表面のパフォーマンスに対する位置決めおよび操作パラメータの影響の実験的評価

Scientific Reports volume 12、記事番号: 18566 (2022) この記事を引用

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現在、表面貫通プロペラは高速化に適した選択肢として認識されています。しかし、そのような設計アルゴリズムの開発は、その性能に影響を与えるパラメータに関する知識が不十分であるため、課題が残されています。このため、実験データを作成し、さまざまなパラメーターがパフォーマンスに与える影響を研究することが重要です。これらのプロペラの実験的知識を発展させることを目的として、この研究では、カスタム設計のプロペラのモデル試験結果に対する位置パラメータとフルード数の影響を調査します。さらに、異なるフルード数での換気後流の発達が研究されました。実験結果では、浸漬率の増加がプロペラの推力に好影響を及ぼし、傾斜角を 6°増加させると推力と前進方向の効率が向上し、ヨー角が 10 度まで増加すると推力がわずかに増加することが示されました。 °。プロペラの横方向の力もさまざまな位置と動作条件で抽出され、プロペラの動作を特定し、必要なシャフトとサポートを設計しました。最後に、設計段階で使用された流体力学係数を予測するための回帰式を比較し、実験結果によって検証しました。結果は、プロペラに影響を与える流体力学係数を推定するには、このモデルの精度が不十分であることを指摘しました。

水面駆動システムと表面貫通プロペラ (SPP) を使用するという概念は、従来のプロペラで速度を高めるプロセスがプロペラの性能に 2 つの有害な要因をもたらすため、喫水の浅いボートの推進のために最初に始まりました。(1) キャビテーション。非常に悪影響が大きく、高速では無視できないため、翼負圧面でのスーパーキャビテーション現象が考えられます。この解決策は、マイクロバブルの悪影響を防止しましたが、同時にブレードの背後の圧力をキャビテーション蒸気圧に制限することでプロペラ効率を低下させました。 (2) 高速では、プロペラ保護構造とシャフトにかかる流体抵抗力が増加し、システム効率が低下します。これらの問題に対処するために、高速船の設計者は、シャフトラインが船の喫水線と一致するようにプロペラの取り付け位置を変更しました。ここでは、各ブレードが水と空気の界面で回転し、ブレードの裏側に通気現象をもたらし、キャビテーションを防ぎます。この推進システムでは、プロペラの一部が水と接触する唯一のコンポーネントであるため、システム部品の抵抗が大幅に減少します2。このようにして、燃料消費量を削減しながら、最終速度と効率が向上します。表面貫通型プロペラを使用することのさらなる利点としては、パワーユニットあたりのキャリッジ容量が大きいこと、船尾からの距離によりプロペラの直径を大きくできる可能性、揚力と横力を制御する柔軟なシャフト角度により操縦性が向上することが挙げられます。

このような推進システムの前述の利点にもかかわらず、研究者は、プロペラの性能に対するさまざまなパラメータの影響を完全に理解し、標準的な方法（と同様の方法）を考案する際に、プロペラの周囲の複雑な物理学と多相流によって妨げられてきました。従来のプロペラ用に開発されたもの）を使用して、意図した性能に合わせて形状を設計します。このような知識が不十分な場合、追加費用が発生する可能性があります。表面貫通プロペラに関する公開情報には限られた形状のみが含まれており、応用分野が限られているため、情報に完全にアクセスできるわけではありません。このようなプロペラを設計するあらゆる取り組みには、試行錯誤のプロセスが必要となるか、これまでに実施された実験研究に従う必要がありました3。

SPP の設計と性能における効果的なパラメータを特定する試みにおいて、さまざまな実験研究が実施されています。実験的試験プロセスにおける効果的なパラメータの特定に焦点を当てた研究と、さまざまな要素の影響を研究する研究の 2 つのグループに分けることができます。表面貫通プロペラの性能に関するパラメータ。

プロペラの性能に関連する流体力学データは、通常、実験的な方法や、水トンネルや曳航タンク内で縮尺モデルをテストすることによって取得されますが、経済的な理由から実物大のプロペラがテストされることはほとんどありません。したがって、SPP モデルテストの要件を決定するために、これまでにいくつかの実験研究が実行されてきました。これに関して、Shiba は換気キャビティに有効な無次元数を導入し、180 を超えるウェーバー数ではプロペラ換気と臨界前進比が表面張力とは独立して動作することを示しました 4。次に、ハドラーとヘッカーは、いくつかの 3 ブレード SPP の完全換気エリアと部分換気エリアを特定しました。彼らは、部分換気領域内のブレードのエッジに空気換気が形成され、それによって揚抗比とプロペラ効率が増加することを観察しました。しかし、完全な換気下では、空気キャビティがブレードの裏側全体を覆い、SPP 効率が大幅に低下します。シールズは、フルード数が 4 より大きいスーパーキャビテーションプロペラの流体力学的挙動はこの数値とは無関係である一方、フルード数が低いとブレードにかかる力が増加することを実証しました 6。 Kruppa はまた、モデルのテスト結果を実物大のプロペラに一般化するための効果的なパラメータとして、フルード数とキャビテーション数を導入しました 7。 Brandt は、完全または部分的に換気された領域で動作する SPP の蒸気空洞を調査し、SPP の流れパターンのサブ領域におけるさまざまな無次元数の影響を特定しました。その後、Rose らは、キャビテーショントンネル内の表面圧力変化を利用して、モデルのキャビテーション数と実物大プロペラを適応させることにより、SPP の横力と流体力学係数を評価しました。彼らは、浸漬深さが浅くなると、垂直方向の力と推力の比が減少し、横方向の力と推力の比が増加することを発見しました9。また、Ferrando らは 3 つの SPP での実験的テストを行いました。ウェーバー数が臨界進角比に影響を及ぼし、全換気領域内の流体力学係数において重要な役割を果たすことを観察しました10。 2007 年に、Pustoshny ら。は、曳航タンク内の 5 ブレードプロペラの性能の調査において、レイノルズ、フルード、およびウェーバー数の独立範囲を導入しました 11。同様に、Ding はさまざまなピッチ比の 6 枚羽根プロペラの性能を研究し、フルード数が 3.5 を超える場合、プロペラの挙動はキャビテーション数に依存しないことを実証しました12。

