大角度斜流下螺旋槳與導管槳尾流場特性

張 嶔, 王鑫宇, 王智程, 王天源

(中國海洋大學 工程學院,山東 青島 266100)

螺旋槳與導管螺旋槳被廣泛用作船舶、水下航行器及海洋平臺動力定位系統中的主動控制裝置,針對螺旋槳與導管槳尾流特性的傳統研究主要基于直航設計工況下開展[1].但在船舶航運的實際工況(例如船舶緊急轉向以規避碰撞等)下,螺旋槳或導管槳會由于船舶處于非常規航行姿態而經歷偏航工況.在斜流工況下,由于船體、螺旋槳/導管槳和舵之間的相互作用,槳后流場形態相較于直航工況會呈現更復雜的特性,這可能會對船舶的動態響應產生較大影響.所以開展斜流情況下螺旋槳/導管槳的尾流場特性研究對于船舶、水下航行器等領域具有重大意義.

目前,開展螺旋槳與導管槳尾流特性分析主要包括試驗測量及理論預報兩種方法,其中理論預報主要依托于數值模擬進行.隨著航運行業的發展,螺旋槳處于斜入流工況的問題逐漸受到廣泛關注.物理試驗方面,Felli等[2]通過試驗的方法利用粒子圖像測速法(Particle Image Velocimetry, PIV)技術獲取直流和斜流條件下3種漂角的高分辨率尾流狀態圖像,基于相平均流場和瞬時流場信息,系統分析了尾流演化過程和渦旋不穩定機制,槳軸兩側尾跡不對稱現象,及渦旋與螺旋槳結構的動力學影響.數值模擬分析方面, Di Mascio等[3]通過分離渦模擬(Detached-Eddy Simulation, DES)比較了螺旋槳在直流和20° 漂角斜流下尾流特征,基于相平均流場和瞬時尾流場信息分析了斜流下船用螺旋槳尾流的動力不穩定性機制,并通過動能進一步闡述了渦旋結構相互作用與失穩演化機制.Dubbioso等[4-5]基于雷諾時均方程(Reynolds-Averaged Navier-Stokes Equations, RANS)和動態重疊網格技術,對不同漂角(10°～30°)斜流下的螺旋槳進行了數值模擬,分析了單個葉片、輪轂和整個螺旋槳上的流體動力載荷(力和力矩)特征,以及局部葉片與尾流下游的壓力分布特征,系統評估了小漂角斜流下螺旋槳水動力性能.國內學者Hou等[6]基于低階勢面元法建立了斜流下螺旋槳水動力性能的迭代計算模型,結果表明螺旋槳的推力和扭矩隨軸向流入速度的增大而減小,隨入射角的增大而增大;螺旋槳葉片表面載荷的不穩定性隨軸向流入速度和入射角的增大而加劇;相比軸向流入速度,入流角對螺旋槳水動力性能不穩定性的影響更為顯著.孫聰等[7]對斜流下導管槳的水動力性能及流場特性進行數值分析,結果表明,小漂角斜流工況下導管槳的推進效率會有小幅提高.周長科等[8]基于SSTk-ω模型對在0°～50° 漂角斜流下四葉導管槳的推力和扭矩進行了仿真模擬,結果發現導管的存在能夠在一定范圍內改善螺旋槳的水動力性能.

螺旋槳與導管槳的水動力性能研究大多在相對設計工況(直流工況)下開展,但螺旋槳與導管槳不可避免地會經常處于斜流工況下,相關研究不夠深入,且大多基于小漂角斜流工況[9]對螺旋槳或導管槳推力、力矩及槳葉表面壓力等展開,較少構建大漂角斜流下螺旋槳或導管槳的精細化尾流場,同時也缺乏斜流下螺旋槳和導管槳的尾流特性對比研究.為此,本文依托已有研究工作基礎[10],采用結構化網格技術利用OpenFOAM基于延遲分離渦模型(Delayed Detached Eddy Simulation, DDES)結合滑移網格(Arbitrary Mesh Interface, AMI),大幅提高了大漂角斜流下螺旋槳與導管槳尾流場構建及渦旋細節捕捉的精度,對螺旋槳與導管槳在大漂角斜流(β=45°, 60°)下的尾流特性展開水動力仿真研究,對比分析二者的典型特性信息與特征差異,探究大漂角斜流下尾流與槳水動力性能的關聯性,為螺旋槳與導管槳非設計工況下水動力性能研究提供理論支持與技術參考.

