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Evaluation expérimentale de l'effet des paramètres de positionnement et de fonctionnement sur les performances d'une surface
Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 18566 (2022) Citer cet article
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Aujourd'hui, les hélices perforantes ont été reconnues comme un choix approprié pour des vitesses plus élevées. Pourtant, le développement d'algorithmes de conception pour ceux-ci a été mis au défi par une connaissance insuffisante des paramètres affectant leurs performances. Pour cette raison, développer des données expérimentales et étudier l'influence de divers paramètres sur leurs performances est crucial. Visant à développer les connaissances expérimentales de ces hélices, cette étude étudie l'impact des paramètres de position et du nombre de Froude sur les résultats des essais sur modèle d'une hélice conçue sur mesure. De plus, le développement du sillage de ventilation à différents nombres de Froude a été étudié. Les résultats expérimentaux ont souligné l'impact favorable de l'augmentation du taux d'immersion sur la poussée de l'hélice, un impact positif de l'augmentation de l'angle d'inclinaison de 6° sur une poussée et une efficacité plus élevées dans la direction d'avance, et une légère augmentation de la poussée avec des angles de lacet plus élevés jusqu'à 10°. Les forces latérales de l'hélice ont également été extraites dans différentes positions et conditions de fonctionnement pour identifier le comportement de l'hélice et concevoir l'arbre et les supports requis. Enfin, les équations de régression pour la projection des coefficients hydrodynamiques utilisées à la phase de conception ont été comparées et vérifiées par les résultats expérimentaux. Les résultats ont mis en évidence la précision insuffisante de ce modèle pour estimer les coefficients hydrodynamiques affectant l'hélice.
L'idée d'utiliser des systèmes d'entraînement de surface et des hélices perforantes (SPP) a d'abord été lancée pour la propulsion des bateaux à faible tirant d'eau1, car le processus d'augmentation de la vitesse dans les hélices conventionnelles entraîne deux facteurs préjudiciables aux performances de l'hélice : (1) la cavitation, qui est extrêmement néfaste, et comme elle ne peut être ignorée à grande vitesse, le phénomène de supercavitation sur la surface d'aspiration des pales est pris en compte. Cette solution a évité l'impact négatif des microbulles mais a diminué l'efficacité de l'hélice en même temps en limitant la pression derrière la pale à la pression de vapeur de cavitation ; et (2) à des vitesses élevées, la force de traînée hydrodynamique est augmentée sur la structure de protection et l'arbre de l'hélice, ce qui réduit ainsi l'efficacité du système. Afin de résoudre ces problèmes, les concepteurs de bateaux à grande vitesse ont modifié la position d'installation de l'hélice de manière à ce que la ligne d'arbre soit alignée avec la ligne de tirant d'eau du navire. Ici, chaque pale tourne à l'interface entre l'eau et l'air, permettant le phénomène de ventilation à l'arrière de la pale qui évite la cavitation. Dans ce système de propulsion, une partie de l'hélice est le seul élément en contact avec l'eau, ce qui réduit drastiquement la résistance des pièces du système2. De cette manière, la vitesse finale et l'efficacité augmentent tout en diminuant la consommation de carburant. D'autres avantages de l'utilisation d'hélices perforantes comprennent une capacité de transport plus élevée par unité de puissance, la possibilité d'augmenter le diamètre de l'hélice en raison de sa distance par rapport à la poupe et des angles d'arbre flexibles, qui contrôlent la portance et la force latérale pour une meilleure maniabilité.
Malgré les avantages mentionnés de tels systèmes de propulsion, les chercheurs ont été gênés par la physique compliquée et l'écoulement multiphase autour des hélices pour obtenir une compréhension complète de l'impact de différents paramètres sur leurs performances et ainsi concevoir une méthode standard (similaire à celles développées pour les hélices conventionnelles) pour concevoir leurs géométries pour les performances prévues. Une telle connaissance insuffisante entraînerait des coûts supplémentaires. Les informations publiées sur les hélices perforantes ne comprennent que des géométries limitées, et les informations ne sont pas entièrement accessibles en raison du champ d'application limité. Tous les efforts pour concevoir de telles hélices ont impliqué un processus d'essais et d'erreurs ou ont suivi les études expérimentales menées jusqu'à présent3.
Dans le but d'identifier les paramètres efficaces dans la conception et les performances des SPP, différentes études expérimentales ont été réalisées, qui peuvent être divisées en deux groupes d'études axées sur l'identification des paramètres efficaces dans le processus de test expérimental et celles étudiant l'impact de différents paramètres sur les performances des hélices perforantes.
Les données hydrodynamiques liées aux performances des hélices sont généralement obtenues par des méthodes expérimentales et en testant des modèles à l'échelle dans des tunnels d'eau ou des réservoirs de remorquage, tandis que les hélices à grande échelle sont rarement testées pour des raisons économiques. Ainsi, certaines études expérimentales ont été menées jusqu'à présent pour déterminer les exigences pour le test du modèle SPP. À cet égard, Shiba a introduit des nombres sans dimension efficaces sur la cavité de ventilation et a montré que pour des nombres de Weber supérieurs à 180, la ventilation de l'hélice et le rapport d'avance critique se comporteraient indépendamment de la tension superficielle4. Ensuite, Hadler et Hecker ont identifié des zones de ventilation complète et partielle dans plusieurs SPP tripales5. Ils ont observé la formation d'une ventilation d'air sur le bord de la pale dans la zone de ventilation partielle, ce qui a augmenté le rapport portance / traînée et l'efficacité de l'hélice. Mais sous une ventilation complète, la cavité d'air recouvre tout l'arrière de la lame et diminue considérablement l'efficacité du SPP. Shields a démontré que le comportement hydrodynamique d'une hélice supercavitante avec des nombres de Froude supérieurs à 4 est indépendant de ce nombre, tandis que des nombres de Froude inférieurs augmentaient la force sur la pale6. Kruppa a également introduit le nombre de Froude et le nombre de cavitation comme paramètre efficace pour généraliser les résultats des tests sur modèle aux hélices à grande échelle7. Brandt a étudié les cavités de vapeur dans les SPP fonctionnant dans des zones entièrement ou partiellement ventilées et a identifié l'effet de différents nombres sans dimension dans les sous-régimes du modèle d'écoulement des SPP8. Après cela, en utilisant les changements de pression de surface dans le tunnel de cavitation, Rose et al. évalué les forces latérales et les coefficients hydrodynamiques d'un SPP en adaptant le nombre de cavitation du modèle et les hélices à grande échelle. Ils ont constaté qu'à des profondeurs d'immersion plus faibles, le rapport force verticale/poussée diminuait et le rapport force latérale/poussée augmentait9. Aussi, avec un test expérimental sur trois SPP, Ferrando et al. ont observé que le nombre de Weber affectait le rapport d'avance critique et jouait un rôle important dans les coefficients hydrodynamiques dans toute la zone de ventilation10. En 2007, Pustoshny et al. introduit les plages d'indépendance des nombres de Reynolds, Froude et Weber dans une étude des performances d'une hélice à 5 pales dans un réservoir de remorquage11. De même, Ding a étudié les performances d'hélices à 6 pales avec différents rapports de pas et a démontré qu'à des nombres de Froude supérieurs à 3,5, le comportement de l'hélice était indépendant du nombre de cavitation12.
