调距桨的桨叶畸变对其水动力性能的影响分析

为了研究调距桨的桨叶畸变规律和畸变对桨水动力性能的影响,采用面元法对调距桨不同调距角下的畸变和水动力性能进行了计算和分析.首先,以JDC7004桨为对象,计算了其在调距角为0°时的水动力性能,并将计算结果与实验值对比,验证了计算方法的准确性;然后,采用坐标变换原理模拟了叶元体的畸变,结合面元法计算了畸变后叶元体的压力系数分布,进而求解了发生畸变和不发生畸变两种情况下桨的推力、转矩、转叶力矩和敞水效率,并对比分析了畸变对水动力性能的影响;最后,探讨了调距桨的侧斜角、纵倾角和盘面比对叶元体的畸变影响.结果表明:正车和倒车工况引起的桨叶畸变对叶元体表面压力分布和桨的各水动力系数的影响规律并不相同,对空泡性能的影响截然相反;畸变对桨叶的转叶力矩的影响较小,对敞水效率的影响较大,设计阶段考虑畸变有利于改善调距桨的水动力性能.     

船用螺旋桨理论及其应用研究进展

论述了船用螺旋桨理论设计与计算研究的进展;讨论了升力面理论方法中尾涡模式函数,面元法中的随边库塔条件的数值处理,以及纳维-斯托克斯方程方法中流域计算匹配的数值方法;给出了相关理论方法在螺旋桨水动力性能黏性修正、翼剖面二相流水动力计算和新型螺旋桨叶剖面设计开发研究中的应用实例．应用计算表明,所提供的数值方法是有效的．有关螺旋桨水动力性能的黏性修正、叶剖面二相流计算和桨叶叶剖面设计等方法,对于工程应用具有参考价值．     

双桨船螺旋桨空泡脉动压力的试验及数值研究

为研究高速双桨船螺旋桨空泡状态下的脉动压力特性,在深水拖曳水池中开展了螺旋桨敞水试验,在大型循环水槽中使用完整船模开展了螺旋桨船后水动力性能、脉动压力测量和空泡观测试验.试验结果表明,脉动压力的最大幅值随螺旋桨转速的增加而增大,不稳定片空泡会导致脉动压力高阶分量增加;随着空泡的发展,脉动压力幅值最大位置逐渐向船体内侧移动,螺旋桨达到一定转速后,其脉动压力分布基本保持不变.采用剪切应力输运(SST)k-ω模型及流体体积(VOF)方法,建立了螺旋桨脉动压力和空泡的计算流体动力学(CFD)数值计算方法,并通过计算与试验结果的对比发现,该方法的计算结果在无空泡和高转速工况下与试验结果吻合较好.由于不能很好地对不稳定片空泡进行模拟,在其出现时脉动压力计算值偏大.计算值的衰减和试验中两桨的相位差导致靠近船体内侧的监测点脉动压力误差较大.     

基于CFD的桨舵水动力干扰研究

为了观察舵对桨叶表面压力分布以及桨后尾流场的影响,以B4-55桨和展弦比为1.0的NACA0020的流线型舵为算例,采用计算流体力学方法分析了桨舵干扰的水动力特性。为了提高网格质量,计算域被分为包含螺旋桨的旋转域、包含舵的静止域以及除二者之外的静止域3部分,并采用不同的网格策略对其进行离散。离散方程用K-ω模型求解,旋转域与静止域之间的相对运动通过MRF技术模拟,并利用交界面技术实现数据传递。分析了不同进速系数下桨舵干扰的规律以及舵攻角对螺旋桨的推力、转矩的影响,研究了流场的速度以及压力分布。数值结果和试验结果的比较表明,采用的计算模型和离散方法能够得到准确的计算结果。     

基于面元法预报导管桨性能的数值计算方法

基于面元法,分别用将桨和导管当作一个整体考虑的直接计算方法、基于诱导速度的迭代计算方法与基于诱导速度势的迭代计算方法预报了导管螺旋桨的定常水动力性能.计算结果表明：采用这3种方法预报导管螺旋桨的定常性能具有相似的精度,但直接求解方法可以节省大量的计算时间;直接求解和速度势迭代计算的导管表面压力分布、桨叶表面环量和压力分布基本一致,但是与诱导速度计算的结果有一定的差异.对这3种方法计算结果的差异性分析表明：计算导管桨水动力性能时,直接求解方法和基于诱导速度势迭代方法更可靠.     

