胡 俊 明， 李 鐵 驪， 林 焰， 紀(jì) 卓 尚， 杜 祥 進(jìn)

( 大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院, 遼寧 大連 116024 )

基于RANS法的B系列對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳敞水性能數(shù)值模擬

胡 俊 明， 李 鐵 驪， 林 焰*， 紀(jì) 卓 尚， 杜 祥 進(jìn)

( 大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院, 遼寧 大連 116024 )

應(yīng)用RANS法研究B系列對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳敞水性能，對(duì)單槳和對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，研究不同湍流模型對(duì)數(shù)值結(jié)果的影響，分析研究對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳槳距比和直徑比的參數(shù)匹配問題，比較對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳和單槳的敞水效率，剖析尾流場的變化情況，突破傳統(tǒng)勢流理論方法無法計(jì)入黏性和微觀流動(dòng)機(jī)理難以分析和把握等局限．?dāng)?shù)值結(jié)果表明：RSM模型的數(shù)值精度較高，且選取槳距比和直徑比合適的對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳明顯提高其推進(jìn)效率，對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳后槳能吸收前槳軸向速度和尾渦能量，減小切向速度對(duì)流體擾動(dòng)的影響，增大流經(jīng)槳葉的流體動(dòng)量，減小前槳尾流外直徑，增加螺旋槳的推力，提高對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳推進(jìn)性能，具有工程實(shí)用性．

對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳；RANS法；水動(dòng)力性能；湍流模型；數(shù)值模擬

0 引 言

隨著航運(yùn)業(yè)的快速發(fā)展、高速艦船的涌現(xiàn)，傳統(tǒng)船舶推進(jìn)裝置面臨嚴(yán)峻挑戰(zhàn)，為提高船舶的推進(jìn)性能，對(duì)組合推進(jìn)器的設(shè)計(jì)研究逐漸深入．組合推進(jìn)器包括串列螺旋槳、對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳和導(dǎo)管螺旋槳等[1]．其中對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳具有高效率、扭矩平衡、改善空泡和振動(dòng)等優(yōu)點(diǎn)，因此越來越多的學(xué)者致力于對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的水動(dòng)力性能研究[2-3]．傳統(tǒng)對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的研究方法主要依靠模型試驗(yàn)和理論計(jì)算，因?qū)D(zhuǎn)螺旋槳參數(shù)復(fù)雜，應(yīng)用模型試驗(yàn)法研制對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳圖譜存在不少困難，且受到模型加工成本高、實(shí)驗(yàn)周期長、微觀流動(dòng)機(jī)理難以分析和把握等局限．目前經(jīng)典的三大理論計(jì)算方法有升力線、升力面和面元法，均基于流體無黏假設(shè)勢流理論[4-5]．隨著技術(shù)進(jìn)步，計(jì)算機(jī)性能更新和完善，計(jì)算流體力學(xué)(CFD)興起，其克服基于勢流理論求解黏性繞流場的局限，且數(shù)值模擬易于實(shí)現(xiàn)，經(jīng)濟(jì)性好，數(shù)值結(jié)果與模型試驗(yàn)方法吻合一致，精度較高，已逐漸成為現(xiàn)階段船舶水動(dòng)力性能研究的重要方法之一[6-8]．

本文數(shù)值研究B系列對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的敞水性能，通過尾流場分析，為選取合適的對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳參數(shù)提供重要的研究手段，為工程設(shè)計(jì)研究提供一定的參考．

1 計(jì)算原理

1.1 控制方程

應(yīng)用RANS法處理黏性繞流場，流體不可壓縮，螺旋槳以一定轉(zhuǎn)速在均勻流體中旋轉(zhuǎn)，其流體的連續(xù)方程(質(zhì)量守恒方程)和雷諾平均N-S方程(動(dòng)量守恒方程)表達(dá)式如下[9]：

(1)

(2)

1.2 計(jì)算公式

根據(jù)對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的計(jì)算結(jié)果，應(yīng)用對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳敞水性能計(jì)算公式[3,7]，其推力系數(shù)、扭矩系數(shù)和敞水效率表達(dá)式如下：

前槳

(3)

后槳

(4)

對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳

(5)

式中：vA為流體速度，J為進(jìn)速系數(shù)，Df、Nf、Tf、Qf、KTf、KQf分別為前槳的直徑、轉(zhuǎn)速、推力、扭矩、推力系數(shù)和扭矩系數(shù)，Ta、Qa、KTa、KQa分別為后槳的推力、扭矩、推力系數(shù)和扭矩系數(shù)，KT、KQ、η分別為對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的推力系數(shù)、扭矩系數(shù)和敞水效率．

