環肋導管槳推進性能分析

卓恒，劉鵬，尚志強，2，王思琦，辛龍慶，張昭鵬

（1.中國海洋大學 山東省海洋工程重點實驗室，山東 青島 266100；2.河口黃河河務局，山東 東營 257231）

在中國明確“2030 年前實現碳達峰，2060 年前實現碳中和”的目標并向全球鄭重承諾后，減碳已成為當前全社會所面臨的共同任務［1］。海路運輸相對于陸路運輸有著運量大、距離長、網絡密集、發展成熟和費用低廉的優勢，因此，當今世界國際貿易量的95%以上都是通過船舶運輸來完成的；同時船運相對于其他運輸方式具有最低溫室氣體排放率，統計表明：船運業的二氧化碳排放只占人類活動總排放量的3%左右，這表明船運是最綠色的運輸方式［2］。

隨著經濟全球化的加速發展，海上運輸需求日益增長，但船舶在運營過程中會產生大量氮氧化物NOX、硫氧化物SOy等有害物質，嚴重威脅著全球環境和人類安全健康，國際海事組織（international maritime organization,IMO）已相繼出臺了一系列法規要求減少船舶帶來的環境污染問題。因此，對船舶進行節能減排技術研究，提高能源的利用率，降低船舶營運成本，減少有害物質對環境的污染，有十分重要的現實意義［3］。

作為船舶主要的推進器，螺旋槳因具有構造簡單、使用方便、推進效率較高等優點在船舶上得到廣泛應用。國際海事組織提出的船舶設計能效指標（energy efficiency design index,EEDI）已于2015 年開始強制執行［4-5］。螺旋槳要達到良好的船舶節能效果，必須進一步提高推進效率，使船舶在保持航速不變的條件下能夠降低主機的功率。

導管槳因其相較于普通螺旋槳的巨大優勢，國內外很多專家和學者對其進行了大量的研究：螺旋槳轂帽鰭（propeller boss cap fins，PBCF）在20 世紀由日本三井造船大內一之等提出，與其他節能裝置相比，它具有結構簡單、故障少、安裝便捷、成本低、節能效果顯著等優點［6］。目前，國內外對于轂帽鰭的性能預報以及參數設計優化基本上是針對模型尺度下的敞水工況進行的［7-11］。

尚志強等［12］利用計算流體力學分析和實驗驗證的方法，對依據仿生學原理在導管后半段增加鋸齒狀突起進行了研究，研究發現仿生尾緣導管槳更適用于高進速系數下，能夠提高效率，減少螺旋槳運行時的噪聲。高洪濤等［13］利用計算流體力學(compu‐tational fluid dynamics,CFD)方法在不同雷諾數下研究了仿生前緣凸起舵的流場，揭示帶有前緣凸起的舵的流動機理。Majdfar 等［14］運用CFD 軟件研究了螺旋槳在導管內的位置和導管角度對螺旋槳水動力性能的影響。Taketani 等［15］提出一種具有高推進效率的導管螺旋槳推進器的設計方法；Koronoeicz等［16］系統設計了一種加速導管螺旋槳。

Szafran 等［17］利用計算流體力學和實驗方法對一種具有新型氣動外形的導管進行了研究，結果表明新型導管槳在中高進速時有更好的水動力性能和推進效率。Shin等［18］采用數值和實驗設計方法對包括非常規半圓形導管和常規圓形導管在內的預渦流導管進行了研究，發現預渦流導管能夠使超大型油輪（very large crude carrier，VLCC）的螺旋槳推進系統獲得較大的增益。Bhattacharyya等［19］基于湍流模型利用CFD 方法分析了在轉捩狀態下導管槳的水動力性能。Villa 等［20］采用實驗和計算流體力學的方法分析加速和減速導管槳的水動力性能和流場，基于現代高保真粘性計算流體動力學代碼準確預測這兩種類型導管槳的性能和流場。

