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凸台帽翅片对可控螺距螺旋桨效率影响的数值研究
摘要：数值模拟是为了揭示螺旋桨凸台帽鳍（PBCF）使用雷诺平均值运行Navier-Stokes（RANS）方法。另外，探索PBCF对一种可调螺距螺旋桨的敞水效率的影响机理的分析特性曲线、叶片表面压力分布和轮毂流线型分布。在此基础上，参数的影响包括翼型、直径、安装的轴向位置和周向安装角对可调螺距螺旋桨的敞水效率的影响进行了研究。数值结果显示：对于可调螺距螺旋桨，产生的推力在凸台帽翅片半径为轴向最佳安装位置的螺旋桨毂的1.5倍时，其最佳圆周安装位置为前后邻近尾翼根部和螺旋桨根部的延长线的中点。在这些最佳的参数下，不同推进速度下系数可调螺距螺旋桨系数的敞水效率的增益大于0.01，约占提高敞水效率1%-5%。
简介
传统的螺旋桨在运行时，通常在桨毂附近产生一股强涡流。由桨毂涡产生的诱导阻力导致桨毂附近的效率降低。为了解决这个问题，可以在螺旋桨上另外安装凸台帽鳍。凸台帽翼可以分流弓形帽后的气流，从而减弱轮毂涡的强度。此外，水从螺旋桨轮毂流出，并在螺旋桨的同一方向产生旋转扭矩，从而降低螺旋桨轴上的扭矩。凸台帽鳍是提高螺旋桨效率的有效手段。
Ouchi和Ogura（1988），Ouchi和Tamashima（1989）提供了日本在大阪三井OSK线最早的螺旋桨研究。实验证明，如果在螺旋桨螺帽上安装凸台帽翼，可以消除轮毂涡。同时产生阻力，分流水流，降低尾流转速，提高尾流轴向速度，使敞水效率提高3%-7%；同时也降低了螺旋桨产生的振动和噪声。研究人员进一步对螺旋桨的关键参数进行了实验研究，为凸台鳍盖的设计提供了研究依据。Gong和Zhou（1991）通过实验研究了凸肩帽鳍对螺旋桨性能和功能的影响，确定了凸肩帽鳍参数的最佳取值范围。龚等人发现，当螺距比在0.8-1.2范围内时，凸台帽鳍会使敞水效率提高3%-7%；但当螺距比太小，轮毂涡较弱时，会降低螺旋桨效率。因此，凸台帽鳍更适合大螺距、强轮毂涡的螺旋桨。
逆敞水试验通常用于确定可调螺距螺旋桨对螺旋桨水动力性能的影响，即在螺旋桨上游布置螺旋桨轴和敞水舱。实验装置的前支承通常影响进料流量的均匀性，导致实验结果存在一定的误差。因此，对螺旋桨水动力性能的数值计算研究越来越受到重视。Hu和Zhou（1991）提出了凸台帽鳍的理论计算方法，并基于升力线理论提出了一套确定凸台帽鳍性能和形状的公式。所得数值结果与实验数据基本一致。辛等人。（2008）提出了使用计算流体力学（CFD）的PBCF设计程序。Wang等人。（2009）使用CFD软件对4119个带有凸台帽鳍的螺旋桨的水动力性能进行了数值模拟。数值计算结果表明，在推进速度系数不太大的情况下，附在螺旋桨上的凸台帽鳍使螺旋桨推力增大，扭矩减小，从而提高了敞水效率。随着推进速度系数的增大，螺旋桨效率增益逐渐减小。Wang等人2010）进一步研究了凸台帽鳍的各种参数对敞水效率的影响。Ma等人（2011）用RANS研究了桨毂盖翅片的节能效果并进行了试验方法：证明凸台帽翅导致整个系统扭矩急剧下降，但对推力有一定影响，提高了螺旋桨的效率。数值计算结果进一步表明，具有全尺寸雷诺数的凸台帽形翅片的节能效果更高。Hassan等人（2012）分析了PBCF在螺旋桨诱导下游效应中的存在。通过改变PBCF在轮毂端部的安装角度和螺旋桨与PBCF的相位角两个参数来评价PBCF在轮毂端部的性能。
