海洋污损对螺旋桨叶切面性能影响的数值模拟

张涛，彭飞，闵少松

海军工程大学舰船工程系，湖北武汉 430033

海洋污损对螺旋桨叶切面性能影响的数值模拟

张涛，彭飞，闵少松

海军工程大学舰船工程系，湖北武汉 430033

通常情况下，舰艇螺旋桨桨叶表面为抛光金属材质，没有涂装防污涂层，使得桨叶易受到海洋污损生物的附着和侵蚀，然而污损对螺旋桨性能的影响研究较少。采用CFD方法对污损螺旋桨叶切面流场分布进行数值模拟，在污损生物群落中选取藤壶作为污损对象，并在几何层面上进行直接建模。计算结果表明，污损使得叶切面边界层分离更早、分离区域更大，进而使得叶切面升阻比显著降低（最大降低了近90%），从而导致螺旋桨推进效率大幅降低；当藤壶高度超过一定阈值后，藤壶的继续生长对叶切面升阻力的影响变得较小。

海洋污损；叶切面；升阻力；SST k-ω湍流模型

网络出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.tj.20160531.1104.012.html期刊网址：www.ship-research.com

引用格式：张涛，彭飞，闵少松.海洋污损对螺旋桨叶切面性能影响的数值模拟［J］.中国舰船研究，2016，11（3）：32-36.

ZHANG Tao，PENG Fei，MIN Shaosong.Numerical simulation of the effects of biofouling on the hydrodynamic perfor⁃mance of propeller blade sections［J］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（3）：32-36.

0　引　言

在海洋水生环境中附着和生长于物体表面的微生物、植物和动物称之为海洋污损（简称污损）［1］。当一艘舰艇下水后污损便开始在舰艇上附着生长，在舰艇进行清洗和重新涂装之前污损将持续地生长积累。舰艇的污损程度取决于舰艇在海上的时间、航行水域的温度和盐度以及防污漆的效能等因素。研究表明，污损会增加船体表面粗糙度，进而导致船体摩擦阻力和燃油消耗增加，并降低最高航速和续航力［2-3］。

根据污损生物的形态，可将污损分为微观和宏观2类。Taylan［4］等研究发现，微观污损（如生物粘膜）可以引起船舶阻力增加1%～2%，而宏观污损（例如藤壶）可使得船舶阻力最高增加40%；Schultz等［5］采用美国海军技术手册的污损分级方法和相当粗糙度概念，研究了污损对舰艇需求轴功率的影响，研究发现，当一艘护卫舰以巡航航速航行时，与船体光滑状态相比，严重粘膜污损和严重钙质污损可导致需求轴功率分别增加21%和86%；然而他们的研究均未考虑螺旋桨污损的影响。据美国海军技术手册［6］，螺旋桨污损引起舰艇燃油消耗的增加可占船体中度污损影响的50%，而螺旋桨表面一般都是抛光金属，且没有防污涂层，使得桨叶更容易受到污损的附着和侵蚀，25thITTC［7］指出，迄今为止引起螺旋桨粗糙度的最大原因便是污损，即使螺旋桨粗糙度少量的增加也会导致需求轴功率的大幅增加。Khor等［8］使用标准k-ε湍流模型与标准壁面函数对各种污损状况下二维NACA 4424翼剖面进行了数值模拟，得到了一些有意义的结论，然而k-ε湍流模型与标准壁面函数不适于处理翼剖面上的流动分离。本文将选取在船用螺旋桨应用广泛的NSRDCNACA-66mod翼型剖面［9］作为螺旋桨叶切面，以圆锥柱模拟藤壶，采用CFD数值方法研究不同尺寸的藤壶对叶切面升阻力的影响，并将对污损影响的物理机制进行分析。

1　数值方法

1.1污损建模

藤壶是螺旋桨污损生物群落中的优势物种，在舰艇螺旋桨表面的分布如图1所示。藤壶呈圆锥形，壳口直径小于基底直径，壁板与基底交角小于90°［10］，因此在数值计算中采用圆锥柱模拟藤壶，其三维实验模型如图2所示。本文数值模拟采用二维模型（图3），依据对舰艇螺旋桨污损情况的调研分析，以藤壶的尺寸为标准设置了3种污损模型，具体参数如表1所示，在表1中设置了光滑叶切面模型作为对照。