對于遠洋貨輪來說，更需要的是一種能夠在高進速以及重載荷的工況下，也能夠有更高的推進性能和推進效率的螺旋槳推進器。環肋導管槳是一種導管螺旋槳附加節能裝置，環肋與導管一體鑄造成型，降低額外機構失效的可能性，減小船尾的水流分離與粘壓阻力。螺旋槳旋轉時帶動周圍的水分子運動，其流線呈螺旋狀，水分子的運動方向可以分解為軸向、周向和徑向運動。環肋能夠回收部分能量。同時，環肋的存在阻礙水分子的運動，根據力的相互作用，導管槳也會獲得額外的推力。

本文以帶有環肋結構的33+Kd5-100 導管螺旋槳為研究對象，以CFD 方法分析其水動力性能，并與無此環肋結構的33+Kd5-100 型號導管螺旋槳做對比，驗證其節能效果，為降低船舶的能耗需求提供技術支持。

1 幾何模型與數值方法

以33+Kd5-100減速導管螺旋槳為模型，使用移動參考坐標系(moving reference frame,MRF)模型計算其水動力性能，著重分析了不同網格數量對螺旋槳的數值模擬結果的影響，并與試驗值結果進行比較，對CFD計算方法的可靠性進行驗證。

1.1 物理模型與網格劃分

Kd5-100 螺旋槳的直徑為0.25 m，葉數為5，P/D為1，縱傾角和側斜角均為0°，三維物理模型如圖1所示。

圖1 螺旋槳和導管槳三維模型Fig.1 3-D model of propeller and ducted propeller

本文在對導管槳進行網格劃分時，采用結構化方法，可大大節約網格數量，縮短計算時間。采用多重移動參考模型進行數值模擬計算［21］，并將計算域劃分為旋轉動域和靜止域。根據文獻［12,22-23］計算域直徑為3D，長度為7D（D為螺旋槳模型直徑），其中設置槳盤面到入口的長度為3D，槳盤面到出口的長度為4D，能夠滿足流場的充分發展，所以本文的螺旋槳計算域依此進行劃分。

靜止域整體采用六面體結構網格劃分，為保證網格質量，在劃分網格時，將包含導管的區域單獨劃分為一個小域。因導管外表面為不規則圓柱體，故而在此小域中將靠近導管首尾末端區域再次分割。整個靜止域被劃分為60個結構塊。

與普通螺旋槳稍有區別的是：在設置導管槳的旋轉域時，由于導管并不隨螺旋槳旋轉，因此，螺旋槳的旋轉域中只包含螺旋槳，而導管模型建立在大域中。這樣，考慮到導管與螺旋槳葉梢的間距很小，需要對旋轉域中螺旋槳葉梢處的網格進行加密處理才能夠保證計算的精確度。為了在計算時減小誤差，動域是以導管內表面為輪廓。因為螺旋槳的結構非常復雜，包含螺旋槳的旋轉動域采用四面體非結構網格劃分。

最終，整個計算域一共被劃分了61 塊結構體和200萬網格，單就螺旋槳所在的區域劃分了126萬網格，這是因為槳葉葉稍緊靠區域邊界且槳葉是不規則的扭曲葉面，需要在槳葉葉稍區域進行局部加密來保證網格質量。網格分塊劃分如圖2所示。

圖2 網格分塊劃分示意Fig.2 Schematic diagram of mesh partition

計算域邊界條件入口和出口處分別采用速度入口和壓力出口，計算域圓柱體外邊界、槳葉、槳轂及導管邊界面均采用無滑移壁面條件。

包含螺旋槳的域為動域，其余部分為靜域。如圖3所示，動域的網格為非結構化網格，對槳葉葉梢部分進行網格加密，導管前后緣采用源面的方式劃分體網格。由于導管內壁緊靠螺旋槳的葉稍，該部分劃分為圓環結構，該結構采用結構化網格并進行加密，進流段和出流段以及導管槳區域的剩余部分均采用結構化網格劃分，動域和靜域的交界面設置為交界面。在保證計算精度的同時盡可能減少網格數量。