文献综述所提供的研究目标大多是针对常规螺旋桨，而对可控螺距螺旋桨的研究却很少。可调螺距螺旋桨通过轮毂中的控制机构改变叶片螺距。因此，它有一个比传统螺旋桨更大的轮毂，强度和形状与传统的螺旋桨相比，桨毂涡是不同的。本文用RANS方法对有无凸台帽鳍的可调螺距螺旋桨的水动力性能进行了数值模拟在设计节距条件下。同时研究了凸台帽翼的翼型、直径、安装位置对其性能的影响和 周向安装角对可调螺距螺旋桨开水效率增益的影响。
数量模型
2.1控制方程
在开阔水域工作的螺旋桨满足RANS方程式：
Ui 和P分别为ui 和p的值；Fi 为f的值；uirsquo;是ui的波动值，雷诺应力与湍流波动值相关的项方程，都是未知变量。SST k-omega;湍流模型用来封闭方程；该湍流模型具有更高精度的现场模拟。有关详细信息，请参见Zhang等人（2005年）。
2.2几何模型
用于计算的可调螺距螺旋桨为R-R AB型螺旋桨，螺旋桨主要参数见表1。其轮毂直径比为0.292，0.7R设计螺距比为1.445，叶根螺距比为1.0317。根据Ouchi和Tamashima 在1989年的研究结果，凸台帽鳍的几何螺距角与螺旋桨叶根相同。因此，本文将凸台帽翅的几何俯仰角设定为49°。数值模型的坐标系为笛卡尔坐标系。X轴指向下游，即流入流的方向；Y轴平行于叶片表面上的参考线；Z轴的方向由右手法则给出。无凸台帽鳍和有凸台帽鳍的可调螺距螺旋桨模型分别如图1所示。
图1.有PBCF和没有PBCF的螺旋桨模型
表1.可控螺距螺旋桨模型的维数
2.3网格和边界条件
由于螺旋桨的几何形状复杂，通过建立单一的计算域来划分六面体网格是非常困难的，因为四面体网格的划分会导致大量的网格。本文提出采用混合（结构化和非结构化）网格格式就像Liu等人一样（2007年）。
首先，建立了包围螺旋桨的柱形计算域，计算域的前端2D远离桨盘（D代表螺旋桨直径），尾端3D远离桨盘。计算域的直径为1.2D，足够在封闭区域内建立圆柱外计算域。在网格生成方面，采用高分辨率、高适应性的非结构网格划分螺旋桨的内部计算区域，对螺旋桨端部、前缘、后缘和尾翼进行局部加密，获取重要的流场信息；并将外部计算域划分为结构化网格，以满足对几何形状的更高要求。使用接口模型，需要在两个计算域的接口处进行数据传输，从而将整个计算域划分为大约280万个网格单元。带凸台帽鳍的可调螺距螺旋桨和计算域网格如图2和图3所示。
图2.可控螺距螺旋桨上的格子
图3.区域网格图
边界条件：可调螺距螺旋桨转速为1200 r/min，入口边界设为速度入口，速度根据前进速度系数确定，入口湍流度为0.01，涡粘比为5，出口边界设为压力出口，大气压力为压力值；可调螺距螺旋桨的壁面被设置为不滑动表面的边界条件。
利用MRF模型求解了可调螺距螺旋桨内部流场。选择了SST的k-w湍流模型。控制方程和湍流模型采用有限体积法离散，对流项和扩散项采用二阶中心差分法离散，压力-速度耦合采用全隐式数值计算方法。
数值结果