图1　舰艇螺旋桨上藤壶的形态和分布Fig.1　Barnacles distribution on a ship propeller

图2　实验模型Fig.2　Experimental model

图3　数值计算的污损叶切面模型Fig.3　A fouled blade section model of the simulations

表1　污损模型的参数Tab.1　The parameters of fouled models

1.2计算方法

不可压缩流体的雷诺平均连续方程和动量方程为：

式中：ρ为流体密度；u¯i，u¯j为速度向量的时均值；为雷诺应力；p¯为平均压力；μ为动力粘性系数。

在近壁区的处理方法上，传统的壁面函数法主要依据简单的平行流边界层实测资料归纳得出，对于弯曲壁面流动或流动分离过大，这种处理方法不太理想［11］。考虑到污损叶切面模型表面凹凸不平，在流场中存在着许多各种尺度的分离涡流，传统的壁面函数法已不再适用，需要采用对粘性底层直接求解的近壁面模型。在RANS模型中常用的近壁面模型有低雷诺数k-ε模型，k-ω与SST k-ω模型，其中SST k-ω湍流模型具有k-ω模型的近壁区计算准确性与k-ε模型远区自由流动的鲁棒性。Menter［12］分别使用k-ε，k-ω，BSL k-ω 与SST k-ω模型对水翼绕流场进行了模型研究，发现SST k-ω模型对流场分布的计算结果与实验数据吻合得最好。因此文中采用SST k-ω模型对粗糙二维翼剖面的流场分布展开研究，SST k-ω模型的描述如下：

式中：k为湍动能；w为耗散率；Gk为平均速度梯度所产生的湍动能；Gw表示w的产生；Γk与Γw分别表示k与w的有效扩散率；Yk与Yw分别表示k与w湍流引起的耗散；Sk与Sw为自定义源项。

1.3网格与边界条件

为了准确求解叶切面尾流，采用C型网格，首部圆的半径为10c，尾部长方形边长为20c（c为叶切面的弦长）。由于污损情况下叶切面表面的几何不规则性，采用混合网格形式：叶切面附近区域使用非结构网格，远离叶切面区域使用结构网格。计算域和叶切面附近局部网格如图4所示。

图4　计算域与局部放大网格Fig.4　The whole computational zone and local amplified grids

计算域入口采用速度边界条件，来流速度为5 m/s，湍流强度和湍流长度尺度通过下式得到：

式中：L为特征长度；Re=1.14×106；L取为叶切面弦长，故I≈2.8%，l≈0.016。

计算域出口和叶切面分别采用自由出流（Outflow）和无滑移壁面（No-slip wall）边界条件，混合网格交界面采用interface边界条件。

2　计算结果与讨论

2.1网格独立性检验

在叶切面近壁区存在着较大速度梯度，需要合理地确定壁面附近第1层网格节点的高度。一般使用 y+值来表征第1层节点高度，y+定义为

y+=（ρypuτ）/μ（7）式中：yp为第1层网格节点的高度；uτ为摩擦速度，uτ=（τw/ρ）1/2，τw为壁面切应力。

y+值的确定需要依据湍流模型和壁面处理方式来确定，在FLUENT中使用SST k-ω湍流模型时一般要求第1层网格节点需位于粘性底层内且在边界层内布置15个以上的节点。为了合理确定 y+值，对Fouling_3 mm污损状况设置了5种精度不同的网格，并分别在10°攻角下进行检验，结果如图5所示。当 y+减小到2之后，叶切面升阻比（CL/CD）的变化便很小，因此，选取 y+=2作为网格分辨率的设置标准。