圖3 計算域網格梢隙網格Fig.3 Computational domain grid and tip gap grid

包含螺旋槳的旋轉動域采用移動參考坐標系方法，以x軸為旋轉軸，速度600 r/min 旋轉運動，通過改變來流速度的方式進行進速系數的轉換。使用Fluent軟件基于有限體積法求解雷諾平均 N-S 方程（簡稱 RANS 方程），湍流模型采用RNGk-ε，采用三維單精度基于壓力隱式求解器，耦合方式采用壓力耦合方程組的半隱式方法（semi-implicit-method for pressure linked equations,SIMPLE），離散格式采用二階迎風格式，對導管槳的定常水動力性能進行計算，計算結果收斂后停止迭代［12］。圖4（a）為槳葉表面網格，圖4（b）為x=0處剖面網格。

圖4 槳葉表面網格和剖面網格Fig.4 Blade surface grid and section grid

1.2 控制方程

假定流體是不可壓的，則導管螺旋槳在水下運動過程中周圍流場的連續方程和動量方程分別為：

式中：ui、uj為速度分量時均值（i，j=1，2，3）；p為壓力時均值；ρ為流體密度；u為流體黏性系數；gi為重力加速度分量為雷諾應力項。

到目前為止，湍流的內在機理還在不斷研究中，至今解決湍流問題主要還是采用湍流模型［24-26］。湍流模型選取RNGk-ε模型，它是標準k-ε模型的改進公式，由于考慮了湍流旋渦，因此能更好地處理螺旋槳的旋轉問題［27］，其方程為：

式中：Kp為螺旋槳的推力，N；Kd為導管的推力，N；Q為螺旋槳的扭矩，Ν·m。

2 數值方法驗證

2.1 模擬網格收斂性分析

為了討論分析網格數對導管螺旋槳水動力性能的影響，依次劃分網格數量為58 萬、200 萬、360 萬，湍流模型采用RNGk-ε，入口長度為3D，其余參數設置均相同，計算結果見表1，其中誤差的百分比為計算值與實驗值的差值比上實驗值。

表1 不同網格數的計算值與實驗值的誤差Table 1 Error between calculated and experimental values of different grid numbers %

如表1 所示，計算值與實驗值的誤差在不同網格數量下相差很小，網格數量的變化對推力系數、扭矩系數以及效率的影響很小。因此，在接下來劃分導管槳的網格時，在保證網格質量的前提下，盡量減少網格數量，兼顧求解效率與精度。

2.2 數值驗證與誤差分析

為了驗證第1 節所提到的計算模型的準確性，本文使用該計算方法計算了33+Kd5-100 型導管槳的推進性能，并與試驗數據進行對比。圖8 給出了不同進速下螺旋槳的推進性能。

圖5 描述的是33+Kd5-100 減速導管槳的計算值和文獻［28］實驗值的曲線圖。隨著進速系數的增大，計算值和實驗值的曲線變化趨勢相同。同時，推力系數、扭矩系數和效率的計算值與實驗值之間的誤差一直在增大。

圖5 33+Kd5-100型導管槳推進系數的計算值與試驗值比較Fig.5 Comparison between calculated and experimental values of propulsive coefficient of 33+Kd5-100 duct‐ed propeller

存在誤差的原因主要由2 部分構成：1）數值模型和實驗模型存在出入，數值計算過程中離散方程的截斷誤差以及舍入誤差也是不容忽略的，同時實驗設備以及實驗條件的設置也能夠引起誤差；2)利用Fluent軟件模擬螺旋槳的敞水性能是在理想狀態下進行的，這在現實中是不可能達到的。

總的來說，利用以上提出的數值模擬方法和多分區混合型網格劃分方法模擬導管槳的推進性能是可行的，滿足模擬精度要求。

3 環肋導管槳推進性能及影響因素分析

圖6、7 給出了Kd5-100 螺旋槳和33 導管改進后的環肋導管槳模型。借用三維建模軟件對33 導管內部增加環肋結構，以導管后半段內側為附著面，環肋剖面為等腰三角形，環肋數量為c，環肋橫剖面高度為h，環肋剖面角度為a。

