导管桨尾涡演化DES模拟分析

1、 导管桨尾涡演化DES模拟分析摘要：基于DES模型对不同进速系数下某导管桨尾涡结构演化进行数值模拟，采用滑移网格技术完成导管桨敞水性能数值计算。通过对导管桨尾流场及尾涡空间结构分析发现：低进速系数状态下导管桨产生更强的流动扰动，相邻梢涡间产生的二次涡系与梢涡系产生相互干扰与融合，导管内壁区和桨毂区域涡强远大于其他区域；高进速系数状态下尾流剖面中产生连续的椭圆状涡结构，导管外壁区域产生不规则脱落涡导致梢涡轨迹为非规则螺旋线。导管桨尾涡结构与演化与独立螺旋桨螺旋状尾涡结构存在明显不同，叶片涡系、二次涡系及导管剪切层涡之间的相互干扰程度随着进速系数的变化而变化。目 录 TOC o 1-3 h z u

2、 HYPERLINK l _Toc16757859 1.目的与背景 PAGEREF _Toc16757859 h 3 HYPERLINK l _Toc16757860 2.数值模型建立 PAGEREF _Toc16757860 h 3 HYPERLINK l _Toc16757861 2.1.螺旋桨模型 PAGEREF _Toc16757861 h 3 HYPERLINK l _Toc16757862 3.数值计算结果分析 PAGEREF _Toc16757862 h 5 HYPERLINK l _Toc16757863 3.1.导管桨尾流场结果分析 PAGEREF _Toc16757863

3、h 5 HYPERLINK l _Toc16757864 3.2.导管桨尾涡结构分析 PAGEREF _Toc16757864 h 6 HYPERLINK l _Toc16757865 4.结论 PAGEREF _Toc16757865 h 7目的与背景导管桨在诸多特种船舶及海洋工程中应用十分广泛，导管桨工作时会在导管内壁产生附着涡进而产生导管推力，由于导管与螺旋桨之间为近壁面相对运动问题，导管桨尾涡结构的试验测量和数值模拟均存在一定困难。DES方法能用相对较少计算资源提高计算精度，有助于对导管桨尾涡结构远场演变信息进行更精准的模拟。数值模型建立螺旋桨模型数值计算中几何模型为某动力定位系统导管

4、桨模型，螺旋桨为定螺距4叶桨，桨模直径D=0.240m，毂径比为0.190，盘面比为0.417，导管剖面为荷兰MARIN 设计的No.19A导管，叶梢间隙为2mm。参考坐标系原点位于螺旋桨的几何中心， 顺流方向为X轴正向，Y轴、Z轴正向按右手定则确立。数值计算域为圆柱形，计算域直径为5D，长度为10D。数值计算域分为旋转域和静态域两部分，二者建立交界面完成数值信息传递。计算域边界条件设定如下：进口及外边界为速度入口，出口为压力出口，螺旋桨及导管为非滑移壁面。旋转域采用多面体网格进行划分，静态域采用切割体网格进行划分，采用混合网格模式有助于提高数值计算精度，螺旋桨和导管物面设置棱柱层网格完成边界

5、层捕捉。此外，由于非结构网格在曲率大的区域网格质量不高（比如叶梢、叶片的导边和随边等），因此需要对上述区域的网格进行更为精细的离散处理以提升网格质量。导管桨的叶梢、导管间隙、梢涡区、毂涡区等区域网格进行加密处理，最终计算网格总数约为951万（背景域736万，旋转域215万），壁面Y+值控制在Y+1范围内，满足DES算法要求。图1 几何模型、计算域及网格化分（a）导管桨几何模型（b）数值计算域及边界（c）中纵剖面混合网格（d）湍流模型与工况设定分析中以CFD软件STAR_CCM+为计算工具，数值模拟为三维黏性、不可压缩、常密度的非稳态数值计算，应用滑移网格技术实现导管桨的敞水性能试验数值模拟。D

6、ES模拟采用SIMPLE算法完成压力-速度耦合方程的求解。其中，对流项通过二阶迎风格式进行离散，扩散项通过中心差分格式进行离散，时间项二阶隐式格式离散，均采用Spalart-Allmaras湍流模型封闭N-S方程组。数值计算工况设定如下：进速系数依次为J=0.1，0.3，0.5，0.7四个进速，采用定转速、调节进速的方式进行计算，转速n=11rps，迭代步长设定为1/step，内迭代次数为10次。导管桨雷诺数分布为3.4105-3.6105。数值计算结果分析导管桨尾流场结果分析不同进速系数下，导管桨尾流中纵剖面（X-Z平面）的瞬态诱导速度矢量分布、轴向速度分布、涡量分布体现出一定规律性。纵剖面

