CC BY-NC
0
ТЕОРИЯ КОРАБЛЯ И СТРОИТЕЛЬНАЯ МЕХАНИКА
УДК 629.5.036 EDN: RUGMNJ
А.Л. Соколов1, Г.И. Каневский2 , М.П. Лобачев2 , A.A. Рудниченко2
1 АО «Северное проектно-конструкторское бюро», Санкт-Петербург, Россия
2 ФГУП «Крыловский государственный научный центр», Санкт-Петербург, Россия
ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ МАЛЫХ ЗАЗОРОВ НА ХАРАКТЕРИСТИКИ ВОДОМЕТНОГО ДВИЖИТЕЛЯ НАСОСНОГО ТИПА
Объект и цель научной работы. Объектом исследования являются гидродинамические и кавитационные характеристики водометного движителя насосного типа (ВДНТ). Цель - оценка влияния предельно малых зазоров между рабочим колесом и обечайкой на характеристики ВДНТ в модельных и натурных условиях. Материалы и методы. Рассмотрены характеристики водометного движителя насосного типа в свободной воде. Для выполнения исследования использована технология численного моделирования на основе решения уравнений Рейнольдса. Анализ результатов расчета гидродинамических и кавитационных характеристик ВДНТ в модельных и натурных условиях при предельно малых зазорах между рабочим колесом и обечайкой позволил выявить основные закономерности по влиянию числа Рейнольдса и величины зазора.
Основные результаты. Влияние увеличения числа Рейнольдса при переходе от модельных условий к натурным для ВДНТ аналогично явлениям, происходящим применительно к открытым гребным винтам. Уменьшение величины зазора между рабочим колесом и обечайкой с 1 % от радиуса в 4 и в 16 раз мало влияет на эффективность ВДНТ, но оказывает сильное воздействие на момент появления первых вспышек кавитации при его работе. Заключение. Уменьшение зазора между рабочим колесом и обечайкой дает возможность регулировать величину скорости движения ВДНТ, при которой происходят первые вспышки кавитации.
Ключевые слова: водометный движитель насосного типа, технология суперкомпьютерного моделирования, влияние числа Рейнольдса, влияние предельно малых зазоров между рабочим колесом и обечайкой. Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.
NAVAL ARCHITECTURE
UDC 629.5.036 EDN: RUGMNJ
A.L. Sokolov1, G.I. Kanevsky2 , M.P. Lobachev2 , A.A. Rudnichenko2
1 Sevemoye Design Bureau JSC, St. Petersburg, Russia
2 Krylov State Research Centre, St. Petersburg, Russia
APPRAISAL OF INFLUENCE OF SMALL IMPELLER/CASING GAPS ON PUMPJET PROPULSORS
Object and purpose of research. The object of research is hydrodynamic and cavitation characteristics of pumpjet propulsors. The purpose is to find out the influence of extremely small gaps between the impeller and the casing on the pumpjet performance in model and full-scale conditions.
Materials and methods. Pumpjet characteristics in open water are examined. The study was performed using numerical modeling techniques based on Reynolds equations. Analysis of pumpjet hydrodynamic and cavitation characteristics estimated
Для цитирования: Соколов А.Л., Каневский Г.И., Лобачев М.П., Рудниченко А.А. Оценка влияния малых зазоров на характеристики водометного движителя насосного типа. Труды Крыловского государственного научного центра. 2024; 4(410): 17-28.
For citations: Sokolov A.L., Kanevsky G.I., Lobachev M.P., Rudnichenko A.A. Appraisal of influence of small impeller/casing gaps on pumpjet propulsors. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2024; 4(410): 17-28 (in Russian).
in model and full-scale conditions at extremely small impeller/casing gaps has identified main patterns of influence due to Reynolds numbers and gap values.
Main results. The effect of growing Reynolds numbers at model to full-scale extrapolation for pumpjets is similar to open propellers. Decrease in impeller/casing gaps from 1% radius by 4 and 16 times has little effect on the pumpjet efficiency but strongly affects the early cavitation onsets during pumpjet operation.
Conclusion. Decrease in impeller/casing gaps makes it possible to control the pumpjet velocity where early cavitation onsets are generated.
Keywords: pumpjet propulsor, supercomputer modeling technology, influence of Reynolds number, influence of extremely
small impeller/casing gaps.
The authors declare no conflicts of interest.
Введение
Introduction
Одной из основных особенностей водометных движителей быстроходных надводных судов является наличие зоны повышенного давления в месте расположения рабочего колеса. Эта особенность позволяет располагать указанные движители вблизи свободной поверхности, при сохранении достаточной величины запаса по развитой кавитации. При этом имеется недостаточно публикаций, посвященных зависимости момента появления первых вспышек кавитации от геометрических характеристик (параметров). Именно вопросу влияния зазора между рабочим колесом и направляющей насадкой (обечайкой) на момент появления первых вспышек кавитации посвящено содержание данной публикации.
Теории и расчету параметров водометных движителей посвящено значительное число публикаций в Российской Федерации [1, 3-6, 10-12] и за рубежом [17-20]. Среди них можно отметить работы А.Н. Папира [8], С.В. Куликова [2], А.А. Русец-кого [9], М.А. Мавлюдова [7] и др. В этих работах подробно рассмотрена струйная теория водометных движителей и предложены методы определения оптимальных элементов для заданных условий проектирования.
Водометные движители можно условно разделить на 2 типа:
■ водометные движители струйного типа (ВДСТ), которые невозможно отделить от быстроходного судна без его разрушения;
■ водометные движители насосного типа (ВДНТ), которые могут быть отделены от быстроходного судна. Для ВДНТ определено понятие гидродинамических и кавитационных характеристик в свободной воде. Эти движители обладают высокой эффективностью на быстроходных судах, имеющих несколько характерных режимов движения [13-16].