圖6 環肋導管槳Fig.6 Ring rib ducted propeller

圖7 環肋導管槳橫截面Fig.7 Cross section of ring rib ducted propeller

對于圖6 中的環肋導管槳模型，由于在導管內側增加環肋結構，以及導管內壁和螺旋槳葉稍間距相對較小，因此采用多分區混合型網格劃分方法對求解域進行細致的劃分。基于上文采用的多分區混合型網格劃分方法，選取a=60°，h=2 mm，c=2 圈，環肋旋向為逆時針方向（由葉背指向葉面）作為環肋導管槳的初始參數，采用控制變量的方法來研究結構參數對環肋導管槳推進性能的影響。

3.1 環肋數量

本節將討論環形肋數量對導管槳推進性能的影響，首先定義環形肋結構圍繞導管內壁的回轉圈數為環肋的數量。如圖8 所示，改變環肋數量c為1圈、2 圈和3 圈，固定a=60°，h=2 mm，環肋旋向為逆時針，研究環肋圈數與導管槳的推進性能之間的關系，如圖9所示。圖9和表2給出了不同環肋圈數導管槳與常規導管槳的推進性能對比。

表2 環肋導管槳相對常規導管槳推進系數提升百分比（a=60°，h=2 mm，c=1圈）Table 2 Percentage increase of propulsion coefficient of ring rib guide propeller relative to conventional guide propeller (a=60°,h=2 mm,c=1 circle) %

圖8 環肋數量Fig.8 Number of ring ribs

圖9 不同環肋數量推進性能曲線Fig.9 Propulsion coefficient curves of different number of ring ribs

由圖9（a）中可以看到環肋導管槳的推力系數較常規導管槳有很大幅度的提升，從表2 推力系數這一列中可知隨著進速系數的增加，推力系數的提升幅度也在增加，且J=0.8 對應的推力系數提升幅度超過J=0.7 的一倍以上。當J=1.0、c=1 時，推力系數提升幅度的最大值為32.59%。圈數的改變對推力系數的影響很大，整體上是隨著圈數的增加，推力系數在減小。

由圖9（b）中可以看到環肋導管槳的扭矩系數較常規導管槳有一定幅度的提升，并且從表2 扭矩系數這一列中可知隨著進速系數的增加，扭矩系數的提升幅度也在增加。當J=1.0、c=1 時，扭矩系數提升幅度的最大值為5.95%。圈數的改變對扭矩系數的影響很小，隨著圈數的增加，扭矩系數也在減小。

由圖9（c）中可以看到當J＜0.7 時，環肋導管槳的效率低于常規導管槳；當J≥0.7 時，效率高于常規導管槳。從表2效率這一列中可知隨著進速系數的增加，當J＜0.7，環肋導管槳與常規導管槳效率之間的差距在縮小；當J≥0.7 時，效率的提升幅度在增加。當J=1.0、c=1 時，效率提升幅度的最大值為25.14%，從表2 推力系數和扭矩系數這2 列中可知在J=1.0 時，推力系數的提升幅度遠高于扭矩系數的提升幅度，導致了在此進速系數時的效率的大幅度提升。圈數的改變對效率的影響很大。

由此得出結論：環肋導管槳的推力系數和扭矩系數在高進速系數時均大于常規導管槳，當c=1，推力、扭矩系數提升幅度最明顯，最大值分別為32.59%和5.95%。當J＜0.7時，環肋導管槳的效率低于常規導管槳；當J≥0.7 時，環肋導管槳的效率高于常規導管槳，效率提升幅度的最大值為25.14%。環肋圈數的變化對其推進性能的影響較大。

3.2 環肋橫截面積

本節將討論環形肋的橫截面積對導管槳性能的影響。如圖7 所示，環形肋結構的橫剖面為等腰三角形，此等腰三角形的高為h。本節為討論單一參數的影響，將通過改變環肋高度、保持頂角角度不變而獲得不同的橫截面積。如圖10所示，環肋剖面為等腰三角形，固定a=60°，c=2 圈，改變環肋橫剖面高度h=1、2、3、4mm 來改變環肋橫截面積，環肋旋向為逆時針。研究橫截面積與環肋導管槳的推進性之間的關系，如圖11所示。

