(大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院,遼寧 大連 116024)
吊艙推進(jìn)器(簡(jiǎn)稱POD推進(jìn)器)是20世紀(jì)80年代以來新興的船舶推進(jìn)裝置。為應(yīng)用電力系統(tǒng)推進(jìn),芬蘭ABB公司提出吊艙推進(jìn)器這一設(shè)計(jì)理念,隨后將其成功應(yīng)用于船舶推進(jìn)上[1]。這一設(shè)計(jì)理念將操舵和推進(jìn)裝置集于一體,有效增加船舶設(shè)計(jì)建造的靈活性[2]。吊艙推進(jìn)器已在很多船型上得到廣泛應(yīng)用,成為一種重要的推進(jìn)方式。目前,國內(nèi)外對(duì)拖式吊艙推進(jìn)器的研究已較為成熟,但雙槳式吊艙推進(jìn)器還需進(jìn)一步研究[3]。
如今,國內(nèi)外許多學(xué)者和機(jī)構(gòu)已對(duì)吊艙推進(jìn)器進(jìn)行了大量研究。HEINKE[4]在德國波茨坦船模水池對(duì)吊艙推進(jìn)器操縱性進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)推進(jìn)器類型不同,受偏轉(zhuǎn)角的影響也不同,推力的臨界角也不同。KAWAKITA等[5]使用面元法對(duì)吊艙推進(jìn)器各部件進(jìn)行獨(dú)立分析,促進(jìn)了對(duì)其阻力和推進(jìn)等性能的理解。SZANTYR[6]使用面元法對(duì)串列式吊艙推進(jìn)器進(jìn)行模擬研究,驗(yàn)證面元法的適用性。胡健等[7]采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)和面元法研究船尾伴流對(duì)吊艙推進(jìn)器效率的影響,發(fā)現(xiàn)船尾伴流會(huì)降低其效率。汪小翔[8]采用CFD方法計(jì)算推力鰭對(duì)吊艙推進(jìn)器敞水性能的影響。趙大剛等[9]研究了操舵工況下L型吊艙推進(jìn)器的敞水性能和受力變化。董小倩等[10]研究了槳轂間隙對(duì)拖式吊艙推進(jìn)器水動(dòng)力性能的影響。
然而,國內(nèi)外學(xué)者的研究大多集中在直航狀態(tài)下吊艙推進(jìn)器的各項(xiàng)性能上,對(duì)偏轉(zhuǎn)工況的研究較少。本文基于CFD方法對(duì)偏轉(zhuǎn)工況下吊艙推進(jìn)器的敞水性能進(jìn)行數(shù)值研究。為驗(yàn)證數(shù)值方法的準(zhǔn)確性,對(duì)單槳敞水性能進(jìn)行預(yù)報(bào)研究,分別應(yīng)用5種不同湍流模型進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算,進(jìn)而選取較佳的湍流模型。其次,研究直航狀態(tài)下吊艙推進(jìn)器的敞水性能和槳葉上的壓力分布。隨后,分別計(jì)算在不同進(jìn)速系數(shù)下吊艙推進(jìn)器在偏轉(zhuǎn)10°、20°、30°和40°時(shí)的推力系數(shù)、轉(zhuǎn)矩系數(shù)和敞水效率,分析偏轉(zhuǎn)角和來流速度對(duì)吊艙推進(jìn)器敞水性能的影響。
基于黏流理論,采用CFD方法進(jìn)行數(shù)值預(yù)報(bào)研究,采用CFD軟件Fluent對(duì)數(shù)值試驗(yàn)進(jìn)行求解。下面對(duì)CFD方法的RANS方程[11]和模型轉(zhuǎn)化方法作簡(jiǎn)要介紹。
