54000t 散货船螺旋桨设计计算及船机桨匹配性分析说明书带开题
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水流流经斜矩形柱的三维尾流结构特征和空气动力学系数Dong-Hyeog Yoon, Kyung-Soo Yang, Choon-Bum Choi韩国仁川仁苛大学机械工程系402-751摘要数值模拟研究已经证实了流体流过倾斜矩形柱时,在Re300的范围内,矩形柱之后的层流三维尾流的特征取决于雷诺数与入射角()。在矩形柱中建立笛卡尔坐标系使用了沉浸边界法。弗罗奎兹的稳定性分析和完整的三维模拟仿真都能用来检测导致三维流发生的二次失稳,并提供大量的水流数据。结果表明,由于水流并非对称,A模式会变得更加不稳定,而在1025内C模式占主导。弗洛奎稳定性分析预测得到的最不稳定的三维模式通过三维模拟得到了很好的印证,该模拟仿真是在雷诺数为150,200,250和300及不同的入射角的情况下验证的。该三维模拟也提供了关键的流动特性,如由流动引起的平均力/力矩系数和旋涡脱落时的基本质数。略微倾斜的矩形柱对于这些要素十分敏感,并且,除了平均升力系数,雷诺数影响甚微。在尾流渦状结构,将弗罗奎兹稳定性分析的结果和三维数值模拟通过Q型轮廓可视化进行比较,结果两者具有相当高的一致性。关键字:斜方柱,尾流,浸入边界法,弗罗奎兹稳定性分析,涡结构1.引言近期,流体研究人员对流体流过矩形柱产生了浓厚的兴趣,这不仅仅因为流体力学的物理意义而且还取决于其在工程中的适用性。矩形柱被认为是在建筑,桥墩,燃料棒等等中浸没在自由流体里最简单的几何模型。特别地,从结构安全的角度出发,水动力和旋脱落频率是关键要素。大约在Re165时,(其中Re表示基于统一流速度(U)和方柱的凸出高度(h)的雷诺数,浸没在自由流的矩形柱后面呈现三维(3D)的运动。因此,了解3D波浪的水动力机理是阐明在相同的水流情况下层流紊流过渡的第一步。众所周知,在一个二维(2D)圆柱绕流里,存在两个不同的会导致三维流动的不稳定模式,即模式A和B模式。模式A发生背景是波长大约为三到四倍的直径,圆柱后漩涡在展长方向失真。一对反向旋转的漩涡周期交替形成在上部区域和下部区域的圆柱尾迹。这种情景是相反的,被称为模式A的“奇数反射平移对称性”。另一方面,B模式的背景是其较短的翼展方向的波长约一倍直径,并且这对反向旋转的漩涡显示了“反射平移对称性”。在文献中,对模式A的临界雷诺兹数(REA)和模式B(REB)已确认使用不同的调查方法。威廉姆森的实验研究(1996)揭示了ReA190和ReB230260.巴克利和亨德森(1996)报道ReA188和ReB259利用弗罗奎兹稳定性分析,而posdziech和Grundmann通过数值模拟研究发现ReA190.2和ReB261。最近,一个新的类型的不稳定性(C模式)在流过沉浸以外的一个单一的圆形筒体时被发现。谢尔德等人(2003)确定了C模式不稳定在细长钝环基本上弯曲的圆柱。尔穆等人(2008)发现C模式不稳定的流动的两个交错的圆柱,并报道,C模式是促进非对称流的状态与同一时期,旋涡脱落的两倍。谢尔德等人(2009)也注意到模式C失稳斜方柱绕流对一定范围内的倾斜角度发生非对称流动。大多数的方柱绕流的研究已经在零入射角情况下进行的。一个方面的主要流动方向的矩形柱的倾斜会导致分离点的其他角落的突然转变,导致下游的柱体的流动拓扑结构的急剧变化。根据五十岚实验工作(1984),分离点的转变带来的流动特性,如斯特劳哈尔数显著变化(ST)涡脱落,阻力,和柱体的升力,取决于入射角()。据文献报道,入射角不稳定流动的矩形柱体下游大大影响,分别改变临界雷诺兹数流动分离,旋涡脱落,和分叉的三维流场。尽管通过大量的实验,然而,对流动结构的入射角在三维尾流的影响,以及相关的力作用在气缸的边界法的手段来揭示的流动拓扑结构,入射角的影响不稳定流动,和流动引起的力载荷。首先,我们采用弗罗奎兹稳定性分析方法检测流动不稳定性的发生取决于。最不稳定的弗罗奎兹模式的涡结构进行了介绍和讨论。在那之后,全三维模拟与各种Re和进行鉴别,用弗罗奎兹分析预测的流场结构,并计算平均力/力矩系数和圣时间平均流拓扑结构进行了讨论。2.公式和数值方法计算机技术(基姆等人2001)的参与可以在浸入边界法起显著效果有利于斜方柱的固体表面在笛卡尔网格系统的固体表面实现。对可压缩流动的控制方程,修正的沉浸边界法,如下;(1)(2)其中U,P,Q,和F代表速度矢量,压力,质量源/汇,和动量力,分别地,所有的物理变量除了P U与H;压强的远场的压力()和动态压力。控制方程在非均匀交错笛卡尔网格系统由离散的有限体积法确定。空间离散化是二阶精度。一种用于时间的推进的混合方案;非线性项是由一个三阶龙格 - 库塔方案明确前进,而其他术语都隐含垫付曲柄尼科尔森方法。分步法(基姆和穆,1985)是去耦的连续性和动量方程的方法。泊松方程的第二阶段的分步法用多重网格方法求解。用于在当前的调查的数值方法的详细描述,请看杨和费尔齐格(1993)。二维流动的基础是一个具有连续的边界条件计算的弗罗奎兹稳定性分析。无滑移条件对柱体强加的表面。Dirichlet边界条件(U=U,V=0)是用于计算域的入口边界,而在出口采用对流边界条件。这里的U和V分别代表在X和方向的速度分量。滑边界条件施加在其它边界()。整个计算域被定义在。该矩形柱定位在坐标系的原点。数字分辨率是由网格细化研究确定,以确保电网的独立性。在每个方向上的分辨率数值分别为旋涡脱落的平均力系数和st会产生小于1.0的误差。在x和y方向所用单元总共为792448。三维全模拟被用在跨度方向(Z)上的周期性边界条件,和0z12h的横向区域进行的,而该区域域的大小和在x和y方向上的边界条件维持不变。该展向域的大小是相对于三维不稳定模式预测的展向波长而选择的。使用的单元数在x,y和z方向为448*480*64。进一步细化网格显示在这里报告的结果差异不大。3.结果和讨论3.1校验大数据量可用在文献中的方柱体的情况下,其中=0。通过我们代码和数值方法的验证而进行严格的了比较,在图2中平均阻力系数计算之间的,平方根均方根升力系数波动(CL,RMS)和Strouhal数(St),和其他零角度入射的情况。在这里,阻力和升力系数的定义为其中流体密度通过p表示。数据之间经确认高度一致,本数值方法和分辨率是足够并且可靠的。3.2二级不稳定的发生3.2.1弗罗奎兹稳定性分析下面的弗洛凯线性稳定性分析方法通过巴克利亨德森的描述如下:导致一个3D流的二次失稳的发生可检测到的弗罗奎兹稳定性分析中的瞬时速度场的斜方柱绕流分解成一个具有周期T的2D基流(U(x,y,t)=U(x,y,t+T))扰流速度(u(x,y,z,t))遵循u(x,y,z,t)=u(x,y,t)+u(x,y,z,t) (4)替代式(4)为Navier斯托克斯方程和连续性方程线性化,然后,可以得到以下的扰动速度场的控制方程: (5) (6)在这里,在沉浸边界法的附加项也包括在内。在入口,一个Dirichlet边界条件(U = 0)是强加的,而对流和滑移边界条件分别用在出口和侧边界条件。由于速度和压力的波动被认为是在跨度方向上均匀的,它们可以通过逆傅立叶变换在Z如下表示, (7)其中代表的翼展方向的波数和是一个相对应的扰动展向波长。从例图(5)和(6)看出是线性的,与模式不同的可以减弱。对每个干扰波方程的近似公式(5)和(6),除了梯度算子与=,通过定义的算子L,L()是右手的线性方程,控制方程可象征性地写为。这个方程的一般解决方案可以表示为一个求和弗洛凯模式的形式,其中是Floquet指数,并且每一个是时间的周期函数。基流的U不稳定是由Floquet乘子确定,表明指数增长的扰动弗洛凯乘子可以从得到的特征值代表相应的本征函数。近来,罗比乔克斯等人(1999)解释了一个一维(1D)功率型的方法。通过计算以式子估计的Floquet乘子的最大值 (8)n(t)在瞬间的时间的扰动速度的L2模数。这种方法被布莱克本和洛佩兹(2003)验证。