半浸桨不同半径切面入水的水动力特性

doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2021.169

半浸桨不同半径切面入水的水动力特性

丁恩宝¹, 常晟铭¹^,², 孙聪^,², 赵雷明², 吴浩²

1.中国船舶科学研究中心上海分部,上海 200011

2.哈尔滨工程大学船舶工程学院,哈尔滨 150001

Hydrodynamic Characteristics of a Surface Piercing Propeller Entering Water with Different Radiuses

DING Enbao¹, CHANG Shengming¹^,², SUN Cong^,², ZHAO Leiming², WU Hao²

1. Shanghai Branch of China Ship Scientific Research Center, Shanghai 200011, China

2. College of Shipbuilding Engineering, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China

通讯作者: 孙聪,男,助理研究员;E-mail:suncong@hrbeu.edu.cn.

责任编辑: 陈晓燕

收稿日期: 2021-05-20

基金资助:

国家自然科学基金(51679052)
国家自然科学基金(51809055)
国家自然科学基金(51909043)
国家自然科学基金(51639004)
国防基础科研计划(JCKY2016604B001)
黑龙江省自然科学基金(E2018026)

Received: 2021-05-20

作者简介 About authors

丁恩宝(1973-),男,江苏省扬州市人,研究员,研究方向为船舶推进与节能技术.

摘要

为探究半浸桨无因次切面位置对半浸桨杯型切面入水过程水动力特性的影响,选择了半浸桨0.6、0.7、0.8无因次半径处的杯型切面进行建模.通过求解RANS方程模拟杯型切面入水过程的同时,结合流体域体积方法以及重叠网格技术,建立可靠的数值方法,研究不同切面位置的半浸桨杯型切面入水过程的水动力特性.分析不同切面位置对半浸桨杯型切面入水过程的自由液面形式、通气腔形式、流场以及表面压力分布的影响.结果表明:随着无因次半径剖面位置越靠近半浸桨的梢部,完全通气状态与部分通气状态之间的过渡状态会发生在较大的进速系数下,横向力系数和敞水效率也会有所增加.

关键词： 半浸桨; 杯型切面; 无因次半径; 通气现象; 水动力特性; 数值模拟

Abstract

In order to investigate the influence of a dimensionless section position of a surface piercing propeller on the hydrodynamic characteristics of the surface piercing propeller cup section, the cup section of the surface piercing propeller at the dimensionless radius of 0.6, 0.7, and 0.8 is selected for modeling. By solving the RANS equation to simulate the cup section entry process, in combination with the volume of fluid method and the overlapping grid technique, a reliable numerical method is established. The hydrodynamic characteristics of the water entry process of the surface piercing propeller cup section at different section positions are studied. The effects of different section positions on the free surface form, ventilation cavity form, flow field, and the surface pressure distribution in the water entry process of the surface piercing propeller cup section are analyzed. The results show that with the position of the dimensionless radius section getting closer to the tip of the surface piercing propeller, the transition state between the fully ventilated state and the partially ventilated state occurs at a larger speed coefficient, and the transverse force coefficient and the open water efficiency increases.

Keywords： surface piercing propeller; cup section; dimensionless radius; ventilation phenomenon; hydrodynamic characteristics; numerical simulation

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本文引用格式

丁恩宝, 常晟铭, 孙聪, 赵雷明, 吴浩. 半浸桨不同半径切面入水的水动力特性[J]. 上海交通大学学报, 2022, 56(9): 1188-1198 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2021.169

DING Enbao, CHANG Shengming, SUN Cong, ZHAO Leiming, WU Hao. Hydrodynamic Characteristics of a Surface Piercing Propeller Entering Water with Different Radiuses[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 2022, 56(9): 1188-1198 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2021.169