Outre la détermination des exigences de test du modèle d'hélice, d'autres chercheurs ont tenté d'identifier l'effet de divers paramètres géométriques et de position sur les performances de l'hélice et de trouver des relations systématiques entre eux. À cet égard, Hecker a étudié les performances d'un SPP à 8 pales à différentes profondeurs d'immersion et angles d'inclinaison et de lacet de l'arbre, et a indiqué que les rapports d'immersion étaient le paramètre le plus efficace pour augmenter la force de portance de l'hélice13. De plus, dans le test de performance d'un SPP à 8 pales, Alder et Moor ont constaté que la modification de l'angle de lacet augmentait l'efficacité de l'hélice14. Dans une autre étude, Shaozong et al. ont analysé le comportement des hydroptères avec différentes sections15, et leurs résultats étaient similaires à Hadler et Hecker5. Dans une étude approfondie, Olofsson a évalué les performances hydrodynamiques de l'hélice à 4 pales (841b) à différents angles d'arbre et de lacet en fixant un transducteur à la pale dans le moyeu. il a également étudié les effets des nombres de Froude et de cavitation sur différentes zones de la courbe du SPP16. Kikuchi et al. ont examiné l'impact de l'angle d'inclinaison de l'arbre dans trois SPP avec différents rapports de pas à différents rapports d'avance17. Dans une étude menée par Okada et al., axée sur l'identification de paramètres efficaces pour favoriser les performances dans les zones à basse vitesse et en mode inverse, a comparé les performances de trois SPP avec différentes sections de pale. Leurs résultats ont indiqué que la forme du bord de fuite de la pale était plus efficace en mode inversé18. Sur la base de la moyenne temporelle et de l'historique des forces et des couples des SPP à 4 et 5 pales, Dyson a conclu que le nombre de pales et l'angle d'inclinaison affectent les performances de l'hélice. De plus, il a développé un modèle de chargement transitoire pour les SPP19. À l'aide de jauges de contrainte connectées à la surface de la pale, Nozawa et Takayama ont analysé les contraintes de surface et les performances de quatre types d'hélices à 3 pales avec différents rapports de pas à différents angles d'arbre et rapports d'immersion20.
Dans une tentative de définir une équation de régression entre les coefficients hydrodynamiques, l'angle de tangage et le rapport d'avance, Ferrando et al. ont étudié les impacts de l'angle d'arbre, de la profondeur d'immersion et du rapport de pas sur les performances des hélices à 4 et 5 pales2. De même, Montazeri et Ghassemi, utilisant les données expérimentales disponibles, ont établi des équations de régression pour les coefficients hydrodynamiques du SPP21. Lorio a pris en compte les impacts de la profondeur d'immersion et des angles d'inclinaison de l'arbre, ainsi que de l'angle de lacet de l'arbre sur les performances d'une hélice à 4 pales dans un réservoir de remorquage, et a annoncé que les deux angles d'arbre étaient efficaces sur les performances de l'hélice22. Par rapport aux équations de régression de Ferrando, il a observé une grande différence dans les estimations des coefficients dans les rapports d'avance élevés, qui peut être attribuée au rapport de pas des pales. Misra et al. ont mené une étude expérimentale sur les performances des hélices à 4 pales avec différentes géométries de section de cuvette et de bord de fuite dans différents rapports d'avance. Leurs résultats ont souligné l'effet considérable de la cuvette dans la génération de la poussée de l'hélice. De plus, ils ont utilisé des réseaux de neurones artificiels pour formuler les résultats des tests d'hélices dans différentes conditions23. Ces dernières années, Shafaghat et al. (2019) ont analysé les résultats des tests relatifs à une hélice à 5 pales à différents angles d'inclinaison de l'arbre et rapports d'immersion et comparés aux coefficients hydrodynamiques obtenus par les équations de régression de Ferrando et Ghasemi24. Les résultats ont montré que les paramètres géométriques et de position de toute hélice peuvent affecter la précision de ces équations. Par conséquent, il est nécessaire de les développer et de les étudier davantage pour différentes géométries et d'identifier les paramètres effectifs. Enfin, Amini et al. ont étudié l'effet de l'aération forcée derrière un SPP25. Ils ont constaté que les performances améliorées de l'hélice diminuaient avec un taux d'immersion croissant, tandis que la zone liée aux performances améliorées était attirée par des coefficients d'avance plus élevés.