圖10 環肋橫截面積Fig.10 Cross sectional area of ring rib

圖11 不同環肋橫截面積推進性能曲線Fig.11 Propulsion performance curves of different ring rib cross-sectional areas

圖11和表3、4給出了不同環肋橫截面積導管槳與普通導管槳的推進性能對比。由圖11 可以看出環肋導管槳的推進性能較普通導管槳有很大的提升，并且從表3、4可知隨著進速系數的增加，推力系數、扭矩系數和推進效率的提升幅度也在增加，且最大值在J=0.1時。

表3 環肋導管槳相對常規導管槳推進系數提升百分比（a=60°，h=1mm，c=2圈）Table 3 Percentage increase of propulsion coefficient of ring rib guide propeller relative to conventional guide propeller (a=60°,h=1mm,c=2 circle) %

由圖11 中可以看到，環肋導管槳分別在J=0.7、0.4、0.9 時，其推力系數、扭矩系數和推進效率均大于常規導管槳。環肋剖面高度h=1、2、3、4 mm 時，推力系數的提升幅度最大值為38.74%、29.80%、20.74%、12.01%；扭矩系數提升幅度最大值為6.42%、5.98%、5.49%、5.21%；推進效率提升幅度最大值為30.37%、22.47%、14.46%和6.47%。由此可以看出，環肋橫截面積的增加，推力系數和推進效率的最大提升在大幅度減小，而扭矩系數的提升幅度減小很少，這也正是推進效率提升減小的原因，并且環肋橫截面積對導管槳的推進效率影響很大，差值達到了14%。

整體上隨著環肋橫截面積的增加，推力系數在減小，環肋橫截面積的變化對推力系數影響較大。橫截面積的改變對扭矩系數的影響很小，隨著橫截面積的增加，扭矩系數在減小。由圖14 及表3 和表4 中可以看到剖面高度的改變對推進效率的影響很大，隨著剖面高度的增加，推進效率在減小。不過在a=60°、h=1 mm、c=2圈時，此環肋導管槳的推進效率提升很明顯，當J＜0.7 時，環肋導管槳的效率均低于常規導管槳；當J≥0.7 時，環肋導管槳的效率高于常規導管槳。隨著進速系數的增加，各橫截面積對應效率之間的差值也在增大。

表4 環肋導管槳相對常規導管槳推進系數提升百分比（a=60°,h=4mm,c=2圈）Table 4 Percentage increase of propulsion coefficient of ring rib guide propeller relative to conventional guide propeller (a=60°, h=4mm,c=2 circle) %

由此得出結論：隨著進速系數的增加，推力系數和扭矩系數的提升幅度在增加；隨著橫截面積的增加，推力系數和扭矩系數的提升幅度在減小。在a=60°、h=1mm、c=2 圈時，此環肋導管槳的推進效率提升很明顯。當J＜0.7 時，環肋導管槳的效率低于常規導管槳；當J≥0.7 時，環肋導管槳的效率高于常規導管槳，且隨著進速系數的增加，各橫截面積對應效率之間的差值在增大。環肋橫截面積對導管槳的推進效率影響很大。

3.3 環肋剖面角度

如圖12 所示，改變環肋橫剖面等腰三角形的頂角的角度a分別為60°、90°、120°，固定h=2mm，c=2圈，環肋旋向為逆時針，研究剖面角度與環肋導管槳水動力性能之間的關系，如圖12 所示。圖12 和表4給出了不同環肋剖面角度導管槳與常規導管槳推進性能對比。

