角不同于常规导管．因此，可知定子之间的长度和攻角对导管的节能效果影响较大．其次，光芒型导管的左侧定子对螺旋桨切向速度的影响优于右侧定子．所以根据导管的工作原理，参照节能效果更好的光芒型导管，提出了一种新式节能导管．通过仿真计算，初步得到新式导管的各项参数，然后研究该参数下新式节能导管的水动力性能．文中基于ＣＦＤ方法，首先对３６００ＴＥＵ集装箱船和ＫＰ５０５螺旋桨［１２］的组合系统进行自航仿真，通过仿真计算结果与试验值对比，验证了数值计算方法的可行性．随后开展对新式桨前节能导管的水动力性能研究，重点评估了新式桨前导管的节能效果，分析了新式桨前节能导管对尾伴流场的影响．旨在为新型式导管的设计与研究提供方法与建议．１　理论方法１ １　基本理论数值计算借助商业流体软件ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋，该软件使用惯性坐标系下的不可压Ｎ－Ｓ方程：ｕｘ＋ ｖ ｙ＋ ｗ ｚ＝０（１）ｕｉ ｔ＋ ｘｊ（ｕｉｕｊ）＝－１ρ ｐ ｘｉ＋υ ｘｊ（ ｕｉ ｘｊ＋ ｕｊｘｉ）（２）式中：ρ为流体密度；ｕ为流体质点的速度；ｐ为流体压力；υ为流体的运动粘性系数．湍流模型采用目前流行的ｋ－ε湍流模型．对于自由液面的追踪使用流体体积ＶＯＦ（ｖｏｌｕｍｅｏｆｆｌｕｉｄ）方法，该方法原理是通过研究网格单元中流体和网格体积比函数Ｆ来确定自由面，追踪流体的变化，而非追踪自由液面上质点的运动，其方程为：ａｑ ｔ＋ （ｕｉａｑ） ｘｉ＝０　ｑ＝１，２（３）式中：ａ１、ａ２分别为空气相、水相的体积分数，并定义ａｑ＝０ ５处为自由液面．１ ２　自航点确定方法基于ＣＦＤ方法将船－桨－新式导管三者耦合后进行自航仿真，采用等航速变转速的方法来计算船模的自航点．由于安装新式节能导管对船模的阻力和螺旋桨的推力产生了影响，所以船模的自航点发生了改变．需要对模型的自航点进行重新确定，即在设计航速Ｖ下，通过改变螺旋桨转速ｎ可以分别得到对应的螺旋桨推力Ｔ、船模阻力Ｒｔ．然后通过摩擦阻力修正公式计算出相应的强制力Ｆｄ．最后绘制推力Ｔ随转速ｎ的变化曲线和船舶阻力与强制力的差值Ｒｔ－Ｆｄ随转速ｎ的变化曲线，两者交点即为该航速下的实船自航点，ｎｍ为自航点转速，Ｔｍ为自航点对应的推力，如图１．图１　船舶自航点确定方法Ｆｉｇ．１　Ｍｅｔｈｏｄｔｏｃｏｎｆｉｒｍｓｅｌｆ ｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｐｏｉｎｔ２　数学模型２ １　模型建立新式节能导管的导板与定子剖面形状参考荷兰船模试验水池发布的ＮＯ．１９Ａ导管型值［１３］．其安装在桨前左上方，介于螺旋桨与船体之间．新式节能导管由沿周向分布的定子和导板组成［１４］．其特征为导板呈扇形结构、３个定子伸出导板外．从螺旋桨后侧看，左舷从上到下设有第一定子ａ、第二定子ｂ、第三定子ｃ，３个定子长度相等．导板ｄ的背面分别与定子ａ、ｂ、ｃ固定连接．定子ａ、ｂ、ｃ以及导板ｄ的剖面均为机翼型剖面；定子ａ与定子ｂ的夹角β１为３０°，定子ｂ与定子ｃ的夹角β２为３０°．从定子根部往梢部方向看，３个定子的叶面在螺旋桨轴套上的投影与螺旋桨轴套的轴线夹角为α，且２江苏科技大学学报（自然科学版）２０２０年α１、α２、α３均为４°．导板半径ｄ为０ ７Ｒ，定子长度为１ ０４Ｒ，其中Ｒ为螺旋桨半径．以上导管设计参数由仿真计算优化得到（图２）．图２　新式桨前节能导管剖面模型Ｆｉｇ．２　Ｎｅｗｔｙｐｅｏｆｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇｄｕｃｔｃｏｎｄｕｉｔｐｒｏｆｉｌｅｍｏｄｅｌ选用３６００ＴＥＵ集装箱船模为研究对象，配套螺旋桨为ＫＰ５０５，设计航速为２４ｋｎ，此船型公布了大量试验和数值计算结果［１５］，为对比计算结果提供了方便．船模及桨的主要参数见表１、２．表１　３６００ＴＥＵ集装箱船实船及模型主要参数Ｔａｂｌｅ１　Ｍａｉｎｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓｏｆ３６００ＴＥＵｃｏｎｔａｉｎｅｒｓｈｉｐ参数实船模型垂线间长Ｌｐｐ／ｍ２３０７．２７８６型宽Ｂ／ｍ３２．２１．０１９０设计吃水ｄ／ｍ１０．８０．３４１８湿表面积Ｓｗ／ｍ２９４２４９．４３７９设计排水量 ／ｍ３５２０５５１．６４９７方形系数ＣＢ０．６５０８０．６５０８设计航速Ｖｓ／（ｍ·ｓ－１）１２．３４５６２．１９７表２　ＫＰ５０５螺旋桨模型主要参数Ｔａｂｌｅ２　ＭａｉｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆＫＰ５０５舵剖面形式桨叶数桨直径／ｍ毂径比盘面比ＮＡＣＡ００１８５０ ２５０ １８０ ８２ ２　网格划分及边界条件设置选取长方体计算域，网格基础尺寸为０ ３８ｍ，网格总数为２２１万．船模距离进口１ ４Ｌｐｐ，出口边界距离船模２９Ｌｐｐ，左右边界到船模侧面的距离为１ ５Ｌｐｐ，上边界位于水线０ ３Ｌｐｐ处，下边界位于１ ６Ｌｐｐ处．计算网格设置为切割体单元网格，对船体和自由液面进行网格加密．计算域进口处设置为速度进口，出口设置为压力出口，出口处的压力始终保持不变；左右表面和上下表面设置为速度进口．船体、螺旋桨以及新式节能导管设置为混合壁面函数．计算域设置如图３．图３　计算域设置Ｆｉｇ．３　Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｄｏｍａｉｎｓｅｔｔｉｎｇｓ螺旋桨旋转区域设置为一个圆柱域，网格基础尺寸为０ ０７ｍ，网格总数为１４万．其半径为１ １Ｒ，域长为０６５Ｒ．并且旋转域的中心与螺旋桨的中心重合，水流方向为ｘ轴，来流方向为正．新式节能导管与螺旋桨使用同一坐标系．自航模拟将计算区域分为船和桨两个子域．船域为试验水池区域，桨域为船舶尾部螺旋桨区域，其中新式节能导管归于船域．船域与桨域之间设置为滑移网格，用来模拟真实螺旋桨旋转时周围流场的变化．给定螺旋桨初始转速进行自航仿真计算．自航模拟选用ｋ－ε湍流模型，网格总数为２３５万．船－桨－新式节能导管组合模型的部分网格划分如图４．图４　船－桨－导管组合模型的部分网格划分Ｆｉｇ．４　Ｐａｒｔｉａｌｍｅｓｈｉｎｇａｎｄｏｆｓｈｉｐ ｐａｄｄｌｅ ｄｕｃｔｍｏｄｅｌ３　数值计算结果与分析３ １　船－桨组合系统自航数值计算分析基于ＣＦＤ方法对无新式节能导管的船－桨一体系统进行自航仿真．将仿真计算结果与试验结果相对比，验证该仿真方法的可行性，为开展新式节能导管水动力性能研究提供可靠的仿真方法．模型的设计航速Ｖｓ＝２ １９７ｍ／ｓ，通过ＩＴＴＣ经验公式计算出船模设计航速下的强制力Ｆｄ＝３０ ２５Ｎ，然后调节４组螺旋桨转速，使螺旋桨产生的推力刚好等３第５期 李冬琴，等：一种桨前节能导管的水动力性能分析于船阻力减去强制力．仿真计算时长为５０ｓ，步长为变时间步长，取稳定后两秒的时历曲线观察周期性波动（图５）．数值计算结果表３．图５　自航仿真时历曲线（无新式导管）Ｆｉｇ．５　Ｓｅｌｆ ａｉｒｃｒａｆｔｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｔｉｍｅｃｕｒｖｅ（ｗｉｔｈｏｕｔｎｅｗｄｕｃｔ） 从表３可以看出，随着转速增加，船模稳定自航时的螺旋桨推力及桨扭矩逐渐增加，船舶总阻力也随航速的增大而增大．根据表３绘制自航仿真曲线，如图６．通过插值得出在设计航速Ｖｓ＝２ １９７ｍ／ｓ时，自航点转速ｎ＝５７７ ８５５６ｒ／ｍｉｎ、推力Ｔ＝６１ ９３６４Ｎ，推力系数ＫＴ＝０ １７１４，扭矩Ｑ＝２ ７４１５Ｎ·ｍ，扭矩系数ＫＱ＝０ ０３０３．根据相似定理，在螺旋桨敞水表３　数值自航结果（无新式导管）Ｔａｂｌｅ３　Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｒｅｓｕｌｔｓｏｆｓｅｌｆ ｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎ（ｗｉｔｈｏｕｔｎｅｗｄｕｃｔ）ｎ／（ｒ·ｍｉｎ－１）Ｔ／ＮＲｔ／ＮＱ／（Ｎ·ｍ）５５６５２ ９４９０ ９４２ ３８９５６６５７ ０５９１ ６３２ ５５１５７６６１ １７９２ １２２ ７１２５８６６５ ５４９２ ６４２ ８７８特征曲线上通过插值求得Ｊ＝０ ６９３６，１０ＫＱ０＝０ ３，η０＝０ ６３．则船模实际则船模的实际伴流分数ωｍ＝０ ２３９７，相对旋转效率ηＲ＝１ ０１６１，ｔｍ为推力减额，ηＨ为船身效率，如表４．图６　自航仿真曲线（无新式导管）Ｆｉｇ．６　Ｓｅｌｆ ｐｒｏｐｅｌｌｅｄｔｅｓｔｃｕｒｖｅ（ｗｉｔｈｏｕｔｎｅｗｄｕｃｔ）表４　船桨自航实验与仿真结果对比Ｔａｂｌｅ４　Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｓｈｉｐｐｒｏｐｅｌｌｅｒｓｅｌｆ ｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｎｄｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｎ／（ｒ·ｍｉｎ－１）Ｊ１－ｔｍ１－ωｍＫＴＫＱη０ηＲηＨηＤ数值计算５７７ ８５５６０ ６９３６０ ８３９７０ ７６０３０ １７１４０ ０３０３０ ６３７１ ０１６１１ １０４４０ ６８８４模型试验５７００ ７２２０ ８５３０ ７９２０ １７００ ０２８８０ ６８２１ ０１１１ ０７７０ ７４０误差／％１ ４－３ ９－１ ６－４ ００ ８５ ２－６ ６－０ ５２ ５－６ ９ 通过表４可以得出：①船－桨组合的自航模拟结果与试验值吻合良好，各项数据误差均在６ ９％以下；②扭矩系数ＫＱ误差较大是因为对模型施加了强制力，螺旋桨的扭矩受到了影响，所以误差加大；③由于螺旋桨推进效率ηＤ与螺旋桨敞水效率η０相关，而η０误差偏大，因此ηＤ误差为６９％．自航模拟总体的结果满足工程精度要求．对比验证的结果说明文中所用的船－桨组合自航仿真的方法是可行的，为讨论船－桨－新式导管组合的自航仿真提供了可靠的方法．３ ２　船－桨－新式导管组合系统自航数值计算分析 运用仿真方法对新式节能导管的水动力性能进行了数值计算，将计算结果与无新式节能导管的数值计算结果对比，评估出新式节能导管的节能效率，并为伴流分析提供数据支持．４江苏科技大学学报（自然科学版）２０２０年为了方便计算结果的对比，船模选择的航速与上节船模的航速相同，Ｖｓ＝２ １９７ｍ／ｓ，计算得到船模在设计航速下的强制力Ｆｄ依然为３０ ２５Ｎ．仿真计算物理时长ｔ为５０ｓ，时间步长为变时间步长，取稳定后两秒观察曲线周期性波动，如图７．通过周期性曲线得到船模相关数据如表５．图７　自航仿真时历曲线（有新式导管）Ｆｉｇ．７　Ｓｅｌｆ ａｉｒｃｒａｆｔｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｔｉｍｅｃｕｒｖｅ（ｗｉｔｈｎｅｗｄｕｃｔ）表５　数值自航结果（有新式导管）Ｔａｂｌｅ５　Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｒｅｓｕｌｔｓｏｆｓｅｌｆ ｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎ（ｗｉｔｈｎｅｗｄｕｃｔ）ｎ／（ｒ·ｍｉｎ－１）Ｔ／ＮＲｔ／ＮＱ／（Ｎ·ｍ）５４０５７ ６７９２ ３９２ ５２１７５４５５９ ８７９２ ６４２ ６０８５５０６１ ９６９２ ８９２ ６８７５５５６４ ０６９３ ０７２ ７６８ 由表５中的各项数据绘制自航试验曲线，如图８．可以通过插值取得自航点转速ｎ＝５５１ ７４７１ｒ／ｍｉｎ，推力Ｔ＝６２ ６７９５Ｎ，扭矩Ｑ＝２ ７１３８Ｎ·ｍ．其余计算结果如表６．图８　自航试验曲线（有新式导管）Ｆｉｇ．８　Ｓｅｌｆ ｐｒｏｐｅｌｌｅｄｔｅｓｔｃｕｒｖｅ（ｗｉｔｈｎｅｗｄｕｃｔ）表６　有无新式节能导管自航计算结果对比Ｔａｂｌｅ６　Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｓｅｌｆ ｐｒｏｐｅｌｌｅｄｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｗｉｔｈａｎｄｗｉｔｈｏｕｔｎｅｗｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇｄｕｃｔｓｎ／（ｒ·ｍｉｎ－１）Ｔ／ＮＱ／（Ｎ·ｍ）ＫＴＫＱη０ηＲηＨηＤＰＤ无导管５７７ ８５５６６１ ９３６４２ ７４１５０ １７１４０ ０３０３０ ６３７１ ０１６１１ １０４４０ ６８８４１６５ ２有导管５５１ ７４７１６２ ６７９５２ ７１３８０ １９０２０ ０３２００ ６２３１ ００７９１ ２１２８０ ７３２７１５６ ８增量／％－３ ４０１ ２０－１ ０１０ ８５ ６－１ ４０－０ ８９ ８５ ７５ ３５ 对比有无新式节能导管的仿真计算结果可知：①船模在达到同一设计航速时，转速ｎ下降１ ４％，推力Ｔ增加１ ２％，扭矩Ｑ下降１ ０１％．通过计算，螺旋桨敞水效率η０下降１４％，相对旋转效率ηＲ下降０ ８％，但船身效率ηＨ提高了９ ８％，所以总推进效率ηＤ提高了５７％．说明由于新式节能导管的存在，螺旋桨的推进效率提高显著．②在船模稳定自航时，船后螺旋桨接收到的效率ＰＤ下降了５ ３５％，故新式节能导管的节能效率为５ ３５％．３ ３　新式节能导管对船尾流场的影响对船后尾流及桨盘面伴流进行对比，为分析新式节能导管产生节能效果的原因．计算工况分为加装新式节能导管与未加装新式节能导管，其中航速均选取船模设计航速Ｖｓ＝２ １９７ｍ／ｓ．图９为加装新式节能导管前后船尾流线的变化．对比船尾部的流线可以发现，流线经过节能导管后整体向左偏，这是由于导管和定子安装在左舷并对螺旋桨起到了预旋的作用，说明水流经过节能导管后，改变了水流的方向，可以加速螺旋桨的旋５第５期 李冬琴，等：一种桨前节能导管的水动力性能分析转速率．图９　有无扇形导管船后流线Ｆｉｇ．９　Ｒｅａｒｖｉｅｗｏｆｔｈｅｓｈｉｐｗｉｔｈｏｒｗｉｔｈｏｕｔｆａｎ ｓｈａｐｅｄｄｕｃｔ图１０为螺旋桨桨盘面各半径处的轴向速度Ｖｘ和切向速度Ｖｔ分布，其中θ为从船尾指向船首的１２点钟位置，定义顺时针方向为正方向．（１）由０ ５Ｒ、０ ６Ｒ处伴流的轴向速度可以看出，９０°～２７０°内安装新式节能导管的曲线与未安装导管的曲线吻合良好．这是由于导管位于螺旋桨左上侧，无法作用到该区域内．（２）新式节能导管的导板在螺旋桨直径的６０％处，因此在０ ６Ｒ～０ ７Ｒ的范围内外部定子与导板相互配合，增加了螺旋桨下部的轴向速度．在２８５°～３６０°范围内安装节能导管的曲线陡降，轴向速度明显变小，这是由于定子的存在，其具有一定的阻流作用．（３）通过０ ５Ｒ、０ ６Ｒ、０ ７Ｒ处的切向速度曲线分布可以看出，节能导管的存在使得螺旋桨切向速变小，且切向速度为负值，意味着水流速度与螺旋桨转动方向相反，增加了螺旋桨的相对转动速度，起到了预旋作用（４）在０～９０°、２７０°～３６０°处切向速度降低明显．证明了安装在螺旋桨左上侧的节能导管预选范围相对较大，对螺旋桨的其他区域也产生了影响．图１０　桨盘面各半径处切向与轴向速度分布Ｆｉｇ．１０　Ｔａｎｇｅｎｔｉａｌａｎｄａｘｉａｌｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎａｔｅａｃｈｒａｄｉｕｓｏｆｔｈｅｐａｄｄｌｅｓｕｒｆａｃｅ 图１１、１２为有无新式节能导管的桨前和桨后近桨盘面切向速度分部云图，其中深色区域为正值６江苏科技大学学报（自然科学版）２０２０年与螺旋桨旋转方向相同，浅色区域为负值与螺旋桨旋转方向相反，且颜色的深浅表示速度的大小．通过分析可知：（１）对比１１（ａ）和１２（ａ）可知水流在经过螺旋桨后，右上侧的切向速度明显增加．螺旋桨半径内的水流方向与螺旋桨基本一致，螺旋桨右侧存在低速区域．（２）对比１１（ｂ）和１２（ｂ）可得，由于新式安装节能导管，使得左侧出现蓝色区域，说明切向速度明显减小，但是螺旋桨相对水流的转速增加，根据螺旋桨的水动力性能可知螺旋桨相对旋转速度增加而实际速度不变可知，螺旋桨的效率增加．（３）对比１１（ａ）和１１（ｂ），桨前切向速度的高速区域移到了０ ９Ｒ以外的地方，０ ９Ｒ以内的切向诱导速度明显降低，说明节能导管在该处产生了较大的预旋作用，并且成功改善了螺旋桨前左上侧的伴流分布，使得桨盘面左上侧的伴流更加均匀．（４）对比分析桨后切向速度分布云图１２（ａ）、（ｂ），加装节能导管的螺旋桨红色区域减小，螺旋桨后上半部分的切向速度明显下降，表明螺旋桨后尾流旋转速度变小，这可以体现出节能导管有助于降低螺旋桨旋转能量的损失．图１１　桨前近桨盘面切向速度分布Ｆｉｇ．１１　Ｔａｎｇｅｎｔｉａｌｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｎｅａｒｐａｄｄｌｅｓｕｒｆａｃｅｂｅｆｏｒｅｔｈｅｐａｄｄｌｅ图１２　桨后近桨盘面切向速度分布Ｆｉｇ．１２　Ｔａｎｇｅｎｔｉａｌｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｎｅａｒｐａｄｄｌｅｓｕｒｆａｃｅａｆｔｅｒｔｈｅｐａｄｄｌｅ４　结论基于ＣＦＤ方法对新式节能导管展开水动力性能研究，通过分析螺旋桨接收效率、船后流线、螺旋桨盘面前后伴流，得到：（１）通过分析船桨耦合后的仿真计算结果，对比试验值与仿真值，得到的各项数据误差均在６ ９％以内．说明该仿真计算方法可以很好地模拟在船桨耦合下的船舶自航运动，计算结果能够满足工程精度要求．（２）运用自航仿真的方法，展开新式节能导管的水动力性能研究，结果表明加装新式节能导管的螺旋桨比未加装该导管的螺旋桨收到的功率降低了５ ３５％，即文中的新式节能导管的节能效率约为５３５％．（３）通过分析船后尾流及桨盘面伴流可知，新式节能导管通过其导板和定子引导水流，使水流运动方向与螺旋桨运动方向相反，提高了螺旋桨桨叶相对水流的旋转速度．起到了导流预旋的作用．桨叶相对水流的旋转速度变大，使得螺旋桨推力增加，扭矩减小，提升了螺旋桨接收到的效率．（４）从能量平衡的角度分析，水流流经新式节能导管后，螺旋桨后的切向速度减小，说明该导管降低了螺旋桨在尾流中旋转能量的损失．参考文献（Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ）［１］　高松．船舶推进节能技术研究与进展［Ｊ］．舰船科学技术，２０１４，９（３１）：２７－３２．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．２０９５－２１０４．２０１４．３１．２４５７．ＧＡＯＳｏｎｇ．Ｒｅｓｅａｒｃｈａｎｄｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆｓｈｉｐｐｒｏｐｕｌ ｓｉｏｎｅｎｅｒｇｙｓａｖｉｎｇｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ［Ｊ］．ＳｈｉｐＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１４，９（３１）：２７－３２．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．２０９５－２１０４．２０１４．３１．２４５７．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［２］　郭春雨，赵庆新，吴铁成，等．船舶附加水动力组合节能技术研究进展［Ｊ］．舰船科学技术，２０１４，３６（４）：１－１０．ＤＯＩ：１０．３４０４／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７２－７６４９．２０１４．０４．００１．ＧＵＯＣｈｕｎｙｕ，ＺＨＡＯＱｉｎｇｘｉｎ，ＷＵＴｉｅｃｈｅｎｇ，ｅｔａｌ．Ｒｅｓｅａｒｃｈｐｒｏｇｒｅｓｓｏｎｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇｔｅｃｈｎｏｌｏｇｉｅｓｆｏｒａｄｄｉｔｉｏｎａｌｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｓｉｎｓｈｉｐｓ［Ｊ］．ＳｈｉｐＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１４，３６（４）：１－１０．ＤＯＩ：１０．３４０４／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７２－７６４９．２０１４．０４．００１．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［３］　李冬琴，郑鑫，李季．可收缩式双尾襟翼帆设计及性能研究［Ｊ］．江苏科技大学学报（自然科学版），２０１７，３１（６）：７０７－７１３．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０１７．０６．００３．ＬＩＤｏｎｇｑｉｎ，ＺＨＥＮＧＸｉｎ，ＬＩＪｉ．Ｓｔｕｄｙｏｎｄｅｓｉｇｎａｎｄｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｒｅｔｒａｃｔａｂｌｅｔｗｏ ｔａｉｌｅｄｓｔｅｒｎ ｗｉｎｇｓａｉｌ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈ ｎｏｌｏｇｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ），２０１７，３１（６）：７０７－７第５期 李冬琴，等：一种桨前节能导管的水动力性能分析７１３．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０１７．０６．００３．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［４］　倪永艳，王雪豹，胡明亮．两用斜流式喷水推进系统研究［Ｊ］．江苏科技大学学报（自然科学版），２０１８，３２（２）：１６３－１６７．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０１８．０２．００２．ＮＩＹｏｎｇｙａｎ，ＷＡＮＧＸｕｅｂａｏ，ＨＵＭｉｎｇｌｉａｎｇ．Ｓｔｕｄｙｏｎｄｕａｌ ｐｕｒｐｏｓｅｏｂｌｉｑｕｅｆｌｏｗｗａｔｅｒｊｅｔｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｓｙｓｔｅｍ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ），２０１８，３２（２）：１６３－１６７．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２０１８．０２．００２．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［５］　ＭＥＷＩＳＦ，ＧＵＩＡＲＤＴ．Ｍｅｗｉｓｄｕｃｔ ｎｅｗｄｅｖｅｌｏｐ ｍｅｎｔｓ，ｓｏｌｕｔｉｏｎｓａｎｄｃｏｎｃｌｕｓｉｏｎｓ［Ｃ］∥ＳｅｃｏｎｄＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＳｙｍｐｏｓｉｕｍｏｎＭａｒｉｎｅＰｒｏｐｕｌｓｏｒｓ．Ｈａｍｂｕｒｇ，Ｇｅｒｍａｎｙ：［ｓ．ｎ．］，２０１１．［６］　ＧＵＩＡＲＤＬ，ＬＥＯＮＡＲＤＳ，ＭＥＷＩＳＦ．Ｔｈｅｂｅｃｋｅｒｍｅｗｉｓｄｕｃｔｃｈａｌｌｅｎｇｅｓｉｎｆｕｌｌ ｓｃａｌｅｄｅｓｉｇｎａｎｄｎｅｗｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｓｆｏｒｆａｓｔｓｈｉｐｓ［Ｃ］∥ＴｈｉｒｄＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＳｙｍｐｏｓｉｕｍｏｎＭａｒｉｎｅＰｒｏｐｕｌｓｏｒｓｓｍｐ．Ｔａｓｍａｎｉａ，Ａｕｓｔｒａｌｉａ：［ｓ．ｎ．］，２０１３．［７］　祝启波，王志东，凌宏杰，等．基于滑移网格的带桨水面船自航性能预报研究［Ｊ］．舰船科学技术，２０１６，３８（９）：４２－４８．ＤＯＩ：１０．３４０４／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７２－７６１９．２０１６．０９．００８．ＺＨＵＱｉｂｏ，ＷＡＮＧＺｈｉｄｏｎｇ，ＬＩＮＧＨｏｎｇｊｉｅ，ｅｔａｌ．Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆｓｅｌｆ ｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆａｓｕｒｆａｃｅｄｓｈｉｐｗｉｔｈｐａｄｄｌｅｂａｓｅｄｏｎｓｌｉｐｇｒｉｄ［Ｊ］．ＳｈｉｐＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１６，３８（９）：４２－４８．ＤＯＩ：１０．３４０４／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７２－７６１９．２０１６．０９．００８．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［８］　姚震球，高慧，杨春蕾．基于滑移网格的带螺旋桨艇体尾流场数值分析方法［Ｊ］．江苏科技大学学报（自然科学版），２００８，２２（２）：１５－２０．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２００８．０２．００４．ＹＡＯＺｈｅｎｑｉｕ，ＧＡＯＨｕｉ，ＹＡＮＧＣｈｕｎｌｅｉ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌａｎａｌｙｓｉｓｍｅｔｈｏｄｏｆｗａｋｅｆｌｏｗｆｉｅｌｄｗｉｔｈｐｒｏｐｅｌｌｅｒｈｕｌｌｂａｓｅｄｏｎｓｌｉｐｇｒｉｄ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＪｉａｎｇｓｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ），２００８，２２（２）：１５－２０．１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３－４８０７．２００８．０２．００４．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［９］　ＱＵＥＵＴＥＹＰ，ＤＥＮＧＧ，ＷＡＣＫＥＲＳＪ，ｅｔａｌ．ＳｌｉｄｉｎｇｇｒｉｄｓａｎｄａｄａｐｔｉｖｅｇｒｉｄｒｅｆｉｎｅｍｅｎｔｆｏｒＲＡＮＳｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｓｈｉｐ ｐｒｏｐｅｌｌｅｒｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ［Ｊ］．ＳｈｉｐＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＲｅｓｅａｒｃｈ，２０１２，９（２）：４４－５７．ＤＯＩ：１０．１１７９／ｓｔｒ．２０１２．５９．２．００４．［１０］　支玉昌．船舶扇形导管的水动力性能数值预报分析［Ｄ］．哈尔滨：哈尔滨工程大学，２０１７．［１１］　郭峰山，黄振宇．几类典型的前置预旋导轮节能效果评估［Ｃ］∥第二十七届全国水动力学会议．上海：《水动力学研究与进展》杂志社，２０１５．［１２］　ＣＡＲＲＩＣＡＰＭ，ＦＵＨ，ＳＴＥＭＦ．Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎｓｏｆｓｅｌｆ ｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｆｒｅｅｔｏｓｉｎｋａｎｄｔｒｉｍａｎｄｏｆｍｏｔｉｏｎｓｉｎｈｅａｄｗａｖｅｓｏｆｔｈｅＫＲＩＳＯｃｏｎｔａｉｎｅｒｓｈｉｐ（ＫＣＳ）ｍｏｄｅｌ［Ｊ］．ＡｐｐｌｉｅｄＯｃｅａｎＲｅｓｅａｒｃｈ，２０１１（３３）：３０９－３２０．ＤＯＩ：１０．１０１６／ｊ．ａｐｏｒ．２０１１．０７．００３．［１３］　翟树成，马艳，郑巢生．大型集装箱船节能导轮设计研究［Ｊ］．中国造船，２０１７，５８（１）：１－９．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１０００－４８８２．２０１７．０１．００１．ＺＨＡＩＳｈｕｃｈｅｎｇ，ＭＡＹａｎ，ＺＨＥＮＧＣｈａｏｓｈｅｎｇ．Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｅｎｅｒｇｙ ｓａｖｉｎｇｇｕｉｄｅｗｈｅｅｌｄｅｓｉｇｎｏｆｌａｒｇｅｃｏｎｔａｉｎｅｒｓｈｉｐｓ［Ｊ］．ＣｈｉｎａＳｈｉｐｂｕｉｌｄｉｎｇ，２０１７，５８（１）：１－９．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１０００－４８８２．２０１７．０１．００１．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［１４］　程宣恺．带节能装置的船模自航实验数值模拟［Ｊ］．船舶与海洋工程，２０１５，３１（１）：２６－３０．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．２０９５－４０６９．２０１５．０１．００６．ＣＨＥＮＧＸｕａｎｋａｉ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｓｈｉｐｍｏｄｅｌｓｅｌｆ ｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｗｉｔｈｅｎｅｒｇｙｓａｖｉｎｇｄｅｖｉｃｅ［Ｊ］．ＮａｖａｌＡｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅａｎｄＯｃｅａｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１５，３１（１）：２６－３０．ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．２０９５－４０６９．２０１５．０１．００６．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［１５］　李亮，王超，孙帅，等．实船自航试验数值模拟及尺度效应分析［Ｊ］．哈尔滨工程大学学报，２０１６，３７（７）：９０１－９０７．ＤＯＩ：１０．１１９９０／ｊｈｅｕ．２０１５０７０１５．ＬＩＬｉａｎｇ，ＷＡＮＧＣｈａｏ，ＳＵＮＳｈｕａｉ，ｅｔａｌ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄｓｃａｌｅｅｆｆｅｃｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｒｅａｌｓｈｉｐｓｅｌｆｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｔｅｓｔ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＨａｒｂｉｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，２０１６，３７（７）：９０１－９０７．ＤＯＩ：１０．１１９９０／ｊｈｅｕ．２０１５０７０１５．（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）（责任编辑：贡洪殿）８江苏科技大学学报（自然科学版）２０２０年。