La nature coûteuse et difficile des tests d'hélices à grande échelle dans des conditions réelles pour vérifier les conceptions SPP, évaluer leurs performances et étudier les paramètres efficaces lors de l'installation de l'hélice sur le navire souligne encore l'importance et la nécessité de tester les hélices sur modèle avec des paramètres de position. La présente étude a étudié le comportement hydrodynamique d'une hélice perforante à 4 pales conçue sur mesure avec une section de pale spéciale. Cette hélice a été conçue avec un diamètre de 60 cm pour créer une vitesse de 40 nœuds et une poussée de 12 kN, sur la base des informations expérimentales disponibles et des équations de régression quadratique de Ferrando. Aux fins de cette recherche expérimentale, le mécanisme de boucle d'écoulement SPP à section ouverte d'Hydrotech (Institut d'hydrodynamique appliquée et de technologies marines, Université iranienne des sciences et technologies) a été utilisé pour tester le modèle de l'hélice26. Pour le test du modèle, le mécanisme de test du modèle IUST a été basé sur une balance statique multi-composants pour mesurer les forces et le couple de l'hélice et contrôler la position de l'hélice dans trois directions conçues et calibrées. En utilisant ce mécanisme, d'abord, l'effet du nombre de Froude sur les coefficients hydrodynamiques de l'hélice modèle a été étudié et étudié sa zone d'indépendance dans les plages proposées par d'autres chercheurs. Ensuite, l'effet des paramètres de position, tels que le rapport d'immersion dans la plage de 0,3 à 0,75, l'angle de lacet et l'angle d'inclinaison de l'arbre jusqu'à 10°, sur les coefficients hydrodynamiques et les forces latérales exercées sur l'hélice à dix rapports d'avance différents a été étudié. De plus, en photographiant l'hélice dans le rapport d'immersion de 0,4, le développement de la ventilation et du sillage dans les Froude numéros 2 et 4 ont été analysés. Les résultats des tests de performance ont finalement été comparés aux valeurs estimées de la phase de conception.
La norme ITTC stipule que les performances des hélices perforantes peuvent être prédites en testant des modèles à l'échelle, similaires aux hélices conventionnelles dans des tunnels d'eau ou des réservoirs de remorquage27. Les essais sur modèle sont conçus selon des lois de similarité entre les conditions à pleine échelle et sur modèle, et les résultats sont ensuite généralisés à l'hélice réelle.
Cependant, la détermination des conditions d'essai et l'étude des impacts d'échelle dans les essais sur modèle pour SPP sont différentes des hélices conventionnelles en raison du fonctionnement à l'interface entre l'eau et l'air et de la ventilation accrue qui en résulte dans ces hélices. Pour généraliser les résultats, il est donc nécessaire de satisfaire des conditions de similarité géométrique, dynamique et cinématique.
Les paramètres de base relatifs à une hélice doivent être considérés dans des conditions d'écoulement uniforme et d'eau libre par rapport au rapport d'avance. Ces coefficients peuvent être définis en termes de forces affectant l'hélice, comme suit28,29 :
Les coefficients hydrodynamiques d'un SPP dépendent de nombreux paramètres qui peuvent être divisés en trois catégories générales : la première comprend des paramètres de position (voir Fig. 1) qui se rapportent à la position de l'hélice par rapport à la surface libre et à la direction de l'écoulement de l'eau, tels que l'angle d'inclinaison \((\mathrm{\alpha })\), le lacet de l'arbre \((\uppsi )\) et le taux d'immersion de la pointe (\({I}_{T}\)).
Paramètres de position d'un SPP contre la surface libre (Solidworks 2014, https://www.solidworks.com).
La deuxième catégorie est composée de paramètres géométriques liés aux géométries de moyeu et de pale, tels que le diamètre (\(\mathrm{D}\)), le rapport de pas \((P/D)\), le numéro de pale (\(\mathrm{Z}\)), le rapport de surface élargie (\(\mathrm{EAR}\)), la distribution de l'angle de coupe, l'angle d'inclinaison et la section de pale. La troisième catégorie comprend des paramètres opérationnels dépendant de la physique et des caractéristiques de l'écoulement de l'eau tels que la vitesse, la pression ambiante et la vitesse de rotation de l'hélice, qui sont exprimés en nombres adimensionnels de Weber, Froude, Reynolds et de cavitation.
Les nombres adimensionnels de Weber, Froude, Reynolds et de cavitation sont reconnus comme paramètres de similarité dynamique des hélices. Pourtant, il est impossible de maintenir l'égale similarité de tous ces nombres entre le modèle d'essai et l'hélice grandeur nature (sauf pour le rapport d'échelle \(=1\)). Les chercheurs ont proposé différentes définitions de ces nombres en termes de vitesses de rotation ou d'avance de l'hélice ou de différents paramètres de longueur, et en tenant compte de l'impact de chacun sur les performances des SPP, ont défini des zones indépendantes de ces nombres dans certaines conditions, et des caractéristiques de test peuvent ainsi être extraites. Malheureusement, aucune approche globale établie n'a encore été proposée pour l'étude précise des performances des SPP et des principaux paramètres adimensionnels pertinents. Le besoin se fait toujours sentir de considérer ces conditions et de les généraliser à différentes géométries27.
La plage d'indépendance du nombre de Reynolds a été définie en deux modes par Shiba4 et l'Institut KSRI, Russie11, comme présenté dans le tableau 1. Selon Shiba, le nombre de Weber affecte la zone transitoire et le rapport d'avance critique. Si \({W}_{n}\ge 180\), ce rapport d'avance critique (\({J}_{\mathrm{cr}}\)) sera indépendant du nombre de Weber. Brandt8 a introduit le nombre de Weber basé sur la vitesse (\({W}_{nD}\)) et a considéré que sa plage d'indépendance était de 200 pour toutes les phases. Ferrando a suggéré l'équation corrigée du nombre de Weber (\({{W}_{n}}^{^{\prime}}\)) selon le tableau 1, en considérant la valeur du nombre de Weber comme dépendante de caractéristiques géométriques, telles que le rapport de pas de pale10.