По данным ООО «МТД», зазор между рабочим колесом и водоводом зарубежных натурных ВДСТ составляет менее 1 мм. Обеспечение столь малого зазора требует значительных усилий и должно быть оправдано получаемым эффектом. Фирма Rolls-Royce [21] разработала типоряд погруженных ВДСТ, среди которых - движители для эсминца водоизмещением 6000 м3 со скоростью полного хода 30 уз. Полунатурные испытания, проведенные на демонстраторе на Великих озерах США, показали отличные акустические качества, что может быть связано с предельно малой величиной зазора.
В работах [13-16] с помощью выполнения обширной программы экспериментальных исследований показана высокая эффективность применения ВДНТ на быстроходных судах. При этом открытым остается вопрос о влиянии геометрических параметров на момент возникновения первых вспышек кавитации при работе ВДНТ. В то же время указанный момент определяет уровень шума и потому является актуальным и новым применительно к ВДНТ.
В работе выполнена попытка оценить влияние предельно малой величины зазора между рабочим колесом и обечайкой на гидродинамические и кавитационные (момент возникновения первых вспышек кавитации) ВДНТ в свободной воде в модельных и натурных условиях. Выполнение указанной оценки с помощью методов экспериментальной гидродинамики представляется затруднительным. Для достижения поставленной цели использована технология численного моделирования на основе решения уравнений Рейнольдса. Использование этой технологии обеспечило получение новых и актуальных материалов, позволяющих рационально выбирать величину зазора между рабочим колесом и обечайкой ВДНТ в зависимости от требуемой скорости хода быстроходного судна до момента возникновения первых вспышек кавитации.
Объект исследования
Object of research
В период с 1964 по 1970 г. С.В. Куликов разработал слабонагруженный водометный движитель [2], далее доработанный сотрудниками ФГУП «Крылов-ский государственный научный центр» и описанный в патенте на изобретение № 2537351 Российской Федерации [22]. Данный ВДНТ принят в качестве базовой версии объекта исследования.
Движитель состоит из рабочего колеса правого вращения с диаметром ступицы dCT ~ 0,5D диаметра рабочего колеса. Соответственно протяженность 5 лопастей составляет около 0,5R радиуса рабочего колеса. Рабочее колесо вращается в направляющей насадке сегментного сечения с внутренней цилиндрической поверхностью и диаметром Dd = 1,01D. Длина направляющей насадки /н = 0,65D. За рабочим колесом располагается неподвижный спрямляющий аппарат (СА) левого направления, который имеет 6 лопастей, соединенных с направляющей насадкой. Диаметр ступицы СА увеличивается от носовой плоскости, где составляет dCT = 0,5D, к кормовой плоскости, где dCT = 0,7D. Тогда протяженность лопасти СА на кормовой части составляет 0,3R радиуса рабочего колеса.
При работе движительного комплекса вода течет в кольцевом зазоре 0,5R на входе в водомет и 0,3R -на выходе. За спрямляющим аппаратом располагается гондола с плавно уменьшающимся диаметром, имеющая значительную протяженность. При движении от носа в корму диаметр ступицы СА постоянно растет от 0,475D до 0,7D на выходе из направляющей насадки. Число лопастей спрямляющего аппарата Z = 6. Отношение площадей входящего и выходящего кольца в = 0,666. Наличие принятого в конструкции поджатия потока приводит к резкому росту давления в месте расположения рабочего колеса и улучшает кавитационные характеристики водометного движителя. Схема ВДНТ представлена на рис. 1. На экспериментальной установке через трубу с кормы подведен вал для вращения рабочего колеса.
Программа исследований
Program of studies
Исследования выполнялись для случая работы ВДНТ в свободной воде. Передняя кромка сегментной направляющей насадки (рис. 1) скруглена во избежание вспышек кавитации на ней.
В качестве исходных данных для выполнения исследований с помощью технологии численного
Рис. 1. Схема водометного движителя насосного типа с прозрачной обечайкой на экспериментальной установке
Fig. 1. Test setup of pumpjet with transparent casing
моделирования на основе решения уравнений Рей-нольдса приняты следующие параметры:
■ Модель ВДНТ в масштабе % = 1:15 натурной величины, применительно к которой выполняются исследования:
- диаметр рабочего колеса Dm = 0,233 м,
- диаметр направляющей насадки Ddm = = 0,235 м,
- величина зазора Am = 0,001 м.
■ ВДНТ в натурных условиях:
- диаметр рабочего колеса Ds = 3,495 м,
- диаметр направляющей насадки Dds = = 3,525 м,
- величина зазора As = 0,015 м. Уменьшение зазора осуществляется посредством увеличения диаметра рабочего колеса ВДНТ за счет продления лопастей. Уменьшение зазора в 4 раза приводит к следующим значениям параметров:
■ Модель ВДНТ в масштабе % = 1:15:
- диаметр рабочего колеса Dm = 0,2345 м,
- диаметр направляющей насадки Ddm = = 0,235 м,
- величина зазора Am = 0,00025 м.
■ ВДНТ в натурных условиях:
- диаметр рабочего колеса Ds = 3,5175 м,
- диаметр направляющей насадки Dds = = 3,525 м,
- величина зазора As = 0,00375 м. Уменьшение зазора в 16 раз приводит к следующим значениям параметров:
■ Модель ВДНТ в масштабе % = 1:15:
- диаметр рабочего колеса Dm = 0,234875 м,
Таблица 1. Значения скоростей обтекания водометного движителя насосного типа Table 1. Velocities of flow around pumpjet
Jo Vom, М/С Vos, м/с
0,9 3,146 12,184
1,1 3,845 14,892
1,3 4,544 17,599
1,5 5,243 20,306
1,7 5,942 23,013
- диаметр направляющей насадки Ddm = = 0,235 м,
- величина зазора Am = 0,0000625 м.