导管对转桨的水动力优化设计及噪声性能分析节能和环保是绿色船舶的两个重要理念,推进器作为船舶主要能耗源和噪声源已受到越来越多研究人员的关注。

导管对转桨结合了导管螺旋桨和对转螺旋桨的特点,具有高效率、高推力和低噪音的优势,而国内外对其性能研究还非常少。

本文在一台单转子导管螺旋桨19A/Ka4-55的基础上,根据叶栅理论设计导管对转桨,然后利用基于粘性计算流体力学的CFX以及Lighthill声类比有限元法的Actran软件对导管对转桨水动力性能以及无空化噪声性能进行了较为系统的分析,并与单转子导管桨进行了对比。

首先,本文分别介绍了导管螺旋桨和对转螺旋桨各自的特点以及它们组合而成的导管对转桨几种可行的结构,由于导管对转桨理论方面的研究相当稀少,本文分别概括总结了关于导管螺旋桨、对转螺旋桨的水动力性能以及螺旋桨噪声分析方面的研究方法以及发展趋势。

其次,运用粘流计算流体力学CFD方法预报了一台普通单转子导管螺旋桨19A/Ka4-55的敞水性能,并与敞水实验结果对比,进行了数值方法正确性以及网格无关性验证。

基于导管对转桨与叶轮机在形态以及内部流动形式的相似性,在普通导管桨基础上根据叶栅理论初步设计了一台导管对转桨,并计算其水动力性能,与单转子导管桨进行对比。

再次,分析了初步设计的导管对转桨性能不理想的原因,重新对前后桨的螺距匹配进行分析,分别采用了等出口处切向诱导速度和等加功量比两种设计方案,通过调整转速实现最佳匹配。