半浸桨工作时的特殊工作环境及其水动力特性的研究一直是研究工作中的难点,即便是试验研究,也由于试验精度限制、尺度效应、边界干扰等不利因素的存在,并不能将半浸桨的敞水性能测试得十分准确.Seyyedi等^[1]在爱尔兰进行了841-B半浸桨的敞水试验,得到的试验结果与Olofsson试验^[2]的推力和转矩系数进行比对,尽管二者随进速变化的趋势有较好的一致性,但是推力和转矩系数在高进速时存在较大的误差.随着近几年计算流体力学技术的发展,国外学者Yari等^[3⇓⇓-6]以及国内学者任振等^{[7⇓⇓⇓⇓⇓-13]}采用数值模拟的方法,建立了较为完整的数值模拟手段,分别研究了浸深比、斜流角、双桨耦合效应等对半浸桨水动力特性的影响机理以及半浸桨工作过程中的流固耦合机理,为半浸桨在实际工程中的应用提供了技术指导.

但是在对半浸桨进行水动力特性预报的过程中,一方面存在计算量较大的问题;另一方面,数值模拟的过程中,预报值的推力系数偏小,转矩值偏大,使得数值模拟方法获得的效率值偏小.因此,近些年Nasrin等^[14⇓-16]采用数值模拟的方法,对半浸桨的杯型切面的入水过程进行水动力数值模拟,验证了随着进速系数的不断增加,半浸桨杯型切面的通气腔会不断向随边方向移动的现象.但是,这些学者在模拟半径为R的半浸桨杯型切面入水的过程中,所采用的剖面一般为半浸桨的0.7R无因次半径处的有效剖面.然而,随着半浸桨杯型切面的无因次半径位置选择的不同,不仅杯型切面的几何结构形式会产生差异,其垂向的入水速度也会产生较大差异.因此,还需要进一步研究半浸桨杯型切面的切面位置对其入水过程的影响.

本文采用RANS方法,并结合标准k-ε湍流模型、流体体积(VOF)方法以及重叠网格技术,对半径为R的半浸桨在0.6R、0.7R及0.8R处的半浸桨杯型切面入水过程进行数值模拟,最终得到不同工况下的水动力特性、自由液面形式、通气腔形式、流场形式以及表面压力分布等,并分析了半浸桨切面位置对其水动力特性的影响机理.

1 计算前处理

1.1 模型参数

选定的计算模型是半径为R的841-B型螺旋桨在0.6R、0.7R、0.8R位置处的杯型剖面.图1为半浸桨模型和不同切面对应位置的杯型剖面形式,其中δ为无因次半径;表1为841-B型半浸桨的具体模型参数.

图1

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图1 半浸桨的实桨和切面模型 (mm)

Fig.1 Real model and section model of surface piercing propeller (mm)

表1 841-B半浸桨参数

Tab.1 Parameters of 841-B surface piercing propeller

参数	数值
桨直径/mm	250
桨毂直径/mm	85
0.6R处弦长/mm	120.832
0.7R处弦长/mm	119.446
0.8R处弦长/mm	110.075
盘面比	0.58
叶数	4

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1.2 计算工况设置

本文计算的半浸桨杯型切面入水过程中的进速系数J、横向受力系数 $K_{x}$ 、垂向受力系数 $K_{y}$ 以及效率 $η$ 的定义如下:

(1)

J = \frac{v_{A}}{n D}

(2)

K_{x} = K_{T} = \frac{F_{x}}{ρ n^{2} D^{3} b}

(3)

K_{y} = K_{Q} = \frac{F_{y}}{ρ n^{2} D^{3} b}

(4)

η = \frac{F_{x}}{F_{y}} \frac{u}{v}

式中: $v_{A}$ 为进速;n为转速;D为直径; $F_{x}$ 、 $F_{y}$ 分别为二维杯型切面的x向、y向受力;ρ为水的密度;b为2.5D网格的z向计算域厚度;u和v分别为进速和切向速度;K_T和K_Q分别为三维半浸桨受力的推力系数和转矩系数.