プロペラモデルのテスト要件を決定することに加えて、他の研究者は、プロペラの性能に対するさまざまな幾何学的および位置パラメータの影響を特定し、それらの間の体系的な関係を見つけようとしました。この点に関して、ヘッカー氏は、さまざまな浸漬深さ、シャフトの傾斜、ヨー角における 8 ブレード SPP の性能を研究し、プロペラ揚力を増加させる上で最も効果的なパラメータとして浸漬比を指摘しました 13。同様に、8 ブレード SPP の性能テストで、Alder と Moor はヨー角を変更するとプロペラの効率が向上することを発見しました14。別の研究では、Shaozong et al. は、さまざまなセクションで水中翼船の挙動を分析しました 15 が、その結果は Hadler と Hecker と同様でした 5。包括的な研究において、オロフソン氏は、ハブ内のブレードにトランスデューサーを取り付けて、さまざまなシャフトおよびヨー角での 4 ブレードプロペラ (841b) の流体力学的性能を評価しました。彼はまた、SPP 曲線のさまざまな領域に対するフルード数とキャビテーション数の影響も研究しました 16。菊池ら。は、異なる進角比で異なるピッチ比を備えた 3 つの SPP でシャフトの傾斜角の影響を検討しました17。岡田らによって行われた研究では、低速領域とリバースモードでの性能を促進するための効果的なパラメータの特定に焦点を当て、ブレードセクションの異なる 3 つの SPP の性能を比較しました。彼らの結果は、ブレード後縁の形状がリバースモードでより効果的であることを示しました18。ダイソンは、4 ブレードと 5 ブレードの SPP の力とトルクの時間平均値と時刻歴に基づいて、ブレードの数とスキュー角がプロペラの性能に影響を与えると結論付けました。さらに、SPP の過渡荷重モデルを開発しました19。野沢と高山は、翼の表面に接続されたひずみゲージを使用して、異なるシャフト角度と浸漬率でピッチ比が異なる 4 種類の 3 翼プロペラの表面応力と性能を分析しました20。

流体力学係数、ピッチ角、および前進率の間の回帰式を定義する試みにおいて、Ferrando et al. は、シャフト角度、浸漬深さ、ピッチ比が 4 枚翼および 5 枚翼プロペラの性能に及ぼす影響を研究しました2。同様に、Montazeri と Ghassemi は、入手可能な実験データを使用して、SPP の流体力学係数の回帰方程式を確立しました 21。ロリオは、曳航タンク内の 4 ブレードプロペラの性能に対する浸水深さとシャフトの傾斜角、およびシャフトのヨー角の影響を考慮し、両方のシャフト角度がプロペラの性能に効果的であると発表しました22。フェランドの回帰方程式と比較すると、彼は、高い前進比での係数推定に大きな違いがあることを観察しました。これはブレードのピッチ比に起因すると考えられます。ミスラら。は、異なるカップと後縁セクションの形状を異なる前進比で備えた 4 ブレードプロペラの性能に関する実験研究を実施しました。その結果は、プロペラ推力の生成におけるカップの大きな効果を指摘しました。さらに、彼らは人工ニューラルネットワークを使用して、さまざまな条件でのプロペラのテスト結果を定式化しました23。近年、Shafaghat ら。 (2019) は、さまざまなシャフト傾斜角と浸漬率での 5 ブレードプロペラに関するテスト結果を分析し、Ferrando と Ghasemi の回帰方程式によって得られた流体力学係数と比較しました。結果は、プロペラの幾何学的パラメーターと位置パラメーターがこれらの方程式の精度に影響を与える可能性があることを示しました。したがって、さまざまな形状に対してそれらをさらに開発および研究し、効果的なパラメータを特定する必要があります。最後に、アミニら。は、SPP25 の背後での強制エアレーションの効果を研究しました。彼らは、プロペラの強化された性能は浸漬率の増加とともに低下する一方、強化された性能に関連する領域はより高い進角係数に引き寄せられることを発見しました。

SPP 設計を検証し、その性能を評価し、船舶にプロペラを取り付ける際の有効パラメータを研究するための実際の条件での実物大のプロペラ試験は費用がかかり、困難な性質を持っているため、位置パラメータの下でプロペラをモデル試験することの重要性と必要性がさらに強調されています。本研究では、特別なブレードセクションを備えたカスタム設計の 4 ブレード表面貫通プロペラの流体力学的挙動を調査しました。このプロペラは、入手可能な実験情報とフェランドの二次回帰方程式に基づいて、速度 40 ノットと推力 12 kN を生み出す直径 60 cm で設計されました。この実験研究では、ハイドロテック（イラン科学技術大学応用流体力学・海洋技術研究所）の開断面 SPP フローループ機構をプロペラのモデル試験に使用しました26。モデル試験では、IUST モデル試験メカニズムは静的な多成分バランスに基づいてプロペラの力とトルクを測定し、設計および校正された 3 方向のプロペラ位置を制御します。このメカニズムを使用して、まず、モデルプロペラの流体力学係数に対するフルード数の影響を調査し、他の研究者が提案した範囲内でその独立領域を検討しました。次に、0.3 ～ 0.75 の範囲の浸漬比、最大 10°までのシャフトのヨー角と傾斜角などの位置パラメータが、10 の異なる前進比でプロペラにかかる流体力学係数と横力に及ぼす影響を調査しました。。また、浸漬比0.4でプロペラを撮影し、フルード番号2とフルード番号4における換気と伴流の発達を解析した。最終的に性能試験結果と設計段階の推定値を比較しました。

ITTC 規格では、水路や曳航タンク内の従来のプロペラと同様、縮尺モデルをテストすることで表面貫通プロペラの性能を予測できると規定しています27。モデルのテストは、フルスケール条件とモデル条件の間の相似則に基づいて設計され、結果は実際のプロペラに一般化されます。