首先，采用细、中、粗三种网格，对J=1.1的可调螺距螺旋桨进行了网格灵敏度研究。细网格是在每个坐标方向上使用细化因子radic;2从中等网格生成的。粗网格在几何上与细网格相似。网格大小和相应的y值如表2所示。计算中采用了SST k-w湍流模型。表3比较了三个网格的计算推力和扭矩系数与实验值（Qian，1994）。
表2, 可控螺距螺旋桨的格子尺寸和y 值
随着网格的细化，Kr和Ko中的错误似乎减少了。细网格与粗网格的Kr差值约为0.86%，kg网格的差值为2.4%，所有网格均能较好地预测可控螺距螺旋桨的Kr和Ke。网格研究表明，Kr值和Ke值对网格细化一般不太敏感，因此在下面的数值模拟中使用了介质网格。
表3.估算在J=1.1时的可控螺距螺旋桨的KT 和KQ值
首次对不带帽鳍的可控螺距螺旋桨敞水性能进行了数值模拟。数值结果与实验结果进行了比较(Qian，1994)，如图4所示。
如图4所示，在不同的推进速度系数下，推力系数和转矩系数的数值结果与实验值一致。但由于推力系数的数值结果略低于实验值，扭矩系数的数值值略高于实验结果，效率的数值结果与实验值相差很大，但数值结果总的来说令人满意总的来说。本文建立的数值模型和网格剖分是合理可靠的。
图4. 可控螺距螺旋桨在开阔水域的表现
根据文献的研究（Ouchi and Tamashima，1989；Gong and Zhou，1991），当考虑凸肩帽鳍的影响时，凸肩帽鳍的参数设置对敞水效率的增益影响较大。为了研究凸肩帽鳍对可调螺距螺旋桨敞水效率的影响，根据文献中的建议（Ouchi and Tamashima，1989），首先选择一个凸肩帽鳍进行计算。凸台帽翅翼型为NACA16，凸台帽翅为椭圆形，展弦比为1.5，几何俯仰角为49°，径向俯仰角不变。直径为0.385D，凸台帽鳍根部前端距螺旋桨根部尾端0.0343d；凸台帽鳍周向位置为尾鳍前端两相邻螺旋桨根部延长线的中点。在图5中比较了带凸台帽鳍的可调螺距螺旋桨与不带凸台帽鳍的螺旋桨的敞水性能，并在图6中显示了带凸台帽鳍的螺旋桨的效率增益。
图5.有PBCF 和没有PBCF的可控螺距螺旋桨在开阔水域的
表现
图6. 有PBCF可控螺距螺旋桨的增益曲线
从图5中可以看出，当推进速度系数小于1.0时，带帽鳍的可控螺距螺旋桨的推力系数增大，扭矩系数减小。结果表明，可控螺距螺旋桨的敞水效率提高，与实验观测的实际情况一致。但随着推进系数的增大，可控螺距螺旋桨的敞水效率增益也随之降低，最终小于母桨的增益，这从图6中可以看出。这是由于推进速度系数较高，而凸台帽鳍不仅产生负推力，而且增加了可控螺距螺旋桨的扭矩。
图7和图8分别显示了当J=0.9时叶片吸力侧和压力侧的压力系数轮廓。从图中可以看出，叶片吸力侧的低压面积和带头帽鳍的螺旋桨的压力侧均大于母桨的低压面积，这表明带头帽鳍的螺旋桨的推力高于母桨的推力。压力侧的压力分布表明，帽鳍的存在导致螺旋桨根部前缘压力的增加，低压区集中在螺旋桨的前缘。在吸力侧和压力侧，可调螺距螺旋桨在同一点处的压力均低于母桨。
图7.可控螺距螺旋桨吸力侧压力系数的等高线
图8.可控螺距压力系数等值线螺旋桨压力侧