■ ВДНТ в натурных условиях:
- диаметр рабочего колеса Ds = 3,523125 м,
- диаметр направляющей насадки Dds = = 3,525 м,
- величина зазора As = 0,0009375 м. Расчеты выполнялись при 5 значениях поступи
Jo = 0,9, 1,1, 1,3, 1,5, 1,7. При этом значения числа оборотов составляют: для модельных условий 15 об/с; для натурных - 3,873 об/с. Соответствующие принятым условиям значения скоростей обтекания ВДНТ приведены в табл. 1.
При выполнении расчетов приняты следующие характеристики воды:
■ плотность воды и коэффициент кинематической вязкости в натурных условиях:
Р = 1000 кг/м3; V = 1,57-10-6 м2/с;
■ плотность воды и коэффициент кинематической вязкости в модельных условиях:
Р = 1000 кг/м3; V = 1,142-10-6 м2/с.
Таким образом, расчеты необходимо было выполнить для 30 вариантов исходных данных: 5 значений поступи, 3 значения зазора, 2 варианта условий.
Технология численного моделирования
Numerical modeling technology
Моделирование обтекания водометного движителя осуществлялось в трехмерной нестационарной постановке с использованием коммерческого пакета инженерного анализа CAE (Computer-Aided Engineering). Характеристики течения вязкой жидкости вокруг водометного движителя при выполнении расчетов находились из решения методом контрольного
объема нестационарных уравнений Рейнольдса (URANS) для несжимаемой жидкости, замкнутых &-ю SST моделью турбулентности Ментера [23, 24]. Для модельных условий моделирование турбулентности выполнялось с использованием низкорейнольдсовой версии модели турбулентности с учетом ламинарно-турбулентного перехода [25]. Для расчетов при натурных числах Рейнольдса использовался высоко-рейнольдсовый вариант модели турбулентности.
Расчетные сетки строились с учетом требований для каждого из вариантов моделирования турбулентности. Размерности расчетных сеток составляли 24,6-27,8 млн ячеек для модельных условий и 18,5-22,1 млн ячеек - для натурных. Различие в размерности сеток определялось изменением зазора между торцом рабочего колеса и насадкой, а также различием требований к низко- и высоко-рейнольдсовой версиям модели турбулентности.
В работе [26], первой, посвященной определению начала кавитации на рассматриваемом водометном движителе, размерность использованной расчетной сетки составляла 47 млн ячеек, причем по сравнению с расчетами развитой кавитации [27] (30 млн ячеек) она была дополнительно сгущена с целью более качественного разрешения относительно малых объемов каверн на начальной стадии кавитации. Однако более поздний детальный анализ областей возможной кавитации и дополнительные исследования сеточной сходимости показали, что эти области разрешались недостаточно точно. Поэтому в областях возможной кавитации было произведено дополнительное сгущение расчетной сетки. Опираясь на опыт работы [26], было произведено перераспределение областей сгущения, что позволило добиться более точного разрешения областей возможной кавитации при сокращении общей размерности расчетных сеток.
Работа [26] опиралась на визуальный способ определения начала кавитации в модельных усло-
виях, когда для каждого из заданных режимов понижают давление в трубе до появления кавитации. Затем медленно повышают давление, визуально фиксируя момент исчезновения кавитации. Эксперимент проводится при стробоскопическом освещении. Опираясь на экспериментальные данные в качестве критерия начала кавитации в расчете согласно [26], было принято достижение объема каверны 1 мм3. При этом граница кавитационной области определялась по концентрации паровой фазы, равной 5 %. Вместе с тем было показано, что возможно принятие в качестве критерия начала кавитации объема области возможной кавитации, т.е. области, в которой давление меньше давления насыщенного пара ^ < PШp), также равной 1 мм3.
Таким образом, возможно определение начала кавитации без собственно расчета кавитации, что существенно снижает машинные ресурсы, требуемые для выполнения расчетов. В данной работе также принят именно такой подход к определению начала кавитации, с учетом корректировки критерия начала кавитации согласно более подробным исследованиям по определению оптимальной структуры расчетной сетки и сеточной сходимости, проведенным после опубликования [26].
Для определения начала кавитации в расчетах принято достижение объема области с давлением меньше давления насыщенного пара (Г < Pvap) величины 5 мм3 для объемной кавитации и 2 мм3 для поверхностной кавитации. К объемной кавитации относится вихревая кавитация, к поверхностной -кавитация на входящей кромке и торце лопатки. Поскольку не всегда удается достаточно корректно разделить области с объемной и поверхностной кавитацией для определения их объемов, определение начала поверхностной кавитации возможно по площади каверны на твердой поверхности 25 мм2.
Данные критерии применимы для диаметров моделей лопастных систем порядка 200-250 мм. Разница в критериях для поверхностной и объемной кавитации вызвана тем обстоятельством, что одинаковым объемам для этих видов кавитации соответствуют различные наблюдаемые площади. Использовать для объемной кавитации критерий по наблюдаемой площади невозможно из-за отсутствия соответствующего инструментария в используемом САЕ пакете. На начальных стадиях вихревой кавитации согласно расчетам контакта с поверхностью рабочего колеса нет. Для поверхностной кавитации площадь определяется именно на твердой поверхности. Видимая площадь, отличающаяся от площади на поверхности, также не может быть определена.
Даже с учетом сокращения по сравнению с [26] размерности расчетных сеток и использованию для определения начала кавитации критерия, позволяющего не рассчитывать собственно кавитацию, требуемые для нахождения решения машинные ресурсы оказываются достаточно велики. Для расчетов выделялось одно блейд-шасси, содержащее 10 двухпроцессорных узлов на процессорах AMD Opteron 6174 с тактовой частотой 2,2 ГГц (240 ядер). Время расчета одного варианта расчета составляло порядка 31 ч для модельных условий и 25 ч - для натурных. Как указано в работе [28], расчеты с учетом кавитации требуют минимум в 4 раза больше времени. В [28] приводятся также некоторые данные по эффективности распараллеливания расчетов. Следует отметить, что выполнение подобных расчетов без привлечения высокопроизводительной вычислительной техники с массивным распараллеливанием за приемлемое время представляется нереальным.