ただし、SPP のモデル試験における試験条件の決定とスケーリングへの影響の検討は、水と空気の界面で動作し、その結果としてプロペラ内の換気が増加するため、従来のプロペラとは異なります。したがって、結果を一般化するには、幾何学的、動的、運動学的類似条件を満たす必要があります。

プロペラに関連する基本パラメータは、前進率に対して均一な流れと開放水域の条件下で考慮する必要があります。このような係数は、プロペラに影響を与える力に関して次のように定義できます28、29。

SPP の流体力学的係数は、3 つの一般的なカテゴリに分類できる多数のパラメータに依存します。最初のカテゴリには、自由表面からのプロペラの位置と水流の方向に関連する位置パラメータ (図 1 を参照) が含まれます。傾斜角 \((\mathrm{\alpha })\)、シャフトヨー \((\uppsi )\)、およびチップ浸漬率 (\({I}_{T}\))。

自由表面に対して SPP のパラメータを配置します (Solidworks 2014、https://www.solidworks.com)。

2 番目のカテゴリは、直径 (\(\mathrm{D}\))、ピッチ比 \((P/D)\)、ブレード番号 (\(\mathrm{ Z}\))、拡大面積比(\(\mathrm{EAR}\))、すくい角、スキュー角、刃断面の分布。 3 番目のカテゴリには、速度、周囲圧力、プロペラの回転速度など、水流の物理学と特性に依存する動作パラメータが含まれます。これらは、無次元のウェーバー、フルード、レイノルズおよびキャビテーション数として表されます。

無次元のウェーバー数、フルード数、レイノルズ数、およびキャビテーション数は、プロペラの動的類似性パラメーターとして認識されます。しかし、テストモデルと実物大のプロペラの間で、これらすべての数値の同等の類似性を維持することは不可能です (スケール比 \(=1\) を除く)。研究者らは、プロペラの回転速度や前進速度、あるいはさまざまな長さのパラメータに関して、これらの数値に対してさまざまな定義を提供しており、SPP の性能に対するそれぞれの影響を考慮することで、特定の条件下でその数値の独立した領域を定義し、テスト特性を定義することができます。したがって抽出されます。残念ながら、SPP のパフォーマンスと主要な関連する無次元パラメータを正確に研究するための確立されたグローバルなアプローチはまだ提案されていません。このような条件を考慮し、それらをさまざまな形状に一般化する必要性が依然として感じられます27。

レイノルズ数の独立範囲は、表 1 に示すように、Shiba4 とロシアの KSRI Institute 11 によって 2 つのモードで定義されています。Shiba によれば、ウェーバー数は過渡領域と臨界前進率に影響を与えます。 \({W}_{n}\ge 180\) の場合、その臨界前進率 (\({J}_{\mathrm{cr}}\)) はウェーバー数とは無関係になります。 Brandt8 は、速度 (\({W}_{nD}\)) に基づくウェーバー数を導入し、その独立範囲をすべてのフェーズで 200 とみなしました。フェランドは、ウェーバー数の値が幾何学的特性に依存するものとして考慮し、表 1 に従って修正されたウェーバー数方程式 (\({{W}_{n}}^{^{\prime}}\)) を提案しました。ブレードピッチ比10。

フルード数はプロペラの性能に関するもう 1 つの効果的なパラメータであり、いくつかの研究で SPP の性能に対するフルード数の影響が検討されています。表 1 で述べたように、Shiba と Olofsson は、プロペラ直径の固定長に基づいて、それぞれ \(F{r}_{n}\) および \({Fr}_{nD}\) 方程式を通じてこの数値を導入しました。およびプロペラの前進速度または回転速度であり、それぞれが異なる独立した範囲を定義しました4,16。実際、Shiba は \(F{r}_{n}<3\) が完全換気領域内で効果的であると考えましたが、Olofsson は \({Fr}_{nD}\) の影響を独立範囲内で説明しました。無視できる程度の完全換気エリアと部分換気エリア。同様に、ブラントは、可変長の浸漬深さに関してフルード数 \({Fr}_{n{h}_{s}}\) を導入し、それは完全な換気領域では効果がないと主張しました8。ディン氏は \(F{r}_{nD}\ge 3.5\) をすべての領域のプロペラ動作の独立した範囲として定義し 12、KSRI 研究所も同様に \(F{r}_{n}>3.5\) を次のように提案しました。独立範囲11．

表面貫通プロペラのキャビテーション数は、式 1 で定義されます。 (6) は、パフォーマンスに効果的なパラメータとしても知られています。

模型試験においてキャビテーション数を制御し、実物大条件との類似性を得るには、圧力制御装置により水の自由表面の圧力を調整・制御する必要があります。一方、多くの研究は、キャビテーション数とフルード数の影響の間の相関関係を指摘しています。司馬はキャビテーション数の独立範囲として \(F{r}_{n}\ge 3\) を導入しました。 Brandt、Olofsson、Ding はまた、提案された独立性範囲内のプロペラの挙動が 112,16 を超える数でのキャビテーション数に依存しないことを示しました。本研究では、表 1 に記載されている最大独立性範囲を考慮し、関連する実験設備に見合ったモデルプロペラの適切なスケールを決定しました。

これらの方程式には、ブレード番号 (\(\mathrm{Z}\))、前進速度 (\(\mathrm{V}\))、動粘度 (\(\upnu\))、\(0.7\) の弦長が含まれます。 mathrm{R }(\mathrm{C}0.7)\)、表面積比 (\(\frac{{A}_{e}}{{A}_{o}}\))、表面張力係数 (\ (\upigma\))、浸漬深度 (\({h}_{s}\))、プロペラ回転数 (\(\mathrm{n}\))。