根据已有的计算经验^[7,16]可知,半浸桨工作状态的转速大小为 2254 r/min,进速系数的范围为0.7~1.3.因此,通过换算,可以计算出0.6R、0.7R及0.8R无因次半径处的半浸桨杯型切面入水过程中的垂向速度分别为17.69、20.64 及23.59 m/s.在数值模拟的过程中,通过不断改变来流速度的大小,可以改变进速系数的大小.

1.3 计算模型设置

1.3.1 计算域网格划分

本文采用2.5D的方式建立计算网格,即建立一种垂向尺度较小的三维六面体形式的网格,由于重叠网格区域在数值模拟的过程中会垂向运动且该物理模型存在自由液面,所以需要对重叠网格区域、重叠网格运动域以及自由液面处的网格尺度进行加密,网格的划分方式如图2所示.

图2

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图2 网格划分形式

Fig.2 Form of grid division

1.3.2 网格收敛性分析

为了验证网格的无关性,本文取3种加密形式的网格:网格1,网格数为 634501;网格2,网格数为 824416;网格3,网格数为 1085275.计算0.7R位置的杯型切面在进速系数为0.8时的工况,并比较其横向力和垂向力随时间(t)变化的曲线,如图3所示.

图3

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图3 网格无关性验证

Fig.3 Verification of grid independence

由图3可知,相较于网格1的计算结果,另外两种网格在数值模拟的过程中有非常相近的受力结果.因此为了提高计算效率,本文选择网格数为 824416 的网格2.

1.4 数值模拟的验证

选取小底升角楔形体以30 m/s的速度入水的工况进行数值模拟方法和半解析方法^[17]之间的验证.在划分好与1.3节相同的网格模型后,监测如图4所示的A点和D'点压力值的时历曲线,并将数值模拟结果与半解析方法、Oger等^[18-19]的数值模拟方法进行比对,结果如图5所示,图中p'为测点所受压强.

图4

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图4 小底升角楔形体模型参数和测点布置 (mm)

Fig.4 Model parameters and arrangement of mea-suring points of wedge with small bottom rising angle (mm)

观察图5中楔形体高速入水的抨击压力曲线可以发现,相较于其他已有的数值模拟方法,现有数值模拟方法能够获得较为精准的结果.在不同测点的压力值比对方面,本文采用的数值模拟手段同半解析法得到的结论十分近似,尤其在t<0.0015 s时,无论是压力还是压力演变趋势,数值模拟的结果均与半解析解相差无几.但是随着楔形体入水深度的不断增加,自由液面附近液滴的飞溅状态以及自由液面的形式会发生较为剧烈的变化,进而使得不同数值模拟方式及半解析解法的精度有所下降.但从受力趋势来看,本文数值模拟所得结果优于其他已有数值模拟方法.

图5

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图5 不同测点抨击压力曲线

Fig.5 Attack pressure curves at different measuring points

2 计算结果

2.1 自由液面形式及通气形式的变化

为了得到不同切面位置的半浸桨杯型切面入水过程中气腔随进速大小的发展趋势,按照图6的方式提取了通气腔的长度和厚度,得到不同切面位置下通气腔的无因次长度(L)和无因次厚度(d)随进速系数的变化趋势,如图7所示.除此之外,将0° 斜流角工况下的不同无因次半径位置处杯型剖面入水过程的自由液面形式进行比对,对比结果如图8所示.