在这项研究中,我们使用罗比乔克斯等人的方法(1999)与沉浸边界法相结合(基姆等人,2001)来计算流过倾斜斜方柱周期性尾部Floquet失稳。为方便起见,“floquet乘数”意味着一个具有最大震级之间的Floquet乘子,下标为“Max”。方程(5)和(6)分别在时间和空间离散化以同样的方式作为基底流(见第2节)首先计算2D时间周期性基流。旋涡脱落的一个周期保存了32个快照并被送入均衡器。公式 (5)和(6),被傅立叶插值于每个时间点。3.2.2失稳模式临界雷诺数为二次不稳定取决于图3给出的,实心符号表示当前的结果,而空心符号表示谢尔德等人(2009年)的结果。尽管所采用的数值算法是完全不同的,但这两者之间的一致度是最高的,在确认鲁棒性的弗洛奎稳定性分析下临界雷诺数为模式A或C比其他模式( B或QP)更不稳定。准周期( QP )模式对于B模式在Re超过临界雷诺数,与罗比查乌克斯( 1999)和谢尔德(2009年)等人的检测结果是高度一致的。布莱克本和谢尔德(2010年)确定的QP模式当入射角增大时顺利转变为次谐波模式C。可以看出在图 3中模式A(即临界雷诺数为模式A变低)的入射角趋近于零或45度 ,而模式C在10 51的范围内是占主导地位,这意味着,模式A趋于更不稳定一个对称 流动,相反的是,近来谢尔德( 2011)在模式C的情况下注意到在小入射角进行了详细的斜矩形柱稳定性分析。由于角的增加,流过斜矩形筒经过筒的周围发生急剧变化,影响了流量的稳定性特征。图4表示在Re =200的基流的三个不同值的时间平均流线。因为5,在B点分隔的流动重新汇集于BC上(图4(a)。然而,当大于10时,流动分离不会发生在B点(图4(b)。这种拓扑的变化会带来不对称的流动,并抑制模式A中的不稳定和促进模式C的不稳定性(图3)。当入射角(15)变大,较小的再循环所形成气泡在角D的附近,在一定程度上恢复流动对称(图4(c)。当变大小气泡将进一步变大,已恢复的对称性将一直模式C的不稳定性,并使模式A更加不稳定。图5显示出了每种模式由于的变化的临界波长,谢尔德等人(2009)所研究的结果,包括在图5,两者再次具有高度的一致性,其中图5表示了临界波的强弱取决于各个模式中的角大小。3.2.3 弗罗奎兹模式的渦结构失稳模式特征可以通过对应于最大Floquet乘子的跨度方向的波数在给定的Re和中的弗罗奎兹模式中加以阐明。波动的速度场()和其涡度场()对应于弗洛奎模式可以写为如下: (9) (10)在图6中,涡的最不稳定的流向的分量随着时间并沿着竖直方向被绘制在x/ h =2.5。这里,在图6中提到了周期性的时间统一用T来表示。图6(A)对应的模式在Re=176,=1.35,和=5.11。可以看出,高强度的涡结构通过尾部在x/ H =2.5的上面和下面交替。图6(b)中,显示出了在Re =167, =3.95,且 =15.31,并在双倍时间(2T)模式C的情况下相类似。最后,图图6(c)呈现模式A的在Re =122另一种情况,=1.55,且=451,其中在时间T/2时,一个奇反射平移对称性的流动的组成就像流过的圆筒一样,很好地对称于中心线(Y =0)。应当指出的是,图6(a)显示模式A(如在图6的(c),即使在图6(a)缸体的几何形状,也是不相对称流动方向。为了显现最不稳定的情况的三维旋涡结构,速度梯度张量的第二不变量的等值线(桢以及胡,1995,称为Q轮廓),图7(a),(b)和(c)中分别对应于图6的(a),(b)和(c)所显示的的俯视图。分别揭示了模式A和C在T和2T的时间段的基流速度波动的组合(U = U + u)对应所选是来自于图7。因此,图7给出了“典型的”涡结构在给定展向的RE和的KaRMAN旋涡清晰可见。3.3 三维模拟在本节中,从全三维模拟的结果表明了结构的入射角在方柱体下游侧上的影响以及流动引起的力涡。模拟结果为Re=200,250,300,Re每增加5度计算一次直到为45度。3.3.1 涡结构在图8中,和的瞬时等值线为:=5.1,10.2,15.3,29.7,和45,在Re= 200。应当指出的是,这两个数字都在KaRMAN平面并在10左右,旋涡的上部和下部与零度的情况共同显示在图8(a)中,用波长约4h,这是模式A的特征波长主导跨度方向波,都明确指出Karman旋涡在弗洛奎稳定性分析所预测的轴向方向。相邻等值线(图8(f)段)揭示了三对反向旋转的流向涡,再次与=5.1时弗罗奎兹分析相一致(图5和7)。对入射角( =10.2)的一个略大的角度,流动从角B分离转移到角C(图4(b),并且流程是稳定的。因此,在图8(b)和图8(g)等值线和Q确认了该流动仍然是二维的。我们特意扰乱整个流场的随机杂音,从而产生一个二维流动,但在施加扰动过程中迅速衰减。该结果与图 3一致。其中临界雷诺数在=10.2比Re=200时高。Tong等(2008)。报道,在模式A中自由剪切层结构要弱得多。图8(c)和(h)对应于=15.3并在轴向方向上发现七对占主导地位的反向旋转的涡流,得到=1.714h,其在图 5中显示的与=15.31高度一致。此外,该旋涡的符号用来备用各个涡旋脱落,表明主导跨度方向的不稳定是Karman涡旋脱落时间段的两倍。这些是模式C的关键特性,如图6(b)和图7(b)所示,由基本流和从弗罗奎兹稳定性分析计算的最不稳定跨度方向构造模式。在图8的(d)和(i)描绘当=29.7的涡结构。按照弗洛凯稳定性分析(图3),这两种模式A和模式C在Re =200是不稳定的。在图8(d)中,人们可以看到模式A的足迹,大波长,即一个占主导地位的跨度方向变形。图8(i)中,尽管显示出属于模式C每各涡旋脱落备用符号变化是的特性。在3D全仿真模式A和C的混合物,证实了弗洛奎稳定性分析的可靠性。模式A和C的混合物在3D全仿真中证实了弗洛奎稳定性分析的可靠性。因为模式之间的非线性的相互作用,旋涡结构全面模拟比在图7复杂得多。然而,也能检测到由弗洛奎稳定性分析预测全模拟的不稳定模式。相同的注释可以为=45的情况下进行(图8(e)及(j)。该涡结构看起来紊乱,但模式A的主要特征可以在这些数字进行标识。当Re增加时非线性相互作用的加剧。图9给出Re =150和=45俯视图中的Q和流向涡,其中Re在模式A(Re=121)是稍微高于临界雷诺数的。与那些在Re=200相比,三对反向旋转的旋涡和涡结构更清晰更频繁。从弗洛凯稳定性分析中甚至看起来更像(图7(c)。在图10所示Re =250的涡结构在与在图8中的值相同。当 =5.1(图10的(a),展向变形大约1h,除了模式A确定对应于模式B中(参见图3和图5也同样)。在y=10.2的情况下,(图10(b)段)明确表示了模式C的第二特征,当Re= 200,且 =10.2的情况下流量保持二维状态(图8的(b)。在完全模拟由弗洛奎稳定性分析预测证明实现。对较高的角度(=15.3,29.7,和45),临界雷诺数变低(图3),从而导致非线性相互作用的增强,参见图10(c)和(d)中,以及(e)。在图10(d)和(e)中,占主导地位的模式的典型特征是难以识别的,而图10(c)模式C的第二符号的变化仍然是可见的。3.3.2 流动引起的力和力矩由于方柱体的倾斜改变流向的拓扑结构,显著影响在气缸流动引起的力和力矩。图11呈现的意思是风阻系数(Cd),平均升力系数(CL),平均力矩系数(CM),和Strouhal数旋涡脱落(st)为的选定雷诺数的函数(RE =200,250,300)。基于随时间变化的升力系数,得到斯特罗哈数,平均力矩系数被定义如下, (11)其中的顺时针方向被定为正方向。在图11(a)所示,平均阻力系数在=5.1达到局部最小值,然后单调地增加最多到=45。在平均升力系数而言(图11的(b),但是,它急剧增大到最大值的幅度,然后返回到零,如对称的流动结构恢复正常。假设粘性力流诱发的力,像任何其他流动(例如:图19 Yoon等人,2010),和这些观察结果可以通过压力分布上根据的变化解释柱体的面。图12显示了压力系数的分布定义在Re =200沿气缸面的一些选取的值。当汽缸是倾斜的,(图4(b)和(c)在BC上的回流气泡消失时,从而产生BC上(图12)高的压力。因而产生BC(图12)高压下。