水中の浮遊物体または水中に沈んだ物体に影響を与える流体力学的な力を測定し、それらの周囲の流れの物理学を研究することは、水トンネルの最も重要な用途の 1 つに数えられます 30。 IUST の開放セクション水トンネルは、試験セクションで適切な条件を得るために、さまざまな領域の流れの流体力学的研究に基づいて設計されました。トンネル (図 2) は、水流速度範囲 \(2\mathrm{ to }10\)m/s の開放セクション (250 × 200 mm) で構成されていました。テストセクションは、大気圧で長さ 1.5 m のオープンエリアで、テスト目的でプロペラを収容します。このセクションのプレキシガラス壁はプロペラの水の写真撮影に使用されました。移送パイプラインには、水の流速を調整するバイパスバルブと、瞬間流量を測定および記録するための電磁流量計が含まれていました。

IUST のオープンセクションの水トンネル。

図 3 に示されているテスト設定は、開放セクションの水路での SPP のテスト用に設計されています26。これには 3 つの主要なモジュールが含まれていました。1 つ目は位置調整で、2 つの水平面および垂直面の流れ方向に対して浸漬深さとシャフト角度を調整できました。このシステムは、\(0^\circ -10^\circ\) の傾斜角とヨー角を提供でき、浸漬深さを最大 100% まで変更できました。 2 番目のモジュールはプロペラシャフトへの動力伝達で、回転数を最大 3800 RPM まで調整できるギアボックスモーターが含まれます。エンジンはベルトとプーリーによってプロペラシャフトに接続されていました。

SPP テストのセットアップ。

SPP にかかる荷重の測定は、模型上の座標系に基づいた 4 成分ダイナモメータシステムを使用し、プロペラシャフトと位置合わせされた 3 番目のモジュールによって実行されました。ダイナモメーターは、揚力と横力を測定するための 2 分力天秤、プロペラの推力を測定するための 1 分力天秤、およびプロペラの反力トルクを測定するための S 型ロードセルで構成されていました。このシステムはひずみゲージの原理と曲げ梁の法則31に基づいて設計されており、センサーはプロペラシャフトを保持するベアリングの役割も果たし、同時に支持反力を測定しました26。

6 自由度の校正システム 32 を使用して、テスト機構の校正は BBD 実験計画内で実行されました。次に、ANOVA 法を使用して、各チャネルに対して 95% の信頼区間を持つ多変数回帰式を導き出しました。表 2 によると、各センサーの推定回帰モデルの誤差レベルは 1% 未満でした。これらの結果は、システムの複製可能性と適切なパフォーマンスを示しています。その結果、水路内のプロペラ模型 (図 4 など) に作用する力とトルクが、校正マトリックスを通じて直接測定されました。これらの係数は、設計荷重の方向における各センサーの適切な線形挙動と、異なるダイナモメーターチャネル間での最小限の干渉の存在を示しています26。

モデルのプロペラに作用する力とトルク (Solidworks 2014、https://www.solidworks.com)。

各センサーからの出力信号は、信号調整装置、増幅器、A/D 信号変換器で構成される 16 チャンネルのデータ収集システムによって記録され、10 kHz の周波数で 10 秒間隔で記録されました (図 5)。フィルタリングと時間平均化プロセスの後、逆校正方程式を通じてモデルプロペラの平均流体力学的負荷が抽出されました。角度は、ダイナモメーターに取り付けられたデジタル角度計によって 0.1 度の精度で測定および記録されました。浸水深さは、プロペラの中心に比例してトンネル壁のゲージによって調整されました。さらに、さまざまな前進率での換気パターンと結果として生じる後流を記録および研究するために、試験プロセス中のプロペラの写真撮影にセミプロ用カメラ (NIKON D300) が使用されました。換気後流を記録する撮影は、水流の進行速度とプロペラの回転速度を考慮し、ISO 1600、シャッタースピード 1/8000 秒、光量 48,000 ルーメンで実施しました。

力センサーとトルクセンサーの出力信号、およびそれらのフィルター処理されたデータ。

本研究では、IUST ハイドロテック研究所で設計された、図 6 に示す断面を備えた 4 ブレード SPP (HL002) を使用しました。このプロペラの設計は、入手可能な実験情報とフェランドの二次回帰方程式に基づいています。モデルプロペラの幾何学的仕様を表 3 に示します。

HL002 SPP の展開された汎用ブレードセクション。

テストセクションの幾何学的仕様、エンジンの最大回転数、水トンネル内の流速に従って、モデルプロペラは \(\uplambda =\frac{{D}_{s}}{{ D}_{f}}=0.21\)、表 1 の最大基準を満たす同様の動的および運動学的条件を確保するためです。図 7 は、構築されたモデルのプロペラを示しています。

プロペラの組み立て模型[(a)正面図、(b)側面図]。

プロペラの動作を完全に特定するには、性能曲線を抽出し、進角比の全範囲で横力を調査することが望ましいです。設計者は、進角比の範囲を決定する際に、低進角比での始動負荷と効率を推定するための情報が必要であるためです。高比率には最大の効率または推力が必要です。特定の振動の問題が発生する可能性があるため、過渡領域内でプロペラのパフォーマンスを考慮することも重要です。利用可能なテスト設定能力を考慮して、範囲 \(0.4\le J\le 1.4\) が今回の研究用に選択されました。テストは、各 \(\mathrm{J}\) における最大速度を優先して大気圧 (非加圧制御) で実施されました。フルード数の影響を考慮するために、最初にプロペラテストを浸漬比 0.4、水平軸からの角度 3°、および \({ Fr}_{n}\) (\(F{r}_{n}=2\), \(F{r}_{n}>3\))、表 4 に記載。

次に、表 5 に従って、浸漬率とプロペラシャフトの傾斜角の組み合わせの影響を \({Fr}_{nD}=4\) について調査し、最後に水に対するプロペラのヨー角の影響を調査しました。流れは 3 つのヨー角と 6° の一定の傾斜角で考慮されました。

これらのテストでは、キャビテーション数の影響を排除するために、\({Fr}_{n}\) が常に 3.5 以上であるとみなされました。このような条件下で、\({\mathit{Re}}_{n}\ge 5\times 1{0}^{5}\) とウェーバー数の 3 つの基準が前進速度と回転数に基づいて検討されました。