图6

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图6 通气腔长度和厚度的确定方式

Fig.6 Determination of length and thickness of ventilation cavity

图7

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图7 通气腔长度和厚度随切面位置的变化

Fig.7 Variation of length and thickness of ventilation cavity with section position

图8

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图8 不同无因次半径处杯型剖面自由液面形式随进速变化

Fig.8 Variation of form of free surface with advance velocity of cup sections at different dimensionless radiuses

通过观察图7发现,在进速系数较小时,3种切面位置的杯型切面在入水的情况下,通气腔均有较大的长度和厚度,而随着半浸桨杯型切面入水过程中进速的不断增加,该通气腔的长度和厚度均有所减小,即发生如图8所示的通气腔随着进速的不断提高而向随边方向收缩的现象.总体而言,相对于0.6R和0.8R位置的半浸桨的杯型切面而言,0.7R位置的半浸桨杯型切面在入水过程中形成的通气腔的厚度以及部分通气状态情况下的通气腔长度均较大,即半浸桨的有效切面通气现象的程度较为严重.从图7(a)可以看出,在完全通气状态过渡到部分通气状态的过程中,通气腔的长度会在某一进速系数下大幅度收缩.除此之外,随着无因次半径的位置不断接近半浸桨的叶梢,该通气腔剧烈收缩发生时的进速系数会有所增大,即通气腔的剧烈收缩过程会有一定程度的滞后.相同的结果可以在图8中显示,如图8(a)所示,当进速系数为0.8,δ=0.7,0.8时,会达到完全通气状态;而当δ=0.6时,为部分通气状态.如图8(b)所示,在半浸桨杯型剖面入水过程的进速系数为0.9时,δ=0.6,0.7处的半浸桨杯型剖面的通气状态已经达到部分通气状态,而 δ=0.8半浸桨杯型剖面处的通气状态则仍处于过渡状态.

2.2 敞水特性分析

为了比较不同位置的剖面对半浸桨杯型剖面入水过程的敞水特性的影响,对δ=0.6,0.7,0.8时的横向力系数、垂向力系数以及敞水效率进行比对,如图9所示.

图9

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图9 不同位置杯型切面敞水性能对比

Fig.9 Comparison of open water performance of cup surfaces at different section positions

通过图9可知,无论杯型剖面的位置如何选择,其入水过程的横向力系数、垂向力系数都会在过渡状态下产生比较大的波动,并在部分通气状态后随着进速系数的增加而降低;而效率曲线则都在较大的进速系数位置处达到峰值,并在达到峰值后随进速的不断增加而降低.

而根据杯型剖面位置选择的不同,其完全通气状态和部分通气状态之间的过渡状态发生时的进速系数以及效率峰值位置的进速系数会有所差异.具体而言,随着杯形剖面选择的位置越接近叶梢,力的较大波动发生时的进速系数会较大;而0.6R杯型剖面的最大效率发生在进速系数为1.1附近,0.7R和0.8R杯型剖面的最大效率发生在进速系数为1.2附近.造成该现象的原因如2.1节的分析,即杯型剖面的位置越接近梢部,完全通气状态与部分通气状态之间的过渡状态会更趋向于发生在一个较大的进速系数位置,从而对完全通气状态和部分通气状态的转变形成一个滞后作用,而当杯型剖面达到过渡状态时,其横向力系数及垂向力系数会发生较大的波动.除此之外,不同位置杯型切面入水过程的效率峰值也会随着切面位置接近叶梢而发生一定滞后作用.

除此之外,由图9所示,随着杯型剖面位置选择的不同,即越接近叶梢位置,横向力系数和效率会越大,垂向力系数相差不大.这是由于半浸桨运行时的转速是一定的,而剖面位置越接近其梢部,线速度就会越大,即杯型剖面垂直入水的速度也越大.而垂直入水的速度越大,会影响到剖面吸力面与压力面两侧的流体流动速度,使得两侧的压力差增大,影响到其横向受力大小,使其横向受力增大.但是由于压力的垂向分量较小,使得剖面位置对垂向受力的影响不大.根据式(4)可知,敞水效率与半浸桨杯型剖面入水过程的横向受力和垂向受力之比成正相关,敞水效率也会随着杯型剖面所选取的位置越接近梢部而增大.但是另一方面,随着进速系数的不断增大,在这几个杯型切面入水均达到部分通气状态时,它们之间横向受力的差距十分微小.