与此相反,随着增加对AD和CD压力下降(图12)。上游高压分布面临着连同上下游面所述低压配电导致增加总阻力的。应当指出的是AB上的高压力被分解成水平分量是高于该对齐的矩形柱( =0),并且不存在于该对齐的情况下,比一个向下的分量小。稍微倾斜(例如=5.1),这些变化是显性的压力迫使任何其他变化对其它面,引起突然下降的CD和CL的大小突然增加。对AB高压力向下的分量还负责为结合向下升力。参见图11(b)所示。不对称沿缸的表面压力分布招致净磁矩。图11(c)所示CM为的选定雷诺数的函数,揭示了负平均一刻所有的情况。当增加,AB上的滞流点及光盘上的基准点移向B和D,分别为(图12),产生一个负弯矩。均值时刻达到最大的幅度在的范围1015内,在=45并且单调趋近于零朝向。在=10时St变化,其中在图11(d)所示。Strouhal数增加最多,然后几乎保持不变。这似乎与在流拓扑的变化接近=10;流动分离发生在A和B 5.1,但在A和C的10(图4)。它也可以看出,在层状三维尾部雷诺数的影响只局限于升力系数(图11(B)。4 结论本文对三维层流流经倾斜矩形柱的特性进行了数值研究。首先,易引起三维流的次要不稳定性的发生可通过弗洛奎稳定性分析2D周期基流来进行预测。主要模式下的漩涡以及它们的临界雷诺兹数已经被展示。事实证明模式A因对称流动变得更加不稳定,而在1025范围内模式C是占主导地位。我们的结果与中谢尔德等人(2009年)非常吻合。,即使这两个结果是使用完全不同的算法,但都同样揭示了弗洛奎稳定性分析中的鲁棒性。其次,在Re=150,200,250,300,不同的入射角和流激力/力矩系数和Strouhal数情况下进行3D模拟,并指出,除了平均升力系数外,Re的影响是微不足道的。水流引起的力,力矩以及涡脱落时的Strouhal数都会导致分离点移动,使得矩形柱更易倾斜。在1015的范围内平均力矩系数的幅度是最大的。尾部涡结构中,分别通过Q-轮廓显现弗罗奎兹稳定性分析结果和全面的三维模拟得到结果。还应当注意,Floquet稳定性分析的预测通过完整的三维模拟来得到证实,在相应的三维仿真中,每个参数集(RE,)也可被确定。目前的研究是完全理解一个从矩形柱尾端湍流向主流转变的第一步。致谢这项工作的研究经费是由仁荷大学支持,并由韩国国家研究基金会通过基础科学研究计划(NRF)在教育部资助下,成功登上科学与技术期刊(2011-0004564)。11 设计(论文)题目: 54000t散货船螺旋桨设计计算及船机桨匹配性分析 一、毕业设计(论文)内容及要求(包括原始数据、技术要求、达到的指标和应做的实验等)1 提供条件:提供54000t散货船线型图; 2 设计内容与要求:1. 收集船舶螺旋桨设计及船机桨匹配性分析的有关 资料,完成现状报告;2. 估算船舶静水阻力(航速1522节);3. 设计螺旋桨并选配主机及齿轮箱;4. 分析船机桨匹配性;5. 毕业设计总结报告。 二、完成后应交的作业(包括各种说明书、图纸等)1. 毕业设计论文一份(不少于1.5万字);2. 外文译文一篇(不少于5000英文单词);三、完成日期及进度20XX年3月3日至2014年6月15日止,共12周进度安排:调研,完成技术现状报告 第6周完成力学模型的建立并计算 第715周总结分析,编写完成毕业论文 第16周答 辩 第17周四、主要参考资料(包括书刊名称、出版年月等):1、船舶螺旋桨设计及船机桨匹配性分析的有关资料(学生自己搜集) 2、船舶推进 3. 船舶阻力4. 船舶设计手册总体性能5. 船舶动力装置上海交大 系(教研室)主任: (签章) 年 月 日 学院主管领导: (签章) 年 月 日 开题报告概述表学生姓名班级学号指导教师毕业设计(论文)题目54000t散货船螺旋桨设计计算及船机桨匹配性分析选题的目的和意义1839年,英国人史密斯设计制造了世界上第一艘用螺旋桨推进的蒸汽机船“阿基米德”号。1845年,英国人用相同吨位的一艘明轮船和一艘螺旋桨船进行了一场有趣的海上“拔河”比赛,结果,明轮船被螺旋桨船拖着倒退而行,实践证明,螺旋桨的效率大大超过了明轮。自此以后,螺旋桨逐渐代替了明轮,成为现代船舶推进方式的主流。随着造船业的发展,船舶的安全、节能、环保等性能日益受到重视,螺旋桨的性能设计尤为关键;而随着船舶向大型化、高速化发展,对螺旋桨的综合性能也在日益提高。现代船用螺旋桨设计必须在追求推进效率的同时,尽可能提高船舶安全性与舒适性。传统的螺旋桨理论和设计方法主要考虑推进效率,较难兼顾空泡振动等要求。对于复杂的工程设计问题,优化设计技术能够在诸多相互制约的限制条件中找到符合要求的最优方案,因此,该技术在螺旋桨设计中的应用日益受到人们的重视。另外,船舶主机作为船舶的推进动力,按照螺旋桨特性将其功率通过轴系传给螺旋桨,螺旋桨在水中旋转产生推力克服船舶航行阻力使船舶保持一定航速。如果柴油机与螺旋桨配合不合理将导致转速上不去、航速达不到、主机超负荷等问题,严重时甚至会出现拉缸。由此可见,螺旋桨与船舶主机的匹配性能也很大程度地影响着船舶的快速性、经济性、安全性,需要对其进行匹配性分析及优化设计,以达到更好的匹配特性。通过54000t散货船螺旋桨设计计算及船机桨匹配性分析这一课题研究,能够让自己本科四年所学的知识进行的一个很好的总结,并将所学知识运用到实践中,提高自身实践素养。研究螺旋桨设计计算及船机桨匹配性分析有利于提高船舶快速性与经济性,对节约能源与提高航行速度有着重大的意义。国内外研究现状及存在的问题以前,大型螺旋桨一般都是整体铸造出来的。有时因受冶炼设备的限制,或考虑到歼片折断后易于更换而采用组合式的。但这些都是定距桨,即在使用过程中螺旋桨的螺距是不能调整的。随着科学技术的高速发展,近年来调距桨的产量日见增多。英国Stone公司目前生产四种类型的调距桨:XX型,功率达36.8MW,供高速船艇及商船用;XL型,功率达29.4MW,供商船用,它是在XK型基础上加以改进制成的;XK型桨仍保留在调距桨系列中,功率达20.6MW; XS型是较简单、经济的一种调距桨。靠舱内伺服电机操纵,功率达3.7MWe。日本中岛公司在引进了英国Stone公司技术之后,现已能生产36.8MW的XX型艇用调距桨2.2-29.4MW的XL型商船用调距桨,以及0,22-4,4MW的XS型调距桨。1988年,在我国生产的119000t及68000t级的船上也装上了国外制作的调距桨。预测不久的将来国内会在大型船舶上较普遍地采用调距桨。大连船用推进器厂已作了这方而的准备。武汉船用机械厂和武汉重型铸锻厂共同生产过中型调距桨并获得成功。苏州船用推进器厂已能小批量生产小型调距桨。国外还生产侧向推进器以及可收放式360度旋回式推进器。这些产品曾在1987年国际内河运输学术交流及技术展览会上展出,但未见用于大型船舶。螺旋桨叶片的外形,除了常见的扇形外,日本中岛等公司还推出了弯刀形(HSP)e弯刀形的主要优点在于能降低船尾震动及噪声约40%以上,延长轴系寿命,改善船员工作条件。近年来,国内也已开始生产这种螺旋桨。过去,螺旋桨与娓轴大都靠键连接。这种装配易使艇轴锥部的底部出现裂纹。在疲劳应力综合作用下,有可能使艇轴锥部靠近键处产生断裂。为了解决这一问题,现在普遍采用无键桨。无键桨不仅使安装结构有所改善,而且拆卸方便,并能防止磨蚀,尤其对于大型桨效果更明显。日本神户制钢所从19681976年间,共生产约200支无键桨。国内从70年代开始采用无键桨。现在,在中大型船舶上已普遍使用,技术上也比较成熟。从国内外螺旋桨的选材趋向来着,特殊青铜尤其是镍铝青铜因其性能优越,不易产生应力断裂、叶面不易变糙以及比重较轻等优点,完全可以代替高强度黄铜。 目前,国外有趋向采用不锈钢、被青铜及钦合金等材料生产螺旋桨,这些都是很有发展前途的合金。国内也在少数产品上开始采用。船用螺旋桨的设计研随着我国船舶航运业和国防建设的发展,传统的螺旋桨图谱设计方法,由于其局限性,设计的螺旋桨质量指标已不能满足船舶使用部门对船舶推进性能、振动水平等方面的要求,航运市场和国防建设迫切要求采用更先进的现代化手段,设计出高效率、低激振、低噪音的螺旋桨。