图9显示了x/D=0.5和x/D=1.0时，可控制螺距螺旋桨在x方向横截面的涡度云图。如图所示，主螺旋桨在X方向，桨毂后的涡度明显大于在两个位置都有凸台帽鳍的螺旋桨。其主要原因是在没有安装凸台帽翅片的情况下，桨毂表面的流体随可调螺距的旋转螺旋桨向后流动，最终在桨毂后汇合形成强涡。然而，在安装凸台帽鳍后，桨毂处的水流速度分布发生了变化。结果水流通过桨毂后没有在桨毂处汇合，涡流强度降低，如图10所示。如果设计得当，桨毂处的水流可以通过鳍有效地分流。因此，由于螺旋桨毂后基本上没有水流聚集，因此不会产生毂涡。
图9交叉面上x轴涡度等值线可调螺距螺旋桨
图10可控螺距流线分布螺旋桨毂
为了研究尾翼翼型对可调螺距螺旋桨敞水效率的影响，在其它参数不变的情况下，选用NACA16翼型和NACA66模翼型进行了对比计算。两个翼型对应的带凸台帽鳍的可调螺距螺旋桨的敞水效率数值结果如表4所示。
由表4可以看出，采用NACA66型翼型的可调螺距螺旋桨的效率增益略高于采用NACA16型翼型的螺旋桨。
表4不同翼型PBCF的效率
凸台帽鳍安装的轴向位置是指凸台帽鳍根部前端到螺旋桨根部尾端的距离。为了研究凸台帽翅安装的轴向位置对敞水效率的影响，根据参考文献的建议，分别选取0.03D、0.034D和0.04D三个轴向安装位置，利用NACA66模型翼型进行对比计算（Wang等人，2009），其他参数不变。在不同的推进速度系数下，在三个轴向位置，有或没有凸台帽鳍的可调螺距螺旋桨的敞水效率之间的差值，其Delta;eta;曲线如图11所示。
图11.不同轴设置位置的PBCF增益曲线
从图11可以看出，开阔水域的增益轴位0.04D时效率最高。作为安装位置接近螺旋桨叶片可控螺距敞水效率增益螺旋桨逐渐减小，因为螺旋桨桨叶的诱导速度从凸台帽翼到螺旋桨的距离形成回流越来越近了。但是，轴向位置不应该太距离越远，因为从凸台帽鳍到螺旋桨，在散热片和效率会越低。凸台帽翅片直径对其影响的研究开放水效率，三个直径，0.35D，0.385D和分别取0.42D进行对比计算使用NACA66模型翼型剖面和其他参数不变。Delta;eta;的曲线可控螺距螺旋桨的敞水效率三种直径，带或不带凸台帽不同的前进速度系数如图12所示。
图12.不同半径PBCF的增益曲线
从图12可以看出，当凸台帽鳍直径为0.42D时，可调螺距螺旋桨的效率增益最大，凸台帽鳍直径与螺旋桨毂的比值为1.438，这与以常规螺旋桨为研究对象（Ouchi等人，1989年）的文献中所指出的0.18D-0.33D的范围不一致。
凸台帽翅的周向安装角为PBCF根部前端在相邻两个螺旋桨根部前后延长线上的位置，0°应在延长线上的中点。为了研究周向安装角对敞水效率的影响，采用NACA 66型翼型剖面，分别选取-12°、0°和12°三个周向安装角进行对比计算（如图13所示），轴向安装位置为0.04D，直径为0.42D，其他参数不变。在不同的推进速度系数下，在三个周向安装角处，有或无凸台帽鳍的可调螺距螺旋桨的水效率差Delta;eta;曲线如图14所示。
由图14可以看出，当PBCF叶根的前端位于相邻两个桨根的前后端延长线的中点时，可调螺距螺旋桨的敞水效率增益最高；随着鳍沿圆周方向前后移动，增益有不同程度的减小。其原因是，当翅片安装在该位置时，凸台帽形翅片对来流具有最佳的导流效果，对可调螺距螺旋桨的最佳干扰导致总扭矩的减小，从而提高了效率。
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