2 數(shù)值處理方法

2.1 模型參數(shù)

對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳由兩個(gè)旋轉(zhuǎn)方向相反的前后槳組成，其參數(shù)復(fù)雜，主要參數(shù)有槳距比L/Df(前后槳0.7R處軸向距離與前槳直徑之比)、直徑比Da/Df(后槳直徑與前槳直徑之比)、盤面比AE/A0、螺距比P/Df、葉數(shù)、葉型和葉輪廓等．選取兩大基本參數(shù)槳距比L/Df和直徑比Da/Df來研究對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的敞水性能，研究其參數(shù)匹配問題，以水動(dòng)力性能優(yōu)良、圖譜齊全、應(yīng)用廣泛且具代表性的B系列螺旋槳為研究對(duì)象，B系列螺旋槳其葉梢部較寬為弓形，葉根部葉切面為機(jī)翼形，有15°縱斜角，其4葉槳自0.6R(R為螺旋槳半徑)至葉梢處為等螺距，0.6R至葉根處為變螺距分布，依次遞減[11]．

本文研究的對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳前槳模型參數(shù)與單槳B4-40相同，后槳直徑根據(jù)前后槳的直徑比Da/Df來選取，其他參數(shù)與單槳B4-40相同．同時(shí)對(duì)B4-40單槳和CRP對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型進(jìn)行了數(shù)值驗(yàn)證，其B4-40單槳和CRP對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型的基本參數(shù)如表1所示．

表1 螺旋槳模型參數(shù)

2.2 模型的建立

螺旋槳模型的建立需要進(jìn)行坐標(biāo)轉(zhuǎn)換，由二維的螺旋槳尺度和各半徑處縱切面坐標(biāo)值通過全局坐標(biāo)OXYZ與局部坐標(biāo)O1X1Y1Z1的轉(zhuǎn)換關(guān)系式轉(zhuǎn)變?yōu)槿S坐標(biāo)，其轉(zhuǎn)換關(guān)系式詳見文獻(xiàn)[12]．

因?qū)D(zhuǎn)螺旋槳結(jié)構(gòu)相對(duì)復(fù)雜，曲面曲率較大，為保證螺旋槳模型曲面的光順，應(yīng)用Fortran語言和Pro/E軟件聯(lián)合建立螺旋槳模型．應(yīng)用此方法建立的B4-40和CRP模型如圖1所示，基于B系列螺旋槳為參考模型而建立不同槳距比和不同直徑比的對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型如圖2、3所示．

圖1 B4-40與CRP螺旋槳模型

Fig.1 The propeller models of B4-40 and CRP

2.3 網(wǎng)格的劃分

網(wǎng)格劃分在數(shù)值計(jì)算過程中占據(jù)著非常重要的作用，其決定著數(shù)值計(jì)算結(jié)果的精度和計(jì)算時(shí)間，因?qū)D(zhuǎn)螺旋槳曲面和結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且應(yīng)用多重參考模型(MRF)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，需劃分旋轉(zhuǎn)域和靜止域．對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳整體域長度為11Df，寬度為5Df，Df為對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳前槳直徑．其整體域劃分為3個(gè)靜止域、2個(gè)旋轉(zhuǎn)域，前靜止域?yàn)?.5Df，中間靜止域?yàn)?.0Df，后靜止域?yàn)?.5Df，前、后槳旋轉(zhuǎn)域長度均為1.5Df，直徑為1.1Df．靜止域和旋轉(zhuǎn)域、前后兩槳旋轉(zhuǎn)域之間均通過Interior連接．在槳葉、槳轂復(fù)雜的三維曲面進(jìn)行網(wǎng)格加密，在壁面邊界處劃分邊界層網(wǎng)格，為滿足邊界層第一層網(wǎng)格高度的量綱一要求(30～500)，選取邊界層第一層網(wǎng)格高度為0.001m，滿足量綱一高度要求，在槳葉和槳轂面上劃分網(wǎng)格尺寸為0.012Df的三角形非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格．靜止域和旋轉(zhuǎn)域的圓形外端面均采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，柱面采用結(jié)構(gòu)化四邊形網(wǎng)格，旋轉(zhuǎn)域圓形面和柱面網(wǎng)格尺寸為0.04Df，靜止域柱面和圓形面為0.1Df．流域邊界條件入口和出口處分別采用速度入口和速度出口，圓柱面及螺旋槳槳葉和槳轂均采用無滑移壁面條件，前后域與中間域的交界面和運(yùn)動(dòng)旋轉(zhuǎn)域與大域之間的交界面采用interface連接，其邊界條件和網(wǎng)格劃分如圖4所示．