Kappel桨水动力性能模型试验研究

对已有传统螺旋桨进行改型设计得到Kappel桨.在空泡水筒中对设计的Kappel桨与传统螺旋桨进行对比试验,试验中测试了两者的敞水性能、空泡性能以及脉动压力.试验结果表明:Kappel桨的梢端弯折结构能够抑制梢部绕流;在设计点Kappel桨敞水效率比传统螺旋桨高1.44%左右.在空泡不剧烈的情况下,Kappel桨的一阶和二阶脉动压力幅值比传统螺旋桨要小.试验中的Kappel桨梢端弯折部分较早出现了局部小片状空泡,但随着空泡变强,由于受到弯折部分的阻隔,并未沿着导边发展,而是沿桨叶弦向泄出.为了提高Kappel桨的空化性能,要尽量减小梢部弯折部分叶剖面与来流作用的攻角.     

襟翼舵水动力性能研究

对襟舵在螺旋桨尾流中的水动力性能及其桨舵干扰进行了研究，舵的水动力及周围流场用面元法计算，螺旋桨性能通过无限叶数的简易螺旋为预估，桨舵干扰作用以迭代方法求得，由于采用限面元法计算襟翼舵的性能，可以更为精确地反映较为复杂的襟翼舵表面形状对水动力性能的影响，文中还对螺旋桨尾流中反应舵的表面压力分布及操纵性能进行了计算和研讨 。     

导管式调距桨水动力性能的数值预报分析

采用全结构化网格,利用稳态多参考系(MRF)方法,对普通调距桨和导管式调距桨变螺距下的水动力性能进行了有效预报.首先对普通调距桨水动力性能进行了计算,计算结果与试验数据符合良好.结果表明:进速系数较小时,较小螺距角才能使螺旋桨的效率达到最大,而进速系数较大时,较大螺距角才能使螺旋桨的效率达到最大;通过分析桨叶表面压力变化,发现螺距角变化较大时,叶表面压力变化不均匀,可能导致噪声性能恶化.随后计算了导管式调距桨的水动力性能,分析得出:随着螺距角减小,导管推力也减小,且大进速小螺距角时,螺旋桨效率下降迅速.最后分析了导管式调距桨的尾流场,得出了尾流场速度随螺距角变化的一般规律.     

基于面元法的吊舱推进器性能计算

为研究吊舱推进器性能,应用势流面元法开发了定常流中计入吊舱与螺旋桨桨叶相互作用的水动力性能计算方法.基于格林定理,考虑了分布在桨叶、桨毂、吊舱、支架的定常源和偶极子的联合作用,以及推进系统尾流场中偶极子代表的势流绕流的相互作用.对库塔条件进行设定,并基于三维问题的考虑,计算中引入了横向流的影响,保证随边单元上的压力相等.为满足推型吊舱螺旋桨设计的需要,给出了有关水动力和压力分布的数值模拟结果.计算结果与相应的试验数据的比较表明,计算误差在5%以内.     

可调螺距桨水动力性能预报及参数影响分析

为了研究可调螺距桨调距过程中几何参数对水动力性能的影响规律,采用坐标变换原理模拟调距过程和桨叶剖面的畸变,并结合面元法理论对调距桨的水动力性能进行预报.首先将JDC7704桨在初始螺距下水动力参数的计算值与敞水实验值进行对比,验证了文中数值方法的准确性;之后在变调距角下,分析了初始设计进速系数、纵倾角、侧斜角、盘面比以及毂径比几个参数对调距桨水动力性能的影响.结果表明:水动力转叶力矩受设计进速、纵倾角、侧斜角、盘面比变化的影响十分明显;调距工况变化时,转叶力矩所受影响的程度及其趋势也会发生变化.     