Le nombre de Froude est un autre paramètre efficace pour les performances de l'hélice, et plusieurs études ont examiné son impact sur les performances du SPP. Comme mentionné dans le tableau 1, Shiba et Olofsson ont introduit ce nombre via les équations \(F{r}_{n}\) et \({Fr}_{nD}\), respectivement, en fonction de la longueur fixe du diamètre de l'hélice et de l'avance ou de la vitesse de rotation de l'hélice, et chacune a défini une plage indépendante différente4,16. En fait, Shiba considérait que \(F{r}_{n}<3\) était efficace dans la zone de ventilation complète, tandis qu'Olofsson décrivait l'impact de \({Fr}_{nD}\) dans sa plage d'indépendance dans les zones de ventilation complète et partielle comme négligeable. De plus, Brandt a introduit le nombre de Froude \({Fr}_{n{h}_{s}}\) en termes de longueur variable de la profondeur d'immersion, et a maintenu cela comme inefficace dans une zone de ventilation complète8. Ding a ensuite défini \(F{r}_{nD}\ge 3,5\) comme plage indépendante de comportement de l'hélice pour toutes les zones12 et l'Institut KSRI a également proposé \(F{r}_{n}>3,5\) comme plage d'indépendance11.
Le nombre de cavitation pour les hélices perforantes est défini par l'équation. (6), est aussi connu comme un paramètre effectif sur la performance :
Afin de contrôler le nombre de cavitation dans les essais sur modèle et d'obtenir une similitude avec les conditions à grande échelle, il est nécessaire d'ajuster et de contrôler la pression de la surface libre d'eau avec un équipement de contrôle de la pression. D'autre part, un certain nombre d'études ont mis en évidence une corrélation entre les impacts du nombre de cavitation et du nombre de Froude. Shiba a introduit \(F{r}_{n}\ge 3\) comme plage d'indépendance pour le nombre de cavitation. Brandt, Olofsson et Ding ont également montré que le comportement de l'hélice dans la plage d'indépendance suggérée était indépendant du nombre de cavitation aux nombres supérieurs à 112,16. La présente recherche a pris en compte les plages d'indépendance maximales mentionnées dans le tableau 1 et a déterminé une échelle appropriée pour l'hélice modèle en rapport avec les installations de laboratoire concernées.
Ces équations incluent le numéro de pale (\(\mathrm{Z}\)), la vitesse d'avance (\(\mathrm{V}\)), la viscosité cinématique (\(\upnu\)), la longueur de corde de \(0.7\mathrm{R}(\mathrm{C}0.7)\), le rapport de surface (\(\frac{{A}_{e}}{{A}_{o}}\)), le coefficient de tension superficielle (\(\upsigma\)), profondeur d'immersion (\({h}_{s}\)) et rotation de l'hélice (\(\mathrm{n}\)).
La mesure des forces hydrodynamiques affectant des objets flottants ou immergés dans l'eau et l'étude de la physique de l'écoulement qui les entoure peuvent être comptées parmi les applications les plus importantes des tunnels d'eau30. Le tunnel d'eau à section ouverte de l'IUST a été conçu sur la base d'études hydrodynamiques de l'écoulement dans différentes zones afin d'obtenir des conditions appropriées sur la section d'essai. Le tunnel (Fig. 2) était composé d'une section ouverte (250 × 200 mm), avec une plage de vitesse de l'eau de \(2\mathrm{ à }10\)m/s ; la section d'essai était une zone ouverte, de 1,5 m de long à la pression atmosphérique, qui héberge l'hélice à des fins d'essai, tandis que les parois en plexiglas de cette section prévoyaient la photographie de l'eau de l'hélice. La conduite de transfert comprenait une vanne de dérivation pour réguler la vitesse d'écoulement de l'eau et un débitmètre magnétique pour mesurer et enregistrer le débit instantané.
Tunnel d'eau à section ouverte à l'IUST.
La configuration de test présentée à la Fig. 3 a été conçue pour le test de SPP dans le tunnel d'eau à section ouverte26. Il comprenait trois modules principaux : le premier était la régulation de position, capable d'ajuster la profondeur d'immersion et l'angle de l'arbre contre la direction d'écoulement sur deux plans horizontaux et verticaux. Le système était capable de fournir un angle d'inclinaison et un angle de lacet de \(0^\circ -10^\circ\) et de modifier la profondeur d'immersion jusqu'à 100 %. Le deuxième module est la transmission de puissance à l'arbre d'hélice, comprenant un moteur de boîte de vitesses à régime réglable jusqu'à 3800 tr/min. Le moteur était relié à l'arbre porte-hélice par une courroie et une poulie.
Configuration du test SPP.
La mesure des charges exercées sur le SPP a été effectuée par le troisième module, à l'aide d'un système de dynamomètre à 4 composants basé sur le système de coordonnées du modèle et aligné avec l'arbre porte-hélice. Le dynamomètre comprenait des balances de force à 2 composants pour mesurer les forces de portance et latérales, une balance à 1 composant pour mesurer la force de poussée sur l'hélice et une cellule de charge de type S pour mesurer le couple de réaction de l'hélice. Ce système a été conçu sur la base des principes des jauges de contrainte et des lois des poutres en flexion31, tandis que les capteurs servaient également de paliers pour maintenir l'arbre porte-hélice et mesuraient en même temps les forces de réaction d'appui26.
À l'aide d'un système d'étalonnage à six degrés de liberté32, l'étalonnage du mécanisme de test a été effectué dans le cadre du plan d'expérience BBD. La méthode ANOVA a ensuite été utilisée pour dériver des équations de régression multivariées avec un intervalle de confiance de 95 % pour chaque canal. Selon le tableau 2, le niveau d'erreur du modèle de régression estimé pour chaque capteur était inférieur à 1 %. Ces résultats montrent la réplicabilité et la bonne performance du système. En conséquence, les forces et le couple agissant sur l'hélice modèle (par exemple, Fig. 4) dans le tunnel d'eau ont été directement mesurés à l'aide d'une matrice d'étalonnage. Ces coefficients représentaient le comportement linéaire approprié de chaque capteur dans la direction de la charge de conception et l'existence d'interférences minimales entre les différents canaux du dynamomètre26.