1 數值計算方法

1.1 湍流模型

在求解納維-斯托克斯方程(Navier-Stokes Equations, N-S)的過程中,有雷諾時均方程、大渦模擬(Large Eddy Simulation, LES)、分離渦模擬等湍流計算模型,其中DES方法是普遍采用的既滿足工程精度又節省計算資源的方法,其在邊界層使用RANS方法,發揮小尺度模擬優勢減少計算時間,在遠場區域使用LES方法提高大尺度渦計算精度.但DES方法存在“模糊網格”的“灰色區域”過早進入LES模型以及模化應力不足的問題,DDES的出現解決了這一問題[11].

為提高計算效率,節省時間成本,在三維黏性、不可壓縮的紊流模型基礎上,首先進行基于多旋轉參考系(Multiple Reference Frame, MRF)模型的定常數值模擬計算,以獲得初始化流場信息,再依據定常流場信息基于RANS模型進行非定常數值模擬計算直至流場穩定,獲得基于Spalart-Allmaras (S-A)紊流模型的非定常流場信息,最后基于DDES模型結合AMI技術提升非定常尾渦演化細節精度.

1.2 計算模型

數模研究選用導管槳和舍去導管部分的螺旋槳作為研究對象,其中導管槳模型參照Cozijn和Hallmann研究的四葉導管槳[12],由輪轂、槳葉、導管和推桿組成,螺旋槳型號為5810R,導管型號為1393.導管槳主要參數為:直徑0.1 m;葉數4;螺距比1.

1.3 計算域與邊界條件

以導管槳為例,計算域[10]設置為與導管槳同軸的一圓柱形區域,如圖1所示.圖中:U∞為入流速度;β為入流漂角;D為導管槳直徑.該圓柱形計算域直徑為10D,在流動方向上,向導管槳的上游延伸了2.5D,在導管槳尾跡區域延伸了10.5D.

圖1 整體計算域[10]

如圖1所示計算域左側邊界條件設置為速度進口邊界,右側為壓力出口邊界.曲面一側為對稱邊界,設置為零梯度.如圖2所示[13], 螺旋槳所在區域設置為旋轉域,旋轉域的側面與導管槳內側平行相距3 mm,其余部分劃分為靜止區域,不同的區域之間通過交界面進行數值交換.

圖2 導管槳幾何側視圖[13]

1.4 網格劃分與工況設定

對計算模型表面及計算域采用規則和平滑的全結構化網格進行離散.對于導管槳,葉梢和導管之間設置為加密網格區域以捕捉梢渦的產生,對尾跡區域進行了適當的細化以捕捉尾跡的不穩定性流場,導管槳計算網格總數為3.3×107,螺旋槳計算網格總數為4.2×107,網格劃分如圖3所示,以β=45° 入流導管槳算例為例.有關網格適應性分析參考文獻[10].

大角度斜流下螺旋槳與導管槳水動力數值模擬工況設定如表1所示.在恒定進速系數J=0.4的基礎上,設定斜入流漂角為β=45°, 60° 以進行數值模擬計算.其中考慮斜入流漂角改變,流速固定的實際對比意義,定義實際進速系數為

(1)

式中:n為螺旋槳/導管槳轉速.

依據上述工況條件進行非定常數值模擬計算,設定時間步長為1.575×10-5s,即每時間步內槳旋轉0.1°,整個計算過程內槳旋轉25圈,取15～25圈穩定流場數據作流場分析.

2 計算結果與分析

2.1 數值模擬計算結果驗證

為確保螺旋槳和導管槳水動力特性數值模擬的準確性與可靠性,又由于導管槳相較于螺旋槳,導管結構導致的模擬過程的復雜性,故首先以導管槳為例依據表2所示的工況,在相同計算域內使β=0°,進行水動力性能的定常模擬驗證,并在定常模擬得到的初始流場基礎上選取進速系數J=0的工況1進行非定常流動數值模擬,詳細模擬驗證過程參考文獻[13].與Koop等[14]的推力、扭矩數據,Cozijn等[15]的PIV試驗對比結果表明,忽略推進器連接桿對尾流場的影響,基于S-A的數值模擬計算能夠保證后續計算的可行性,且基于S-A紊流模型的DDES模型進行斜流工況下螺旋槳與導管槳非定常數值模擬能夠在保證計算精度與可靠性的基礎上,得到更高精度的流場細節.