Оценка достоверности результатов применения технологии суперкомпьютерного моделирования
Validation of supercomputer modeling technology
Для выполнения оценки достоверности результатов применения технологии численного моделирования на основе решения уравнений Рейнольдса выполнены расчеты гидродинамических и квазиакустических характеристик ВДНТ, геометрия которого представлена на рис. 1. Для этого ВДНТ с сегментным сечением направляющей насадки в работе [30] имеется полный комплект результатов модельных испытаний.
На рис. 2 (см. вклейку) представлено сопоставление интегральных характеристик ВДНТ, полученных расчетом, с данными модельных испытаний.
Выполненное сопоставление демонстрирует удовлетворительное качественное и количественное согласование результатов расчета интегральных характеристик ВДНТ с данными эксперимента.
На рис. 3 выполнено сопоставление результатов расчета с модельными данными по квазиакустической характеристике. Квазиакустической характеристикой движителя принято называть зависимость параметра шумообразования от поступи. Можно отметить, что модельные данные получены по моменту исчезновения кавитации. В результатах расчетов в модельных условиях зафиксирован момент равенства 5 мм3 объема зоны, где давление ниже
0,4 .......................
0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 J0
Рис. 3. Квазиакустическая характеристика модели водометного движителя насосного типа. Исходный зазор, сегментная форма направляющей насадки
Fig. 3. Quasi-acoustic characteristics of model pumpjet. Initial gap, segmented duct
давления насыщенных паров для объемной кавитации (вихревой) и 2 мм3 - для поверхностной (кромочная кавитация).
Следует отметить, что на рис. 3 убраны точки, относящиеся к кавитации на носике сегментной насадки. В данной работе принята форма сечения направляющй насадки без кавитационных явлениий на ее носике.
Выполненное сопоставление результатов расчета с данными модельного эксперимента позволяет сделать следующие выводы:
1. Результаты расчета качественно и количественно согласуются с данными экспериментов.
2. Технологию численного моделирования на основе использования уравнений Рейнольдса можно использовать для решения поставленных в программе исследований задач.
Исследование влияния числа Рейнольдса и величины зазора на гидродинамические характеристики водометного движителя насосного типа
Study of Reynolds number and impeller/casing gap influence on hydrodynamic characteristics of pumpjet propulsor
Результаты исследования влияния числа Рейнольдса на интегральные характеристики ВДНТ продемон-
стрированы на рис. 4 и 5 (см. вклейку). Анализируя приведенные данные, можно отметить, что гидродинамические характеристики ВДНТ при увеличении числа Рейнольдса ведут себя аналогично гидродинамическим характеристикам открытого гребного винта. При увеличении числа Рейнольдса уменьшается коэффициент момента, растет коэффициент упора, увеличивается эффективность ВДНТ. Например, при поступи J = 1,7 эффективность ВДНТ при исходном зазоре увеличивается со значения 0,69 до величины 0,74. Аналогичный рост наблюдается при других значениях величины зазора между рабочим колесом и направляющей насадкой.
Результаты исследования влияния величины зазора между рабочим колесом и направляющей насадкой ВДНТ продемонстрированы на рис. 4 и 5. Анализируя приведенные на них данные, можно отметить что при уменьшении величины зазора как в модельных, так и в натурных условиях наблюдаются следующие изменения интегральных параметров ВДНТ:
■ растет величина коэффициента упора рабочего
колеса KT;
■ растет величина коэффициента упора ВДНТ KTT;
■ растет величина коэффициента момента Kq;
■ растет эффективность п0.
Например, в натурных условиях при уменьшении зазора от исходной величины до минимальной эффективность ВДНТ возрастает от значения 0,74 до 0,75. Наблюдаемый относительно малый рост эффективности ВДНТ при уменьшении зазора связан с ростом коэффициента момента.
Исследование влияния числа Рейнольдса и величины зазора на квазиакустические характеристики водометного движителя насосного типа Study of Reynolds number and impeller/casing gap influence on quasi-acoustic characteristics of pumpjet propulsor
Результаты исследования влияния числа Рейнольд-са и величины зазора на квазиакустические характеристики ВДНТ представлены на рис. 6-8. В результатах расчетов в модельных условиях зафиксирован момент равенства 5 мм3 объема зоны, где давление ниже давления насыщенных паров для объемной кавитации (вихревая кавитация) и 2 мм3 -для поверхностной (кромочная кавитация). В натурных условиях в результатах расчета зафиксирован момент равенства объема зоны, где давление ниже
1,2 1,1 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6
1 1 1
\ модель -
Л
V
\ ■4.
\ 4.
s
V
>
\ V
■4
0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 J0
а)
Рис. 6. Квазиакустическая характеристика водометного движителя насосного типа: а) исходный зазор; б) средний зазор; в) минимальный зазор
Fig. 6. Quasi-acoustic characteristics of pumpjet propulsor: а) initial gap; b) medium gap; c) minimum gap
1,2 1,1 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4
1 1 i
Средню i зазор модель -
\
s ---- натуоа
\
\ s
\
\
_ - s V
S
—
.i
0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 Ja
б)
1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2
s. i 1 Р
\ Минимат >ныи зазо модель
\
\
„
N
■v.
давления насыщенных паров, величине 5^ (вихревая кавитация) и 2^3 (кромочная кавитация). В данной работе масштаб % равен 15. Тогда в натурных условиях объем составляет 16 875 мм3 (вихревая кавитация), т.е., например, кубик с гранью 25,6 мм.