由于导管对转桨前后桨旋转时周期性的相位变化,桨叶推力、转矩周期性变化幅值大,即激振力大,于是研究了不同前后桨叶数匹配对激振力的影响。

最后,以非定常计算得到的螺旋桨流场的时域速度场,通过傅立叶变换得到频域噪声源,通过Lighthill声类比变分公式有限元法进行声传播计算,分别预报了均匀来流和非均匀来流下导管对转桨和单转子导管桨的无空泡噪声,并进行对比及分析,研究了螺旋桨噪声声压级频谱特性,噪声声压级随距离、进速系数的变化情况,声压级指向性、声源特性等特点。

导管桨水动力性能计算精度影响因素分析
邱鹏;贺伟;胡方凡
【期刊名称】《江苏船舶》
【年(卷),期】2016(33)4
【摘要】为了研究导管桨水动力数值模拟过程中不同因素对其计算精度影响的规律,选择19a导管和ka 4K-70桨作为计算模型,通过求解RANS方程,分别对导管桨在进度系数j=0.3时,不同交接面位置、不同旋转域划分、不同计算外域划分和不同湍流模型的水动力性能进行数值模拟,并与已有实验值进行对比,探究不同因素对其性能计算精度的影响,同时分析了各自的流场特点。

研究得出的相应结论,对今后的导管桨水动力性能的数值模拟计算起到一定的参考作用。

【总页数】4页(P13-15)
【关键词】导管桨;水动力性能;数值模拟;精度分析
【作者】邱鹏;贺伟;胡方凡
【作者单位】武汉理工大学交通学院;武汉理工大学高性能舰船技术教育部重点实验室
【正文语种】中文
【中图分类】U661.313
【相关文献】
1.导管对螺旋桨水动力性能的影响 [J], 胡健;马骋;黄胜;钱正芳;陈科
2.导管参数对导管螺旋桨水动力性能影响研究 [J], 李超;谢永和;王立军
3.叶梢与内壁间隙对导管螺旋桨水动力性能的影响 [J], 张文璨;董国祥;陈伟民;任海奎
4.回转体尾部形状对导管螺旋桨的水动力性能影响分析 [J], 侯晓琨; 吴家鸣; 戴鹏
5.回转体尾部形状对导管螺旋桨的水动力性能影响分析 [J], 侯晓琨; 吴家鸣; 戴鹏因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。