表2 導管槳數值模擬驗證工況設置[13]

2.2 相位平均尾流場特性分析

基于表1所示工況進行非定常數值模擬,得到圖4所示螺旋槳與導管槳軸向推力與入流漂角變化關系曲線[10].圖中:Tref取導管槳系泊工況下推力值.從圖中可以看出,隨著入流漂角的增大,入流速度軸向分量U∞cosβ減小,導致螺旋槳推力Tsp、導管槳螺旋槳部分推力Tp以及導管部分推力Tn、導管槳整體推力Tp+Tn均有增大趨勢,且增加率也隨之增大.由于導管的聚攏作用,導管槳的整體推力值與增加率均大于螺旋槳,斜流狀態下,相較于螺旋槳,導管槳能提供更大的推力.

圖4 不同漂角斜流下螺旋槳與導管槳推力特性曲線[10]

選定15～25圈內螺旋槳與導管槳穩定流場數據,取某一葉片旋轉至0° 相位的瞬時流場數據作10圈范圍內的相位平均,得到葉片在相同相位的穩定尾流場的相位平均結果,以觀察尾流的周期性流動特征,并與零漂角入流工況尾流場結果對比[16].以下螺旋槳尾流相平均結果中,尾渦整體分布區域軸心l′與槳軸l之間向背流區偏轉的夾角設定為α(α′),導管槳尾流相平均結果中,折角發生前尾渦整體分布區域軸心l′與槳軸l之間向背流區偏轉的夾角設定為γ(γ′),折角后高速射流軸心與槳軸之間向背流區偏折的夾角設定為φ(φ′).

圖5所示為螺旋槳與導管槳在β=0°, 45°, 60° 入流時的xz軸向界面的尾流流向速度場(Ux)的相位平均分布云圖,并以Uref(Uref取葉尖速度)無量綱化.螺旋槳和導管槳槳葉周期性旋轉產生葉梢(泄)渦,在流場中形成環狀高速區,相較于零漂角入流,斜入流條件下尾流場的鋸齒狀特征依然存在.由于受傾斜入流的影響,螺旋槳后尾流從脫離槳盤面O處起便沿著斜流角度方向l′發展,尾渦整體分布區域軸心l′與槳軸l之間偏向角α′隨入流漂角的增大而增大.但導管槳后尾流場高速區耗散段不能保持直線發展,在A(A′)處伴有小角度轉折,且隨著入流漂角的增加,尾流受到入流更大切向力的影響,入流漂角更大時的轉折處發生位置A′較A更靠近槳盤面處,偏向角γ(γ′)、折角φ(φ′)也隨入流漂角的增大而增大.

圖5 β=0°, 45°, 60° 斜流下螺旋槳、導管槳相平均流向速度對比

在同一漂角斜入流下,導管槳后尾流高速區在x/D=1后逐漸耗散形成穩定的高速射流,而螺旋槳后尾流環狀高速區范圍更大且向槳后穩定延長,耗散幅度減弱, 表現為斜流下螺旋槳推力變化較導管槳更小.

圖6 β=0°, 45°, 60° 斜流下螺旋槳、導管槳相平均壓力對比

此外,螺旋槳及導管槳后尾流渦環低壓區兩側有明顯的差異,迎流區渦環中心壓力明顯大于背流區,這種不均衡性可能是由于斜流與槳后渦旋的相互干擾,加速了迎流區渦環的失穩、破碎,使中心壓力升高.另外,在導管槳吸力側盤面低壓區分布同樣具有沿槳軸的不對稱特性,迎流側低壓范圍更大,其原因可能是在迎流區導管內側局部渦產生的影響,這將對導管槳推力均勻性產生影響.而在螺旋槳吸力側低壓不對稱性主要表現在葉梢渦環中心,但這種差異并不明顯.在同一漂角斜入流條件下對比螺旋槳和導管槳發現,螺旋槳渦環中心壓力低于導管槳后對應渦環低壓區,且螺旋槳槳轂后有清晰的低壓線出現,并隨流場的發展逐漸變得均勻.