溫度對(duì)螺旋槳周圍流體密度影響不大,故可忽略溫度的影響。為了考察湍流對(duì)脈動(dòng)的影響,湍流流動(dòng)可視為瞬時(shí)脈動(dòng)流動(dòng)與時(shí)均流動(dòng)的疊加。定常不可壓流體在直角坐標(biāo)系下的雷諾時(shí)均方程[12]為
(1)
式(1)和式(2)中:U和p分別為平均速度和靜壓力;μ和ρ分別為水的動(dòng)力黏度和密度;τij為需用湍流模型求解的雷諾應(yīng)力,i和j均取1、2和3;Q為源項(xiàng),在不考慮體積力時(shí),若流體不旋轉(zhuǎn)則其值為0,若流體旋轉(zhuǎn)則式(1)可轉(zhuǎn)變?yōu)樾D(zhuǎn)坐標(biāo)系下的控制方程,此時(shí)Q為離心力與科氏力之和。
螺旋槳三維坐標(biāo)由其二維葉切面值轉(zhuǎn)化而來,該轉(zhuǎn)化方法的表達(dá)式[13]為
(3)
式中:坐標(biāo)原點(diǎn)位于螺旋槳中心線與螺旋面的交點(diǎn)處,X、Y、Z為轉(zhuǎn)化后的坐標(biāo)值;Y1、Z1為原葉切面坐標(biāo)值;Ri為某葉切面半徑;α為螺距角;θ為縱傾角。該轉(zhuǎn)換法將螺旋槳二維葉切面值反投影至三維空間從而得到三維坐標(biāo)。
數(shù)值模擬使用某4葉側(cè)斜變螺距槳,其直徑D為1.24 m,轉(zhuǎn)速為300 r/min,轉(zhuǎn)向?yàn)橛倚?。圖1顯示螺旋槳建模過程。將經(jīng)過式(3)轉(zhuǎn)換的坐標(biāo)文件導(dǎo)入Gambit即可得到如圖1a)所示的葉剖面曲線族,將各曲線進(jìn)行連接可得如圖1b)所示的槳葉模型,最后將槳葉復(fù)制旋轉(zhuǎn)即可得如圖1c)所示的全槳模型。
圖1 螺旋槳建模過程
圖3 計(jì)算域網(wǎng)格劃分
圖2為數(shù)值模擬所采用的計(jì)算域,Gx、Gy和Gz為世界坐標(biāo)系的3個(gè)坐標(biāo)軸。為精確模擬螺旋槳在流體中的轉(zhuǎn)動(dòng),應(yīng)盡量設(shè)置較大的計(jì)算域以減小邊界影響。然而計(jì)算域過大會(huì)降低計(jì)算效率,因此選取直徑為5D、長(zhǎng)為10D的圓柱形計(jì)算域。螺旋槳位于圓柱中軸線上,槳盤前流域長(zhǎng)為3D,其后方流域長(zhǎng)為7D。采用多重參考系(Multiple Reference Frame, MRF)模型模擬試驗(yàn)。沿螺旋槳軸向?qū)⒂?jì)算域劃分為3部分,中間部分為旋轉(zhuǎn)域,兩側(cè)為靜止域,以保證模擬的流域與螺旋槳所處的實(shí)際流域一致。
圖3給出了旋轉(zhuǎn)域及整個(gè)計(jì)算域的網(wǎng)格劃分情況。對(duì)計(jì)算域先進(jìn)行線網(wǎng)格劃分,隨后進(jìn)行面網(wǎng)格和體網(wǎng)格劃分。為在保持一定精度的前提下提高計(jì)算效率,靠近螺旋槳的部分區(qū)域網(wǎng)格須予以加密,外圍則適當(dāng)放疏。
適用于螺旋槳數(shù)值模擬的湍流模型有多種,本文選取Standardk-ε模型、Standardk-ω模型、SSTk-ω模型、RNGk-ε模型和Realizablek-ε模型。由于各湍流模型的適用范圍不同,用以上各模型分別進(jìn)行模擬試驗(yàn),通過與水池試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比以選取較佳模型。