圖2 對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型(槳距比L/Df依次為0.16、0.20、0.23、0.26、0.30)

Fig.2 The contra-rotating propellers model (L/Dfis 0.16, 0.20, 0.23, 0.26 and 0.30 in turn)

圖3 對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型(直徑比Da/Df依次為1.00、0.95、0.92、0.90、0.85)

Fig.3 The contra-rotating propellers model (Da/Dfis 1.00, 0.95, 0.92, 0.90 and 0.85 in turn)

圖4 計(jì)算域網(wǎng)格劃分及邊界條件

3 數(shù)值結(jié)果分析

3.1 單槳數(shù)值驗(yàn)證

由文獻(xiàn)[13]可知湍流模型充分影響螺旋槳敞水性能的數(shù)值預(yù)報(bào)精度，為得到可靠的計(jì)算結(jié)果，應(yīng)選取數(shù)值精度較佳的湍流模型．本文采用4種湍流模型對(duì)B4-40螺旋槳進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，選取B4-40螺旋槳轉(zhuǎn)速為450r/min，根據(jù)進(jìn)速系數(shù)J=0.1～0.9的數(shù)值計(jì)算結(jié)果繪制推力系數(shù)KT、轉(zhuǎn)矩系數(shù)KQ和敞水效率曲線(圖5)．圖5(a)中，各個(gè)進(jìn)速系數(shù)下RSM模型所得KT均大于其余3種湍流模型數(shù)值結(jié)果，當(dāng)J<0.8時(shí)，4種湍流模型所得KT均小于實(shí)驗(yàn)值，且低進(jìn)速系數(shù)下數(shù)值誤差較大；當(dāng)J=0.1時(shí)，RSM模型與實(shí)驗(yàn)值吻合相對(duì)稍好，其次是SSTk-ω模型，Standardk-ε模型的數(shù)值誤差最大，數(shù)值誤差為7.45%．由圖5(b) 中看出4種湍流模型所得數(shù)值結(jié)果精度均滿足要求，誤差較小，且當(dāng)J<0.4時(shí)，4種湍流模型所得KQ均小于實(shí)驗(yàn)值，J>0.4時(shí)則相反．圖5(c) 中4種湍流模型所得敞水效率均小于實(shí)驗(yàn)值，且各個(gè)進(jìn)速系數(shù)下RSM模型的敞水效率與實(shí)驗(yàn)值均吻合稍好，精度較高，SSTk-ω模型略次之，Standardk-ε模型誤差最大，J=0.9時(shí)其最大誤差為6.07%．基于圖5的分析結(jié)果表明RSM模型具有較高的數(shù)值精度，應(yīng)用此方法進(jìn)行螺旋槳敞水性能的研究具有可行性．

3.2 對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳數(shù)值驗(yàn)證

數(shù)值驗(yàn)證對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳敞水性能，選取CRP模型為計(jì)算模型，進(jìn)速系數(shù)J=0.4～0.9，前后槳轉(zhuǎn)速均為450 r/min，其對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳敞水性能計(jì)算公式和試驗(yàn)結(jié)果詳見文獻(xiàn)[3]，通過數(shù)值模擬計(jì)算繪制推力系數(shù)KT、轉(zhuǎn)矩系數(shù)KQ和敞水效率曲線(圖6)．圖6(a)和(b)中，基于RSM模型和SSTk-ω模型所得的前后槳KT和KQ與實(shí)驗(yàn)值均吻合良好，后槳KQ的數(shù)值誤差略大于前槳KQ的數(shù)值誤差，且RSM模型所得KQ數(shù)值精度明顯高于SSTk-ω模型．由圖6(c)中看出，基于此方法所得對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳敞水性能數(shù)值結(jié)果滿足精度要求，與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，誤差較小，且RSM模型所得轉(zhuǎn)矩系數(shù)KQ和敞水效率其數(shù)值誤差均小于SSTk-ω模型．CRP模型的計(jì)算結(jié)果進(jìn)一步表明RSM模型為較佳湍流模型，應(yīng)用此方法研究對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳敞水性能具有可靠性和成熟性．