Следует отметить, что в данной работе исследовалась составляющая масштабного эффекта, связанная именно с изменением числа Рейнольдса. Вопросы, касающиеся изменения способа регистрации начала кавитации при переходе от модельных условий (визуальный) к натурным (акустический) и кавитационной прочности воды, не рассматриваются. Конспективное освещение этих проблем и часть библиографии приведены в [29].
Анализируя данные на рис. 6а, можно отметить, что в натурных условиях параметр шумообразова-ния становится выше, чем в модельных. При величине зазора меньше исходного (рис. 6б и 6в) влияние числа Рейнольдса мало при значениях поступи больше 1,45.
На рис. 7 и 8 представлены результаты расчета в модельных и натурных условиях при различной
0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 30
в)
величине зазора между рабочим колесом и обечайкой ВДНТ.
1,2 1Д 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3
1 1 i i
Модель исходный зазор
\
N ___ средний зазор минимальный зазор ~
V -
Л
ч
\
--
--
- __
-
*
-.
0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 J0
Рис. 7. Квазиакустическая характеристика водометного движителя насосного типа. Модельные условия
Fig. 7. Quasi-acoustic characteristics of pumpjet propulsor. Model conditions
ь [атура сходный зазор
----сред! [мальн
'Р
* **
%
* • .
*
*
0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 J0
Рис. 8. Квазиакустическая характеристика водометного движителя насосного типа. Натурные условия
Fig. 8. Quasi-acoustic characteristics of pumpjet propulsor. Full-scale conditions
Анализируя данные на рис. 7 и 8, можно отметить, что при уменьшении зазора при поступи, большей 1,45, наблюдается резкое уменьшение параметра шумообразования в модельных и натурных условиях.
Приближенная оценка момента первых вспышек кавитации на быстроходном судне
Approximate appraisal of early cavitation onsets on fast craft
По результатам выполненных работ подготовлен материал, представленный на рис. 9 (см. вклейку). Здесь черная линия с точками являет собой результаты расчета ходовых качеств быстроходного судна с глубоко погруженными ВДНТ. Видно, что точки, соответствующие скоростям хода от 14 до 32 уз, располагаются в диапазоне поступи Jo = 1,45-1,65. Кроме того, с увеличением скорости хода корабля точки опускаются вниз по величине параметра шумообразования. Черными линиями представлены результаты расчета квазиакустической характеристики для исходной величины зазора между рабочим колесом и направляющей насадкой (1 мм для модели и 15 мм для натурных условий).
Красными линиями представлены результаты расчета квазиакустической характеристики для средней величины зазора между рабочим колесом и направляющей насадкой (0,25 мм для модели и 3,75 мм для натурных условий). Синими линиями - результаты расчета квазиакустической харак-
теристики для минимальной величины зазора между рабочим колесом и направляющей насадкой (0,0625 мм для модели и 0,9375 мм для натурных условий). Сплошными линиями представлены данные для модельных условий, а пунктирными -для натурных.
Анализируя данные, представленные на рис. 9, можно отметить, что для исходного зазора характерная величина параметра шумообразования составляет 0,8, для среднего зазора - 0,6, для минимального зазора - 0,4. Видно, что пересечение линий параметра шумообразования в натурных условиях с результатами расчета ходовых качеств быстроходного судна происходит при скорости хода 22 уз для исходного зазора, 27,5 уз - для среднего зазора и 32 уз - для минимального зазора.
Полученные точки пересечения представляют собой скорости (моменты) первых регистрируемых вспышек кавитации при равномерном поле скоростей на входе в направляющую насадку в пресной дегазированной воде. В реальных условиях, с учетом неравномерности поля скоростей на входе в направляющую насадку, кавитационной прочности реальной воды и перехода от визуального к акустическому определению начала кавитации, момент первых регистрируемых вспышек кавитации, по-видимому, реализуется при скоростях хода на 2-3 уз меньше.
Полученные величины скорости хода представляются очень высокими и означают, что на быстроходных судах, оснащенных ВДНТ, регулируя величину зазора между рабочим колесом и направляющей насадкой, можно получить заранее заданную величину скорости (момента) первых вспышек кавитации.
Заключение
Conclusion
По результатам выполненной работы можно отметить следующее:
1. Выполнено сопоставление результатов расчетов гидродинамических и кавитационных характеристик ВДНТ, полученных с помощью технологии численного моделирования на основе решения уравнений Рейнольдса, с экспериментальными данными. Продемонстрировано хорошее согласование результатов расчета с данными эксперимента, что позволяет использовать эту технологию для исследования влияния числа Рейнольдса и зазора между рабочим колесом и обечайкой на гидродинамические и кавита-ционные характеристик ВДНТ.
2. Увеличение числа Рейнольдса приводит к увеличению коэффициента упора ВДНТ, уменьшению коэффициента момента ВДНТ и росту эффективности ВДНТ. Наблюдаемые явления аналогичны явлениям, происходящим с открытым гребным винтом.
3. Уменьшение зазора между рабочим колесом и обечайкой в исследованном диапазоне приводит к увеличению коэффициента упора ВДНТ, увеличению коэффициента момента ВДНТ и незначительному росту эффективности ВДНТ.
4. Уменьшение зазора между рабочим колесом и обечайкой приводит к резкому уменьшению параметра шумообразования, росту скорости (приближению момента) возникновения первых вспышек кавитации на ВДНТ быстроходного судна. Показано, что уменьшение зазора между рабочим колесом и обечайкой ВДНТ позволяет получить заранее заданную величину скорости (момента) возникновения первых вспышек кавитации на ВДНТ быстроходного судна.
Список использованной литературы
1. Куликов С.В. Проектирование водометных движителей // Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. 1962. Вып. 185. С. 92-113.