このセクションではまず、流れの画像を通して観察される、換気の発達とプロペラ後流および進角率 \(0.4\le J\le 1.3\) の下での流れパターンの変化に対するフルード数の影響について取り上げます。次に、効率と負荷係数に対するフルード数の変更の影響をさまざまなフルード数で検討し、最後に一定のフルード数での浸漬率、傾斜角、ヨー角などの位置パラメータの影響を研究しました。設計プロセスで Ferrando の 2 次回帰式を使用する可能性を評価するために、浸漬比 0.4 および 0.6 で抽出された実験データを、Ferrando の式によって計算されたデータと比較しました。 (2)。

図を比較すると、図 8 と 9 は、進角率 0.3 から 1.2、フルード数 (\({Fr}_{nD}\)) 2 と 4 でプロペラを通過する水流を示しており、前進率。

\(F{r}_{nD}=2\) における流れのパターンと換気の発達。

\(F{r}_{nD}=4\) における流れのパターンと換気の発達。

\(\mathrm{J}=1.2\) で推力がゼロに近い場合 (図 8f)、水面下でブレードに従う空気の量は最初はごくわずかで、後流はブレードで渦としてのみ形成されます。刃の表面全体が完全に濡れている状態で、先端を切ります。ここは水しぶきも少なく、水面はほとんど乱れていない。前進率が \(\mathrm{J}=1\) に減少すると、換気渦が成長して安定し、後流層が互いに近づいて形成されます (図 8e)。このような流れの状態では、キャビティ渦シートは目に見えて分離しており、それらの間に水の体積が存在し、空気中の水の噴霧も増加します。

前進比係数を \(\mathrm{J}=0.8\) までさらに下げると、流れパターンの大幅な変化が観察されます (図 8d)。回転速度が高くなると、ブレードの後ろの吸引力がより多くの空気を水中に吸い込みます。キャビテーション渦は、後流層が衝突し、下流領域でより急速に消散する形で成長します。ここでは広範囲にわたる水しぶきが観察され、プロペラの前で水位が上昇し始めます。過渡領域として知られるプロペラのこのような条件下では、\({K}_{Q}\) と \({K}_{T}\) の値は、指定された前進率に対して一意ではありません。

0.6 以下の高度な係数 (図 8c) では、ブレードの裏側で通気キャビティが発達し、キャビティ直径が大きくなり、水位が上昇し、浸漬面が増加します。完全な換気下では、下流に移動する空洞の体積が増加し、かさばる空洞層の間に薄い水の層が流れます。このような発達により、空洞層の衝突と消散がより速くなり、空気中に噴霧される水の量も増加します。前進率が 0.3 または 0.4 に達すると、ブレードの裏側に取り付けられたキャビティが大幅に厚くなります (図 8a、b)。水がブレードを通過するのを防ぎ、プロペラを通る流れを減らし、その周りの流れを増やします。このような現象によりプロペラの推力が低下します。これは、進角率が低くなると \({K}_{Q}\) と \({K}_{T}\) が減少することを説明します。

フルード数 2 と 4 の同様の前進率で形成された流れパターンを比較すると (図 8 と 9)、キャビティが短くなり、後流の直径が小さくなるため、換気キャビティと後流に対するフルード数の影響が観察できます。フルード数が小さい場合は下流側になります。すべての前進比において、キャビティ層の直径、水噴霧の体積と範囲はフルード数の増加とともに増加しますが、後流ピッチとピッチ角は減少します。したがって、フルード数の影響はすべての換気エリアで見られると結論付けることができます。しかし、それは一時的および部分的な換気領域にさらに重大な影響を残しました。

フルード数がプロペラの性能に及ぼす影響は、図 1 と 2 のデータで観察できます。図１０、１１、および１２は、プロペラシャフト方向に０．４の一定浸漬比での推力係数、トルク係数、およびプロペラ効率をそれぞれ示す。これらの図では、プロペラの力とトルクの係数が 3 つの条件で比較されています。 (1) \(F{r}_{n}=2\) および一定の回転速度のデータ。流速によって \({ Fr}_{nD}\) 1.7 から 2 の間。 (2) \(F{r}_{nD}=2\)、一定の前進速度と可変回転を使用したテストデータ。 (3) \(F{r}_{n}\ge 3\) の要件に基づく、\({Fr}_{nD}\ge 4\) のデータ。これらの条件下でプロペラの動作を比較すると、\({Fr}_{nD}\le 2\) を使用したテストの方が推力係数が高く、すべての領域で確認できますが、完全換気下では効果が低くなります。 \({Fr}_{nD}\ge 4\) を使用したテストでは、完全換気領域と過渡領域では、プロペラの性能と効率がフルード数にわずかに依存することが示されました。対照的に、部分換気下でのフルード数の減少は \({K}_{T}\) をもたらし、特定の進角率の下では最大 30% 増加します。フルード数が高くても完全換気下では推力係数は低下しませんが、この領域のプロペラ周囲の換気量が多いため、わずかな増加も観察されています。フルード数が高くなると、キャビティの移動速度が速くなり、性能が向上します。

さまざまなフルード数でのプロペラ方向の推力係数 (\(I=0.4,\alpha =3^\circ\))。

さまざまなフルード数でのプロペラ方向のトルク係数 (\(I=0.4,\alpha =3^\circ\))。

さまざまなフルード数でのプロペラ方向の効率 (\(I=0.4,\alpha =3^\circ\))。

ただし、トルク係数はフルード数の変化にはほとんど影響を受けず、明らかな変化は部分換気下でのみ観察されます。 \(F{r}_{n}=2\) のプロペラ性能曲線を \(F{r}_{n}\ge 3\) のテストと比較すると、推力係数がすべての領域で異なる挙動を示すことがわかります。特に、これは、この数値の独立範囲 (\(F{r}_{n}\ge 3\)) が流体力学係数とプロペラの効率に及ぼす影響を明らかにします。図１〜図４において、図 13 と図 14 から、\({F}_{nD}\ge 4\) で感度が低下することは明らかであり、その変化は顕著ではありません。それにもかかわらず、横力と揚力は他のフルード数では大きく異なり、これは流れのパターンが異なることを示しています。