(a) KT曲線圖

(b)KQ曲線圖

(c) 敞水效率曲線圖

圖5 不同湍流模型的水動(dòng)力特性曲線

Fig.5 Hydrodynamic performance curves with different turbulence models

3.3 不同槳距比數(shù)值結(jié)果分析

為進(jìn)一步研究對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳敞水性能，選取兩大基本參數(shù)槳距比L/Df和直徑比Da/Df作為研究對(duì)象，研究其參數(shù)匹配問題．對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳前槳模型參數(shù)與B4-40相同；后槳直徑不同，其他參數(shù)與B4-40相同．根據(jù)文獻(xiàn)[3]中數(shù)據(jù)結(jié)果可知最佳直徑比Da/Df在0.85～0.95，本文以L/Df作為因變量，L/Df分別為0.16、0.20、0.23、0.26和0.30，選取Da/Df=0.92，進(jìn)速系數(shù)J=0.4～0.9，前槳轉(zhuǎn)速為414 r/min，后槳轉(zhuǎn)速為450 r/min，研究不同槳距比對(duì)敞水性能的影響，根據(jù)其數(shù)值計(jì)算結(jié)果應(yīng)用對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳敞水性能計(jì)算公式，繪制不同槳距比下敞水性能曲線(圖7)．圖7中，槳距比的變化對(duì)轉(zhuǎn)矩系數(shù)KQ的影響要大于推力系數(shù)KT和敞水效率，并對(duì)前槳KT和KQ的影響要大于后槳，且前槳、后槳和對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的KT和KQ均隨進(jìn)速系數(shù)增大而減?。畧D7(a)中，前槳的KT和KQ在同一進(jìn)速系數(shù)下隨槳距比的增加而增大．圖7(b)中，模型3的KT和KQ在相同進(jìn)速系數(shù)下其數(shù)值最?。蓤D7(c)中看出，對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型1的KT和KQ在相同進(jìn)速系數(shù)下其值最小，其次是模型3．5種不同槳距比模型的對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳敞水效率略有差別，模型3的敞水效率在各個(gè)進(jìn)速系數(shù)下略高于其他對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型，且模型5的敞水效率要略高于模型4，其原因是當(dāng)槳距比增大到一定數(shù)值時(shí)，隨槳距比的增大，對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳前后槳之間相互干擾減少，當(dāng)前后槳軸向距離足夠遠(yuǎn)時(shí)，前后槳即為單槳，對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳總效率反而有所增加，但當(dāng)槳距比過大、前后槳軸向距離過長時(shí)，會(huì)使尾軸振動(dòng)增大，產(chǎn)生噪音，且對(duì)尾軸強(qiáng)度要求增加，在實(shí)際應(yīng)用中產(chǎn)生不利影響．基于此分析結(jié)果得到本槳最佳槳距比在0.23左右．

3.4 不同直徑比數(shù)值結(jié)果分析

為進(jìn)一步研究直徑比Da/Df對(duì)敞水性能的影響，本文基于不同槳距比L/Df的數(shù)值結(jié)果，選取槳距比L/Df=0.23，以直徑比Da/Df為因變量，Da/Df分別為1.00、0.95、0.92、0.90和0.85，進(jìn)速系數(shù)J=0.4～0.9，前槳轉(zhuǎn)速為414 r/min，后槳轉(zhuǎn)速為450 r/min，數(shù)值計(jì)算對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳敞水性能，根據(jù)其數(shù)值計(jì)算結(jié)果繪制不同Da/Df下的敞水性能曲線(圖8)．圖8中直徑比的變化對(duì)轉(zhuǎn)矩系數(shù)KQ的影響要大于推力系數(shù)KT和敞水效率，并對(duì)后槳KT和KQ的影響要大于前槳，且前槳、后槳和對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的KT和KQ均隨進(jìn)速系數(shù)增大而減?。畧D8(a)中，模型9的KT和KQ在相同進(jìn)速系數(shù)下其數(shù)值最大，模型3次之，再者是模型8，模型6數(shù)值最?。畧D8(b)中模型9的KT和KQ在相同進(jìn)速系數(shù)下其數(shù)值最小，模型3次之，再者是模型8，模型6數(shù)值最大，與圖8(a)中數(shù)值結(jié)果恰好相反．圖8(c)中，模型9的KT和KQ在相同進(jìn)速系數(shù)下其數(shù)值最小，模型3次之，再者是模型8，模型6其數(shù)值最大，且敞水效率隨Da/Df的減小有先增大后減小再增大的趨勢，模型3的敞水效率在各個(gè)進(jìn)速系數(shù)下略高于其他對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型，模型9的敞水效率要略高于模型8，但在實(shí)際應(yīng)用中Da/Df不能過小，由圖8(b)中能看出后槳直徑過小會(huì)導(dǎo)致后槳轉(zhuǎn)矩系數(shù)KQ過小，前后槳扭矩不平衡，喪失對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳應(yīng)有的特性，且易引起空泡現(xiàn)象的發(fā)生，致使葉表面材料發(fā)生腐蝕和降低對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的敞水性能．基于圖8的數(shù)值結(jié)果得到本槳最佳Da/Df選取在0.92左右．