电脑硬件容量扩充和速度的提高,计算软件多样化和可视化功能,进一步促进现代船用螺旋桨设计方法的实现和推广应用。尽管目前船用螺旋桨设计和研究已经相对成熟,但是仍有大量问题需要解决,如:从力学模型(二相流)、算法等方面寻找更精确的计算流体动力学方法;探索更合理有效的理论法,解决考虑船体影响的CFD问题,进一步考虑波浪对船舶推进影响;解决实践中的各种难题、新问题,比如吊舱式推进装置的设计;设计要考虑加工技术的发展、节能等。主要研究内容1. 收集船舶螺旋桨设计及船机桨匹配性分析的有关资料,完成现状报告;2. 估算船舶静水阻力(航速1522节);3. 设计螺旋桨并选配主机及齿轮箱;4. 分析船机桨匹配性;5. 毕业设计总结报告。研究方法、步骤和措施等1.上网查阅英语相关词汇和短语(为外文译文做准备);2.熟悉操作CAD,WORD等软件(为后面的制图和文件排版做准备);3.查阅相关文件,船舶螺旋桨设计及船机桨匹配性分析的有关资料;4.总结资料和老师的意见,进行螺旋桨的初步设计和终结设计;5.初定螺旋桨直径D;6.选定螺旋桨转速n;7.初步设计时,如果PTE与PE无交点,则分析原因,调整转速n,重新计算;8.根据初步设计得到的PS和n选取主机P和螺旋桨转速N,如果有必要则选取减速箱;9.根据P和N和PE进行螺旋桨终结设计;指导教师意见指导教师签字: 年 月 日 54000t 散货船螺旋桨设计计算及船机桨匹配性分析The design of propeller in bulk cargo ship loading 54000 tons and the analysis of the matching among ship engine and propeller摘要螺旋桨(Propeller)是一种推进器,它具有效率高、成本低、使用方便及构造简单等优点,这使它成为了当今船舶推进的最主要最广泛的推进器。螺旋桨的设计和其性能计算是现在船舶动力性能的重要计算内容,同样也是船舶设计学范畴的一项非常重要的课题。本课题以54000t散货船的螺旋桨设计为对象,按照AU/MAU螺旋桨图谱设计的设计方法。首先根据已有设计船现有的主尺度及参数估算船舶静水阻力,得到不同航速下的有效马力,通过有效马力初步设计螺旋桨。再根据螺旋桨的初步设计的结果选择主机和齿轮箱,之后进行终结设计,对所设计的螺旋桨进行空泡校核并根据规范进行强度校核。最后对螺旋桨进行航行性能分析及船-机-桨的匹配性分析。通过以上设计成功地设计出了54000t散货船的螺旋桨,并且与主机具有良好的匹配性。关键词:螺旋桨;船舶静水阻力计算;螺旋桨设计;船-机-桨匹配性分析 AbstractAs a propeller marine propulsion device, it has a simple structure, low cost, high ease of use, efficiency, etc., is in the field of modern ship most widely used form of propulsion. The design and performance calculation has also been very important in the field of ship hydrodynamics one of the topics.The topics to 54000t bulk carrier propeller design for the object, according to general procedure Propeller design. First estimate of the ship has been designed by the hydrostatic resistance vessel main dimensions and parameters of existing, effective horsepower under different speed, preliminary design through effective horsepower propeller. Then select the host and gearbox based on the results of the preliminary design of the propeller. After the end of the design carried out on the design of propeller cavitation check conducted in accordance with steel ships into the Classification and Construction, strength check. Ultimately propellers propeller aircraft navigation performance analysis and match analysis.Through the above design successfully designed a propeller 54000t bulk carriers, and the host has a good matching.Keywords: Propeller; calculation of ship hydrostatic resistance; propeller design; boat - machine - propeller analysisII目 录第一章 绪论11.1 研究该课题背景及意义11.2 螺旋桨设计的现状21.2.1 环流理论法21.2.2 图谱设计方法31.3 小结3第二章 船舶静水阻力的计算52.1估算排水量52.2静水阻力估算的一般方法62.3 泰勒法估算船舶阻力的步骤72.4小结9第三章 螺旋桨设计103.1 螺旋桨设计时考虑的问题103.1.1 螺旋桨数目的选择103.1.2 螺旋桨叶数目的选择113.1.3 螺旋桨直径的选取113.1.4 螺旋桨转速的确定123.1.5 桨叶轮廓和叶切面形状123.2 螺旋桨设计的关键步骤及方法133.2.1螺旋桨初步设计方法133.2.2 螺旋桨终结设计153.3 小结27第四章 船机桨匹配性分析284.1 总体研究284.2船体和主机的匹配性分析324.3 主机和螺旋桨的匹配性分析344.4 小结36总 结37致 谢38参考文献39III第一章 绪论1.1 研究该课题背景及意义自19世纪40年代,当时船舶的主要推进方式还是明轮,这时有一位英国人设计了一种新型推进装置“螺旋桨”并安置在当时被称为阿基米德号的轮船上。为了测试这种新型推进装置的推动效率,之后他们用吨位相同且功率也相同的明轮船与装有螺旋桨的船进行了水上拔河,有意思的是用明轮作为推进装置的船被拖着连连倒退,由此可见螺旋桨的推进效率是远远高于明轮的推进效率。自那以后螺旋桨成为了船舶推进中最主要的推进器。在船舶设计的领域,针对船舶中稳定、快速、操作以和耐波等相关内容分析,分别拥有了一套理论比较完善并且十分有效的设计方案。在核对有关参数的各种性能要求后,从而确定船舶设计的要求,这可能是相互矛盾的,因此在船舶总体设计时,根据这些相互矛盾的设计要求,在综合分析的基础上做出妥协,折衷处理那些主要基于相应的实验数据和工程人员设计的经验。伴随造船行业迅猛地发展人们越来越重视航行的安全性与经济性,由于我们一般会选择的船用螺旋桨推进装置,螺旋桨的性能设计极为重要。当今时代,船舶越做越大,航行速度也越来越快,对船用螺旋桨的综合性能要求也越来越高,在设计螺旋桨时应该尽可能使船舶在兼顾效率的同时也避免桨叶发生空泡现象,使得振动减小,保证了一定的舒适性。本论文主要讲述散货船螺旋桨的相关选取与设计。伴随着我国国防业与航运业快速发展的脚步,船用螺旋桨通过传统螺旋桨图谱法的研发存在着很多局限性,其设计的质量指标已不能满足船舶推进性能效率、振动水平和其他方面对船舶的特性要求,航运市场和国防建设需要现代更先进的手段来设计出效率高、震动低、噪音小的高性能船用桨。