第３４卷第６期㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀哈㊀尔㊀滨㊀工㊀程㊀大㊀学㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀Ｖｏｌ．３４ɴ．６２０１３年６月㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀ＪｏｕｒｎａｌｏｆＨａｒｂｉｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀Ｊｕｎ．２０１３一体化节能推进装置定常水动力性能的数值模拟分析王超１，２，何苗３，郭春雨２，常欣２，黄胜２（１．海军工程大学船舶与海洋工程学院，湖北武汉４３００３３；２．哈尔滨工程大学船舶工程学院，黑龙江哈尔滨１５０００１；３．中国舰船研究设计中心，湖北武汉４３００６４）摘㊀要：为了对比和分析一体化节能推进装置的节能效果，采用粘流计算流体力学方法计算了普通桨舵系统和一体化推进系统的定常水动力性能．采用分区域划分网格方案，将计算域分解为２个区域，内区包含螺旋桨，整个区域采用结构网格，螺旋桨表面及近后方流场网格局部加密．通过将桨舵系统的推力㊁扭矩㊁效率计算值与势流计算结果及试验值进行对比验证了数值方法的可靠性．同时，研究了２个推进系统下水动力性能及桨舵表面受力分布的变化规律，通过分析认为：一体化节能推进装置通过增大螺旋桨推力，减小舵的阻力，提高了桨舵系统的效率，效率增值约为３％ ８％；同时与普通舵压力比较，设计舵导边位置的压力集中区面积减小，舵中部压力分布更加均匀，舵剖面压力系数分布平缓，使得舵的水动力性能改善．关键词：一体化节能推进装置；舵球；粘性流场；水动力性能；数值模拟ｄｏｉ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００６⁃７０４３．２０１２０９０４５网络出版地址：ｈｔｔｐ：／／ｗｗｗ．ｃｎｋｉ．ｎｅｔ／ｋｃｍｓ／ｄｅｔａｉｌ／２３．１３９０．Ｕ．２０１３０５２３．１７０１．００９．ｈｔｍｌ中图分类号：Ｕ６６１．３１㊀文献标志码：Ａ㊀文章编号：１００６⁃７０４３（２０１３）０６⁃０６７４⁃０６Ｓｔｅａｄｙｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｉｎｔｅｇｒａｔｉｖｅｅｎｅｒｇｙ⁃ｓａｖｉｎｇｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｓｙｓｔｅｍＷＡＮＧＣｈａｏ１，２，ＨＥＭｉａｏ３，ＧＵＯＣｈｕｎｙｕ２，ＣＨＡＮＧＸｉｎ２，ＨＵＡＮＧＳｈｅｎｇ２（１．ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＮａｖａｌＡｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅａｎｄＯｃｅａｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＮａｖａｌＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｗｕｈａｎ４３００３３，Ｃｈｉｎａ；２．ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＳｈｉｐ⁃ｂｕｉｌｄｉｎｇＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＨａｒｂｉｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｈａｒｂｉｎ１５０００１，Ｃｈｉｎａ；㊀３．ＣｈｉｎａＳｈｉｐＤｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔａｎｄＤｅｓｉｇｎＣｅｎｔｅｒ，Ｗｕ⁃ｈａｎ４３００６４，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙｓｔｕｄｙｅｎｅｒｇｙｓａｖｉｎｇｅｆｆｉｃｉｅｎｔｉｎｔｅｇｒａｔｉｖｅｅｎｅｒｇｙ⁃ｓａｖｉｎｇｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｓｙｓｔｅｍｓ，ｔｈｅｃｏｍ⁃ｐｕｔａｔｉｏｎａｌｆｌｕｉｄｄｙｎａｍｉｃｓ（ＣＦＤ）ｍｅｔｈｏｄｗａｓｕｓｅｄ．ＴｈｅＣＦＤｍｅｔｈｏｄａｌｌｏｗｓｔｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓｔｅａｄｙｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｔｈｅｃｏｍｍｏｎｐｒｏｐｅｌｌｅｒ⁃ｒｕｄｄｅｒｓｙｓｔｅｍａｎｄｉｎｔｅｇｒａｔｉｖｅｅｎｅｒｇｙ⁃ｓａｖｉｎｇｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｓｙｓｔｅｍ．Ａｓｕｂ⁃ｄｏｍａｉｎｓｍｅｓｈｐａｒｔｉｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｗａｓａｄｏｐｔｅｄ，ａｎｄｔｈｅｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎｄｏｍａｉｎｗａｓｓｅｐａｒａｔｅｄｉｎｔｏｔｗｏｓｕｂ⁃ｄｏ⁃ｍａｉｎｓ，ｉｎｗｈｉｃｈｓｃｒｅｗｐｒｏｐｅｌｌｅｒｗａｓｉｎｃｌｕｄｅｄａｎｄｈｅｘａｈｅｄｒａｌｅｌｅｍｅｎｔｓｗｅｒｅｕｓｅｄｉｎａｌｌｄｏｍａｉｎｓ．Ｔｈｅｍｅｓｈｗａｓｌｏ⁃ｃａｌｌｙｒｅｆｉｎｅｄｏｎｔｈｅｐｒｏｐｅｌｌｅｒｓｕｒｆａｃｅａｎｄｎｅａｒｔｈｅｗａｋｅｆｌｏｗｆｉｅｌｄ．Ｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｓｕｃｈａｓｔｈｒｕｓｔｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｓ，ｔｏｒｑｕｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｓａｎｄｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙｗｅｒｅｃａｌｃｕｌａｔｅｄａｎｄｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｏｆｐｏｔｅｎｔｉａｌｆｌｏｗｍｅｔｈｏｄｓａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｄａｔａ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｅｄｔｈａｔｎｕｍｅｒｉｃａｌｒｅｓｕｌｔｓａｇｒｅｅｄｗｅｌｌｗｉｔｈｔｈｅｏｔｈｅｒｔｗｏｒｅｓｕｌｔｓ，ｗｈｉｃｈｖａｌｉｄａｔｅｄｔｈｅｒｅｌｉａｂｉｌｉｔｙｏｆｔｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｍｅｔｈｏｄ．Ａｔｔｈｅｓａｍｅｔｉｍｅ，ｔｈｅｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅａｎｄｓｕｒ⁃ｆａｃｅｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｔｗｏｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｓｙｓｔｅｍｓｗｅｒｅｅｘａｍｉｎｅｄ．Ｉｔｃａｎｂｅｃｏｎｃｌｕｄｅｄｔｈａｔｔｈｅｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙｏｆｉｎｔｅｇｒａｔｉｖｅｅｎｅｒｇｙ⁃ｓａｖｉｎｇｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｓｙｓｔｅｍｓｗｈｉｃｈｈａｄ３％ ８％ｉｎｃｒｅｍｅｎｔｗａｓｉｍｐｒｏｖｅｄｔｈｒｏｕｇｈｉｎｃｒｅａｓｉｎｇｐｒｏｐｅｌ⁃ｌｅｒｔｈｒｕｓｔａｎｄｒｅｄｕｃｉｎｇｒｕｄｄｅｒｄｒａｇ．Ｉｎｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｗｉｔｈｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｃｏｍｍｏｎｒｕｄｄｅｒ，ｔｈｅａｒｅａｏｆｐｒｅｓｓｕｒｅｆｏｃｕｓｄｏｍａｉｎｗａｓｒｅｄｕｃｅｄｉｎｌｅａｄｉｎｇｓｉｄｅｏｆｄｅｓｉｇｎｒｕｄｄｅｒ，ｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｒｕｄｄｅｒｃｅｎｔｅｒｗａｓｃｈａｎｇｅｄｗｉｔｈｍｏｒｅｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙ，ａｎｄｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｔｈｅｒｕｄｄｅｒｓｅｃｔｉｏｎｗａｓｍｏｒｅｆｌａｔ，ｔｈｕｓ，ｍａｋｉｎｇｔｈｅｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｄｅｓｉｇｎｒｕｄｄｅｒｍｏｒｅａｍｅｌｉｏｒａｔｅｄ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｉｎｔｅｇｒａｔｉｖｅｅｎｅｒｇｙ⁃ｓａｖｉｎｇｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｓｙｓｔｅｍ；ｒｕｄｄｅｒ⁃ｂａｌｌ；ｖｉｓｃｏｕｓｆｌｏｗ；ｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ；ｎｕ⁃ｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ收稿日期：２０１２⁃０９⁃１７．网络出版时间：２０１３⁃５⁃２３１７：０１．基金项目：国家自然科学基金资助项目（４１１７６０７４）；中国博士后科学基金面上基金资助项目（２０１２Ｍ５１２１３３）；中央高校基本科研业务费专项基金资助项目（Ｔ０１３５１３０１５）．．作者简介：王超（１９８２⁃），讲师，博士后；黄胜（１９４５⁃），男，教授，博士生导师．通信作者：王超，Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｗａｎｇｃｈａｏ０１０４＠ｈｒｂｅｕ．ｅｄｕ．ｃｎ．㊀㊀一体化节能推进装置系统是以优化桨舵水动力干扰为原则，对桨后舵进行重新设计，将舵球㊁扭曲舵或襟翼等合理地结合在一起的组合推进系统．其通过各节能装置间的有利干扰达到了节约燃油消耗㊁改善桨后尾流场㊁减少推进器表面空泡的作用．因此，发展一体化节能装置不仅对提高船舶经济性具有重要的现实意义，且对提高舰船的隐身性具有积极意义．但从目前查阅到的资料来看［１⁃７］，国内外对节能装置的研究以实验为主，理论研究较少，同时研究对象以单个节能装置为主，即使涉及到多个节能装置联合使用，研究也不够深入，未考虑到各装置间的干扰是否为有利干扰．本文基于粘性流体力学理论，利用在船舶系统水动力性能预报方面得到了大量可行性验证［８－１３］的ＦＬＵＥＮＴ软件对原型桨舵装置和设计的一体化节能推进装置进行了系统的性能及受力对比分析．１㊀数学模型１．１㊀控制方程船舶螺旋桨运动速度通常较低，周围流动可以看作不可压缩流动，不考虑能量的交换，且流体密度不发生变化，连续性方程可以写成：∂ｕｉ∂ｘｉ＝０．㊀㊀动量守恒方程可以写成：∂（ρｕｉ）∂ｔ＋∂（ρｕｉｕｊ）∂ｘｊ＝－∂ｐ∂ｘｉ＋∂∂ｘｊ（μ∂ｕｉ∂ｘｊ－ρｕᶄｉｕᶄｊ）．式中：ｕｉ㊁ｕｊ为速度分量时均值（ｉ㊁ｊ＝１，２，３），ｐ为压力时均值，ρ为流体密度，－ρｕᶄｉｕᶄｊ为雷诺应力相，μ为流体粘性系数．方程中的雷诺应力项属于新的未知量，方程组未封闭，此时需要引进新的湍流模型方程，把应力项中的脉动值与时均值联系起来，使得方程封闭．１．２㊀湍流模型就目前湍流研究进展来看，湍流的内在机理还没有真正被人们所了解，迄今尚未认定一种解决湍流问题的最佳方法［１４］，文中选取理论上发展较为完善的ＲＮＧｋ⁃ε二方程湍流模型．与标准ｋ⁃ε湍流模型相比，ＲＮＧｋ⁃ε湍流模型通过修正湍流粘度，考虑了平均流动中的旋转及旋流流动情况［１５］，因而可以较好地用来处理螺旋桨的旋转运动问题．ＲＮＧｋ⁃ε模型的方程组可以表示为∂（ρｋ）∂ｔ＋∂∂ｘｉ（ρＵｉｋ）＝∂∂ｘｊαｋμｅｆｆ∂ｋ∂ｘｊéëêêùûúú＋Ｇｋ＋ρε，∂ρε∂ｔ＋∂∂ｘｉ（ρｕｉε）＝∂∂ｘｊαεｕｅｆｆ∂ε∂ｘｊéëêêùûúú＋Ｃ∗１εｋＧｋ－Ｃ２ερε２ｋ，式中：μｅｆｆ＝μ＋μｔ；μｔ＝ρＣμｋ２ε，Ｃμ＝０．０８４５，αＫ＝αε＝１．３９，Ｃ∗１ε＝Ｃ１ε－η（１－η／η０）１＋βη３，Ｃ１ε＝１．４２，Ｃ２ε＝１．６８，η＝（２Ｅｉｊ．Ｅｉｊ）１／２ｋε，Ｅｉｊ＝１２（∂ｕｉ∂ｘｊ＋∂ｕｊ∂ｘｉ），η０＝４．３７７，β＝０．０１２．２㊀计算模型及网格的划分２．１㊀计算模型的建立本文所采用的桨－舵计算原型来自文献［１６］．模型几何参数如表１．表１螺旋桨和舵的几何参数Ｔａｂｌｅ１Ｇｅｏｍｅｔｒｉｃｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｐｒｏｐｅｌｌｅｒａｎｄｒｕｄｄｅｒ桨型式ＡＵ５⁃５９３Ａ／Ａ００．５９３Ｄ／ｍ０．２４Ｐ／Ｄ０．７６２ε／（ʎ）４ʎ舵叶剖面型式ＮＡＣＡ６６⁃０１８展弦比１．０４舵展长／ｍ０．３０６㊀㊀本文计算的舵球与以往研究的舵球［５，７，１５］形状上有较大的差别，是将舵球前伸与桨毂在外形上光顺连接，舵球与螺旋桨直径之比为０．２８，舵球长度（指螺旋桨桨毂后端与舵叶导边之间的距离）Ｌ为５５ｍｍ．采用这种舵球的原因是采用了襟翼舵，可以通过子舵的转动达到很好的操纵效果，从而使舵球更靠近桨毂．本文只讨论舵球和扭曲舵对螺旋桨的影响，在建模时对舵进行了简化，舵无襟翼，且无转舵．在建模过程中使用的是直角坐标系Ｏ⁃ＸＹＺ，Ｘ轴方向与来流方向一致；Ｚ轴与舵展长方向一致；Ｙ轴服从右手坐标系原则．几何模型如图１所示．图１㊀桨舵系统几何模型Ｆｉｇ．１㊀Ｇｅｏｍｅｔｒｙｍｏｄｅｌｏｆｐｒｏｐｅｌｌｅｒ⁃ｒｕｄｄｅｒｓｙｓｔｅｍ本文研究的水动力性能为外流场问题，需要建立一个足够大的外流域，假定其为无限大，并认为外边界对螺旋桨及舵没有影响．计算域采用与螺旋桨同轴的圆㊃５７６㊃第６期㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀王超，等：一体化节能推进装置定常水动力性能的数值模拟分析柱流域，并被划分为２个区域（如图２），内域包含螺旋桨．上游速度入口设定在ｘ／Ｒ＝－８．０，Ｒ表示螺旋桨半径，下游压力出口设定在ｘ／Ｒ＝１６．０，外边界设定在ｒ／Ｒ＝１０．０．图２㊀计算控制域及边界条件设定Ｆｉｇ．２㊀Ｓｋｅｔｃｈｍａｐａｎｄｂｏｕｎｄａｒｙｃｏｎｄｉｔｉｏｎｏｆｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｖｏｌｕｍｅ２．２㊀网格划分网格质量直接决定着计算结果的收敛性㊁效率和精度．根据螺旋桨周期性特点，首先划分单个桨叶流域内的网格，然后进行旋转，得到全流域内的网格．划分单桨叶流域网格时，采用Ｈ型网格，在桨叶位置处单独布置Ｃ型网格与桨叶形状匹配，第一层网格距离桨叶表面尺度ｙ＋＜１００．对于流场的关键区域（如桨叶随边㊁导边㊁叶根与桨毂连接处㊁叶梢㊁桨毂后方舵球位置㊁舵导边及随边等）进行加密，以便捕捉到重要的流场信息；而对于距离螺旋桨较远的区域，网格密度适当降低，以便于控制总网格数．这样，在网格模型总节点数一定的情况下可以提高计算精度，还可以避免流场变化平缓区域的计算资源浪费．整体计算域网格约为２９０万．计算域及桨舵表面的网格分布如图３所示．图３㊀计算域及桨舵表面的网格划分Ｆｉｇ．３㊀Ｍｅｓｈｏｆｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｄｏｍａｉｎａｎｄｐｒｏｐｅｌｌｅｒ⁃ｒｕｄｄｅｒｓｕｒｆａｃｅ２．３㊀边界条件设置计算模型采用速度进口（ｖｅｌｏｃｉｔｙ⁃ｉｎｌｅｔ）作为进口边界条件，压力出口（ｐｒｅｓｓｕｒｅ⁃ｏｕｔｌｅｔ）作为出口边界条件，螺旋桨及舵的表面满足不可穿透㊁无滑移边界条件，设定为壁面边界（ｗａｌｌ）．旋转域与非旋转域采用交互面（ｉｎｔｅｒｆａｃｅ）进行连接，大域外侧设为壁面边界，这样就将一个无限流场的问题转化为一个有限域问题．图２给出了计算域的边界条件．计算螺旋桨流场的数值方程为三维不可压缩ＲＡＮＳ方程，计算时采用有限体积法进行离散，扩散相采用中心差分格式，对流相采用一阶迎风格式，压力速度耦合采用ＳＩＭＰＬＥＣ算法，连续性曲线小于０．０００１时认为计算收敛．３㊀计算结果及分析为了便于计算结果的表述，定义如下参数：㊀㊀进速系数为Ｊ＝ＶＡｎＤ．㊀㊀螺旋桨推力系数为ＫＴＰ＝Ｔｐｒｏρｎ２Ｄ４．㊀㊀螺旋桨转矩系数为ＫＱ＝Ｑｐｒｏρｎ２Ｄ５．㊀㊀舵推力系数为ＫＴＲ＝Ｔｒｕｄρｎ２Ｄ４．㊀㊀桨舵系统推力系数为ＫＴ＝Ｔｒｕｄ＋Ｔｐｒｏρｎ２Ｄ４．㊀㊀桨舵系统总效率为η＝ＫＴＰ＋ＫＴＲＫＱＪ２π．式中：ρ表示水的密度，ｎ表示螺旋桨转速，Ｄ表示螺旋桨的直径，ＶＡ为来流速度．３．１㊀桨舵系统定常性能计算结果验证为了验证数值计算结果的准确性，首先对ＭＡＵ桨舵模型进行５个进速（０．３，０．４㊁０．５㊁０．６㊁０．７）下的计算，并将计算结果与势流计算结果［１６］及试验值［１７］进行了比较，如图４所示．图４为桨舵系统的推力㊁扭矩㊁效率计算值与势流计算结果及试验值的比较，由于试验结果只有效率，因此比较起来存在一定难度．但是通过与势流结果的比较可以看出，基于粘流的推力及转矩较势流计算结果均㊃６７６㊃哈㊀尔㊀滨㊀工㊀程㊀大㊀学㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第３４卷偏小，这是由于势流计算对于螺旋桨表面摩擦阻力的计算时基于普朗特－许律汀（Ｐｒａｎｄｔｌ⁃Ｓｃｈｌｉｃｈｉｎｇ）经验公式，而ＣＦＤ软件对于粘性阻力计算是基于壁面函数．而对于效率而言，二者的计算结果与试验值的误差均在５％以内，对于粘性计算结果而言，在高进速时结果偏差稍大．但总体来说，本文采用的计算方法是可行的．图４㊀计算值与试验值的比较Ｆｉｇ．４㊀Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓａｎｄｅｘ⁃ｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｕｌｔｓ３．２㊀一体化节能推进装置水动力性能研究为了研究水动力性能改善情况，将ＭＡＵ桨舵系统与一体化节能推进装置的水动力系数进行了比较，具体情况如图５所示．图５㊀桨舵系统水动力性能的比较Ｆｉｇ．