圖12 環肋剖面角度Fig.12 Ring rib section angle

由圖13 中可以看到改變剖面角度后，環肋導管槳的推力系數、扭矩系數和推進效率較常規導管槳同圖9、11 一樣均有較大幅度的提升；從表5 中可以看到隨著進速系數的增加，環肋導管槳的推進系數的提升幅度也在增加，當J=1.0 時，提升幅度最大。由圖13 中可以看出，隨著進速系數的增加，推力系數和扭矩系數在減小，推進效率先增大后減小，且環肋導管槳的推力系數（J≥0.5）、扭矩系數（J≥0.4）和推進效率（J≥0.7）分別均大于常規導管槳。3 種不同環肋剖面角度a分別為60°、90°、120°（下同），其推力系數較常規導管槳的最大提升幅度為29.80%、32.43%、36.57%，隨著剖面角度的增加，其推力系數的最大提升幅度也在增加，其差值達到7%，環肋剖面角度的改變對推力系數的影響很大。3 種不同環肋剖面角度的扭矩系數最大提升幅度為5.98%、6.06%、6.41%，隨著剖面角度的增加，扭矩系數的提升幅度也在增加，但剖面角度的變化對扭矩系數的影響很小。3 種不同環肋剖面角度的推進效率最大提升幅度為22.47%、24.87%、28.35%，隨著剖面角度的增加，推進效率提升幅度也在增加，剖面角度的變化對環肋導管槳推進效率的影響較大，這是因為剖面角度的改變對推力系數的提升遠大于對扭矩系數的提升。

表5 環肋導管槳相對常規導管槳推進系數提升百分比（a=120°、h=2 mm、c=2圈）Table 5 Percentage increase of propulsion coefficient of ring rib guide propeller relative to conventional guide propeller (a=120 °, h=2 mm,c=2 circle) %

圖13 不同剖面角度推進性能曲線Fig.13 Propulsion performance curves at different section angles

由此得出結論：隨著進速系數的增加，推力系數和扭矩系數的提升幅度在增加。當J＜0.7 時，環肋導管槳的效率低于常規導管槳；當J≥0.7 時，環肋導管槳的效率高于常規導管槳。剖面角度的變化對推進性能影響較大。

3.4 環肋旋向

改變環肋的旋向，可能會影響螺旋槳尾流經過環肋時的旋轉方向，這會對環肋導管槳的推進性能產生影響。如圖14所示，改變環肋旋向分別為s、n，（s和n分別代表從葉背指向葉面時，環肋旋轉方向分別為順時針和逆時針）固定a=60°，c=2圈，h=2 mm，探究環肋旋向對導管槳推力系數、扭矩系數和效率的影響，如圖15所示。

圖14 環肋旋向Fig.14 Ring rib rotation direction

圖15 不同環肋旋向的推進系數曲線Fig.15 Propulsion coefficient curves of different ring rib ro‐tation directions

從圖15中可以看到曲線的變化趨勢與圖9、11、13 趨勢一致，與常規導管槳相比，無論環肋的旋向是逆時針還是順時針，環肋導管槳的推進性能和推進效率都有很大幅度的提升，但環肋旋向的變化對推力系數、扭矩系數以及效率影響非常小。這是因為雖然改變環肋的旋向會影響到螺旋槳尾流經過環肋時的旋轉方向，但是環肋依然起到了整流的作用，回收了部分能量，為螺旋槳提供了額外的推力。

由此得出結論：環肋方向的變化對于環肋導管槳的推進性能的影響很小，甚至可以忽略環肋方向的變化造成的影響。

4 流場分析

4.1 槳葉壓力分布對比

圖16、17 是J=1.0、來流速度2.5 m/s、螺旋槳轉速600 r/min 時導管改進前后的槳葉壓力圖（a=60°，c=2 圈，h=1 mm）。對比改進前后的槳葉壓力分布圖，得到推力增加的機理。

圖16 常規導管槳槳葉壓力分布Fig.16 Pressure distribution diagram of conventional ducted propeller blade

圖17 環肋導管槳槳葉壓力分布Fig.17 Pressure distribution of annular rib guide propeller blade

如圖16、17 中的（a）圖可以看到，增加環肋前后的葉背壓力分布變化不明顯。同時由圖16、17 中的（b）圖可以看到，增加環肋后的槳葉葉面導邊的低壓帶減小，同時隨邊區域的高壓區擴大，葉面壓力增大，環肋導管槳推力的增大來源于葉面、葉背壓力差的增大。但總的來說，螺旋槳葉片的壓力變化并不是很大，這也解釋了圖9、11、13、15 當中推力系數曲線，在低進速時環肋導管槳與常規導管槳的區別并不是很大，而在高進速時環肋導管槳有很大的提升。這是因為在低進速時，螺旋槳的推力很大，環肋起到的作用并不明顯，而在高進速時，螺旋槳的推力減小，此時環肋的作用就凸顯出來。