随着现代计算机技术飞速迅猛的发展,计算机能够在螺旋桨设计中起到相当重要作用,从而促进螺旋桨设计的现代化进程。虽然现代船舶的螺旋桨研究计算与设计计算非常成熟了,仍然需要解决诸多的技术问题,像是如何正确建立力学模型,怎样获得最好的计算算法,还有各种现实操作问题,如在技术加工方面的问题,材料的选择与新型材料的开发,这里我们就不一一列举了。1.2 螺旋桨设计的现状 螺旋桨设计分为理论和图谱两种方法,并且有其各自的优缺点,随着航运业的不断发展,螺旋桨的性能要求也不断攀升,接下来我们分别对这两种方法的特点进行描述,其中涉及到各自的发展史和各自的优劣。其中,面元法能够广泛应用于螺旋桨的设计上,能够很好的提供设计的理论依据。1.2.1 环流理论法 螺旋桨的理论设计方法,是根据数据流理论和叶片截面的理论设计。船桨在转动时所带来的震动、噪音、空泡现象还有效率问题是一直以来都是研究的问题,这也是螺旋桨设计者会普遍关心的问题。要想解决这些问题,需要我们综合考虑多种因素。所以在不同的使用状况下,为了满足不同的需求,各种各样形状不同的桨叶会用在对航行有不同需求的实船上。例如为了减少螺旋桨的倾斜和震动,通常会使用优化设计的理论和方法来提高螺旋桨推进器的效率等问题。最近这些年来由于高速船的持续使用,螺旋桨设计对速度上要有相当高的要求,同时也要避免震动、空泡和腐蚀等问题,还要兼顾较高的效率,平常使用的图谱设计方法已经不能在满足以上要求,所以通过理论法来设计桨正在成为对航速有较高要求的船舶的主流设计。此外,电子计算信息技术的发展,螺旋桨理论设计的提高,伴随着各种高端技术的成熟,使得设计变得越来越方便,这些技术也使得螺旋桨理论设计与螺旋桨加工之间的问题获得很好的解决。从而理论法设计的桨让水动力性能预报这一块发展迅速。结果使得螺旋桨理论预测的可靠的计算方法的数值发展绩效是非常有必要的。升力线理论:这种方法由于其特殊性而只好在某些特别的情况下才能使用,而在通常情况下,这种方法只能被用来作为近似的方法来使用。20世纪60年代左右lerbs提出了诱导因子法,在求解流场的轴对称的正、逆问题中采用。摩根等人通过一系列的计算于1968年得出了升力面的修正因子。由于螺旋桨叶型类似小展弦比的机翼,理论中没有考虑沿着弦向所受到的影响,也没有满足物面的边界条件,所以说算得的螺旋桨转矩、螺旋桨效率、螺旋桨推力是错误的,但是所设计的叶片几何轮廓很相近,这种理论方法的局限性在于宽度较宽的桨叶会出现较大的误差,这里我们只能通过另一种办法-升力面理论来进行修正。 升力面理论:这种理论是由麻省理工大学的凯尔文以机翼理论中佛克思想为基础发展而来,他所采用的方法充分考虑了螺旋桨的厚度所带来的影响,并让该理论能够用于有倾斜情况的变螺距桨,还增加了螺旋桨叶片厚度影响。这种方法通过使用升力线理论的成果从而可以避开求解诱导速度,减轻了工作量,而且,可以任意地选择附着涡分布方式,也能够算出弧线的攻角和形状,然而,纵向倾斜和横向斜变距螺旋桨的不足,还没有考虑的厚度的影响。升力理论在能够有具有良好精度于螺旋桨敞水特性中,而其理论依据主要是通过薄翼理论,在不能准确地描述几何特点时也不能精准的预测螺旋桨叶片所受的压力。 升力理论在能够具有良好精度于螺旋桨敞水特性中,而其理论依据主要是通过薄翼理论,这就是面元法。在不能准确地描述几何特点时也不能精准的预测螺旋桨叶片所受分布的压力,这种方案可以一定程度上解决压力分布的问题,并且该方案的优点是以上两种方法的一个完善和总结,该方法能够较好地处理各种不利因素的影响,而且该方案的适用范围广。1.2.2 图谱设计方法 螺旋桨图谱设计方法,就是根据大量的螺旋桨模型在敞水中实验得到数据的汇总所绘制的一种包含各种图谱规范作为设计参照的设计方法。按目前螺旋桨图谱设计法就是依据已有的图谱所供的各种螺旋桨的资料,在这些资料中选出一个最为合理的方案。这种方法的优点是计算数据的过程简单减少工作量,而且计算结果比较符合实际情况。特别是在设计一些较为典型的船时,该方案可以快速地得到最为合理的方案。螺旋桨图谱设计的方法还是有很多不足之处,例如该方案基于大量的图谱需要通过大量的实验来补充完善,同时要耗费大量的精力。图谱法由于都是通过给定船的数据绘制的图谱,可想而知,该方法不够灵活,对于常见的震动与空泡问题不能够很好地解决。1.3 小结 螺旋桨是船舶常用的主要推进器,性能优劣直接影响到船体、主机之间的配合,从而一定程度上决定船舶设计的成败,对于船舶在航行时的安全与经济性有着很大的影响。所以在螺旋桨设计时,我们应该严格谨慎,认真地做好每一步反复的检测之前的数据,使设计的螺旋桨安全、可靠、高效。目前常用的螺旋桨图谱设计的方法设计的螺旋桨,但这种方法在信息日益丰富,计算机技术迅猛发展的今天来说,显得不够精确与高效。本次设计主要正对54000t散货船螺旋桨进行设计,设计步骤详细见第三章。第二章 船舶静水阻力的计算2.1估算排水量由于未给出排水量,而估算船舶阻力必须用到排水量,因此,首先要将给定船的排水量算出来。在这里,我们采用水线面面积曲线来估算排水体积,根据在吃水d的水线面面积曲线与坐标轴围成的面积,等于吃水d的排水体积。因此,需要知道设计吃水以下的各个水线面的面积,再通过绘制水线面面积曲线,最终求得排水体积各个吃水水线面面积如下:BASELINE 3495.9 m2500WL 4324.6 m21000WL 4594.9 m22000WL 4892.9 m23000WL 5048.9 m24000WL 5160.2 m25000WL 5256.4 m26000WL 5347.4 m27000WL 5434.7 m28000WL 5520.6 m29000WL 5604.9 m210000WL 5702.1 m211000WL 5796.3 m212000WL 5828.2 m2通过水线面面积曲线所得的排水体积为60361.9 m3,因此,排水量为62173t。接下来就可以进行静水阻力的估计了。2.2静水阻力估算的一般方法 船体在航行时会受到空气阻力和水的反向作用力,这些力都是船舶的阻力。而当整个船刚刚完成船体的初步初设计时还不能很好的使用该船的船体模型试验来得到阻力,这时候就能采用近似法来估算出航行的阻力。此外,在船舶的设计之初,主尺度以及一些基本参数初步确定后,要确定主机的功率,以及满足船舶设计速度要求,这样有利于权衡各种方案。在对有些不做船型模拟实验的小船会在设计过程中只能通过相近的方法来确定其阻力大小。所以这种估算船舶所受阻力的方法很具有使用性意义,能够为螺旋桨的初步设计提供重要的数据。上面提到了近似计算阻力在船舶设计中具有非常重要的地位,目前所整理和归纳的近似法也有很多种,大体上可以分为经验公式、系列船模的各项资料还有母型船的船型数据这三种近似法。 本设计中的54000t散货船使用的是泰勒法估算阻力,通过参考“日本肥大型船系列”试验资料,这一系列具有低速、横剖面呈U型等特点,裸船体有效功率数值比60系列略高。结果表明了,该方案适用于本设计中的散货船。2.3 泰勒法估算船舶阻力的步骤 泰勒法是一种常用的阻力估算的方法,其理论依据是大量的船体模型试验资料,虽然采用军舰作为母型船,但由于其具有较为广泛的适用性,所以同样适用于普通商船及民用船舶。其具体方法如下: 这里我们通过给定设计船的主尺度,采用的设计航速为14节,54000吨散货船的各项数据及尺度如下:总长Loa=199.98 (m) 型宽 B=32.26 (m)设计水线长 Lw=195.25 (m) 设计吃水T=11.50 (m)垂线间长 Lbp=192.00 (m) 型深D=16.60 (m) 桨轴中心高 ZP=3.3 (m) 排水量 =62172.8 (t) 一、按照公式计算出所需的参数: Cp=0.85 B/T=2.81 *103/L3=8.5 二、确定船的Cs: 通过给定的B/T选取最相近的两Cs图。通过给定的菱形系数Cp和/L3值查到Cs值,之后对B/T内插,求得标准船型的Cs。