さまざまなフルード数でのプロペラ方向の横力係数 (\(I=0.4,\alpha =3^\circ\))。

異なるフルード数でのプロペラ方向の揚力係数 (\(I=0.4,\alpha =3^\circ\))。

最後に、力係数データとプロペラ効率から、\({F}_{nD}\ge 4\) と \(F{r}_{n}\ge 3\) が独立性として特定できると結論付けることができます。過渡換気および完全換気下の範囲はフルード数に影響しますが、フルード数は部分換気領域内のプロペラの性能と効率に影響します。

この比率は、水上プロペラの設計と性能に有効な重要なパラメータの 1 つです。シャフトの傾斜角、船舶のトリム、および異なる前進率でのプロペラの動作は浸水レベルに影響を与えるため、このパラメータを正確に制御することはできません。このパラメータの影響を個別に研究するために、浸漬テストをさまざまなシャフト傾斜角で実施しました。

図１、２によると、図 15、16、および 17 では、水没変化の影響が 6° の一定角度およびプロペラシャフトの一定の座標で考慮され、これらの図の前進率 (\({J}_{scale}\)) が得られました。シャフトに沿った前進速度の点で。実際、浸漬率の低下は、プロペラの有効ディスク面積とプロペラの後ろの発達した換気キャビティに影響を与えます。これら 2 つのパラメータは、プロペラにかかる揚力と抗力に影響を与え、任意の進角比での推力とトルクに影響を与えます。したがって、推力とトルクの変化に応じて効率も変化します。さらに、SPP の濡れた領域を減らすことで抵抗も減少し、プロペラの効率を向上させることができます。

プロペラ方向の推力係数に対する浸漬率の影響 (\(\alpha =6^\circ\))。

プロペラ方向のトルク係数に対する浸漬率の影響 (\(\alpha =6^\circ\))。

プロペラ方向の効率に対する浸漬率の影響 (\(\alpha =6^\circ\))。

図から明らかなように。図１５、１６、および１７に示されるように、浸漬深さが減少すると、プロペラの浸水面積が減少するため、一般に推力およびトルク係数が低下する。ただし、プロペラの通気性と濡れた領域の影響による変化は似ていません。臨界進角比 (\(J>0.8\)) を超える進角比では、浸漬深さを 0.3 から 0.75 に増やすと、トルク係数の変化に大きな影響が残りますが、推力係数は異なる進角係数で同様の挙動を示しません。このような変化は、異なる浸漬深さでブレードの背後で異なる換気が発達していることを示しています。この進角率の範囲内では、最大効率は浸水深度 0.4 で発生します。これは、この深度では、それより深い深度に比べてプロペラのトルクが減少し、推力の変化が制限されるためです。

低い進角比 (\(J<0.8\)) で開発された全換気により、プロペラの推力変化は浸水深さ 0.3 ～ 0.4 で制限され、トルク低下よりも低くなります。つまり、浸水時のプロペラ効率が高くなります。深さはそれ以上の深さよりも 0.3 です。ただし、この深度 (\({\mathrm{I}}_{\mathrm{T}}=0.3\)) で前進率が増加すると、プロペラ推力の大幅な減少により効率が大幅に低下します。

最後に、実験的考察により、\(0.4<{\mathrm{I}}_{\mathrm{T}}<0.75\) で発生する適切な推力と 0.9 ～ 1.1 の前進比で SPP の最大効率が特定されました。浸漬比 0.75、\(J=0.8\) での最大推力係数は 0.14 で測定され、浸漬比 0.4、\(J=1\) での最大効率は 58% でした。

横力は図で考慮されました。結果によると、広範囲の水噴霧と撹拌により、垂直力の総計が下向きになる場合に力の量が小さい場合を除き、シャフトにかかる垂直力は一般に上向きであった。図 18 は、すべての進角比で浸漬が増加すると揚力係数が上昇することを示していますが、サイドフォース係数 (図 19) は低い浸漬比で最高点に達し、浸漬比が減少すると上昇する傾向がありました。この違いは、浸漬率が低い場合、ブレード先端が推力の生成に有効な部分として機能し、総力が垂直成分よりも水平成分に向かうため発生します。

プロペラ方向の揚力係数に対する浸漬率の影響 (\(\alpha =6^\circ\))。

プロペラ方向のサイドフォース係数に対する浸漬率の影響 (\(\alpha =6^\circ\))。

一般に、揚力とヨー力の係数を比較すると、垂直方向の力よりも水平方向の力の方が大きく発生し、推力を伴う変化が見られます。ただし、過渡領域では負荷が急激に変動するため、揚力係数は異なる挙動を示しました。ブレード表面の通気はこの領域で大きく変化し、ブレード上の荷重中心が移動します。

非対称な動作条件と、結果として生じる SPP の後流の変動により、重大な横方向の力が生成されます。シャフトの角度を変更することで、結果として生じる力が船舶の前進と一致し、その方向の効率が向上することが期待されます。

SPPの傾斜角の変化が推力、トルク係数、および固定シャフト（プロペラシャフトと一致）座標に対する効率に及ぼす影響を、一定の浸漬比0.4で考慮し、図1と図2に示しました。それぞれ20、21、22です。

異なる傾斜角におけるプロペラ方向の推力係数 (\(I=0.4\))。

異なる傾斜角におけるプロペラ方向のトルク係数 (\(I=0.4\))。

異なる傾斜角でのプロペラ方向の効率 (\(I=0.4\))。

図１、２によると、図２０および図２１に示すように、傾斜角度の増加により、トルクおよび軸推力係数が変化する。傾斜角の増加による影響は部分換気領域 (\(\mathrm{J}>0.8\)) で大きくなりますが、推力への影響は総換気領域 (\(J<0.8\) で空洞が発達するにつれて減少します) ）。 3°から6°への角度増加によるこのような変化は、\(1