4.2 導管壓力分布對比

圖18 是J=0.2、來流速度0.5 m/s、螺旋槳轉速600 r/min時導管改進前后的壓力分布圖，圖19是J=1.0、來流速度2.5 m/s、螺旋槳轉速600 r/min 時導管改進前后的壓力分布圖（a=60°，c=2圈，h=1 mm）。

圖19 J=1.0改進前后導管壓力分布Fig.19 Pressure distribution diagram of conduit before and after improvement at J =1.0

由圖18 可以看到，增加環肋前后的導管外壁面壓力分布比較均勻，導管內壁面壓力分布變化明顯，此時導管產生的推力主要來自內壁面的壓力變化。增加環肋前后的導管內壁面壓力變化并不明顯，甚至由于環肋的存在，使得導管內壁的高壓區面積減小，說明當J=0.2 時，環肋導管提供的推力小于傳統導管提供的推力，但是由于緊鄰葉稍處最低壓力區消失，減少了螺旋槳運行時的噪聲。

由圖19 可以看到，增加環肋前后的導管外壁面壓力變化不明顯，環肋導管內壁面的前半部分壓力無明顯變化，葉稍后出現高壓區，且最大壓力區域出現在環肋上。當J=1.0 時，導管提供的是阻力，阻礙船舶前進，環肋導管前后部分的壓力差增加，環肋導管提供的阻力增加，但是環肋導管槳整體提供的推力大于傳統導管槳，說明當J=1.0 時，環肋導管槳系統中的螺旋槳提供的推力占主要部分。

4.3 軸向速度分布對比

圖20 是J=1.0、來流速度2.5 m/s、螺旋槳轉速600 r/min 時常規導管槳和環肋導管槳（a=60°，c=2圈，h=1 mm）的軸向速度分布圖。

圖20 J=1.0改進前后導管軸向速度分布Fig.20 Axial velocity distribution of conduit before and after improvement at J=1.0

由圖20 可以看到，導管增加環肋結構對軸向速度有一定的影響，環肋導管槳葉面后端的軸向速度由葉面一直持續到遠處。環肋導管槳外部高速區面積增加，且環肋導管槳葉前的軸向速度較常規導管槳無變化，槳葉后變化比較明顯。環肋導管槳在導管內部的高軸向速度區域的面積增加，低速區面積明顯減小。尤其是導管后半段，低速區面積明顯減小，在環肋周圍的低速區域面積增大，并且在尾流后方遠處，出現了高速區域。環肋導管槳獲得的反向動量增加，增加導管槳的推力，導管改進后回收部分旋轉能量，這也正是效率提升的原因。

5 結論

1)增加環肋結構后，環肋導管槳的推力系數、扭矩系數相較常規導管槳在高進速系數時有很大提升，提升幅度的最大值分別為38.74%和7.75%。隨著進速系數增加，效率提升幅度增加，最大值為30.37%。環肋圈數、剖面角度和橫截面積的變化都對推進性能有較大的影響，環肋旋向的變化對推進性能的影響很小。

2)導管增加環肋結構后，槳葉葉面導邊低壓得到改善并且葉背和葉面的壓差增大，減少噪音的同時增加了螺旋槳推力。導管內壁高壓集中在環肋結構之上，提高了導管的推力。軸向速度增加，螺旋槳獲得的反向動量增加，說明導管改進后回收部分旋轉能量，提升推進性能的同時也提高了效率。

3)結果表明，在圈數較少（如1 圈），橫截面積較小，大角度時，環肋導管槳的推進性能和推進效率有大幅度提升。此環肋結構在高進速，重載荷船舶推進時有明顯優勢，在低進速時的推進性能及推進效率不如常規導管槳。因此，在制造高進速、重載荷船舶時，為符合高推進性能和高推進效率的綠色船舶發展趨勢，可以選擇適當的環肋結構參數，以滿足設計需求。