螺旋桨空化初生的判定和空化斗的数值分析

摘要：
为了实现空化多相流模拟在螺旋桨空化初生和空化斗预报中的应用,采用改进Sauer空化模型和修正剪切应力输运(SST)湍流模型,对NSRDC4381桨的叶背和叶面片空化初生、梢涡空化初生和空化斗底线特征进行了模拟、校验和分析,提出了“当σ>σi时,叶梢截面压力系数分布不再改变”的空化初生判定准则,并分析了其适用范围. 同时,将空化斗由传统的三区细分为五区,以更准确地描述不同工况点的桨叶空化状态. 结果表明,在设计和非设计进速系数下,预报桨叶叶背和叶面不同叶截面的初生空化数均与实验值吻合较好;模拟梢涡空化初生再现了局部梢涡空化和导边梢涡空化同时存在的现象,证明了分别用叶背07 R截面和叶面04 R截面的片空化初生曲线来表征叶背和叶面可视梢涡空化初生的合理性. 空化初生判定准则适用于空化斗底线上方的叶背和叶面片空化区. 将空化斗底线下方区域进一步细分为叶背03 R至叶梢的片空化区以及叶背与叶面同时片空化区,以更好地在工程中应用空化斗来描述桨叶空化形态和求取空化航态的航速.     

计入粘性影响的螺旋桨性能计算

应用非线性定常力面理论计算螺旋桨水动力性能，引入准三维高阶近似Ｎａｖｉｅｒ－Ｓｔｏｋｅｓ方程，辅以二模式湍流方程以及差分数值方法计算浆叶边界层，通过迭代匹配计算考虑粘性对螺旋桨性能的影响，计算实例表明，理论计算结果同模型试验相应结果符合良好。     

泵喷推进器空化特性数值分析

利用基于Rayleigh-Plesset方程均质多相模型和滑移网格技术,对某泵喷推进器进行了三维全通道定常湍流计算,得到了其在空化条件下的性能特征.分析了转速、空泡数和进流速度对泵喷推进器的空化特性的影响.计算结果表明,泵喷推进器叶片发生空化时,推进器的推力和转矩明显下降,进而引起敞水效率的降低且降低幅度达15%以上;同一空化数下,随着转速的增加,泵喷推进器叶片的空化现象趋于明显;同一转速下,空化数越小,空化现象越显著,当空化数大于某一个特定值时,叶片的空化现象消失.     

用升力线理论预报螺旋桨性能和桨叶表面压力分布

本文用准定常升力线理论方法计算船舶螺旋桨在船后运转特性．计算中考虑了升 力面影响及粘性对零升力角、升力曲线斜率的修正。用本文所提供的程序对Ｂ系列， ＭＡＵ系列桨敞水性征曲线进行了计算，其结果与试验值吻合甚好。     

绕不同扭曲水翼的空穴发展及其水动力特性研究

针对水力机械叶片表面的空化问题,作者开展了绕不同扭曲水翼的空化流动特性的数值研究,采用均质流模型并耦合大涡模拟方法(LES)和Zwart空化模型计算了绕NACA0009和Clark-Y两种扭曲水翼在不同空化数下的空化流动。结果表明：绕不同翼型的空穴发展随着空化数变化呈现明显不同的特性。相比于NACA0009翼型,绕Clark-Y翼型的空穴尺度随着空化数的减小而增大的幅度更明显,对空化数更为敏感。绕NACA0009翼型的空穴可以将翼型导边完全覆盖,而Clark-Y翼型导边的两侧并没有被空穴覆盖。另外,绕NACA0009翼型的空穴更容易出现准周期性变化和形成U型涡结构的脱落空泡团。不同翼型的升力系数的变化规律也显著不同,Clark-Y翼型的时均升力系数均显著大于NACA0009翼型。随着空化数的减小,相比于Clark-Y翼型,NACA0009翼型的升力系数更容易出现准周期性变化。     

抗空化扭曲舵的设计及其水动力性能分析

摘要： 通过面元法计算螺旋桨尾流场,根据螺旋桨尾流场对扭曲舵各剖面的几何攻角进行设计,提出了抗空化扭曲舵的设计方法;采用计算流体动力学方法评价舵的水动力性能,并经过拖曳水池的舵力测量试验加以验证.结果表明,在不同的航速和舵角条件下,与普通舵相比,扭曲舵的负压力系数峰值明显较小,从而大幅提高了舵的抗空化性能,降低了舵的空化剥蚀和由舵产生空泡所引起的振动噪声.由于扭曲舵与螺旋桨的尾流匹配良好,在舵角为0°时,扭曲舵叶背的压力系数分布与叶面的压力系数分布基本重合,因而显著减小了直航时舵上的横向力和舵轴力矩,有利于舵和舵机的受力.     