圖7所示為螺旋槳與導管槳在β=0°, 45°, 60° 入流時的合渦量幅值(Ω)相位平均分布云圖,并以Uref/(0.5D)無量綱化.相較于零漂角工況,斜流條件下,在螺旋槳和導管槳尾流場中依然可以捕捉到葉梢(泄)渦、槳轂渦、尾緣渦等明顯特征,但其失穩進程會受到斜流的影響而產生明顯變化,槳軸背流側產生明顯渦旋,引起不均勻入流,成為影響流場結構與推力變化的因素.斜流下,螺旋槳背流側梢渦不受導管影響,能夠在一定范圍內保持規律完整、連續分布的渦結構,迎流側梢渦直接受到來自斜入流的干擾,自產生后便隨即破裂、失穩,隨著入流漂角的增大,這種梢渦消散進程更加劇烈.導管槳后迎流側梢渦同樣由于斜入流的沖刷被擊碎提前發生破裂,尾渦形態變得極為不穩定,向斜流方向擴散,又由于導管對前半段尾渦的遮蔽作用,槳后尾渦形態產生明顯的折角現象.

圖7 β=0°, 45°, 60° 斜流下螺旋槳、導管槳相平均合渦量幅值對比

螺旋槳后尾流場整體沿偏向斜流方向的直線發展,且偏向角α(α′)隨著斜流漂角的增大而增大.但導管槳尾流渦系分布與螺旋槳明顯不同.圖8所示為β=45°, 60° 入流下導管槳局部相平均合渦量幅值對比,以Uref/(0.5D)無量綱化.由圖可見,導管背流區翼型剖面的流動攻角過大,導管外側發生流動分離而產生局部渦脫落現象.背流區葉梢泄渦在導管內部能夠保持很好的渦形狀從導管后緣滑落,在與導管脫落渦接觸并相互干擾后迅速破裂,導致背流側的渦環高速低壓特征不明顯.隨著入流漂角的增大,流動分離更劇烈,局部渦旋結構產生的區域增大,流動擾動更加劇烈,流場更加復雜.在導管槳迎流區導管部分,導管內側的葉梢渦受到來自斜流的干擾,這可能是導致迎流區導管前緣出現高速低壓特征的原因.

圖8 β=45°, 60° 斜流下導管槳局部相平均合渦量幅值對比

受斜流影響,導管槳迎流區葉梢泄渦、脫落渦從導管后緣滑落后迅速破裂,消散得更快,夾角γ(γ′)、折角φ(φ′)也會隨著入流漂角增大而增大,且尾流轉折更早發生,轉折點A(A′)呈現向槳O點處移動的趨勢.無論是螺旋槳還是導管槳流場的葉梢(泄)渦、槳轂渦和尾緣渦,都會隨著斜流漂角的增大,加快渦結構變形和尾流區渦結構破裂失穩演化進程.

斜流狀態下,單個槳葉在旋轉過程中受到的非定常載荷會隨之產生非定常流,且非定常流與槳葉所處相位有關,各個槳葉的尾渦相互誘導,并受斜入流干擾,導致迎流側、背流側尾渦特征差異性的出現.在同一漂角斜流條件下,導管槳尾流渦結構在斜流主流效應產生的切向分量作用下,發生折角現象,且導管似乎會進一步對槳轂渦產生干擾作用,因為噴嘴會產生離心力使螺旋槳尾流集中于導管內壁面附近,也使得槳轂渦進一步失穩破碎.而螺旋槳尾渦整體分布沿直線發展,這主要是由于導管對槳后尾流起一定的遮蔽作用,可以降低尾流在初始階段受到斜流的影響,在一定程度上保持初始射流繼續沿槳軸方向發展.

圖9 β=0°, 45°, 60° 斜流下螺旋槳、導管槳相平均動能對比

圖10 β=0°, 45°, 60° 斜流下螺旋槳、導管槳相平均湍流動能對比

導管槳導管會將部分葉梢渦的動能轉化為槳的推力,剩余能量以葉梢泄渦的形式流出,減少了梢渦湍流向槳后的發展,因此在相同漂角入流下,導管槳槳后尾流場整體湍流動能低于螺旋槳.但由于導管槳導管脫落渦的存在,使得導管槳槳后尾流場整體湍流動能形式比螺旋槳更加復雜.