2. Куликов С.В. Гидродинамика водометных движителей: дис. : дис. ... д-ра техн. наук. Ленинград, 1973.
3. Куликов С.В., Храмкин М.Ф. Водометные движители : (Теория и расчет). Ленинград : Судостроение, 1965. 272 с.
4. Лобачев М.П., Русецкий А.А., Яковлев А.Ю. Проектирование и гидродинамический расчет водометных движителей. Санкт-Петербург : Крыловский государственный научный центр, 2014. 144 с.
5. Анчиков С.Л. Водометные движители. Вопросы проектирования. Санкт-Петербург : Реноме, 2021. 251, [1] с.
6. Мавлюдов М.А., Пустошный А.В., Русецкий А.А., Яковлева О.В. Сопоставление результатов ходовых испытаний судна с малогабаритным водометным движителем с данными модельных испытаний и расчетов // Труды ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова. 2007. Вып. 31(315). С. 82-92.
7. МавлюдовМ.А., Русецкий А.А. Основы теории и проектирования водометных движителей. Санкт-Петербург : ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова, 2009. 94 с.
8. ПапирА.Н. Водометные движители малых судов. Ленинград : Судостроение, 1970. 254 с.
9. РусецкийА.А., ЖученкоМ.М., Дубровин О.В. Судовые движители. Ленинград : Судостроение, 1971. 286 с.
10. Яковлев А.Ю., Лобова А.Г. Профилирование поворотного колена водометного движителя в «плоской»
постановке // Труды ЦНИИ им. акад. А. Н. Крылова. 2010. Вып. 56 (340). С. 195-210.
11. Яковлев А.Ю. Оптимизация формы «плоского» водозаборника // Наука и технологии: краткие сообщения XXX Российской школы, посвященной 65-летию Победы. Екатеринбург : УрО РАН, 2010. Т. 1. С. 65-73.
12. Каневский Г.И., Клубничкин А.М., Александров С.А. Коэффициенты взаимодействия водометного движителя насосного типа с корпусом // Проблемы мореходных качеств судов, корабельной гидромеханики и освоения шельфа (XLV Крыловские чтения) : доклады науч.-техн. конференции. Санкт-Петербург, 2013. С. 19-21.
13. Исследование перспективности применения водометных движителей на фрегате проекта Б / Каневский Г.И., Капранцев С.В., Соколов А.Л. [и др.] // Труды Крыловского государственного научного центра. 2014. Вып. 85(369). С. 91-102.
14. Александров С.А., Каневский Г.И. Оптимизация элементов водометного движителя насосного типа с коротким водоводом // Труды Крыловского государственного научного центра. 2015. Вып. 90(374). С. 11-18.
15. Соколов А.Л., Александров С.А., Каневский Г.И. Совершенствование геометрических характеристик водометного движителя насосного типа для судов и кораблей // Труды Крыловского государственного научного центра. 2023. Вып. 1(403). С. 15-30. DOI: 10.24937/2542-2324-2023-1-403-15-30.
16. Каневский Г.И., Капранцев С.В., Соколов А.Л. Быстроходные суда с водометными движителями насосного типа // Труды Крыловского государственного научного центра. 2015. Вып. 90(374). С. 5-10.
17. Alexander K. Waterjet versus Propeller Engine Matching Characteristics // Naval engineering journal. 1995. Vol. 107, No. 3. P. 129-139. DOI: 10.1111/j. 1559-3584.1995.tb03041.x.
18. Integral force/momentum water-jet model for CFD simulation / M. Kandasamy, S.K. Ooi, P. Carrica, F. Stern // Journal of fluids engineering. 2010. Vol. 132, No. 10. P. 101103 (9 p.). DOI: 10.1115/1.4002573.
19. Prediction of caviting waterjet propulsor performance using boundary element method / S.A. Kinnas, H.S. Lee, T.J. Michael, H. Sun // Proceedings of 9th International Conference on Numerical Ship Hydrodynamics (NSH 2007). Ann Arbor, 2007. P. 1-14.
20. Terwisga T.J.C. The Specialist Committee on Validation of Waterjet Test Procedures : Final Report and Recommendations to the 23rd ITTC // Proceedings of the 23rd International Towing Tank Conference (ITTC 2002). Venice, 2002. Vol. 2. P. 379-407.
21. Kamewa water jets // Propulsion. Moving your business in the right direction / Rolls-Royce. [Aalesund], 2007. P. 20-22.
22. Легконагруженный водометный движитель : пат. 2537351 Рос. Федерация / С.А. Александров, Г.И. Каневский, С.В. Капранцев, А.В. Пустошный. № 2013121166/11; заявл. 07.05.2013; опубл. 10.01.2015. Бюл. № 1. 8 с.
23. Menter F.R. Two equation eddy-viscosity turbulence models for engineering applications // AIAA Journal. 1994, Vol. 32. P. 1598-1605. DOI: 10.2514/3.12149.
24. Menter F.R., Kuntz M., Langtry R. Ten years of industrial experience with the SST turbulence model // Turbulence, Heat and Mass Transfer : proceedings of the Fourth International Symposium. New York : Begell house, 2003. P. 625-632.
25. Correlation-based transition model using local variables. Part 1: Model Formulation / F.R. Menter, R.B. Langtry, S.R. Likki [et al.] // Journal of Turbomachinery. 2006. Vol. 128, No. 3. P. 413-422. DOI: 10.1115/1.2184352.
26. Лобачев М.П., Рудниченко А.А. Расчетное определение начала кавитации рабочего колеса водометного движителя насосного типа // Труды Крыловского государственного научного центра. 2019. Вып. 3(389). С. 63-72. DOI: 10.24937/2542-2324-2019-3-389-63-72.
27. Валидация технологии численного моделирования кавитационных течений / Д.В. Багаев, С.В. Егоров, М.П. Лобачев, АА. Рудниченко, А.Е. Таранов // Труды Крыловского государственного научного центра. 2017. Вып. 4(382). С. 46-56. DOI: 10.24937/2542-2324-20174-382-46-56.