圖6 CRP模型對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳水動(dòng)力特性曲線

圖7 不同槳距比對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳水動(dòng)力特性曲線

圖8 不同直徑比對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳水動(dòng)力特性曲線

3.5 對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳和單槳敞水性能比較

圖9 功率系數(shù)水動(dòng)力特性曲線

3.6 尾流場分析

基于計(jì)算結(jié)果可知對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型3具有較好的敞水性能，為進(jìn)一步研究對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的作用機(jī)理，剖析尾流場變化情況，選取進(jìn)速系數(shù)J=0.7，不同直徑比對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型7、3和8，其軸向誘導(dǎo)速度分布如圖10所示．圖10中，對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型7、模型3和模型8在前槳盤面中心Z=0處其軸向速度云圖基本一致，數(shù)值基本相同，表明直徑比的變化對(duì)前槳盤面中心Z=0處軸向速度的變化影響甚小，可以忽略不計(jì)．由距離前槳盤面中心0.4Df處的軸向速度分布圖中看出，模型3其軸向速度負(fù)值高速區(qū)域面積小于模型7和模型8，低速區(qū)域面積則相反，且在截面中心處出現(xiàn)正值速度，其正值速度區(qū)域面積明顯大于模型7和模型8．說明模型3的軸向誘導(dǎo)速度隨著與盤面處距離的增加，其減小趨勢快于模型7和模型8，使后槳吸收前槳軸向速度和流經(jīng)槳葉的流體動(dòng)量變化增大，提高了對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的敞水效率．

圖10 不同直徑比對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳軸向速度等值線分布圖

Fig.10 Axial velocity contours of contra-rotating propellers with different diameter ratios

研究對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳和單槳的軸向、徑向和切向速度分布，剖析對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳具有較好敞水性能的作用機(jī)理，選取功率系數(shù)BP=26.601的對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型3和單槳2的數(shù)值結(jié)果．比較圖11中單槳2和圖10中模型3的軸向速度等值線分布圖，圖中模型3在槳盤Z=0處其軸向速度負(fù)值高速區(qū)域面積明顯大于單槳2，隨著與盤面中心處距離的增加，在截面0.4Df處其負(fù)值高速區(qū)域面積變小，在截面中心處形成正值速度區(qū)域，相比單槳2，其軸向誘導(dǎo)速度減小趨勢明顯較快，表明流經(jīng)槳葉的流體動(dòng)量變化增大，提高了對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的敞水效率．由圖12中看出，對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型3在槳盤Z=0處的徑向誘導(dǎo)速度明顯高于單槳2，在截面0.4Df處其兩者數(shù)值卻相差不大，表明模型3徑向誘導(dǎo)速度的減小趨勢也快于單槳2，其后槳具有吸收前槳尾渦能量，減小前槳尾流外直徑，提高對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳敞水性能的作用．圖13中Z=0處的切向速度等值線分布圖中螺旋槳槳葉各部分的切向速度不相同，葉根處的速度較低，葉稍處速度最高，且模型3的切向速度葉稍處其數(shù)值要略大于單槳2．在0.4Df處切向速度數(shù)值由截面中心向兩端有逐漸減小的變化趨勢，且模型3出現(xiàn)負(fù)值的切向速度，其數(shù)值明顯小于單槳2，減小切向速度對(duì)流體擾動(dòng)的影響，增加螺旋槳的推力，提高了對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的敞水效率．

圖11 單槳2軸向速度的等值線分布圖

圖12 單漿和對(duì)轉(zhuǎn)螺旋漿徑向速度的等值線分布圖

Fig.12 Radial velocity contours of single propeller and contra-rotating propellers

圖13 單漿和對(duì)轉(zhuǎn)螺旋漿切向速度的等值線分布圖

Fig.13 Tangential velocity contours of single propeller and contra-rotating propellers