５㊀Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｉｎｔｅｇｒａｔｉｖｅｐｒｏｐｕｌｓｉｖｅｓｙｓｔｅｍａｎｄｏ⁃ｒｉｇｉｎａｌｐｒｏｐｕｌｓｉｖｅｓｙｓｔｅｍ通过图５的比较可以看出相对于普通桨舵模型而言，一体化节能推进装置的转矩变化不大，螺旋桨推力系数增大，增大幅度随着进速的增大而减小，低进速时最大增大幅度为２．３５％，这是由于舵球的存在使得螺旋桨桨毂后方的水流受阻，从而使得螺旋桨桨盘面尤其是叶根位置处的水流流速减小，从而使得螺旋桨推力增大，而这种阻碍作用在低进速时更加明显，因此低进速时螺旋桨推力系数增幅最大．方向舵在螺旋桨后方只受到阻力，为了与推进系统的受力方向匹配，在舵推力系数前方增添了负号．可以看出，相对于普通舵而言，扭曲舵的阻力减小十分明显，在Ｊ＝０．３时，舵阻力减小了６８．２％．对于整个一体化推进装置而言，由于螺旋桨推力增大，舵的阻力减小，使得整体效率有了较大提高，在不同进速系数下效率增值为３％ ８％，具体数值见表２．表２一体化节能推进系统效率增值Ｔａｂｌｅ２㊀Ｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｐｒｏ⁃ｐｕｌｓｉｖｅｓｙｓｔｅｍＪＫＴ０１０ＫＱ０η０ＫＴ１１０ＫＱ１η１Δη／％０．３００．２６０．３２０．３８０．２５０．３２０．３７４．７８０．４００．２２０．２９０．４９０．２１０．２９０．４７５．６９０．５００．１８０．２５０．５６０．１７０．２５０．５４３．４７０．６００．１３０．２００．６１０．１２０．２００．５８６．５９０．７００．０８０．１５０．６２０．０８０．１５０．５７７．８４㊀㊀表２中，ＫＴ０㊁ＫＱ０㊁η０分别表示一体化节能推进装置的推力系数，转矩系数与效率，ＫＴ１㊁ＫＱ０㊁η１表示普通桨舵系统的推力系数，转矩系数及效率，Δη为效率增值，其表示形式为Δη＝（η１－η０）／η０．３．３㊀一体化节能推进装置压强分布图６ 图９显示了普通桨舵系统与优化后的一体化节能推进装置表面压力分布．由图６和图７可以看出２个系统下的螺旋桨表面压力变化不大，分布规律也一致．螺旋桨随边㊁导边及叶梢位置压力变化梯度大，压力等值线比较密集，叶背存在２个低压区：桨叶中部靠近导边及叶梢位置；叶面压力分布较叶背均匀，高压区存在于桨叶导边及叶梢附近．由图８和图９可知舵表面压力变化较大，一般而言，普通舵迎流面导边处沿展长方向存在高低２个压力集中区，２个区域以螺旋桨轴线为界基本对称，且面积基本相同，沿弦向低压区发展，在舵中部压力分布较平均，舵随边处压力值回升．舵背流面压力与迎流面反向对称，从而使得舵在０ʎ舵角时侧向力为０．一体化节能推进装置的舵存在扭曲，使得舵导边位置的压力集中区面积均减小，其中高压区面积减小更加明显，舵球的存在使得舵表面压力分布更加均匀．图６㊀原桨舵系统时螺旋桨表面的压力分布（Ｊ＝０．５）Ｆｉｇ．６㊀Ｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｏｒｉｇｉｎａｌｐｒｏｐｅｌｌｅｒ⁃ｒｕｄｄｅｒｓｙｓｔｅｍ（Ｊ＝０．５）㊃７７６㊃第６期㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀王超，等：一体化节能推进装置定常水动力性能的数值模拟分析图７㊀一体化系统时螺旋桨表面的压力分布（Ｊ＝０．５）Ｆｉｇ．７㊀Ｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｉｎｔｅｇｒａｔｉｖｅｐｒｏｐｕｌｓｉｖｅｓｙｓ⁃ｔｅｍ（Ｊ＝０．５）图８㊀舵迎流面的压力分布Ｆｉｇ．８㊀Ｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｎｆａｃｅｏｆｒｕｄｄｅｒ图９㊀舵背流面的压力分布Ｆｉｇ．９㊀Ｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｎｂａｃｋｏｆｒｕｄｄｅｒ图１０和图１１给出了原型舵与优化后的舵沿展向不同剖面的压力系数曲线，其中ｘ／Ｃ表示弦向比，ｚ／Ｌ表示展向比，ＣＰ＝（Ｐ－Ｐ０）／（１／２ρＶＡ２）．图１０㊀原型舵剖面压力系数分布曲线Ｆｉｇ．１０㊀Ｐｒｅｓｓｕｒｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｎｏｒｉｇｉｎａｌｒｕｄｄｅｒｓｅｃｔｉｏｎ㊀㊀通过比较可以看出相对于原型舵而言，优化后的舵压力峰值减小，上下表面压力系数沿弦向均匀分布，体现在图１１中，即舵的前半段压力系数曲线平稳且沿弦向压力差变化不大，从而使得舵表面受力更加均匀，减小了舵由于压力变化引起的振动．图１１㊀优化舵剖面压力系数分布曲线Ｆｉｇ．１１㊀Ｐｒｅｓｓｕｒｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｎｏｐｔｉｍｉｚｅｄｒｕｄ⁃ｄｅｒｓｅｃｔｉｏｎ４㊀结论本文基于粘流ＣＦＤ方法结合全结构化网格技术计算了一体化节能推进装置的水动力性能，并系统地分析了一体化节能推进装置与普通桨舵的表面受力规律．通过研究得出以下结论：１）本文方法可以较准确地预报桨舵系统的定常水动力性能，但高进速时结果存在一定的偏差；２）一体化节能推进装置通过增大螺旋桨推力，减小舵的阻力，提高了桨舵系统的效率，在不同进速系数下效率增值为３ ８％；３）２个推进系统下的螺旋桨表面压力变化不大，分布规律基本一致，螺旋桨随边㊁导边及叶梢位置压力变化梯度大，压力等值线比较密集，叶背在桨叶中部靠近导边及叶梢位置存在２个低压区，叶面压力分布较叶背均匀，高压区存在于桨叶导边及叶梢附近；４）与普通舵压力比较，设计舵导边位置的压力集中区面积减小，舵中部压力分布更加均匀，舵剖面压力系数分布平缓，使得舵的水动力性能改善．参考文献：［１］大内一之．新型节能装置 螺旋桨桨毂帽整流鳍的开发［Ｊ］．船舶，１９９２（３）：１２⁃１９．ＯＵＣＨＩＫ．Ａｎｅｗｔｙｐｅｍａｒｉｎｅｅｎｅｒｇｙ⁃ｓａｖｉｎｇｄｅｖｉｃｅ ｒｅｓｅａｒｃｈａｎｄｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆＰＢＣＦ［Ｊ］．ＳｈｉｐａｎｄＢｏａｔ，１９９２（３）：１２⁃１９．［２］马向能，朱小敏．新型襟翼舵水动力性能系列试验［Ｊ］．船舶力学，１９９９，３（５）：２５⁃２６．ＭＡＸｉａｎｇｎｅｎｇ，ＺＨＵＸｉａｏｍｉｎ．Ｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｔｅｓｔｒｅｓｅａｒｃｈｏｎａｎｅｗｔｙｐｅｏｆｆｌａｐｒｕｄｄｅｒｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｈｉｐＭｅ⁃ｃｈａｎｉｃｓ，１９９９，３（５）：２５⁃２６．㊃８７６㊃哈㊀尔㊀滨㊀工㊀程㊀大㊀学㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第３４卷［３］黄胜，虞海军，聂云凌，等．贝克型襟翼舵的水动力性能理论计算及图谱［Ｊ］．哈尔滨工程大学学报，１９９５，１６（３）：１⁃１０ＨＵＡＮＧＳｈｅｎｇ，ＹＵＨａｉｊｕｎ，ＮＩＥＹｕｎｌｉｎｇ，ｅｔａｌ．ＴｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎａｎｄｃｈａｒｔｆｏｒｔｈｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆＢｅｃｋｅｒｆｌａｐ⁃ｒｕｄｄｅｒ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＨａｒｂｉｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，１９９５，１６（３）：１⁃１０．［４］聂云凌．节能助推扭曲舵的设计与试验研究［Ｄ］．哈尔滨：哈尔滨工程大学，１９９２：３２⁃５７．ＮＩＥＹｕｎｌｉｎｇ．Ｔｈｅｄｅｓｉｇｎａｎｄｔｅｓｔｏｆａｄｄｉｔｉｏｎａｌｔｈｒｕｓｔｓｋｅｗｒｕｄ⁃ｄｅｒ［Ｄ］．Ｈａｒｂｉｎ：ＨａｒｂｉｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，１９９２：３２⁃５７．［５］裴为民，杨怀蜀．舵球对螺旋桨敞水效率的影响［Ｊ］．交通部上海船舶运输科学研究所学报，１９９４，１７（１）：６⁃１４．ＰＥＩＷｅｉｍｉｎ，ＹＡＮＧＨｕａｉｓｈｕ．Ｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｒｕｄｄｅｒｂｕｌｂｏｎｐｒｏ⁃ｐｅｌｌｅｒｏｐｅｎｗａｔｅｒｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳＳＳＲＩ，１９９４，１７（１）：６⁃１４．［６］王超，黄胜，常欣，等．螺旋桨毂帽鳍水动力性能数值分析［Ｊ］．船海工程，２００９，３８（６）：２０⁃２４．ＷＡＮＧＣｈａｏ，ＨＵＡＮＧＳｈｅｎｇ，ＣＨＡＮＧＸｉｎ，ｅｔａｌ．Ｔｈｅｐｒｅｄｉｃ⁃ｔｉｏｎｏｆｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｐｒｏｐｅｌｌｅｒｂｏｓｓｃａｐｆｉｎｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮａｖａｌＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００９，３８（６）：２０⁃２４．［７］马骋，钱正芳．螺旋桨－舵－舵球推进组合体水动力性能的计算与仿真研究［Ｊ］．船舶力学，２００５，９（５）：３８⁃４５．ＭＡＣｈｅｎｇ，ＱＩＡＮＺｈｅｎｇｆａｎｇ．Ｎｕｍｅｒｉｃｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｎｄｓｉｍｕ⁃ｌａｔｉｏｎｏｎｔｈｅｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｔｈｅｐｒｏｐｅｌｌｅｒ⁃ｒｕｄｄｅｒ⁃ｒｕｄｄｅｒｂｕｂｂｌｅｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｈｉｐＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２００５，９（５）：３８⁃４５．［８］ＨＵＡＮＧＳｈｅｎｇ，ＺＨＵＸｉａｎｇｙｕａｎｇ，ＧＵＯＣｈｕｎｙｕ．ＣＦＤｓｉｍｕｌａ⁃ｔｉｏｎｏｆｐｒｏｐｅｌｌｅｒａｎｄｒｕｄｄｅｒｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｗｈｅｎｕｓｉｎｇａｄｄｉｔｉｏｎａｌｔｈｒｕｓｔｆｉｎｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｒｉｎｅＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ，２００７，６（４）：２７⁃３１．［９］ＷＡＮＧＣｈａｏ，ＨＵＡＮＧＳｈｅｎｇ，ＣＨＡＮＧＸｉｎ，ｅｔａｌ．Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆｐｅｒｉｏｄｉｃｂｏｕｎｄａｒｙｃｏｎｄｉｔｉｏｎｏｎｔｈｅｐｒｏｐｅｌｌｅｒ＇ｓｏｐｅｎｗａｔｅｒｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｒｉｎｅＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ，２０１０，９（３）：２６２⁃２６７．［１０］黄胜，王超，王诗洋．不同湍流模型在螺旋桨水动力性能计算中的应用与比较［Ｊ］．哈尔滨工程大学学报，２００９，３０（５）：４８１⁃４８５．ＨＵＡＮＧＳｈｅｎｇ，ＷＡＮＧＣｈａｏ，ＷＡＮＧＳｈｉｙａｎｇ．Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎａｎｄｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｕｒｂｕｌｅｎｔｍｏｄｅｌｓｗｉｔｈｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎｓｏｆｔｈｅｐｒｏｐｅｌｌｅｒ ｓｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＨａｒｂｉｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，２００９，３０（５）：４８１⁃４８５．［１１］王超，黄胜，单铁兵．基于多块混合网格方法预报螺旋桨非正常工作状态时的水动力性能［Ｊ］．船舶力学，２０１０，１４（１／２）：５１⁃５５．ＷＡＮＧＣｈａｏ，ＨＵＡＮＧＳｈｅｎｇ，ＳＨＡＮＴｉｅｂｉｎｇ．Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎｓｏｆｔｈｅｐｒｏｐｅｌｌｅｒ ｓｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｉｎａｂｎｏｒｍａｌｗｏｒｋｉｎｇｃｏｎｄｉｔｉｏｎｂａｓｅｄｏｎｍｕｌｔｉ⁃ｂｌｏｃｋｍｅｓｈｅｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｈｉｐＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２０１０，１４（１／２）：５１⁃５５．［１２］王超，黄胜，常欣，等．基于滑移网格与ＲＮＧｋ－ε湍流模型的桨舵干扰水动力性能研究［Ｊ］．船舶力学，２０１１，１５（７）：７１３⁃７２１．ＷＡＮＧＣｈａｏ，ＨＵＡＮＧＳｈｅｎｇ，ＣＨＡＮＧＸｉｎ，ｅｔａｌ．Ｔｈｅｒｅ⁃ｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｓｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｐｒｏｐｅｌｌｅｒ⁃ｒｕｄｄｅｒｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｂａｓｅｄｏｎｓｌｉｄｉｎｇｍｅｓｈａｎｄＲＮＧｋ－εｍｏｄｅｌ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｈｉｐＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２０１１，１５（７）：７１３⁃７２１．［１３］ＷＡＮＧＣｈａｏ，ＨＵＡＮＧＳｈｅｎｇ，ＣＨＡＮＧＸｉｎ，ＨＥＭｉａｏ．Ａｐｐｌｉ⁃ｃａｔｉｏｎｏｆｐｅｒｉｏｄｉｃｂｏｕｎｄａｒｙｃｏｎｄｉｔｉｏｎｏｎｔｈｅｐｒｏｐｅｌｌｅｒ ｓｏｐｅｎｗａｔｅｒｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｒｉｎｅＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＡｐｐｌｉｃａ⁃ｔｉｏｎ，２０１０，９（３）：２６２⁃２６７．［１４］ＨＥＭｉａｏ，ＷＡＮＧＣｈａｏ，ＣＨＡＮＧＸｉｎ，ｅｔａｌ．Ａｎａｌｙｓｉｓｏｆａｐｒｏ⁃ｐｅｌｌｅｒｗａｋｅｆｌｏｗｆｉｅｌｄｕｓｉｎｇｖｉｓｃｏｕｓｆｌｕｉｄｍｅｃｈａｎｉｃｓ［Ｊ］．Ｊｏｕｒ⁃ｎａｌｏｆＭａｒｉｎｅＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ，２０１２，１１（３）：２９５⁃３００．［１５］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，２００４：１２４⁃１２６．ＷＡＮＧＦｕｊｕｎ．Ｔｈｅａｎａｌｙｓｉｓｏｆｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎｆｌｕｉｄｄｙｎａｍｉｃｓ ｔｈｅｂａｓｅｄｔｈｅｏｒｙａｎｄａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆＣＦＤ［Ｍ］．Ｂｅｉｊｉｎｇ：Ｔｓｉｎｇ⁃ｈｕａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙＰｒｅｓｓ，２００４：１２４⁃１２６．［１６］何苗，王超，郭春雨，等．舵球几何参数对螺旋桨水动力性能的影响［Ｊ］．武汉理工大学学报，２０１１，３２（１９）：８０⁃８４．ＨＥＭｉａｏ，ＷＡＮＧＣｈａｏ，ＧＵＯＣｈｕｎｙｕ，ｅｔａｌ．Ｅｆｆｅｃｔｏｆｒｕｄｄｅｒｂａｌｌｇｅｏｍｅｔｒｉｃｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎｐｒｏｐｅｌｌｅｒｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍ⁃ａｎｃｅ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＷｕｈａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１１，３２（１９）：８０⁃８４．［１７］张大有，逢吉春．襟翼舵舵球技术研究［Ｊ］．武汉交通科技大学学报，１９９７，２１（６）：５９５⁃５９５．ＺＨＡＮＧＤａｙｏｕ，ＦＥＮＧＪｉｃｈｕｎ．Ｏｎｔｈｅｔｅｃｈｎｉｃａｌｒｅｓｅａｒｃｈｏｆｒｕｄｄｅｒｂａｌｌ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＷｕｈａｎＴｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，１９９７，２１（６）：５９５⁃５９９．㊃９７６㊃第６期㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀王超，等：一体化节能推进装置定常水动力性能的数值模拟分析一体化节能推进装置定常水动力性能的数值模拟分析作者：王超， 何苗， 郭春雨， 常欣， 黄胜， WANG Chao， HE Miao， GUO Chunyu， CHANG Xin， HUANG Sheng 作者单位：王超,WANG Chao(海军工程大学 船舶与海洋工程学院，湖北 武汉430033; 哈尔滨工程大学船舶工程学院，黑龙江哈尔滨150001)， 何苗,HE Miao(中国舰船研究设计中心,湖北 武汉,430064)， 郭春雨,常欣,黄胜,GUOChunyu,CHANG Xin,HUANG Sheng(哈尔滨工程大学船舶工程学院,黑龙江哈尔滨,150001)刊名：哈尔滨工程大学学报英文刊名：Journal of Harbin Engineering University年，卷(期)：2013(6)本文链接：/Periodical_hebgcdxxb201306002.aspx。