Les forces et le couple agissant sur l'hélice du modèle (Solidworks 2014, https://www.solidworks.com).
Les signaux de sortie de chaque capteur ont été enregistrés par un système d'acquisition de données à 16 canaux, composé de conditionnements de signaux, d'amplificateurs, de convertisseurs de signaux A/N enregistrés (Fig. 5) avec une fréquence de 10 kHz à des intervalles de 10 s. Après le processus de filtrage et de calcul de la moyenne temporelle, la charge hydrodynamique moyenne de l'hélice du modèle a été extraite par l'équation d'étalonnage inverse. Les angles ont été mesurés et enregistrés par des jauges d'angle numériques installées sur le dynamomètre, avec une précision de 0,1º. La profondeur d'immersion était réglée par des jauges sur les parois du tunnel proportionnellement au centre de l'hélice. De plus, un appareil photo semi-professionnel (NIKON D300) a été utilisé pour photographier l'hélice pendant le processus de test afin d'enregistrer et d'étudier le schéma de ventilation et le sillage résultant à différents rapports d'avance. Compte tenu de la vitesse d'avance du débit d'eau et de la vitesse de rotation de l'hélice, la photographie pour enregistrer le sillage de ventilation a été réalisée sous une intensité lumineuse de 48 000 Lumen à ISO 1600 et une vitesse d'obturation de 1/8000 s.
Signaux de sortie des capteurs de force et de couple, et leurs données filtrées.
La présente étude a utilisé un SPP à 4 pales (HL002) avec une section présentée à la Fig. 6, conçu dans le laboratoire IUST Hydrotech. La conception de cette hélice est basée sur les informations expérimentales disponibles et les équations de régression quadratique de Ferrando. Les spécifications géométriques du modèle d'hélice sont décrites dans le tableau 3.
Section de lame générique déroulée de HL002 SPP.
Selon les spécifications géométriques de la section d'essai, le régime maximal du moteur et la vitesse d'écoulement dans le tunnel d'eau, l'hélice modèle a été conçue au rapport d'échelle de \(\uplambda =\frac{{D}_{s}}{{D}_{f}}=0,21\), afin d'assurer des conditions dynamiques et cinématiques similaires conformes aux critères maximaux du tableau 1. La figure 7 représente l'hélice modèle construite.
Modèle construit d'hélice [(a) vue de face, (b) vue de côté].
Pour une identification complète du comportement de l'hélice, il est souhaitable d'extraire la courbe de performance et d'étudier les forces latérales dans une gamme complète de rapports d'avance, car les concepteurs ont besoin d'informations pour estimer la charge de démarrage et l'efficacité aux faibles rapports d'avance tout en déterminant la plage avec une efficacité ou une force de poussée maximale est nécessaire pour les rapports élevés. Les performances de l'hélice sont également essentielles pour être prises en compte dans la zone transitoire en raison de l'apparition possible de problèmes de vibration spécifiques. Compte tenu des capacités de configuration de test disponibles, la plage \(0,4\le J\le 1,4\) a été sélectionnée pour la présente étude. Les essais ont été conduits sous pression atmosphérique (non pressurisée contrôlée) avec comme priorité la vitesse maximale à chaque \(\mathrm{J}\). Afin de considérer l'impact du nombre de Froude, le test de l'hélice a d'abord été réalisé à un rapport d'immersion de 0,4, un angle de 3° par rapport à l'axe horizontal et pour quatre \({Fr}_{nD}\) dans deux plages de \({Fr}_{n}\) (\(F{r}_{n}=2\), \(F{r}_{n}>3\)), mentionnées dans le tableau 4.
L'impact du rapport d'immersion et de l'angle d'inclinaison de l'arbre porte-hélice en combinaison a ensuite été étudié pour \({Fr}_{nD}=4\), selon le tableau 5, et enfin, l'impact de l'angle de lacet de l'hélice contre le débit d'eau a été considéré à trois angles de lacet et l'angle d'inclinaison constant à 6°.
Pour ces tests, \({Fr}_{n}\) a été considéré au-dessus de 3,5 à tout moment pour éliminer l'impact du nombre de cavitation. Dans de telles conditions, \({\mathit{Re}}_{n}\ge 5\times 1{0}^{5}\) et les trois critères du nombre de Weber ont été considérés en fonction de la vitesse d'avance et de la révolution.
Cette section aborde d'abord le développement de la ventilation et l'impact du nombre de Froude sur le flux de sillage de l'hélice et les changements de modèle d'écoulement sous des rapports d'avance de \(0,4\le J\le 1,3\), comme observé à travers les images de flux. Ensuite, l'impact de la modification du nombre de Froude sur l'efficacité et les coefficients de charge a été considéré à différents nombres de Froude, et l'impact des paramètres de position, tels que le taux d'immersion, l'angle d'inclinaison et l'angle de lacet à un nombre de Froude constant a finalement été étudié. Afin d'évaluer la possibilité d'utiliser les équations de régression quadratique de Ferrando dans le processus de conception, les données expérimentales extraites à des rapports d'immersion de 0,4 et 0,6 ont été comparées aux données calculées par l'équation de Ferrando. (2).
En comparant les Fig. 8 et 9 qui montrent le débit d'eau passant l'hélice à des rapports d'avance de 0,3 à 1,2 et un nombre de Froude (\({Fr}_{nD}\)) de 2 et 4, on peut clairement observer la ventilation développée de l'hélice avec la réduction du rapport d'avance.
Schéma d'écoulement et développement de la ventilation dans \(F{r}_{nD}=2\).
Schéma d'écoulement et développement de la ventilation dans \(F{r}_{nD}=4\).