最终算得了Cs=2.064 三、运用所给公式计算Cf: 通常情况下采用桑海公式先算出雷诺数,=1.16*109之后算得 Cf=0.4631/(lgRe)2.6=1.5*10-3 这里我们取Cf为0.4*10-3 四、计算剩余阻力系数Cr值: 根据B/T 、Cp、 /L3和Fr值,按照相应的Cr图谱,通过内插法得到 Cr=3.133*10-3 湿表面积 S=Cs*=8864.9 (m2) 五、计算总阻力Rts和有效功率Pe及有效马力的值: 总阻力系数 Cts=Cr+Cf+Cf=2.581*10-3 总阻力 Rts=Cts*0.5*V2*S=608422.99 (N) 有效功率 Pe=(Rts*V)/1000=4380.65 (kW) 有效马力 EHP= Pe/0.735=5874.47 (hp)上面的计算都是取设计航速为14kn时算得的数据。我们需要求得航速12、13、14、15 kn的有效功率,计算结果于下表2-1所示。 海水密度取 =1025.91 kg/m3 海水运动粘性系数 =1.18831*10-6 m2/s 表2-1 泰勒法计算有效马力序号项 目假 定 航 速1航速V(节)121314152航速V(m/s)6.176.687.207.713傅汝德数Fr= V/0.1420.1540.1660.1784查表所得B/T=2.25时0.202*10-30.310*10-30.620*10-31.020*10-35B/T=3.00时0.431*10-30.546*10-30.743*10-31.130*10-36实际B/T=2.63时剩余阻力系数Cr0.317*10-30.428*10-30.681*10-31.075*10-37雷诺数1.00*1091.08*1091.16*1091.25*1098摩擦阻力系数Cf1.53*10-31.52*10-31.50*10-31.49*10-39粗糙度附加值Cf0.4*10-30.4*10-30.4*10-30.4*10-310湿面积系数Cs2.6042.6042.6042.60411总阻力系数Cts2.247*10-32.348*10-32.581*10-32.965*10-312总阻力Rts (N)388978.88476434.98608422.99801467.7913有效功率Pe (kW)2400.003182.594380.656179.3214有效马力EHP (hp)3218.404267.855874.478286.46151.15 EHP (加余裕后)3701.164908.036755.649529.43 本章关于船体阻力的估算与有效马力计算已通过表2-1完成,为下面章节将要进行的螺旋桨初步设计与终结设计奠定了基础。2.4小结 首先需知道设计船的有效马力即螺旋桨所需克服的阻力才能进行螺旋桨的初步设计。这里由于未给出阻力值,所以我们采用泰勒法估算船舶所受的静水阻力,根据设计船的主尺度及船型资料,这里我们将设计船归纳于日本肥大型船系列,适用于低速肥大型船,横剖面呈U型,船体有效功率数值比60系列略高,然而泰勒法也有其局限性,该方法不能全面地考虑到各项要素对船舶的影响,理论体系也不够系统彻底,仍有许多解释不了的地方,这些是该方法的不足的地方。第三章 螺旋桨设计3.1 螺旋桨设计时考虑的问题 在螺旋桨的设计中,我们需要考虑诸多的要素,因为螺旋桨设计是一个需要考虑各种因素并从中找到一个最为折中的方案,有一点疏忽都会造成设计的失败,其叶型、叶数、桨数、展开面积、转速和直径等都是相互作用影响的。有很多的外界因素会影响到螺旋桨的效率和性能,这些影响因素之间又会有相互影响,相互作用。有时候光光从一个问题入手时往往会受到其他因素的影响与制约。所以,要想设计出合理的船用螺旋桨需要全面、完整地从各方面来考虑各个影响因素。下面我们就简单地讨论一下这些因素会带来怎么样的影响,同时也给接下来的设计提供了依据。3.1.1 螺旋桨数目的选择 螺旋桨数目的多少会直接影响到螺旋桨的效率、船体的震动还会影响到船的操控性,因此在选择数目时这些因素要一起考虑进去才能使得航行更加经济安全。然而,这些因素之间经常会出现矛盾现象,因此,需要根据各类船舶特点的不同来选取合适的数目。在选择螺旋桨数目时,我们可以参照母型船的螺旋桨数量来给设计船选出最为合适的螺旋桨数量。单桨船的推进效率通常会比双桨及以上的船舶推进效率高出不少,就是在相同的主机功率情况下,在达到同一航速时,单桨船要比两桨及以上船更为经济,因为单桨都是位于尾部的中央部位,具有较大的直径,目前有许多的载货型大型船舶都采用单个螺旋桨这一设计。所以,以上船舶往往都是适用单个螺旋桨来进行推进。由于现在人们对航速的要求越来越高,单个螺旋桨已经不能满足航速的要求,所以许多快速型船都采用双桨设计。因为多桨船的效率较差,所以现在主要致力于研究船的尾部线性和螺旋桨安装的位置来提高效率。 采用双桨设计的船舶通常是客船,因为客船在航行时需要震动小速度快等特点,又因为双桨具有快速、小震动等优势,所以客船大都用双螺旋桨,而江船对操纵有一定的要求,而且受到吃水深度的影响,所以,大多数江船也采用双桨型,从而避免吃水限制和提高操纵(如申汉线大班客轮)。三桨及三桨以上有军舰,因为军用舰艇对速度要求很高通常需要装有四个螺旋桨,这种设计有利于提高军舰的航行速度和操控性,这些特性能使能军舰在作战环境中更具有优势,这样的设计方案能保证动力系统寿命又能提高各种航行工况下的经济性。 这里我们要对本课题中的54000t载重量的散货船进行螺旋桨设计,该船属于海船,不要求过高的操控,属于中低速船,再加上尾部的形状特征,我们选用单螺旋桨设计。3.1.2 螺旋桨叶数目的选择 按照桨叶数目螺旋桨可分为以下几类:单叶螺旋桨:这种桨型比较少见通常会用在竞速机上。双叶螺旋桨:相比单叶桨较为常见并且效率高。三叶以上螺旋桨:只有在长度受限时采用,缺的是效率低。 从上面可知,螺旋桨叶数多少也对效率有着重要的影响,因此,在综合考虑各种因素后需要确定一个合理的桨叶数目,这样才能保证航行的安全与效率。通常情况下在具有同面积和直径时,叶数少的推进效率高,相反,叶数多的效率低。并且,通过选择合理的叶数还能够有效的避免共振,减少震动带来的隐患。通常情况下双桨船一般选用用3叶桨或4叶桨,而高速军舰则选3叶桨为宜。本课题所设计的54000t散货船属于较高载重的中低速船,考虑到对航速没太多要求且尽量避免震动,因此桨叶数目选为5叶。3.1.3 螺旋桨直径的选取 直径的大小也是在诸多因素的权衡下而确定的,在展开面积与螺旋桨叶数一定的情况下,直径越大,效率越高。由于船体本身的形状特性与螺旋桨的位置,直径不能选取太大,当直径过大时还会影响到船舶的船身效率。那么该如何选定最为合适的直径大小?这时,我们可以通过图谱设计和母型船作为参照来选定大小最佳的螺旋桨直径。另外还需要注意的是桨与船身间的间隙不能太小,否则易产生共振,对安全造成隐患。 在54000t散货船螺旋桨设计的课题中,我们根据所给的相关资料与图纸,参照母型船的特点,由浆轴中心高、机舱上部与螺旋桨的距离,从而确定了D应该小于6.6 m,所以本课题中54000t散货船的螺旋桨直径初步取定为5.8m。3.1.4 螺旋桨转速的确定 螺旋桨转速的确定和前面一样,也是通过综合考虑诸多影响之后而确定的,在面积、直径、桨叶数目相同的情况下,转速低的效率高,反之亦然。在转速的确定中要根据所给主机的功率、转速等各项参数进行一个综合的考究。一般来说,上面所提及的两者要素是相互矛盾的,因为机器在以高转速运行时效率较高的,而螺旋桨转速越快效率越低。 由于船体自身的震动,所以,选择螺旋桨转速需控制在一个合理的范围内。螺旋桨的震动频率通常和主机的转速n息息相关,如果螺旋桨的设计不合理或者不理想会产生较大地震动,且震动频率与n一样。有些时候船体航行时,尾部的流动会产生干扰力,这是候的干扰力频率大小为Zn,Zn表示叶数与转速的乘积。通常会有两种类型的共振作用在船体上:当第一种是主机和某辅机转速相同时产生共振;而第二种是局部震动,这样的震动一般只要在震源处增设一些加强构件来避免,如加强筋、扶强材、支柱等。在根据螺旋桨的初步设计结束后,通过曲线所得到的最佳马力和转速后,选取转速为N=100.3r/min的主机,并且由于螺旋桨设计转速与主机持续的额定转速较为接近,因此不需要选配减速齿轮箱。