2.3 流场特性分析

当选取的半浸桨杯型剖面位置不同时,一方面杯型剖面的结构形式不同,尤其是随边位置的差异;另一方面垂直入水速度的大小之间的差异,会使得叶剖面入水时的流场特性产生一定差异,而流场特性的差异一般会影响杯型剖面表面的压力分布,进而影响杯型剖面入水过程的敞水特性以及通气特性.因此,对其流场特性的研究十分重要.不同位置的杯型剖面在不同通气状态时的速度云图如图10~12所示,图中v’为速度幅值的大小.

图10

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图10 完全通气状态下不同剖面位置处速度场比对(J=0.7)

Fig.10 Comparison of velocity fields at different section positions in full ventilation state (J=0.7)

图11

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图11 部分通气状态下不同剖面位置处速度场比对(J=1.2)

Fig.11 Comparison of velocity fields at different section positions in partial ventilation state (J=1.2)

图12

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图12 过渡状态下不同剖面位置处速度场比对

Fig.12 Comparison of velocity fields at different section positions in transition state

通过比对图10~12可以发现,尽管杯型切面的剖面位置的选取有所差异,但无论是完全通气状态、部分通气状态还是过渡状态的流场分布特性均具有相似之处,即无论杯型切面的位置如何选择,其导边位置的低速区、随边压力面附近的高速区以及气腔中空气流动的高速区均存在.而在速度场中,杯型切面位置选择的差异主要反映在由于垂直入水时的速度不同而造成的这几个高速区以及低速区的面积大小分布.

随边压力面附近的流速高速区在完全通气状态下,无论杯型切面的剖面位置如何选取,其面积大小几乎相同,而通过分析完全通气状态下半浸桨杯型切面吸力面附近的通气腔的面积分布可知,覆盖整个吸力面表面的通气腔的面积非常大,流速非常快,可以进一步影响到与其相邻的随边压力面附近的流场分布,增大该区域的面积.因此,在完全通气状态下,无论半浸桨杯型剖面的剖面位置如何选取,其压力面随边附近的高速区面积变化不大.但是随着进速系数的增加,在半浸桨杯型切面的入水过程达到部分通气状态后,该压力面随边的高速区面积随着剖面位置选择的不同会发生相当大的变化.具体而言,在部分通气状态下,随着杯型切面的位置选择越接近叶梢,这个压力面随边附近的高速区会有所缩小.这是由于半浸桨杯型剖面的入水过程达到部分通气状态后,不同切面的通气腔缩小的程度会有所差异,进而影响到通气腔的大小以及自由面的抬升程度.而在过渡状态,气腔在吸力面的分布不稳定,不仅会在压力面随边附近形成高速区,在吸力面的导边处也会形成面积较小的高速区.相较于压力面随边位置的高速区面积变化的差异,吸力面导边附近的低速区面积随杯型剖面的选择位置而产生的差异则较小.

2.4 表面压力分布特性分析

半浸桨不同剖面位置的杯型剖面在入水过程中的流场特性存在相当大的差异,反映到杯型剖面在入水过程中的周围压力分布,进而影响到其压力面和吸力面之间的压力差值.使得不同位置的杯型剖面在入水过程中的横向受力和垂向受力产生了如图9所示的变化趋势.为了进一步研究不同剖面位置的压力分布特性,提取了不同通气状态下的半浸桨杯型切面的压力分布,如图13~15所示.