圖4給出了在不同湍流模型下數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比情況。從推力系數(shù)曲線(見圖4a))可以看出:當(dāng)進(jìn)速系數(shù)J較低時(shí),SSTk-ω模型模擬的誤差偏大;隨著J增加,誤差減小;當(dāng)J在1.2附近時(shí),兩曲線十分吻合。其他4種模型均在J=0.5附近誤差較大,從整體上看,SSTk-ω模型與試驗(yàn)數(shù)據(jù)更接近。轉(zhuǎn)矩系數(shù)曲線(見圖4b))與推力系數(shù)曲線相似,SSTk-ω模型的模擬結(jié)果與試驗(yàn)值的誤差J的增加而減小,J趨于1.2時(shí)吻合程度較好。另外4種模型仍在J=0.5附近誤差較大,此時(shí)SSTk-ω模型的優(yōu)勢(shì)并不明顯。對(duì)于敞水效率來說,SSTk-ω模型的模擬精度明顯高于另外4種模型。綜合來說,SSTk-ω模型較其他4種模型的模擬精度更高,更適合對(duì)該槳進(jìn)行數(shù)值試驗(yàn)。
圖4 不同湍流模型模擬結(jié)果對(duì)比
雙槳吊艙推進(jìn)器由吊艙、支架和前后兩螺旋槳等3部分組成,兩螺旋槳轉(zhuǎn)向相同。吊艙最大直徑為800 mm,長(zhǎng)為4 000 mm,支架高1 015 mm,弦長(zhǎng)和最大厚度分別為1 000 mm和80 mm。圖5和圖6分別為在Gambit中建立的吊艙推進(jìn)器模型和網(wǎng)格劃分結(jié)果。建模和網(wǎng)格劃分流程與第2節(jié)中的單個(gè)螺旋槳相似,此處不再贅述。
圖5 吊艙推進(jìn)器幾何模型 圖6 吊艙推進(jìn)器網(wǎng)格劃分結(jié)果
4.1.1 敞水性能曲線
圖7 吊艙推進(jìn)器敞水性能曲線
圖7為吊艙推進(jìn)器的推力系數(shù)、轉(zhuǎn)矩系數(shù)和敞水效率曲線。可以看出,吊艙推進(jìn)器的各項(xiàng)敞水性能曲線的走勢(shì)與螺旋槳很相似:在重載區(qū),即進(jìn)速系數(shù)較小時(shí),其所需推力和轉(zhuǎn)矩較大;在輕載區(qū),即進(jìn)速系數(shù)較大時(shí),其所需推力和轉(zhuǎn)矩則較小。其敞水效率同樣隨著進(jìn)速系數(shù)的增大先增大后減小,在J≈0.9時(shí),吊艙推進(jìn)器達(dá)到最大敞水效率,即η=0.551。因此,該推進(jìn)器在此工況下達(dá)到最大效率。對(duì)其敞水性能曲線的分析可為后文研究偏轉(zhuǎn)角的變化提供便利。
4.1.2 壓力云圖
圖8為J=0.8時(shí)吊艙推進(jìn)器葉面和葉背的壓力云圖。從圖8a)可以看出,葉面導(dǎo)邊附近區(qū)域是正壓力區(qū)域,為吊艙推進(jìn)器提供前進(jìn)的推力。沿著導(dǎo)邊向隨邊及葉梢向葉根的方向,葉面的壓力均逐漸減小,最大壓力出現(xiàn)在靠近葉梢的導(dǎo)邊處。靠近葉根的隨邊處出現(xiàn)了小部分吸力區(qū),故不是所有葉面區(qū)域都提供推力,推力主要來源于導(dǎo)邊一側(cè)。從圖8b)可以看出,葉背導(dǎo)邊附近為負(fù)壓力區(qū)域,為吊艙推進(jìn)器提供前進(jìn)的推力。葉背吸力的減小趨勢(shì)和最大吸力區(qū)域與葉面壓力相同。此外,吊艙和支架前端均分布正壓力,吊艙尾部和支架后側(cè)均分布負(fù)壓力,這是由尾流處的伴流效應(yīng)導(dǎo)致的??偟膩碚f,吊艙推進(jìn)器推力主要來源于各槳葉的導(dǎo)邊,葉面為壓力,葉背為吸力,吊艙和支架則產(chǎn)生阻力。
圖8 吊艙推進(jìn)器壓力云圖