3.1.5 桨叶轮廓和叶切面形状 在进行桨叶形状设计时通常可以忽略螺旋桨桨叶外形形状对推进性能的影响,大量实验表明了单桨叶外形接近椭圆形时是最佳的。因为目前椭圆形的桨叶形状十分适合于用在桨叶会侧倾的螺旋桨上。 从叶切面形状来看,目前的螺旋桨有机翼和弓形这两种形状。其各自都有着各自的特点,当叶切面为弓形时,螺旋桨不易发生空泡现象,因为,这种也切面形状能够使得分布在桨上了力很均匀,但是其缺点是效率较低。商船通常会采用机翼型的叶形。而弓形叶面通常会在军用舰艇上,比一般的叶面宽且薄。 这里我们采用图谱法来设计螺旋桨,我们会通过图谱中所需设计的螺旋桨的资料,再参照母型船的桨型,最终确定外形轮廓与切面形状。从螺旋桨的几何形状来看,会发现桨叶等都会有一定程度的后倾,不同的桨后倾的角度不一样,另外后倾角的存在并不会影响到螺旋桨的性能,反而适度的后倾角度可以增加船舶与桨之间的间隔,从震动角度上来说可以减小震动,然而后倾角的确定需要以母型船作为参考,还需要根据设计船的尾部形状来确定。 根据所给设计船的船型的资料,在这里我们采用AU/MAU螺旋桨的规范来设计。3.2 螺旋桨设计的关键步骤及方法 本课题主要讨论散货船的螺旋桨设计,这也是整个船体设计中最为关键的一步,设计的优劣直接影响到船舶安全性和经济性。上一章节我们通过泰勒法已经估算得到了船舶在各个航速下的近似阻力,也通过阻力计算出了所对应的有效马力并成功地绘制出了马力曲线,从而可以绘制船舶的有效马力曲线。通过绘制的有效马力曲线便可以确定螺旋桨最佳的转速和主机的马力从而既能达到预定的航速又能保证航行的经济性;在那之后我们以上面的结果作为参考而选定主机,在按照主机给的额定马力和转速选择最为经济且航速最高的螺旋桨。综上所述,螺旋桨的设计实际上分两部分:第一部分时初步设计,第二部分是终结设计。3.2.1螺旋桨初步设计方法 我们先根据母型船确定设计航速,再由航速选定较为合适的桨,之后再通过在该航速下桨的转速和有效马力,并以此为依据选择主机。下面是具体的步骤及方法: 通过已知的Pe、V,再依据上面选定的D,来确定n、o、P/D和Ps; 再通过已知的Pe、V以及n,确定桨的D、o、P/D和Ps。 我们还需确定传送效率s、推力减额分数t和伴流分数方可进行设计,本船的s、t、如下:传送效率s=0.97推力减额分数t=0.22伴流分数=0.35具体方法如下:通过之前的计算我们得到了有效马力与各个速度,再依照之前所确定的螺旋桨直径D即可确定螺旋桨运转时的最优转速N,效率以及螺距比,最后还能得到主机马力Ps。 根据以上小节所涉及的螺旋桨的各种参数的选定与计算,在这里我们选用盘面比为0.55并且叶数为5的螺旋桨。要先假定一组转速,通过假定的转速来求得各个转速下的有效马力,具体方法可由表3-1来表示。根据所提供的柴油机资料先选取一组转速N,再根据螺旋桨初步设计的要求列出下表3-1:表3-1 通过初步设计确定主机功率及转速序号项 目单位计算结果1螺旋桨直径Dm5.82H=(1-t)/(1-)1.23VA=V(1-) kn9.14Pehp6755.645假定一组转速N r/min901001101201306直径系数 =ND/VA57.463.770.176.582.97P/D0.8210.7500.7100.6800.640 8 00.6000.5780.5420.5180.49595.2235.8506.5507.2017.81010Pdhp5733.36049.89492.611645.913378.011s*r0.970.970.970.970.9712Ps=Pd/(s*r)hp4850.66236.99786.212006.113791.813Pte=Pd*s*rhp4722.35868.39207.911296.612976.7 运用上表的计算结果,即所得到的马力与有效马力,建立坐标轴,并通过以上数据画出各个航速、各个转速下的有效马力曲线图,其中横坐标为N纵坐标为Pte和Ps,再用之前算得的有效马力Pe大大小在坐标上找出,并以该点做水平线,使得该线相较于Pte上,这时候的交点就是马力的与转速的大小,如果没有交点则需要重新调整转速来找到交点,完成后即可选购合适的主机。图3-1所确定转速计算及马力 从图中读到N=102.4r/min,Ps=7150.6hp,通过所得的转速与马力选取主机为MAN6S50MCCB,持续额定功率为5355kw(7181hp),转速为100.3r/min,由于转速与主机转速较为接近,因此不需要选用减速箱。螺旋桨能够满足转速的需求。综上,可以确定主机马力为7181hp,主机转速及螺旋桨转速为100.3r/min。 当以上设计完成后,螺旋桨的初步设计圆满完成。3.2.2 螺旋桨终结设计 由螺旋桨的初步设计我们得到了转速N及主机马力Ps,并选购了主机,接下来我们将通过初步设计所得到的结果已经主机已知的功率与转速开始进行螺旋桨的终结设计,该设计通过已知Ps、V以及N,确定桨的D、o、P/D和Ps。一下为设计步骤:主机持续额定功率 5355kW主机额定转速 100.3 r/min螺旋桨设计结果:螺旋桨数目 1螺旋桨旋向 右旋最大限制直径 6 m船舶吃水T 11.5 m螺旋桨叶数Np 5材料密度 G=7.6 g/cm3 桨叶材料 铝镍青铜桨轴距基线高度Zp 3.3 m伴流分数 =0.35推力减额 t= 0.22轴系效率 S=0.97船身效率 H=1.2 相对旋转效率 R=1 计算最为合理的航速: 螺旋桨敞水收到的马力 PD=7181.6*0.9*0.97*1=6269.54 hp根据上述计算所得相关有效数据按下表计算自由航行工况:(图表见下页) 表 3-4 自由航行工况设计计算序号 项 目 单 位 航 速1Vs Kn121314152VA=Vs(1-) Kn7.808.459.109.753VA2.5169.92207.56249.81296.834Bp=N*PD1/2/VA2.546.7338.2631.7926.7556.846.195.645.17 6 AU5-50P/D0.6900.7050.7460.76000.5310.5620.5860.60573.867.863.059.0D=VA/N m5.745.715.725.74PTE=PD* H*0 kW4570.224842.325049.125215.827AU5-65P/D0.7480.7700.810.84100.5240.5530.5780.60471.966.060.856.2D=VA/N m5.595.565.525.46PTE=PD* H*0 kW4515.794764.784980.195205.228MAU5- 80P/D0.750.7800.8150.85000.5230.5450.5690.59169.063.858.654.0D=VA/N m5.375.375.325.25PTE=PD* H*0 kW4506.294690.854902.645092.20 根据表3-4的结果,可绘制图3-2,可从图中得到能够避免空泡的最小盘面比及对应的最佳螺旋桨要素(见下页): 图 3-2 AU/MAU叶桨图谱设计计算结果表3-5照上图所得的最佳要素按图设计计算的最佳要素AU/MAUVsP/DD0AU5-5013.480.7255.7110.57565.33AU5-6513.420.7865.5450.56463.69MAU5-8013.360.7925.3570.55461.87依照表3-5的结果来空泡校核: 之后我们再通过查取限界限并计算最佳的展开面比例。