À \(\mathrm{J}=1,2\) et à une poussée proche de zéro (Fig. 8f), la quantité d'air suivant la pale sous la surface de l'eau est minime au début, et le sillage ne se forme qu'en vortex à l'extrémité de la pale, tandis que toute la surface de la pale est entièrement mouillée. Ici, le jet d'eau est également faible et la surface de l'eau reste presque intacte. Avec la réduction du rapport d'avance à \(\mathrm{J}=1\), le vortex de ventilation se développe et se stabilise, et les couches de sillage se rapprochent les unes des autres (Fig. 8e). Sous un tel régime d'écoulement, les feuilles de vortex de la cavité sont visiblement séparées et le volume d'eau se situe entre elles, tandis que la pulvérisation d'eau dans l'air augmente également.
Un changement significatif dans le modèle d'écoulement est observé avec la réduction supplémentaire des coefficients de rapport d'avance à \(\mathrm{J}=0,8\) (Fig. 8d). À des vitesses de rotation plus élevées, l'aspiration derrière les pales aspire plus d'air dans l'eau. Les tourbillons de cavitation se développent de manière à ce que les couches de sillage entrent en collision et se dissipent plus rapidement dans la zone aval. Ici, on peut observer de nombreux jets d'eau et le niveau d'eau commence à monter devant l'hélice. Dans de telles conditions de l'hélice, connues sous le nom de zone transitoire, les valeurs de \({K}_{Q}\) et \({K}_{T}\) ne sont pas uniques pour le rapport d'avance donné.
Pour des coefficients avancés de 0,6 et moins (Fig. 8c), la cavité de ventilation se développe à l'arrière de la pale, entraînant un diamètre de cavité plus élevé, une montée du niveau d'eau et une surface d'immersion accrue. Sous ventilation complète, le volume de la cavité se déplaçant vers l'aval augmente et une fine couche d'eau s'écoule entre les couches volumineuses de la cavité. En raison de ces développements, les couches de la cavité entrent en collision et se dissipent plus rapidement, tandis que le volume d'eau pulvérisée dans l'air augmente également. Lorsque le rapport d'avance atteint 0,3 ou 0,4, la cavité attachée à l'arrière de la lame s'épaissit considérablement (Fig. 8a, b). Il empêche l'eau de passer à travers les pales, réduisant ainsi le débit à travers l'hélice et augmentant le débit autour d'elle. Un tel phénomène diminue la poussée créée par l'hélice. Ceci explique la réduction de \({K}_{Q}\) et \({K}_{T}\) à des taux d'avance inférieurs.
En comparant le modèle d'écoulement formé sous des rapports d'avance similaires pour les numéros de Froude 2 et 4 (Fig. 8 et 9), l'impact du nombre de Froude sur la cavité de ventilation et le sillage peut être observé, car la cavité est plus courte et le diamètre de sillage réduit en aval pour le plus petit nombre de Froude. À tous les rapports d'avance, le diamètre de la couche de cavité, ainsi que le volume et la plage de pulvérisation d'eau, augmentent avec l'augmentation des nombres de Froude, tandis que le pas de sillage et l'angle de pas diminuent. On pourrait donc conclure que l'impact du nombre de Froude est visible pour toutes les zones de ventilation. Cependant, cela a laissé un impact plus important sur les zones de ventilation transitoire et partielle.
L'impact du nombre de Froude sur les performances de l'hélice peut être observé dans les données des Fig. 10, 11 et 12, qui décrivent le coefficient de poussée, le coefficient de couple et le rendement de l'hélice, respectivement, à un rapport d'immersion constant de 0,4 dans la direction de l'arbre d'hélice. Dans ces figures, les coefficients de force et de couple de l'hélice sont comparés dans trois conditions : (1) données avec \(F{r}_{n}=2\) et vitesse de rotation constante, où la vitesse d'écoulement a changé le \({Fr}_{nD}\) entre 1,7 et 2 ; (2) données de test avec \(F{r}_{nD}=2\) et une vitesse d'avance constante et une rotation variable ; et (3) données avec \({Fr}_{nD}\ge 4\), sous l'exigence de \(F{r}_{n}\ge 3\). La comparaison du comportement de l'hélice dans ces conditions montre des coefficients de poussée plus élevés pour les essais avec \({Fr}_{nD}\le 2\), visibles partout mais moins efficaces en pleine ventilation. Pour les tests avec \({Fr}_{nD}\ge 4\), la ventilation complète et les zones transitoires affichent les performances et l'efficacité de l'hélice comme légèrement dépendantes du nombre de Froude. En revanche, la réduction du nombre de Froude sous ventilation partielle entraîne une augmentation de \({K}_{T}\) et augmente jusqu'à 30 % sous certains rapports d'avance. Des nombres de Froude plus élevés ne réduisent pas le coefficient de poussée en pleine ventilation, tandis que de légères augmentations ont également été observées en raison du volume de ventilation élevé autour de l'hélice dans cette zone. À des nombres de Froude plus élevés, la cavité se déplace à une vitesse plus élevée, ce qui améliore les performances.
Coefficient de poussée dans le sens de l'hélice en différents nombres de Froude (\(I=0.4,\alpha =3^\circ\)).
Coefficient de couple dans le sens de l'hélice en différents nombres de Froude (\(I=0.4,\alpha =3^\circ\)).
Efficacité dans le sens de l'hélice dans différents nombres de Froude (\(I=0.4,\alpha =3^\circ\)).
Cependant, le coefficient de couple est peu affecté par les changements du nombre de Froude, et des changements tangibles ne sont observés que sous ventilation partielle. La comparaison de la courbe de performance de l'hélice à \(F{r}_{n}=2\) avec des tests pour \(F{r}_{n}\ge 3\) montre que le coefficient de poussée se comporte différemment dans toutes les zones, en particulier en pleine ventilation, ce qui révèle l'impact de la plage d'indépendance pour ce nombre (\(F{r}_{n}\ge 3\)) sur les coefficients hydrodynamiques et l'efficacité de l'hélice. Dans les Fig. 13 et 14, il est évident que la sensibilité diminue à \({F}_{nD}\ge 4\), et les changements ne sont pas significatifs. Néanmoins, les forces latérales et de portance varient considérablement à d'autres nombres de Froude, ce qui indique des modèles d'écoulement différents.