當(dāng)船舶進(jìn)行回轉(zhuǎn)時(shí),吊艙推進(jìn)器處于非設(shè)計(jì)工況下,其敞水性能變化較大。本節(jié)分別對(duì)其偏轉(zhuǎn)10°、20°、30°和40°時(shí)的推力系數(shù)、轉(zhuǎn)矩系數(shù)和敞水效率進(jìn)行對(duì)比。圖9顯示了偏轉(zhuǎn)工況下的吊艙推進(jìn)器。
圖9 偏轉(zhuǎn)工況下的吊艙推進(jìn)器模型
圖10 不同偏轉(zhuǎn)角下的推力系數(shù)
4.2.1 推力系數(shù)KT
圖10呈現(xiàn)了各偏轉(zhuǎn)角下的推力系數(shù)隨進(jìn)速系數(shù)變化的對(duì)比情況。可以看出:無偏轉(zhuǎn)與偏轉(zhuǎn)10°的曲線接近,僅在進(jìn)速系數(shù)較低時(shí)有輕微偏差,故船舶在回轉(zhuǎn)時(shí),將其偏轉(zhuǎn)角控制在10°以內(nèi)對(duì)推力影響不大。當(dāng)偏轉(zhuǎn)角達(dá)20°及以上時(shí),進(jìn)速系數(shù)在0.2左右時(shí)的推力變化相對(duì)較小,隨著進(jìn)速系數(shù)增加,推力受偏轉(zhuǎn)角的影響增大。此外,進(jìn)速系數(shù)越高,偏轉(zhuǎn)角對(duì)推力的影響越顯著,這是由高來流速度對(duì)偏轉(zhuǎn)效應(yīng)的放大作用導(dǎo)致的。由于來流側(cè)向傳播,其速度越高則吊艙推進(jìn)器相應(yīng)的轉(zhuǎn)矩也越高,推力也隨之增大。因此,在進(jìn)速系數(shù)較高時(shí)偏轉(zhuǎn)角對(duì)推力的影響更顯著。當(dāng)偏轉(zhuǎn)角達(dá)40°時(shí),推力系數(shù)隨進(jìn)速系數(shù)變化的幅度相對(duì)較小,表明在高進(jìn)速系數(shù)和大偏轉(zhuǎn)角下,螺旋槳的轉(zhuǎn)矩較大,從而使高進(jìn)速系數(shù)下的整體推力上升。此外,在來流側(cè)向傳播時(shí),吊艙推進(jìn)器本身阻力減小,增大了其所提供的推力??傮w上說,在高進(jìn)速系數(shù)和大偏轉(zhuǎn)角下,吊艙推進(jìn)器的推力顯著增加。
4.2.2 轉(zhuǎn)矩系數(shù)KQ
圖11 不同偏轉(zhuǎn)角下的轉(zhuǎn)矩系數(shù)
圖11顯示了不同偏角下轉(zhuǎn)矩系數(shù)的對(duì)比情況。與推力系數(shù)曲線相似,轉(zhuǎn)矩系數(shù)也隨偏轉(zhuǎn)角的增大而增大,但其變化幅度明顯大于推力系數(shù)。與無偏轉(zhuǎn)相比,偏轉(zhuǎn)10°產(chǎn)生了較大差異,且呈現(xiàn)輕微上揚(yáng)趨勢(shì)。隨著偏轉(zhuǎn)角增大,轉(zhuǎn)矩系數(shù)曲線的上升趨勢(shì)越來越明顯,且進(jìn)速系數(shù)越高,轉(zhuǎn)矩增幅越大。這是由于來流沿螺旋槳盤面產(chǎn)生的分力增大了轉(zhuǎn)矩,且來流越快分力越大,相應(yīng)地,轉(zhuǎn)矩也隨之增大。同樣,在阻力一定時(shí),偏轉(zhuǎn)角越大,分力也越大,產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩也隨之增大,而軸向分力越小,沿推進(jìn)方向阻力越小。這也符合圖10推力系數(shù)隨偏轉(zhuǎn)角增大而增大的現(xiàn)象。
4.2.3 敞水效率η
為研究吊艙推進(jìn)器的偏轉(zhuǎn)對(duì)其敞水效率的影響,圖12給出了不同偏轉(zhuǎn)角下敞水效率隨進(jìn)速系數(shù)變化的曲線??傮w上看,隨偏轉(zhuǎn)角增大,敞水效率降低。敞水效率計(jì)算公式為