图5　网格独立性检验Fig.5　Grid dependence test

2.2升力与阻力

污损对NSRDC-NACA-66mod剖面的升力系数CL和阻力系数CD的影响如图6和图7所示，可知污损对剖面升阻力的影响较大。在5°攻角下相对于光滑状态（Smooth），叶切面在1 mm污损状况下CL降低了约15%，CD则增加了约83%；在6 mm污损状况下CL降低了约30%，而CD则增加了近2.7倍；而且，污损对叶切面升阻力系数的影响随着攻角增加而变大。随着污损高度增加，污损对CL和CD的影响逐渐变大，然而Fouling_ 3 mm与Fouling_6 mm的升阻力系数比较相近，可以推测当藤壶高度超过一定值后，藤壶继续生长对叶切面升阻力的影响变得较小。

图6　在不同污损情况下升力系数随攻角的变化Fig.6　Variation of the lift coefficient with respect to various attack angles under different fouling cases

2.3速度云图

图7　在不同污损情况下阻力系数随攻角的变化Fig.7　Variation of the drag coefficient with respect to various attack angles under different fouling cases

各种污损状况下叶切面的速度云图如图8所示，可知随着污损高度的增加，叶切面上表面边界层分离得更早，分离区域更大，使得上表面高流速区域变小且相应的流速值也减小，导致上表面压力大幅度增加，进而导致升力显著减小。

图8　5°攻角下叶切面附近速度云图分布Fig.8　Velocity contours at 5 degrees attack angles

2.4壁面压力分布

5°攻角下各种污损状况叶切面压力系数分布如图9所示，与光滑状态相比，污损显著改变了叶切面压力分布，尤其是吸力面压力分布。污损使得吸力面压力分布不再均匀，出现压力的跳跃点，这可能使得叶切面局部过早地出现空泡。在1 mm污损状况下叶切面的压力分布与光滑状态较为相似，随着污损高度增加，叶切面吸力面和压力面的压力均降低，其中3与6 mm污损比较相似，这也可以解释两者的升力系数相差较小的原因。

图9　5°攻角下各种污损状况叶切面压力系数Cp分布Fig.9　Wall pressure coefficient distribution at 5 degrees attack angle under those fouling cases

3　结　语

本文对3种污损状况下叶切面流场分布进行了数值模拟，选取藤壶作为污损对象，并在几何层面对藤壶进行直接建模，避免了传统的壁面函数法不能处理边界层分离的弱点，可更加准确地求解污损叶切面流场分布。计算结果表明：污损会显著改变叶切面的速度分布和压力分布，进而对叶切面的升阻力造成严重不利影响，从而降低螺旋桨推进效率；即使1 mm高度的污损也会导致叶切面升力系数降低约15%，阻力系数增加约83%。根据叶元体理论，叶切面升力降低以及阻力增加必然导致螺旋桨推进性能恶化，因此，为了保持螺旋桨的设计性能，在船舶使用过程中应对螺旋桨进行高频率的清洗和打磨，而且最好在藤壶生长初期进行清洗。

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Numerical simulation of the effects of biofouling on the hydrodynamic performance of propeller blade sections

ZHANG Tao，PENG Fei，MIN Shaosong
Department of Naval Architecture Engineering，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，China

Generally，propeller surfaces are made from polished metal and have no antifouling provision，making them vulnerable to biofouling，yet the effects of such fouling on the performance of propellers are rarely studied.The present work simulates the flow field distribution around the fouled blade section by means of CFD.Barnacles are selected as the major subject from the fouling community and are directly modeled on a geometric level.The results show that the fouling causes earlier separation of the boundary layer and increases the separation region，which further leads to significant reduction of the lift-drag ratio （up to about 90%in maximum），and would thus result in remarkable decrease in the propulsive efficiency of propellers.However，when the height of barnacles exceeds a certain limit，their future growth yields limit⁃ed effects on the lift-drag ratio.

biofouling；blade sections；lift and drag；SST k-ω turbulence model

U664.33

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.03.006

2015-08-03网络出版时间：2016-5-31 11:04

海军工程大学自然科学基金资助项目（HGDQNJJ13038）

张涛（通信作者），男，1986年生，博士生。研究方向：舰船性能与保障。

E-mail：zthjgc@139.com