螺旋桨初生空化湍流的多相流数值模拟

摘要：
同时采用修正剪切应力输运(SST)湍流模型和Baseline雷诺应力模型（RSM）求取了E779A螺旋桨在无空化状态和初生空化状态下的梢涡运动轨迹,分析了涡核最小压力系数、湍动能、轴向速度分量和涡核半径沿运动轨迹的变化,并从模拟得到的梢涡卷曲起始和梢涡涡束的角度阐述了梢涡形成机理.空化模型采用改进Sauer模型,考虑了非凝结性气核质量分数、体积分数和气泡初始半径以及湍流脉动的影响,并针对轻度、中度和重度空化面积进行了可信性校验.当空化数σ>初生空化数σi时,叶梢截面压力系数分布相对不再改变的判定准则来确定.涡核中心位于螺旋线垂向截面上最小压力点,涡核边界由湍流涡频率峰值决定.数值模拟结果表明,RSM模拟梢涡路径较修正SST湍流模型稍长、局部梢涡空化范围略大、叶梢最小压力系数和轴向速度分量要小,涡核湍动能分布更为合理.但两者模拟得到的涡核运动轨迹几乎重合,并且初生空化状态下的涡核运动轨迹、最小压力系数和轴向速度分布均与各自无空化状态下非常接近,表明了初生空化状态判定的正确性和改进数值模型对梢涡运动轨迹模拟的适用性.     

基于纵倾与侧斜的螺旋桨优化设计

螺旋桨的特征参数之间相互制约、影响,共同决定着螺旋桨的水动力、空泡以及振动等性能。本文以粒子群算法为工具,基于面元法理论,以4382型螺旋桨为模型桨,以侧斜、纵倾为优化变量对其进行优化设计。侧斜和纵倾采用贝塞尔曲线拟合方式进行综合考虑,以螺旋桨的效率为优化目标,对原桨及优化桨进行水动力性能分析。优化后桨叶的效率提高,压力分布得到改善,很好的抑制了空泡的发生。     

两种空化模型计算二维水翼空化流动研究

采用混合多相流模型和空化模型对攻角为6.5°的NACA66型二维水翼的空化流动进行数值研究.使用Singhal全空化模型(FCM)和Zwart-Gerber-Belamri(Z-G-B)空化模型,以实验数据为基准,对这两种空化模型得到的翼型表面压力分布系数和升、阻力系数以及流场结构进行了比较和分析,结果表明:FCM中,不凝结气体质量分数对计算结果影响较大,空化区长度随着不凝结气体质量分数的减小而变小;Z-G-B空化模型中,蒸发系数和凝结系数对结果有较大影响.总体说来,通过选取合理的经验系数,两种空化模型都给出了令人满意的空化流动结果.     

泵喷推进器非定常空化性能数值模拟分析

摘要： 基于均质多相流的RANS(Reynolds Averaged Navier Stokes)方程,采用分块网格技术生成高质量结构化网格,同时结合剪切应力SST（Shear Stress Transport）k－ω湍流模型和Z G B(Zwart Gerber Belamri）空化模型以对NACA66翼型进行了定常流空化性能数值模拟,数值计算结果与实验值吻合良好,验证了数值计算法的实用性与可靠性.在此基础上,利用URANS(Unsteady Reynolds Averaged Navier Stokes）方程和滑移网格技术,对装有泵喷推进器的无人水下航行器（Unmanned Underwater Vehicle,UUV）进行了非定常流空化性能数值模拟与分析.计算结果表明,数值模拟可以较为精确地预测泵喷推进器空化现象的起始与发展、形状与位置等特性;空化现象发生时,泵喷推进器效率出现明显的降低且达到20%以上;UUV表面与定转子叶片的压力分布较为合理,与空化现象吻合;转子叶顶区域压力面与吸力面之间的压差引起了顶隙梢涡与顶隙空化,造成了泵喷推进器效率进一步的损耗.