さらに、異なる浸漬率と角度での推力とトルクの係数と効率を固定軸座標（図23と24）に対して比較することにより、船舶の前進に伴う傾斜角の変化の性能への影響を検討しました。船の前進に伴う推力とトルクの係数は、他のプロペラと同様に、速度や直径に依存しない力変化の実際の値を定義する KTS/J2 および KQS/J5 によって表現されました。数値データによると、プロペラの流体力学係数は浸漬比からより効果的であり、シャフトの傾斜角が増加するにつれて改善されます。各浸漬率におけるプロペラ効率の中で最適なシャフト傾斜角は角度6°であることが判明した。 KTS/J2 係数の最大レベルは、浸水比 0.75、シャフト傾斜角 6°、前進比 0.6 で実現されました。これは、浸水深さと角度の増加が船舶の前進力に有利な効果を示していることを示しています。図 24 のデータと、さまざまな進角比での KQS/J5 の変化の比較では、プロペラ反力トルクの変化の範囲が進角比が高くなるほど増加することも示しており、これは位置パラメータ、つまり部分換気下での傾斜角と浸水の影響が大きいことを示しています。。さらに、KQS/J5 係数に基づく船舶に一致する効率データは、より低い負荷係数での位置パラメータによる効率のより高い変更容量を示しました。

異なる浸漬率と傾斜角における推進方向の推力係数の変化。

異なる浸漬率と傾斜角度における推進方向のトルク係数の変化。

図３および４によれば、有効な横力がさまざまな角度で研究された。揚力係数のグラフは、一定の座標でシャフトにかかる垂直方向の力が増加していることを示しており、これはシャフトのベアリングとサポートを設計する際に考慮する必要があります。図 26 によれば、横力係数も変化せず、この力の再現可能な形式により、この試験システムの適合性と再現性が確認されました。

異なる傾斜角でのプロペラ方向の揚力係数 (\(I=0.4\))。

異なる傾斜角におけるプロペラ方向の横力係数 (\(I=0.4\))。

横力係数に関して収集されたデータによると、テストでは有効水平力が垂直力よりも大きな割合を占め、最大推力の長さの 40% に達しました。理論的な観点から、シャフトの横方向へのずれと垂直面からのずれは、進行方向に沿った最大の合力を使用するために採用できます。実際、SPP に適したヨー角では、サイドドラッグが小さくなります。これは、振動や強度の問題による損傷やリスクを発生させることなく、推進効率を高めるための適切なソリューションとして機能する可能性があります。ただし、この潜在的な利点をテストし、形状やその他のパラメーターの流体力学的影響によって生じる効率損失のレベルを決定する必要があります。

本研究では、0.4 と 0.6 の 2 つの浸漬比で最大 10 度のヨー角を考慮しました。図 27 など、前述の浸漬比でシャフトに合わせたスラスト係数を観察することにより、シャフトの軸方向スラストはヨー角の増加とともに減少することが報告されました。水平軸からの角度の変化により、水を掃くためのプロペラの有効ピッチが減少しました。プロペラと流れの向きが異なるため、垂直に (流れと揃えて) 描くと、プロペラの受風面積が減少します。このような減少は、力の中心がブレード先端に向かって移動することと、シャフト角度からの横方向の力の影響を受けやすいため、浸漬率が低いほどより激しくなります。これらの変化は部分換気領域で大きくなり、その影響は全体換気領域で空洞が発達するにつれて減少します。

プロペラ方向の推力係数に対するヨー角の影響 (\(I=0.4\))。

前進方向の推力を計算することにより、その方向の横力変換の影響が図 28 の推進推力係数 (KTS/J2) に観察できました。収集されたデータは、一般にヨー角の増加が変化することを示しました。推進推力のこと。しかし、さまざまな進角比に対する推力変化のレベルは、流体力学的パラメータ、ブレード通気量、および流れに対する各セクションの傾斜角の変化の程度の組み合わせに関して異なり、ヨー角に対する固定されたアプローチはありません。事前の比率で。ヨー角は、完全換気モードよりも部分換気下の各浸漬率でより大きな影響を生成しました。また、図 29 より、プロペラブレードに対する流れ方向の変化によるプロペラ有効ピッチと傾斜角の変化に起因するトルク係数の若干の変化が示された。推進力に応じた効率もヨー角 0°から 5% の範囲で増加します。

推進方向の推力係数に対するヨー角の影響 (\(I=0.4\))。

推進方向のトルク係数と効率に対するヨー角の影響 (\(I=0.6\))。

図 30 によれば、ヨー角の増加に伴ってシャフトにかかる揚力も増大しますが、図 31 は、流れに沿ってプロペラの有効ピッチが減少することにより、シャフトにかかる横力が減少することを示しています。流れに沿って横力と推力を比較すると、ヨー角が大きくなると、発生したヨー角での推力による逆方向効果により、推進力に対して水平力が大幅に減少することがわかります。。たとえば、浸漬比 0.6 の場合、最大条件では、ヨー角 10°で横力と推力の比 (\(\frac{{F}_{H}}{T}\)) が 0.6 になります。 0.05まで。このような変化は、サイドフォースが推進力に沿って推力に変換され、推進効率がわずかに向上したことを意味します。

プロペラ方向の揚力係数に対するヨー角の影響 (\(I=0.6\))。

プロペラ方向のサイドフォース係数に対するヨー角の影響 (\(I=0.6\))。

トルクおよび推力の流体力学的係数の推定は、SPP の設計段階で課題となっていますが、その性能を予測するための包括的な関係は開発されていません。実験テスト後の HL002 プロペラの設計段階に適用される方程式を評価するために、さまざまな位置でのプロペラの流体力学係数が、浸漬比で得られる流体力学係数など、4 枚翼プロペラのフェランドの 2 次回帰方程式と対比されました。図 2 と 3 に示すように、2 つの傾斜角 (6° と 8°) に対して 0.4 と 0.6 です。実験データによると、回帰推力方程式は \(0.8\le J\le 1.5\) の部分換気領域でのみ 20% 未満の誤差で推力係数を推定しましたが、そのような計算の精度は高くありませんでした。浸漬率と傾斜角が増加すると減少します。さらに、ヨー角の変化は方程式の出力に大きな影響を与えませんでした。しかし、設計段階のどの進角率でも回帰式によるトルク係数は十分な精度で推定できず、進角率 1.3 の場合、最小誤差は 15% でした。このような性能は、方程式の精度が不十分であり、プロペラの性能に影響を与えるすべてのパラメータを含めていないことを示しています。このようなプロペラの運用コストが高いことを考慮すると、この結果は、設計段階後のプロペラの実験的テストの必要性を浮き彫りにしています。