4 結(jié) 論

(1)基于不同湍流模型對(duì)單槳和對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳進(jìn)行數(shù)值驗(yàn)證，數(shù)值結(jié)果表明RSM模型的數(shù)值精度較高，且應(yīng)用此方法進(jìn)行螺旋槳敞水性能的研究具有準(zhǔn)確性、可行性和可靠性．

(2)應(yīng)用兩大基本參數(shù)槳距比L/Df和直徑比Da/Df來研究對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的敞水性能，研究其參數(shù)匹配問題，結(jié)果表明選取槳距比和直徑比合適的對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳明顯提高其推進(jìn)效率，本槳最佳槳距比L/Df和直徑比Da/Df分別選取在0.23和0.92左右，此方法為工程實(shí)際應(yīng)用研究提供了實(shí)用參考價(jià)值．

(3)基于不同槳距比L/Df和直徑比Da/Df對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型研究得到槳距比和直徑比的變化對(duì)轉(zhuǎn)矩系數(shù)KQ的影響要大于推力系數(shù)KT和敞水效率，前槳、后槳和對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的KT和KQ均隨進(jìn)速系數(shù)增大而減小，且槳距比L/Df變化對(duì)前槳KT和KQ的影響要大于后槳，直徑比Da/Df變化的數(shù)值結(jié)果卻相反．

(4)數(shù)值計(jì)算比較對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳和單槳的水動(dòng)力性能，結(jié)果表明在功率系數(shù)相同的情況下，對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳的敞水效率明顯高于單槳，其敞水性能明顯具有優(yōu)越性．

(5)數(shù)值剖析對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳具有較好敞水性能的作用機(jī)理，結(jié)果表明隨著與盤面中心處距離的增加，對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型3的后槳吸收前槳軸向速度和尾渦能量，使軸向和徑向誘導(dǎo)速度減小趨勢快于單槳和其他對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳模型，增加流經(jīng)槳葉的流體動(dòng)量，減少前槳尾流外直徑，且其切向速度的數(shù)值也隨著與盤面中心處距離的增加而小于單槳2，減小了切向速度對(duì)流體擾動(dòng)的影響，增加了螺旋槳的推力，提高了對(duì)轉(zhuǎn)螺旋槳敞水性能．

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Numerical simulation of open water performance of B series of contra-rotating propellers based on RANS methods

HU Junming, LI Tieli, LIN Yan*, JI Zhuoshang, DU Xiangjin

( School of Naval Architecture & Ocean Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China )

Based on RANS methods, the open water performance of B series of contra-rotating propellers is studied, and single propeller and contra-rotating propellers are calculated to analyze the effects of different turbulence models on the numerical results. The research is conducted to study the parameters matching of contra-rotating propellers between pitch ratio and diameter ratio. The open water efficiency of single propeller and contra-rotating propellers is compared, meanwhile, the change of wake stream field is dissected. The method breaks through the limitation of the traditional potential flow theory which can not include viscosity, and the difficulty of analyzing and grasping the micro-flow mechanism and so on. The numerical analyses results show that the numerical accuracy of RSM model is higher, and the reasonable diameter ratio and distance between the blades of the contra-rotating propellers significantly improve the propulsive efficiency. The rear propeller can absorb the axial velocity and vortex energy of the front propeller which will increase the fluid momentum flowing through the blade and reduce the external diameter of wake flow of the front propeller, reduce the tangential velocity′s influence on fluid disturbance which can increase the propeller′s thrust. It′s practical for improving the propeller′s propulsion performance in engineering.

contra-rotating propellers; RANS methods; hydrodynamic performance; turbulence models; numerical simulation

2016-10-15；

2017-01-20．

國防基礎(chǔ)科研計(jì)劃資助項(xiàng)目(A0820132027)；漁業(yè)節(jié)能關(guān)鍵技術(shù)研究與重大裝備開發(fā)資助項(xiàng)目(201003024)；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51209034)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(DUT14RC(3)043)；中國博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2014M561234)；中國博士后科學(xué)基金特別資助項(xiàng)目(2015T80256)；遼寧省博士啟動(dòng)基金資助項(xiàng)目(201501176)．

胡俊明(1985-)，男，博士生，E-mail:Junming5779@126.com；李鐵驪(1963-)，女，副教授，博士生導(dǎo)師；林 焰*(1963-)，男，教授，博士生導(dǎo)師，E-mail:linyan@dlut.edu.cn；紀(jì)卓尚(1938-)，男，教授，博士生導(dǎo)師；杜祥進(jìn)(1988-)，男，碩士生．

1000-8608(2017)02-0148-09

U661.3

A

10.7511/dllgxb201702006