导管桨水动力特性的数值研究胡健;王楠;胡洋【摘要】In order to investigate the correlation between the characteristic hydrodynamic parameters and the advance velocity coefficient of a ducted propeller,we use computational fluid dynamics to analyze the effect of the duct on the hydrodynamic properties of the propeller.The numerical model is established,the computational domain is discretized using fully structured grids,and the relative motion between the propeller and the duct is modeled using a moving reference frame.The steady hydrodynamic performance of a D7704+Ka4-55 ducted propeller in open water is analyzed,and the test results are used initially to verify the numerical results.We then study the hydrodynamic properties of a ducted propellerat different duct lengths and tip intervals.In addition,the effects of oblique flow on the thrust,torque,and efficiency of a ducted propeller are discussed.The results show that the duct greatly increases the generated thrust at relatively low advance velocities,whereas the existence of the duct can reduce the propeller thrust and the torque pulsation in oblique flows.%为了研究导管桨的推力、转矩和效率等关键水动力参数与进速系数之间的关系,本文采用计算流体力学技术(computational fluid dynamics,CFD)分析导管对螺旋桨水动力特性的影响.在建立导管桨的计算模型时,采用了全结构化网格技术,螺旋桨和导管之间的相对运动通过运动参考系(moving reference frame,MRF)方法实现.本文以JD7704+Ka4-55导管桨为例,分析其定常水动力性能,用试验结果对数值计算结果进行了初步验证,进而研究了不同导管长度和叶稍间距时导管桨的水动力特性,并探讨了斜流对导管桨推力、转矩和效率的影响.结果表明:导管桨在低进速下由导管所产生的推力会有较大提升,导管的存在能够显著减小斜流中螺旋桨推力和转矩的脉动.【期刊名称】《哈尔滨工程大学学报》【年(卷),期】2017(038)006【总页数】7页(P815-821)【关键词】导管桨;计算流体力学;湍流模型;水动力性能;斜流;运动参考系;螺旋浆【作者】胡健;王楠;胡洋【作者单位】哈尔滨工程大学船舶工程学院,黑龙江哈尔滨 150001;哈尔滨工程大学船舶工程学院,黑龙江哈尔滨 150001;哈尔滨工程大学船舶工程学院,黑龙江哈尔滨 150001【正文语种】中文【中图分类】U661.1导管桨由螺旋桨和具有流线形剖面的导管组合而成，导管的存在能够显著改善工作在船后的螺旋桨的伴流场，并产生一定的额外推力，对提高重载荷船舶的螺旋桨效率效果尤为明显[1]，因此，导管桨在现代水面和水下船只上得到了广泛应用。