图13

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图13 完全通气状态下不同剖面位置处表面压力分布 (J=0.7)

Fig.13 Surface pressure distribution at different section positions in full ventilation state (J=0.7)

图14

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图14 部分通气状态下不同剖面位置处表面压力分布 (J=1.2)

Fig.14 Surface pressure distribution at different section positions in partial ventilation state (J=1.2)

图15

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图15 过渡状态下不同剖面位置处表面压力分布

Fig.15 Surface pressure distribution at different section positions in transition state

通过观察图13所示的杯型剖面完全通气状态下的表面压力分布可知,在压力面上,0.6R处杯型切面的压力值较小,而在0.7R位置,压力面的压力值会有较大程度提升,但是若杯型切面的位置更接近梢部,即0.8R的位置,这个压力值的提升程度会大大减小.而在达到了部分通气状态后(见图14),由于通气腔会有所收缩,所以吸力面的压力分布不会如图13一样均为大气压的值,而是会在导边附近发生不同程度的压力下降现象.对于过渡状态的压力分布,可以通过图15看出,杯型剖面吸力面通气腔的大小有所差异,使得吸力面的压力分布同杯型剖面的位置选取有较大差异.

通过图14可以发现,当杯型切面的入水过程达到部分通气状态后,无论杯型切面的位置如何选择,其导边附近的横向受力会与半浸桨的推力方向相反,进而使得半浸桨的杯型剖面在高进速情况下所产生的充当推力的横向受力减小,也正因如此,在达到部分通气状态后,其横向受力的大小会随着进速的增加而大大减小.尽管不同剖面位置的压力分布有所差异,但是整体来看,充当推力的合力大小和与推力相反的力的大小的差值几乎相同,使得在高进速的情况下,半浸桨杯型切面所受的横向力大小几乎相同.

而从图15所反映出来的过渡状态下半浸桨杯型剖面的压力可以看出,由于不同位置杯型剖面入水过程中的压力面附近的自由液面的抬升程度几乎相同,所以压力面的压力分布在过渡状态下没有较大的差异.但是,过渡状态吸力面上通气腔的不稳定性,一方面使得吸力面的通气腔分布有所差异,导致通气腔的压力值有所差异;另一方面,影响了流场的流动方式,进一步使得水动力特性产生了一定差异,影响吸力面上的压力分布.

3 结论

采用数值模拟的方法,对不同无因次半径切面位置半浸桨杯型切面的入水过程进行了有关水动力特性以及通气特性的分析,通过对比不同无因次半径位置的杯型切面入水过程的敞水特性、流场特性、通气腔分布形式以及表面压力的分布特性,对不同切面位置对半浸桨杯型切面入水过程的影响机理进行了分析,得到如下结论.

(1) 对于841-B型号的半浸桨,其有效切面为0.7R位置的杯型切面,相较于0.6R位置的切面以及0.8R位置的切面而言,有效切面入水过程形成的通气腔的厚度以及部分通气状态情况下的通气腔长度均较大,即半浸桨有效切面通气现象的剧烈程度更加明显.因此在半浸桨剖面设计的过程中,其有效剖面的形式设计优劣会对半浸桨的通气特性有较大影响,设计时应着重考量.

(2) 随着半浸桨杯型切面位置逐渐接近半浸桨的梢部,完全通气状态与部分通气状态之间的过渡状态会更趋向于发生在一个较大的进速系数位置,即会对完全通气状态和部分通气状态的转变形成一个滞后作用.除此之外,随着无因次半径剖面位置越靠近梢部,横向力系数和效率会越大,垂向力系数相差不大.

(3) 杯型剖面结构形式的不同,尤其是随边位置的差异,且垂直入水的速度大小之间的差异,使得叶剖面入水时的流场特性具有一定差异,进而导致不同切面位置的杯型切面在入水过程中表面压力分布的形式发生改变,进而影响到不同切面位置半浸桨杯型切面入水过程中的横向力系数以及垂向力系数的大小.

参考文献

原文顺序

文献年度倒序

文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

[1]

SEYYEDI

, SHAFAGHAT

, SIAVOSHIAN

Experimental study of immersion ratio and shaft inclination angle in the performance of a surface-piercing propeller

[J]. Mechanical Sciences, 2019, 10(1): 153-167.

DOI:10.5194/ms-10-153-2019 URL [本文引用: 1]

[2]

OLOFSSON

. Force and flow characteristics of a partially submerged propeller[D]. Sweden: Chalmers University of Technology, 1996.