2.3 瞬時尾流場特性分析

為了捕捉更清晰的流場渦旋結構細節,圖11取β=45°,60° 入流下螺旋槳與導管槳最后時刻的xz軸向界面的尾流場瞬時三維渦量等值面圖,并使用以Uref無量綱化的瞬時合速度幅值(U)染色.由圖可以清晰地觀察到斜流條件下螺旋槳迎流、背流區梢渦差異.背流區梢渦平穩發展,并逐漸經歷失穩而后破碎消失于小尺度紊流中,迎流區梢渦受斜入流干擾影響較大,不會穩定地發展出螺旋渦狀結構,在脫離螺旋槳盤面后迅速進入失穩破碎過程,并且隨著斜流漂角的增大,梢渦進入失穩進程加快,破碎也更加劇烈.而在導管槳渦量圖中,能夠清晰完整地觀測到背流區導管脫落渦的形成與發展,斜流下導管槳后葉梢泄渦受到來自導管脫落渦的干擾,葉梢泄渦不會呈螺旋狀穩定發展,在脫離導管后迅速進入失穩進程與斜流主流混合.隨著斜流漂角的增大,導管槳尾流中導管流動分離更劇烈,渦旋失穩進程加快,出現明顯二次渦結構,流場變得更加復雜.

圖11 β=45°, 60° 斜流下螺旋槳、導管槳瞬時渦量場的三維等值面圖

螺旋槳和導管槳在相同漂角斜流下,螺旋槳由于不受導管的干擾,尾流的傾斜方向與角度完全由斜流主導,尾流渦場包含更多的渦旋結構,渦旋失穩過程更加完整,渦旋結構之間相互干擾更加劇烈,葉梢渦與斜流流場之間形成更大的速度梯度,表現出更高的流場能量(見圖9),并逐漸向周圍流場擴散.導管槳由于其推力大于螺旋槳,且槳后尾流在導管的遮蔽作用下,靠近槳的尾流依舊保持與導管大致對齊的方向,但在向下游的演變過程中斜流開始占據主導,這是折射角出現的原因.且葉梢泄渦更快破碎,泄渦速度高梯度區也更加集中.這些與相平均云圖中得到的螺旋槳及導管槳的尾流特性分析與流體動力學結論是相一致的.

3 結論

建立了基于混合模型延遲分離渦模擬DDES,結合滑移網格AMI的非定常尾渦演化數值模型,對典型進速系數(J=0.4)大漂角(β=45°,60°)斜流下螺旋槳與導管槳的尾流場特性進行了數值模擬分析,得出的結論如下:

(1) 在典型的進速系數(J=0.4)與斜流工況下,螺旋槳和導管槳后尾流場受到斜流主流效應切向分量的影響整體呈現偏斜狀態,隨著入流漂角的增加,偏向角也隨之增大.但導管槳后尾渦整體分布區域出現非線型的折角現象,隨著入流漂角的增加,折角角度增大,折角點向槳方向靠攏.這是因為導管槳導管對斜流的屏蔽影響,可以維持初始流場在一定距離上的發展,論證了斜流下導管槳相比螺旋槳更具操縱優越性.

(2) 斜流狀態下,槳葉在旋轉過程中會受到周期性變化的非定常載荷,導致迎流區和背流區不均勻流場特性出現,以及在斜流主流效應切向分量的影響下,梢(泄)渦、轂渦、片渦發生相互摻混、相互負載,螺旋槳和導管槳后尾渦相互影響,流場特性比零漂角入流條件下更加復雜.導管槳背流側導管前緣發生流動分離,迎流側導管后緣發生梢渦融合,入流漂角越大這種現象越劇烈,導管脫落渦和槳后尾渦系產生復雜干擾,導管槳后二次渦演化明顯;螺旋槳由于不存在導管,尾流場直接受到斜流影響,尾渦系不均勻性和復雜性更加劇烈.

(3) 在能量角度上,斜流剪切作用隨著斜流漂角的增大得到加強,加快了導管槳和螺旋槳后尾渦結構的演化和能量的擴散.導管槳由于導管的存在,部分葉梢渦的動能轉換為導管的推力,剩余能量以葉梢泄渦的形式流出,在相同的進速度系數和入流漂角條件下,導管槳尾流能量略低于螺旋槳,湍流程度也相對較低,但由于導管脫落渦的存在,尾渦系失穩摻混,使得導管槳尾渦系湍流動能形式較為復雜.