(4)
式中:T為螺旋槳軸向推力;VA為螺旋槳進(jìn)速;n為螺旋槳轉(zhuǎn)速。
此現(xiàn)象表明偏轉(zhuǎn)角越大,KT/KQ的值越小,這與轉(zhuǎn)矩系數(shù)增幅大于推力系數(shù)增幅相吻合。此外,在偏轉(zhuǎn)角變化初期敞水效率降幅顯著。然而,當(dāng)偏轉(zhuǎn)角大于20°時(shí),進(jìn)速系數(shù)較低時(shí)敞水效率發(fā)生微弱的降低,進(jìn)速系數(shù)大于1.0時(shí)敞水效率隨著偏轉(zhuǎn)角的增大而增大。這表明吊艙推進(jìn)器在發(fā)生大角度偏轉(zhuǎn)且進(jìn)速系數(shù)較高時(shí),轉(zhuǎn)矩系數(shù)的增加速度已不及推力系數(shù)。為了更直觀地反映這一現(xiàn)象,以進(jìn)速系數(shù)J=0.5和J=1.2為例,圖13顯示了KT/KQ的值隨偏轉(zhuǎn)角變化的情況??梢钥闯?,當(dāng)J=0.5時(shí)KT/KQ的值隨偏轉(zhuǎn)角的增大而減小,當(dāng)J=1.2時(shí)則先減小后增加,這與圖12中的現(xiàn)象也是一致的。因此,當(dāng)進(jìn)速系數(shù)較低時(shí)敞水效率隨偏轉(zhuǎn)角的增大而減小,當(dāng)進(jìn)速系數(shù)較高時(shí)則敞水效率先降低后升高。
圖12 不同偏轉(zhuǎn)角下的敞水效率 圖13 J=0.5和J=1.2時(shí)各偏轉(zhuǎn)角下KT/KQ的值
此前國內(nèi)外學(xué)者的研究大多集中在直航狀態(tài)下吊艙推進(jìn)器的各項(xiàng)性能上,對(duì)偏轉(zhuǎn)工況的研究較少,本文系統(tǒng)地研究了偏轉(zhuǎn)工況下螺旋槳的敞水性能。
(1) 根據(jù)在不同湍流模型下單槳敞水性能的模擬結(jié)果,可知SSTk-ω模型更適合對(duì)該槳進(jìn)行數(shù)值模擬,其數(shù)值模擬精度可滿足工程需求。此外,吊艙推進(jìn)器的敞水性能曲線與螺旋槳相似,其槳葉葉面的導(dǎo)邊產(chǎn)生壓力,葉背的導(dǎo)邊產(chǎn)生推力,吊艙和支架產(chǎn)生阻力。
(2) 吊艙推進(jìn)器的推力和轉(zhuǎn)矩隨偏轉(zhuǎn)角的增大而增大,且進(jìn)速系數(shù)越大,二者的增幅越顯著。吊艙推進(jìn)器所允許的偏轉(zhuǎn)角越大則船舶靈活性越高,但對(duì)吊艙結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的要求也越高。因此,在設(shè)計(jì)工作中應(yīng)在滿足船舶回轉(zhuǎn)要求的前提下,適當(dāng)減小吊艙推進(jìn)器的允許偏轉(zhuǎn)角以增加安全性。
(3) 在本研究的偏轉(zhuǎn)角變化范圍內(nèi),總體上敞水效率隨偏轉(zhuǎn)角的增大呈下降趨勢(shì),但其降幅逐漸減小,最佳敞水效率對(duì)應(yīng)的進(jìn)速系數(shù)也逐漸減小。綜合考慮偏轉(zhuǎn)角對(duì)吊艙推進(jìn)器敞水性能的影響,船舶回轉(zhuǎn)時(shí)應(yīng)在允許范圍內(nèi)采用較大舵角以減小回轉(zhuǎn)半徑,同時(shí)適當(dāng)降低航速。
相關(guān)研究成果為船舶的操縱提供理論參考,具有一定的工程價(jià)值。同時(shí),為更好地研究吊艙推進(jìn)器的敞水性能,后期還可以對(duì)偏轉(zhuǎn)工況下吊艙推進(jìn)器對(duì)船體伴流的影響作進(jìn)一步研究。