28. Лобачев М.П., Рудниченко А.А. Определение начала кавитации рабочего колеса водомета с использованием современных численных методов // Суперкомпьютерные дни в России : труды Международной конференции. Москва : МАКС Пресс, 2019. С. 113-125.
29. Лобачев М.П. Масштабный эффект в задачах корабельной гидродинамики: проблемы экспериментальной и численной оценки // Труды Крыловского государственного научного центра. 2024. Вып. 2(408). С. 35-52.
30. Александров С.А. Исследование гидродинамических и кавитационных характеристик водометного движителя насосного типа, направленное на совершенствование его элементов : дис. ... канд. техн. наук / С.А. Александров ; Крыловский гос. науч. центр. Санкт-Петербург, 2018. 109 с.
References
1. Kulikov S.V. Design of pump jets // Transactions of the Krylov Central Research Institute. 1962. Vol. 185. P. 92-113 (in Russian).
2. KulikovS.V. Hydrodynamics of water jets : Dr. Sci. theses / S.V. Kulikov; Leningrad, 1973 (inRussian).
3. KulikovS.V., KhramkinM.F. Water jet propulsors: theory and calculation. Leningrad : Sudostroeniye, 1965. 272 p. (in Russian).
4. LobachevM.P., RusetskyA.A., YakovlevA.Yu. Design and hydrodynamic calculation of water jets. St. Petersburg : Krylov State Research Centre, 2014. 144 p. (in Russian).
5. Anchikov S.L. Waterjet propulsors. Design issues. St. Petersburg : Renome, 2021. 251, [1] p. (in Russian).
6. MavlyudovM.A., PustoshnyA.V., RusetskyA.A., Ya-kovleva O.V. Comparing sea trials data for the vessel with small-size water jet propulsor against the results of model tests and calculations // Transactions of the Krylov Central Research Institute. 2007. Vol. 31(315). P. 82-92 (in Russian).
7. MavlyudovM.A., RusetskyA.A. // Fundamentals of the theory and design of water jets. St. Petersburg : Krylov Central Research Institute, 2009. 94 p. (in Russian).
8. PapirA.N. Waterjet propulsion of small craft. Leningrad : Sudostroeniye, 1970. 254 p. (in Russian).
9. Rusetsky A.A., Zhuchenko M.M., Dubrovin O.V. Ship propulsion. Leningrad : Sudostroeniye, 1971. 286 p. (in Russian).
10. Yakovlev A.Yu., Lobova A.G. Turning elbow profiling for water jet: "plane" formulation // Transactions of the Krylov Central Research Institute. 2010. Vol. 56 (340). P. 195-210 (in Russian).
11. Yakovlev A.Yu. Shape optimization for "flat" water scoop // Science and Technologies: Transactions of the 30th Russian School dedicated to the 65th anniversary of Victory in 2nd World War. Yekaterinburg : Ural Branch of the Russian Academy of Sciences, 2010. Vol. 1. P. 65-73 (in Russian).
12. Kanevsky G.I., Klubnichkin A.M., Alexandrov S.A. Coefficients of pumpjet-hull interaction // Issues of ship sea-keeping performance, ship hydromechanics and offshore development (XLV Krylov readings): Transactions of science and technology conference. St. Petersburg, 2013. P. 19-21 (in Russian).
13. Study on water jets project B frigate application // G.I. Kanevsky, S.V. Kaprantsev, A.L. Sokolov [et al.] // Transactions of the Krylov State Research Centre. 2014. Vol. 85(369). P. 91-102 (in Russian).
14. Aleksandrov S.A., Kanevsky G.I. Optimization of components for a pump jet with short water duct // Transactions of the Krylov State Research Centre. 2015. Vol. 90(374). P. 11-18 (in Russian).
15. Sokolov A.L., Aleksandrov S.A., Kanevsky G.I. Improving geometry of marine pump jet // Transactions of the Krylov State Research Centre. 2023. Vol. 1(403).
P. 15-30. DOI: 10.24937/2542-2324-2023-1-403-15-30 (in Russian).
16. Kanevsky G.I., Kaprantsev S.V., Sokolov A.L. Fast vessels with pump jets // Transactions of the Krylov State Research Centre. 2015. Vol. 90(374). P. 5-10 (in Russian).
17. Alexander K. Waterjet versus Propeller Engine Matching Characteristics // Naval engineering journal. 1995. Vol. 107, No. 3. P. 129-139. DOI: 10.1111/j. 1559-3584.1995.tb03041.x.
18. Integral force/momentum water-jet model for CFD simulation / M. Kandasamy, S.K. Ooi, P. Carrica, F. Stern // Journal of fluids engineering. 2010. Vol. 132, No. 10. P. 101103 (9 p.). DOI: 10.1115/1.4002573.
19. Prediction of caviting waterjet propulsor performance using boundary element method / S.A. Kinnas, H.S. Lee, T.J. Michael, H. Sun // Proceedings of 9th International Conference on Numerical Ship Hydrodynamics (NSH 2007). Ann Arbor, 2007. P. 1-14.
20. Terwisga T.J.C. The Specialist Committee on Validation of Waterjet Test Procedures : Final Report and Recommendations to the 23rd ITTC // Proceedings of the 23rd International Towing Tank Conference (ITTC 2002). Venice, 2002. Vol. 2. P. 379-407.
21. Kamewa water jets // Propulsion. Moving your business in the right direction / Rolls-Royce. [Aalesund], 2007. P. 20-22.
22. Lightly loaded waterjet propulsor : Russian Federation Patent 2537351 / S.A. Alexandrov, G.K. Kanevsky, S.V. Kaprantsev, A.V. Pustoshny. No. 2013121166/11; application 07.05.2013; published 10.01.2015. Bulletin No. 1. 8 p. (in Russian).