对转导管螺旋桨的水动力设计与分析周军伟;倪豪良【摘要】基于叶栅理论设计1台对转导管螺旋桨和l台单转子导管螺旋桨.采用商用CFD软件CFX对2个导管螺旋桨的流场进行模拟.结果表明,对转导管桨的推力与扭矩略大于单转子导管桨,但效率较低.对流场的分析发现,引起效率降低的主要原因为第二级转子增加了叶片表面流动损失.对转转子非定常受力的相位差很小,且脉动幅度在不同进速系数下几乎不变.对转转子的时均推力分配比例随进速系数而改变,在较低进速系数下,第二级转子推力较高,而在较高进速系数下,第一级转子推力较高.【期刊名称】《舰船科学技术》【年(卷),期】2014(036)012【总页数】7页(P16-22)【关键词】导管螺旋桨;对转转子;旋流损失;非定常受力;推力分配【作者】周军伟;倪豪良【作者单位】哈尔滨工业大学(威海)船舶与海洋工程学院,山东威海264209;哈尔滨工业大学(威海)船舶与海洋工程学院,山东威海264209【正文语种】中文【中图分类】U661.31+3为适应高速、高推力情况对船舶推进器性能的要求，采用对转螺旋桨是一种选择，这是因为对转螺旋桨能够减小甚至消除尾流中的旋流，提高推力系数；采用导管螺旋桨是另外一种选择，它同时具有高效率、高推力和低噪音的优点。

结合对转螺旋桨和导管螺旋桨的特点，可以构造出对转导管螺旋桨，有可能进一步提高推进器的性能。

对转螺旋桨的结构相比传统螺旋桨要复杂的多，其结构形式主要有套轴结构、吊舱结构与双驱动结构形式[1]。

这3种结构都能够与导管配合，构成对转导管螺旋桨，如图1所示。

随着叶环电力驱动导管螺旋桨技术的发展[2-5]，对转导管螺旋桨的结构能够变得更为简单，也使船舶采用对转导管螺旋桨作为推进器逐渐成为可能。

水动力设计是对转导管螺旋桨设计中的关键问题之一。

虽然以往也有许多针对对转螺旋桨水动力性能的研究，如Yang与Davide等[7-8]基于升力面法对对转螺旋桨的定常性能预报，Zhang与王展智等[9-10]对对转螺旋桨流场的CFD模拟，但仍然没有一个较为方便的对转螺旋桨水动力设计方法，就更不要提对转导管螺旋桨的水动力设计了。