浆轴沉深 hS=T-ZP=11.5-3.3=8.2m po-pv=pa+hs-pv=10330+1025*8.2-174=18561 kgf/m2计算温度 t=15 pv=174 kgf/m2 PD=6269.54 hp =104.63 kgf*s2/m4可以通过下表3-6计算空泡校核的结果:表3-6空泡校核结果序号项目单位AU5-50AU5-65MAU5-801Vskn13.4813.4213.362Dm5.7115.5455.3573P/D0.7250.7860.792400.5750.5640.5545VA=0.5144VS*(1-)m/s4.514.494.476(0.7*(N/60)*D)2(m/s)2440.78401.56387.837V0.7R2=VA2+(0.7*(N/60)*D)2(m/s)2461.12421.72407.8181/2*V0.7R224123.4922062.2821334.5890.7R=( p0 - pv )/(1/2*V0.7R2)0.7690.8410.87010c(查曲线图)0.2450.2750.29011TKg68671.167657.466755.112Ap=T/(c*1/2*V0.7R2)m211.8611.7911.5913Ae=AP/(1.067-0.229P/D)m213.1613.2913.0914AO=1/4*D2m225.6223.3422.5415Ae/Ao0.5140.5690.581根据表格3-6计算结果做出下图3-3(见下页): 图 3-3 空泡校核计算结果详细参数为: D=5.68 m 0=0.5734 P/D=0.738 Vs=13.47 kn Ae/Ao=0.525再进行了空泡校核后还需对强度进行校核: 根据规范我们需要校核t0.6R及t0.35R,两者大小不应小于下列计算的大小: t= (mm)由之前的讨论可知,本设计采用AU叶系列图谱为宜,后倾角取=10,因此,对P/D=0.738的工况进行计算即可。计算按下表进行: 计算功率 Ne=PsGs =6966.2 hp Ad=Ae/A0=0.525 P/D=0.722 =10 G=7.6g/cm3 N=ne=100.3 r/min Z=5 b0.66R=0.226DAd/(0.1Z)=0.2265.680.525/(0.15)=1.3479 m b0.25R=0.7212b0.66R=0.72121.6848=0.9721 m b0.6R=0.9911b0.66R=0.99111.6848=1.3359 m我们将计算结果做出下列表格:表3-7强度校核表 项目单位 结果0.25R0.6R弦长bm0.97211.33590.7R处D/P D/P0.71.3551.355D/P1.3551.355K1查表634207K2250151K31410635K4434A1=D/P(K1-K2D/P0.7)+K3D/P0.7-K42306.61 829.67 Y=1.36A1Ne/(Zbne)44825.71 32618.51K5查表8223K63412K74165K8380330A2=D/P(K5+K6)+K7+K81361.811173.77材料系数K(铝镍青铜)1.1791.179X=A2GAdN2D3/(1010Zb)0.2060.129t=Y/(K-X)1/2 mm214.6176.3MAU标准浆叶厚度t/ mm217.3 123.8校核结果满足要求不满足要求实取浆叶厚度 mm217115.7实际桨叶厚度按t1.0R=0.0035D=19.88mm 与t0.25R= 217mm 连直线如图3-4决定: t0.2= 231.5 mm t0.3=202.5 mmt0.4=173.6mm t0.5=144.7mmt0.6=115.7mm t0.7=86.8mmt0.8=57.9mm t0.9=28.9mm 图3-4 叶厚分布曲线进行螺距修正:通过设计船型的尾轴直径,决定毂径比dh/D=0.18,此值与MAU桨标准毂径比相同 ,故对此项无需修正。由于实际桨叶厚度小于AU桨标准厚度,故需因厚度差异进行螺距修正。设计桨 (t/b)0.7R=0.0868/(0.99641.3479)=0.0646标准桨 (t/b)0.7R=0.0171D/(0.99640.31075D)=0.05523 1-s=VA/NP=(1-w)V30.866/(NP) =0.6513.4730.866/(100.34.19)=0.643 (t/b)0.7=(t/b)0.7设-(t/b)0.7标0.55/0.5440.75= 0.00657 (P/D)t=-2(P/D)o(1-s)(t/b)0.7R=20.7380.6430.00657=0.00624修正后的螺距比P/D=(P/D)o+(P/D)t=0.738+0.00624=0.7442重量及惯性矩计算:根据MAU桨切面的面积数据用我国船舶及海洋工程设计院提出的的公式桨叶重量及惯性矩的计算如下:桨叶重量: Gb1=0.169Zbmax(0.5t0.2+t0.6)(1-dh/D)D =0.169760041.3479(0.50.232+0.116)(1-0.18)5.68 = 7482.87 kgf dt=dh/2=511.2mm LK=2.5dt=2.5511.2=1278(mm)=1.278m d0=0.045+0.108(PD/N)1/3-KLK/2 =0.045+0.108(6269.54/100.3)1/3-(1/15)1.278/2 =0.431 m 注:锥度K取1/15浆毂重量: Gn=(0.88-0.6d0/ dh)LKdh 2 (kgf) =(0.88-0.60.431/1.02) 1.27876001.022 =6330.61 kgf螺旋桨重量: G=Gb1+Gn=7482.87+6330.61 =13813.48 kgf螺旋桨惯性矩: 当dh/D=0.18时: Imp=0.0948Zbmax(0.5t0.2+t0.6)D3 =0.0948760051.3479(0.50.2315+0.1157) 5.683 =205945.26 kgfcms2敞水性能性能曲线的确定:由AU5-50,AU5-65,P/D=0.738的敞水性能曲线内插得到AU5-52.5,P/D=0.738的敞水性征曲线(见下页):图3-5 敞水性能曲线 表3-8 设计浆的敞水数据表J00.10.20.30.40.50.60.7KT0.340.320.290.260.220.180.140.08KQ0.0390.0360.0330.0300.0270.0240.0200.015系柱特性计算:由上表得J=0时,KT=0.34 KQ=0.039计算功率PD=7181.60.97=6966.2系柱推力减额分数取t0=0.04,主机转矩Q=(PD6075)/(2N)=6966.26075/(23.14100.3)=49767.735kgf.m 系柱推力: T=(KTQ)/(KQD)=0.3449767.735/(0.0395.68)=70544.731kgf螺旋桨转速: N=60T/(D4KT)1/2 =6070544.731/(104.635.6840.34) 1/2 =82.8r/min下面进行航行特性计算,航行特性计算由表3-9所示 表3-9为航行特性计算表项目单位 数值Vkn1213141516VA=0.5144(1-w)Vm/s4.01 4.35 4.68 5.02 5.35 N=100.3r/min n=1.67r/sJ=VA/nD0.423 0.459 0.493 0.5290.564 KT0.210.20.180.170.16KQ0.0260.0250.0240.0230.022PTE=KTn2D4(1-t)V/145.6hp4100 42304100 4149 4165 Ps=KQ2nn2D5/75s*Rhp6469 6221 5972 5723 5474 N=90.3r/min n=1.51r/sJ=VA/nD0.468 0.507 0.546 0.585 0.624 KT0.190.180.160.150.13KQ0.0250.0240.0220.0210.019PTE=KTn2D4(1-t)V/145.6hp3033 3113 2979 2993 2767 Ps=KQ2nn2D5/75R*Rhp45984415 4047 3863 34
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