結果と設計段階の初期推定 (\(I=0.4,\alpha =8^\circ\)) との比較。

結果と設計段階の初期推定 (\(I=0.6,\alpha =6^\circ\)) との比較。

本研究では、特注設計の4枚羽根プロペラの模型試験結果を検討し、その性能を設計基準と比較した。本研究では、異なる前進率での表面貫通プロペラの後流の発達様式、フルード数の影響、および以前の研究によって提案された独立性の範囲を考慮しました。抽出された実験結果に従って、Olofsson によって提案された独立性範囲が SPP のモデルテストに適したものとして選択されました。さらに、モデルのプロペラ性能曲線がさまざまなテスト条件に対して描かれ、さまざまな位置パラメータに従ってプロペラの動作が特定されました。

このプロペラに使用された設計アルゴリズムでは、推力とトルクの係数を推定するために、4 枚羽根プロペラに対するフェランドの二次回帰方程式が使用されました。得られた実験データと設計段階の推定値を比較すると、\(0.8\le J\le 1.4\) の部分換気領域下でのみ、方程式が 20% 未満の誤差で推力係数を推定していることがわかります。。比較すると、トルク係数には同じ範囲内で 30% を超える誤差が発生しました。これは、プロペラの動作に必要な出力の不正確な推定と、不適切なエンジンの選択につながり、プロペラの性能は少なくとも 25% の誤差で推定されることになります。本研究結果と Lorio または Seyyedi らによる研究結果との比較。フェランドの方程式によって推定された量に関するは、さまざまな形状に対するこれらの方程式の異なる動作を示しています。このような観察は、回帰式におけるプロペラのレーキ、スキュー、ピッチ比などのブレード断面形状や半径方向分布の種類など、プロペラの幾何学的パラメータによる影響の網羅が不完全であることを指摘しました。この方程式の欠点は、プロペラのさまざまな形状に関する不十分な実験データに起因する可能性があります。

プロペラによって生成される最大推力は、プロペラと推進システムの設計において最も重要かつ効果的なパラメータの 1 つであることが確認されました。低い前進率、速度増加、および船舶計画モードでの始動条件に必要な推力を生成するには、最適な効率を備えたプロペラが望ましい。したがって、本研究は、プロペラの効率と推力に対するさまざまな位置パラメータの影響に取り組みました。

実験結果は、浸漬率の増加がプロペラ推力の促進に有利な影響を与えることを示しました。また、プロペラの効率は、浸水率の範囲 \(0.4 <\mathrm{I }<0.75\) の \(\mathrm{J }= 1\) で最高の値を示しますが、より低い前進率では効率が良くありません。浸漬深さは設計上の推定値よりも低い。結果は、すべての場合において傾斜角を増加しても推力と性能が向上しないことを示しています。推進力に合わせて推力と効率を高める最適な傾斜角は6度。

プロペラのヨー角を変更すると、理論的には推進力への総推力が強化され、サイドフォースを最小限に抑えながら効率が向上します。ただし、結果は一般に、最大 10° までのより高いヨー角での推進効率と推力の大幅な増加を示していません。ただし、進角率が \({j}_{cr}\) より小さい場合は、推力が増加します。これらの結果は、ジオメトリに応じて異なる動作を示します。

もう 1 つの興味深い点は、プロペラの性能曲線上のゼロ負荷点であり、推力係数の数値からの情報によりおよそ 1.4 の範囲で報告されています。一方、ゼロ負荷点は \(\frac のプロペラピッチ比に従って理論的に決定されます) {P}{D}=1.24\)。このような有効プロペラピッチの違いは、高圧面へのカップの衝撃など、ブレード形状の影響に起因する可能性があり、ブレード形状がその性能に与える大きな影響を明らかにしています。

さらに、プロペラの横力に関する情報は、さまざまな動作条件および位置条件の下で考慮されました。これは、プロペラの動作を特定し、さまざまな形状の影響を判断および比較し、必要に応じてシャフト、サポート、およびベアリングを設計するのに役立ちます。この研究の結果を SPP の差動ジオメトリに対して実行された実験的研究と比較することにより、さまざまな位置パラメータの下でのプロペラの動作に対するブレードのジオメトリの影響を観察できます。最後に、本研究の情報は、表面貫通プロペラの数値解法を開発し、より高い推力を生成するためにプロペラの形状を最適化するために使用されます。

現在の研究中に生成されたデータセット、および/または現在の研究中に分析されたデータセットは、合理的な要求に応じて責任著者から入手できます。

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この研究はイラン科学技術大学から資金提供を受けました。

イラン科学技術大学機械工学部、テヘラン、イラン

マリアム・カムラン、ノルズ・モハマド・ヌーリ、ホセイン・グダルジ、サイード・ゴルロキファル

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NMN: アイデア、概念化、リソース、監督、プロジェクト管理。 MK: アイデア作成、概念化、方法論、実験準備、形式的分析、調査、執筆 - オリジナル草案、執筆 - レビューおよび編集。 HG、SG: 検証、実験準備、原案作成、視覚化。

マリアム・カムランまたはノルズ・モハマド・ヌーリへの通信。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

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転載と許可

Kamran、M.、Nouri、NM、Goudarzi、H. 他。表面貫通プロペラの性能に対する位置決めおよび操作パラメータの影響の実験的評価。 Sci Rep 12、18566 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-21959-x

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受信日: 2022 年 5 月 2 日

受理日: 2022 年 10 月 6 日

公開日: 2022 年 11 月 3 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-21959-x

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