7、平面内相关物理量的无因次化准则如下：X轴坐标定义为x/r，Z轴坐标定义为z/r，无因次涡量为Vorticity/(V0/D)。其中，r为螺旋桨半径，V0为进流速度，Vorticity为涡量。低进速系数（J=0.1，0.3）状态下，导管桨对尾流区扰动较为剧烈，对整个尾流场加速作用明显，导管桨尾流区速度远大于自由流区域，随着进速系数的增加， 导管桨尾流区与自由流区域速度差别逐渐模糊，但叶梢至导管内侧区域梢涡结构明显；进速系数最大时，由导管引起的导管外侧流动加剧，梢涡结构逐渐消失。此外，重载状态下导管桨对尾流区的加速作用集中体现在尾流较近区域，高速流向自由流区域扩散明显；随着进速系数的增加，导管桨对

8、尾流区的加速作用逐渐减弱，叶梢的诱导作用导致尾流叶梢区域间隔出现高速流区。图2 不同进速系数下纵剖面涡量分布云图图2所示为尾流区纵剖面涡量分布云图。低进速系数状态下，导管桨导管内壁区和桨毂区域涡量远大于其他区域，叶根处涡系分布明显，但叶梢区域涡结构分布杂乱；随着进速系数的增加，叶梢与导管内壁区域尾流中产生连续的椭圆状涡结构，毂涡涡强逐渐下降，叶根涡系逐渐模糊；高进速系数状态时，导管外壁区域产生剪切层涡，剪切层涡逐渐产生不规则的脱落涡，脱落涡与梢涡产生相互干扰，涡系分布无明显规律。导管桨尾涡结构分析图3所示为取定Q=1000时不同进速系数下导管桨尾涡三维空间结构图。图3（a）可以发现，重载状态（

9、J=0.1）下叶根涡系明显（A框），叶根涡系螺旋状环绕毂涡分布；导管尾缘处产生流动分离对尾流场中梢涡产生扰动，相邻梢涡管之间产生二次涡结构（B框），导管桨二次涡以“S”形形态环绕在前第一个梢涡管外侧与后一梢涡管内侧；在桨后不远处梢涡、毂涡、二次涡等多重涡系之间的相互干扰极为强烈，尾涡带相互扰动产生无规则扭曲变形（C框），并由尾流区域向自由流区域扩散，涡系在尾流较远处消散。图3（b）中螺旋状梢涡体现较为明显，但是梢涡轨迹并非规则的螺旋线结构，而是存在一定的不规则变形（如E框所示），且经过融合、变形后的尾涡迅速消散；相邻涡管间二次涡系依旧明显（B框），且二次涡与梢涡融合后，部分二次涡以细长带状形态

10、逐渐脱落(B框)。图3（c）中B框内为不同叶片产生的带状梢涡之间的二次涡系，形态与图3（a）、(b)中二次涡一致；二次涡与梢涡融合后尾涡迅速扩散为离散的带状涡结构（H框）。图3 不同进速系数下导管桨尾涡结构图（Q=1000）高进速系数状态时（J=0.7）尾涡体现出与之前完全不同的规律。如图3（d）所示，由于进流速度加快导致导管表面流动分离加剧，导管外表面的前缘涡结构（I 框）明显，附着于导管外壁面后缘涡逐渐向尾流区脱落，导管尾流区内分布着大量的、形状不规则的离散涡结构（H框），梢涡形态基本不存在，离散涡结构在离尾流较近区域内迅速消散，但毂涡（F框）向后延伸较远。结论（1）低进速系数状态下导管桨

11、尾流瞬态诱导速度大，叶根涡系分布明显，相邻梢涡管间二次涡系呈“S”形飘带状分布，梢涡轨迹为非规则螺旋线；（2）高进速系数状态下，导管外壁面的流动分离加剧导致导管外壁区域产生复杂漩涡脱落现象，脱落涡与梢涡带产生强相互干扰作用，尾流中漩涡消散较快；（3）导管桨尾涡空间结构与独立螺旋桨螺旋状尾涡结构存在明显不同，导管的剪切流扰动影响梢涡带之间的自诱导与互诱导特性，叶片涡系、二次涡系和导管剪切层涡之间的相互干扰程度随着进速系数的变化而变化。参考文献S. Gaggero, G. Tani, M. Viviani, and F. Conti. A study on the numerical prediction of propellers cavitating tip vortex, Ocean Eng., 2014, 92:137161.A. Bhattacharyya, V. Krasilnikov, and