Coefficient de force latérale dans le sens de l'hélice en différents nombres de Froude (\(I=0.4,\alpha =3^\circ\)).
Coefficient de portance dans le sens de l'hélice en différents nombres de Froude (\(I=0.4,\alpha =3^\circ\)).
Enfin, on peut conclure grâce aux données de coefficient de force et à l'efficacité de l'hélice que \({F}_{nD}\ge 4\) et \(F{r}_{n}\ge 3\) peuvent être identifiés comme la plage d'indépendance sous ventilation transitoire et complète, tandis que le nombre de Froude affecte les performances et l'efficacité de l'hélice dans la zone de ventilation partielle.
Ce rapport est l'un des paramètres critiques efficaces dans la conception et les performances des hélices de surface. L'angle d'inclinaison de l'arbre, l'assiette du navire et le comportement de l'hélice sous différents rapports d'avance affectent le niveau d'immersion, et ce paramètre ne peut donc pas être contrôlé avec précision. Des essais d'immersion ont été menés à différents angles d'inclinaison du puits pour étudier séparément l'impact de ce paramètre.
Selon les Fig. 15, 16 et 17, où l'impact du changement d'immersion a été considéré à l'angle constant de 6º et pour des coordonnées constantes de l'arbre porte-hélice, les rapports d'avance (\({J}_{échelle}\)) dans ces figures ont été obtenus en termes de vitesse d'avance en ligne avec l'arbre. Un taux d'immersion réduit affectera en fait la surface effective du disque de l'hélice et la cavité de ventilation développée derrière l'hélice. Ces deux paramètres influencent la portance et la traînée exercées sur l'hélice et affectent la poussée et le couple à tous les rapports d'avance. L'efficacité changera donc en fonction des changements de poussée en couple. De plus, la réduction de la zone humide du SPP réduit également la traînée et peut améliorer l'efficacité de l'hélice.
Effet du taux d'immersion sur le coefficient de poussée dans le sens de l'hélice (\(\alpha =6^\circ\)).
Effet du taux d'immersion sur le coefficient de couple dans le sens de l'hélice (\(\alpha =6^\circ\)).
Effet du taux d'immersion sur le rendement dans le sens de l'hélice (\(\alpha =6^\circ\)).
Comme le montrent les Fig. 15, 16 et 17, la profondeur d'immersion réduite est suivie par des coefficients de poussée et de couple généralement inférieurs en raison de la zone immergée réduite de l'hélice. Cependant, leurs changements tels qu'ils sont affectés par la ventilation et la zone humide de l'hélice ne sont pas similaires. À des rapports d'avance supérieurs au rapport d'avance critique (\(J>0,8\)), l'augmentation de la profondeur d'immersion de 0,3 à 0,75 a laissé un impact important sur les modifications du coefficient de couple, mais le coefficient de poussée n'affiche pas un comportement similaire dans différents coefficients d'avance. De tels changements indiquent un développement différent de la ventilation derrière la pale à différentes profondeurs d'immersion. Dans cette plage de rapport d'avance, l'efficacité maximale se produit à une profondeur d'immersion de 0,4, en raison du couple réduit de l'hélice à cette profondeur par rapport à des profondeurs plus élevées et des changements de poussée limités.
Avec une ventilation totale développée à de faibles rapports d'avance (\(J<0,8\)), les changements de poussée de l'hélice seront limités à des profondeurs d'immersion de 0,3 à 0,4, et inférieurs à la réduction de couple, ce qui signifie que l'efficacité de l'hélice sera plus élevée à une profondeur d'immersion de 0,3 qu'à des profondeurs plus élevées. C'est alors qu'avec l'augmentation du rapport d'avance à cette profondeur (\({\mathrm{I}}_{\mathrm{T}}=0,3\)), l'efficacité chutera considérablement en raison de la réduction importante de la poussée de l'hélice.
Enfin, des considérations expérimentales ont identifié l'efficacité maximale du SPP avec une poussée appropriée devant se produire à \(0,4<{\mathrm{I}}_{\mathrm{T}}<0,75\) et le rapport d'avance de 0,9 à 1,1. Le coefficient de poussée maximal au rapport d'immersion de 0,75 et \(J=0,8\) a été mesuré à 0,14, et l'efficacité maximale au rapport d'immersion de 0,4 et \(J=1\) s'est produite à 58 %.
Les forces latérales ont été considérées dans les Fig. 18 et 19. Selon les résultats, la force verticale sur l'arbre était généralement vers le haut, sauf si la quantité de forces était faible lorsque la force verticale globale serait vers le bas, en raison d'une pulvérisation d'eau et d'une agitation importantes. La figure 18 montre que le coefficient de portance augmente avec une immersion accrue à tous les rapports d'avance, tandis que le coefficient de force latérale (Fig. 19) atteint son apogée à de faibles rapports d'immersion et a tendance à augmenter avec un rapport d'immersion réduit. Cette différence se produit parce que, à un faible taux d'immersion, la pointe de la pale sert de partie efficace pour générer la poussée, où les forces globales seraient plus orientées vers la composante horizontale plutôt que vers la verticale.
Effet du taux d'immersion sur le coefficient de portance dans le sens de l'hélice (\(\alpha =6^\circ\)).
Effet du rapport d'immersion sur le coefficient de force latérale dans le sens de l'hélice (\(\alpha =6^\circ\)).
En général, la comparaison des coefficients des forces de portance et de lacet a révélé une génération de forces horizontales plus élevée que les forces verticales et les changements accompagnés de poussée. Cependant, le coefficient de portance a montré un comportement différent dans la zone transitoire en raison des fluctuations de charge drastiques dans cette zone. La ventilation sur la surface de la lame change considérablement dans cette zone et déplace ainsi le centre de charge sur la lame.