基于CFD技术的节能舵球节能效果数值预报
李学军;苗飞;沈海龙
【期刊名称】《船舶标准化工程师》
【年(卷),期】2014(047)003
【摘要】基于CFD技术,分别预报了单个螺旋桨、桨舵组合的水动力性能,并将计算结果与试验值比较,结果显示预报结果与试验值吻合良好.在此基础上,对螺旋桨-舵-舵球组合进行了计算,并比较了舵球设计参数对节能效果的影响.计算结果表明,舵球可以有效地提高螺旋桨的效率,在舵球直径与螺旋桨直径之比为0.292时,其节能效果最好,达7.66％.
【总页数】4页(P18-20,23)
【作者】李学军;苗飞;沈海龙
【作者单位】中远船务工程集团有限公司,辽宁大连116600;哈尔滨工程大学水下机器人技术重点实验室,哈尔滨150001;哈尔滨工程大学水下机器人技术重点实验室,哈尔滨150001
【正文语种】中文
【中图分类】U661.31+3
【相关文献】
1.舵球对渔船导管桨节能效果影响的研究 [J], 邵峰
2.翼型舵球几何参数对桨-舵系统节能效果的影响 [J], 庄丽帆;丛文超;王志东;祝启波
3.扭曲舵+舵球节能效果数值模拟 [J], 邱云锋;白明根;邰宜峰
4.基于船-桨-舵组合系统舵球节能效果数值预报 [J], 庄丽帆;刘源;凌杰;史梦奇
5.渔船桨-舵球组合系统节能效果数值分析 [J], 张春涛;张彬;王庆伟
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伴流补偿导管,舵球与节能研究;7一年,叼多萄蜘娣}恒等名船茚暑伴流补偿导管,舵球与节能研究七.二研究所江南造船厂谢文浩陈豪赵善能'一,前言长期来,节能船型及水动力节簏技术的开发和研究始终是广大造船研究二I作者的重要课题.自8O年代以来,国内嚣研究设计单位通过各自的试验研究工作大都已取得了可喜的成果,韭正加紧推广鹰f}j,日趋成熟和完善在这种情况下,有必要对节能船型及水动力附加节能装置的节能技术和妮理作更深入的研究和探讨,期望能使节能技术的试验研究提到更高的水平.本文试图通过我们近年采所傲的一些试验研究工侔作进一步的探讨.二,船尾水动力附加节能装置近年辣,裁所除开展过船舶线型,球首,球尾等节能研究工作外,还对伴流补偿导管,导流罩,舵球自由旋转叶轮,桨前.或桨后加装圊定叶轮(亦称定子),毂帽鳍等附加节能装置也作了大量试验研究.综合上述节能装置的作用原理,有的可改普册(或桨所)的水流分离观鲸,减少浆后尾流中的损耗或使毂涡减弱和消失,有的可改善螺旋浆的来流,使螺旋桨在获得较均匀的来流情况下提高推进效率,有的可使螺旋桨前产生与桨相反旋向的预旋流以减少浆后尾流中旋转能量的损耗}有的可产生附加推力以减小船镩阻力.也宥的可改善伴流分南,降低垲部振动,减少能耗或增加伴流藉以提高船身效率.总之,加装了这些节能装置均能在不同程发上降低船舶阻力和提高推进效率,取得了较好的节能效槊.关于节能线型,浆前或浆后加装固定叶轮,自由旋转叶轮及毂蝈鳍等附加节能装置的试验研究我所已有专文介绍,本文将羞重介绍在伴流补偿等管,导流罩及艘球节能装置方面盼试验研究工作1.伴流补偿导管伴漉补偿导管是一种具有机翼型,简易型或折角型甜J面的环状导流装置,通常以两个半环形导管形式装于螺旋桨前韭在装轴上方船尾纵巾剖面曲两侧.Hf于该装置舯n佣可降低桨轴上方船尾纵巾削面处竹伴漉峰蝤,韭可将船尾jj柴盘面前的多_剥r流动包括垂向流动,更多地整流成轴翔流',从而提高了螺旋桨的效率.冉者,该装置还可减少后体的水流分离,如合地调整左右半环形导管的水平及纵向夹角可使粱前产生与桨旋向相反的预旋来流至导管翼型剡面所产生向前的升力分量及均匀水流对螺旋桨激振骷来的好处也是不可忽视的加装该装置聍虽可使管内的水流柳速,假山于泼装置的存在改变了船尾盼流态,增大了船傩伴渣,故其伴漉分皴较米安装前大些是可以理解的,这在推力减糯分数虽略有变动但因侔流系数增大较显裟的情况下是可以提高船身效率,从蓑l,袁2舯试验结果可予说明a寝3,4及5列出掷分船型加装伴流补偿导管前后模型试验节能效果的比较,其节能效果的芬寡腺同导管几何参数及安装位置有关外,还同船尾本身的线型有较大关系.同时,从我们的试验研究也发现安装伴流补偿导管后的节能效果不仅与导管的剖丽形状,几何参数,难向安装位置以及导管轴线与船体岣三向夹角有关而且同其纵『安装位置有较大的关系,有时甚至是能否取得节能效果的关键参数.如导管安装位置不当,则不能有效地减少或消除船体后部的流动分离区,电就不能改善桨前来沲,难以起到节能效果.此外,由于在桨前船的尾端处流态汲不稳定,因此要选择适当的导管安装位置,以便通过导管的作用既可将水流压向船体,减少流动分离,又可阻止垂向流动,使水流贴近导管表面改向轴向流动,改善桨前来流以提高桨的推进效率.表6中所示,由于导管纵向位置安装不够确切,就没能起到应有的节能效果,而袭3,4及5由于导管位置安装较妥,就取得了较好的节能效果.在通常的船尾线型情况下,在设计航速附近约可取得5～7的节能效果a2.舵璩舵球是装于螺旋桨毂帽后舵上的一种整流装置.通常,舵球可减少或消除毂帽后部的水流分离削弱毂涡,减少尾流收缩,降低能量损耗.试验研究表明,舵球节能的效果同舵球的大小,舵球耐桨毂后缘或毂帽之间的距离有一定的关系.但很少见有舵球垂向安装血置的变化对节能效果的报导近年来,我们在开展舵球节能试验研究时,昧常规试验外,还专门进行了舵球垂向安装位置的变化(包括大,小舵球)对节能效果的试验研究,研究表明舵球节能效果最佳垂向位置监不一定在桨轴中心线上,而可以在桨轴中心线之上或之下,也即舵球垂向位置的变化对推进效率和节能效果都有一定影响,如表7所示.此外,试验表明加装舵球后也可使阻力稍有下降由此可见,舵球的作用不仅可降低彀涡,减少毂帽后的水流分离韭且还可对船尾部的流场起到一定盼整流作用, 其作用的大小同船怒部的形状,舵球的尺度,尾谶场分布有关,至于舵球节能作用的机理尚可作进一步深化研究.3伴流补偿导瞥捆舵璩伴流补偿导管及舵球节能装置可分别单独使用,也可『坷时安装在同一条船上以增大其节能效果如表9所示图1及图2分别为伴流补偿导管纵向安装位置的变化和舵球垂向安装位置的变化图.图1伴流补偿导管纵向安装位置变化图图2舵球垂向安装位置变化图三,试验结果1.伴滚补偿导瞥装置的试验采用了不同的导番内径,各种剖面形状和改变各类参数及纵向安装位拦等进行了试验,表1～6中列出了部分试验结果.裹lSM9106—2—0殛SM~106—2一ND(带伴流补偿辱瞥爱导流罩>的t,w.覆h的诧较Vs(kn)13.013.514.014.515.016.516.0SMg+06'2—00.,x36虬235m241{0.2450.I2560.2590.253t1SM0106—2一ND0.2430,2380.2450.2580.2690.2740.267SM9106—2—0O620.3620.3660.3980.3740.3750,370wsSM9106—2一ND0?3830.3780.3800.3860.3920.3930.388SM01062—01.1991.1991.1961.1941.1881.1851.186卵s—————————___________一——SM91082一biD}1.227_.1.2Z41.2181.2101.2021.197;1.198囊2SM9136殛$M9136--ND(带伴流朴偿导瞥)的t,w.理丘毒的比较V(n)l】.011.51}112.513.13.614.0SM01360.1510.190.1840.1770.1680.1630.165tSM0136一ND0.1830.1970.2040.2080.2100.2120.214SM91360.3030.3190.3210.3170.3120.3100.312SM0136一NDO.3480.3540.357O.3580.3590.3600.360SM91361.2181.2051.2021.2051.2101.2131.213sSM9136一ND1.2531.2421.2371.233].2321.230】.228裹3SM9105一卜O殛SM9106一卜ND(带伴漉补偿导管)收翻琦率时比较V8(kn).13.o13.514.o14.515.015516.o1.01.0I.0O1.O1.01.0PD-}Pn-●0.9950.韶0.94610.9380.9340.0330.936PDI/PⅢ注{'PzJ*~sMo!o6L.口的收}功率P础Dz~SMSl06一l—NDI的收到功率裹4SM9136~SM9136一ND.(带伴藏补偿导警)收到功率的比较Vs(kn)11.0l1.512.010.513.0l3-514.0——●3PDl/PD11.01.01.01.01.01,01.00.9030.90909230.9350.960.9550.960PDDl/PDl注lPol为S&~9136的收到功率''PDNDl为SMgl36一NDl的收到功率裒5SM9009覆SM9009--ND(带伴藏朴怯导警)收舅功率的比较,rVs(kn)13.013.514.014.515.015.516.01.01.01.01.01.01.01.0PD~/PDo.9880.9810.9750.9610.9530.9440.938FD~Ds/PD注t'P叩为sM9O09的收到功率"PDHn3为SM9009--I~收到功率寰6SM9106—2—0~SM9106—2一ND.(带惮浓朴怯导警)收舅功率的比较V.(kn)13.013.514.014.515.015.516.01.01.01.01.01.01.01.0P肼o/Po=o1.0181.O060.995O.驰60.驰4O.9:880.997P2ND0/P2DJ注,*F2o为SM9106一0的收到功率*.PDo为SM9106一?一NDo:的收到功率2.舵砖碧■鼹试验已选用了不同韵舵璋参数及垂向安装位置等进行了试验,表7中列出部分试验结果.3.伴藏补偿导警和舵尊装量的试验在部分船型上将伴流补偿导管和舵球或导流罩等敷种水动力节能技术综合应用可进一步提高其节能效果,表8中列出部分试验结果.一让一四,结束语综合上述分析及试验结果可得出如下几点结沦l1.伴流补偿导管及舵球节船装置都是一种较简便而行之有效的节能装置,两者可单独使用也可综合使用以提高其节髓效果. 2.伴流补偿导管节能效果的多寡不仅与船体本身线型特别是尾部线翌的优劣有关, 而且与导管蚺各种参数特倒是缎向安装位置有很大关系,如安袭不妥甚至不能起到应有的节能效果.3.在对伴流补偿导管进行节能机理研究的同时,不能忽视对船尾部的流态观察试。