23. Menter F.R. Two equation eddy-viscosity turbulence models for engineering applications // AIAA Journal. 1994, Vol. 32. P. 1598-1605. DOI: 10.2514/3.12149.
24. MenterF.R., KuntzM., Langtry R. Ten years of industrial experience with the SST turbulence model // Turbulence, Heat and Mass Transfer : proceedings of the Fourth International Symposium. New York : Begell house, 2003. P. 625-632.
25. Correlation-based transition model using local variables. Part 1: Model Formulation / F.R. Menter, R.B. Langtry, S.R. Likki [et al.] //Journal of Turbomachinery. 2006. Vol. 128, No. 3. P. 413-422. DOI: 10.1115/1.2184352.
26. Lobachev M.P., Rudnichenko A.A. Cavitation inception calculation for pumpjet impeller // Transactions of the Krylov State Research Centre. 2019. Vol. 3(389). P. 63-72. DOI: 10.24937/2542-2324-2019-3-389-63-72 (in Russian).
27. Validation of Numerical Simulation technology for cavitating flows / D.V. Bagaev, S.V. Yegorov, M.P. Lo-bachev, A.A. Rudnichenko, A.E. Taranov // Transactions
of the Krylov State Research Centre. 2017. Vol. 4(382). P. 46-56. DOI: 10.24937/2542-2324-2017-4-382-46-56 (in Russian).
28. LobachevM.P., RudnichenkoA.A. Determination of incipient cavitation of waterjet impeller using modern numerical methods // Russian Supercomputing Days: International Conference Proceedings. Moscow : MAKS Press, 2019. P. 113-125 (in Russian).
29. Lobachev M.P. Scale effect in marine hydrodynamics: challenges in its experimental and numerical assessment // Transactions of the Krylov State Research Centre. 2024. Vol. 2(408). P. 35-52 (in Russian).
30. Alexandrov S.A. Investigation of hydrodynamic and cavitation characteristics of pumpjet propulsor intended for improvement of its components : dissertation of candidate of technical sciences / S.A. Alexandrov ; Krylov State Research Centre. St. Petersburg, 2018. 109 p. (in Russian).
Сведения об авторах
Соколов Александр Леонидович, к.т.н., главный конструктор АО «Северное проектно-конструкторское бюро». Адрес: 198096, Россия, Санкт-Петербург, Корабельная ул., д. 6, корп. 2, лит. А. Тел.: +7 (812) 702-30-05. E-mail: [email protected].
Каневский Григорий Ильич, д.т.н., руководитель проектов ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Тел.: +7 (812) 415-47-91. E-mail: [email protected]. https://orcid.org/0000-0002-3445-4575. Лобачев Михаил Павлович, к.т.н., начальник отдела математического моделирования ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Тел.: +7 (812) 415-45-99. E-mail: [email protected]. https://orcid.org/0000-0001-5669-9058. Рудниченко Алексей Андреевич, начальник сектора отдела математического моделирования ФГУП «Крылов-ский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Тел.: +7 (812) 748-63-19. E-mail: [email protected]. https://orcid.org/0000-0002-4567-7125.
About the authors
Alexander L. Sokolov, Cand. Sci. (Eng), Chief Designer, Severnoe Design Bureau JSC. Address: 6, building 2, lit. A., Korabelnaya st., St. Petersburg, Russia, post code 198096. Tel.: +7 (812) 702-30-05. E-mail: [email protected]. Grigory I. Kanevsky, Dr. Sci. (Eng.), Project Manager, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoye sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (812) 415-47-91.
E-mail: [email protected]. https://orcid.org/0000-0002-3445-4575.
Mikhail P. Lobachev, Cand. Sci. (Eng), Head of Mathematical Simulation Department, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoye sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (812) 415-45-99. E-mail: [email protected]. https://orcid.org/0000-0001-5669-9058.
Alexey A. Rudnichenko, Head of Sector of Mathematical Simulation Department, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoye sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (812) 748-63-19. E-mail: [email protected]. https://orcid.org/0000-0002-4567-7125.
Поступила / Received: 04.07.24 Принята в печать / Accepted: 13.11.24 © Коллектив авторов, 2024
Рис. 2. Сопоставление результатов расчета интегральных характеристик водометного движителя насосного типа с результатами эксперимента.
Исходный зазор, сегментная форма направляющей насадки
Fig. 2. Comparison of estimated pumpjet imtegral characteristics and experimental data
K-p, Kfj4 10Kq
2,4 2,2 2,0 1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0
0,2 0,4 0,6
Модель
Кj, Kjt 0,90
0,60
0,55
Рис. 4. Влияние величины зазора на:
а) коэффициент упора рабочего колеса Кт и коэффициент упора К^
б) коэффициент момента К^;
в) эффективность водометного движителя насосного типа. Модельные условия
Fig. 4. Influence of gap on:
a) Impeller thrust KT and thrust coefficient K^;
b) torque coefficient K ;
c) efficiency of pumpjet propulsor. Model conditions
Kg 0,22
0,21 0,20 0,19 0,18 0,17 0,16
T\0Ktt 0,72
0,70 0,68 0,66 0,64 0,62 0,60 0,58 0,56 0,54
K.j
- исходный
--- средним
----минимальный
Kjt
- исходный
--- средний
----минимальный
Kj, K]Y
Рис. 5. Влияние величины зазора на:
а) коэффициент упора рабочего колеса Кт и коэффициент упора К^
б) коэффициент момента KQ;
в) эффективность водометного движителя насосного типа. Натурные условия
Fig. 5. Influence of gap on:
a) impeller thrust KT and thrust coefficient К^
b) torque coefficient К ;
c) efficiency of pumpjet propulsor. Full-scale conditions