En raison de leurs conditions de fonctionnement asymétriques et des fluctuations du sillage résultant dans SPP, des forces latérales importantes sont produites. On s'attend à ce qu'en modifiant l'angle de l'arbre, les forces résultantes s'alignent sur l'avance du navire et entraînent une efficacité accrue dans cette direction.
L'impact des modifications de l'angle d'inclinaison du SPP sur les coefficients de poussée et de couple et l'efficacité par rapport aux coordonnées de l'arbre fixe (aligné avec l'arbre d'hélice) a été pris en compte au taux d'immersion constant de 0,4 et affiché sur les Fig. 20, 21 et 22, respectivement.
Coefficient de poussée sur la direction de l'hélice dans différents angles d'inclinaison (\(I=0,4\)).
Coefficient de couple sur la direction de l'hélice dans différents angles d'inclinaison (\(I=0,4\)).
Efficacité sur la direction de l'hélice dans différents angles d'inclinaison (\(I=0.4\)).
Selon les Fig. 20 et 21, une augmentation de l'angle d'inclinaison modifie les coefficients de couple et de poussée axiale. L'impact de l'augmentation de l'angle d'inclinaison est plus élevé dans la zone de ventilation partielle (\(\mathrm{J}>0,8\)), mais son effet sur la poussée diminue avec le développement de la cavité dans la zone de ventilation totale (\(J<0,8\)). Un tel changement dû à l'augmentation de l'angle de 3º à 6º a atteint son niveau le plus élevé de 40 % pour \(1 De plus, l'impact du changement d'angle d'inclinaison sur les performances en fonction de l'avance du navire a été pris en compte en comparant les coefficients de poussée et de couple et l'efficacité par rapport aux coordonnées de l'arbre fixe (Figs. 23 et 24) à différents rapports et angles d'immersion. Les coefficients de poussée et de couple en ligne avec l'avance du navire ont été exprimés par KTS/J2 et KQS/J5, qui définissent les valeurs réelles de changement de force comme indépendantes de la vitesse et du diamètre, comparables aux autres hélices. Selon les données des figures, les coefficients hydrodynamiques de l'hélice sont plus efficaces à partir des rapports d'immersion et améliorés avec l'augmentation de l'angle d'inclinaison de l'arbre. L'angle de 6° a été identifié comme l'angle d'inclinaison optimal de l'arbre parmi les rendements de l'hélice à chaque rapport d'immersion. Le niveau maximum du coefficient KTS/J2 a été réalisé avec un rapport d'immersion de 0,75, un angle d'inclinaison de l'arbre de 6º et un rapport d'avance de 0,6, ce qui indique un effet favorable de l'augmentation de la profondeur et de l'angle d'immersion sur la force d'avance du navire. Les données de la Fig. 24 et la comparaison des changements de KQS/J5 à différents rapports d'avance ont également montré que la plage des changements de couple de réaction de l'hélice augmentait avec des rapports d'avance plus élevés, indiquant un impact plus important des paramètres de position, à savoir l'angle d'inclinaison et l'immersion sous ventilation partielle. De plus, les données d'efficacité en ligne avec le navire basées sur le coefficient KQS/J5 représentaient une capacité de changement d'efficacité plus élevée avec des paramètres de position à des coefficients de charge inférieurs. Variation du coefficient de poussée dans la direction de propulsion à différents rapports d'immersion et angles d'inclinaison. Variation du coefficient de couple dans le sens de la propulsion à différents rapports d'immersion et angles d'inclinaison. Les forces latérales effectives ont été étudiées sous différents angles, selon les Fig. 25 et 26. Le tableau des coefficients de portance indique une augmentation des forces verticales sur l'arbre à coordonnées constantes, ce qui doit être pris en compte lors de la conception du palier et du support de l'arbre. Le coefficient de force latérale est également resté inchangé, selon la figure 26, et la forme reproductible de cette force a confirmé la compatibilité et la reproductibilité de ce système de test. Coefficient de portance sur la direction de l'hélice dans différents angles d'inclinaison (\(I=0.4\)). Coefficient de force latérale sur la direction de l'hélice dans différents angles d'inclinaison (\(I=0,4\)). D'après les données recueillies pour le coefficient d'effort latéral, l'effort horizontal effectif comptait pour un pourcentage plus important dans les essais que l'effort vertical, atteignant 40 % de la poussée longitudinale à son maximum. D'un point de vue théorique, la déviation latérale de l'arbre et la déviation du plan vertical pourraient être adoptées pour utiliser la force résultante maximale le long de la direction d'avance. En fait, un angle de lacet adapté au SPP aurait une traînée latérale inférieure. Il pourrait constituer une solution appropriée pour favoriser l'efficacité de la propulsion sans aucun dommage ni risque résultant de problèmes de vibration ou de résistance. Cependant, cet avantage potentiel doit être testé et le niveau de perte d'efficacité résultant des impacts hydrodynamiques des géométries et d'autres paramètres doit être déterminé. La présente étude a considéré l'angle de lacet jusqu'à 10º à deux rapports d'immersion de 0,4 et 0,6. En observant le coefficient de poussée aligné avec l'arbre aux rapports d'immersion mentionnés, comme sur la Fig. 27, il a été signalé que la poussée axiale de l'arbre diminuait avec l'augmentation des angles de lacet. L'angle changeant par rapport à l'axe horizontal a réduit le pas effectif de l'hélice pour balayer l'eau. En raison des orientations différentes de l'hélice et du flux, la zone de balayage de l'hélice a été réduite lorsqu'elle est représentée perpendiculairement (alignée avec le flux). Une telle réduction était plus intense à des taux d'immersion inférieurs en raison du mouvement du centre de force vers l'extrémité de la pale et d'une plus grande susceptibilité aux forces latérales à partir de l'angle de l'arbre. Ces changements sont plus importants dans la zone de ventilation partielle et leurs impacts diminuent avec le développement de la cavité dans la zone de ventilation totale. L'effet de l'angle de lacet sur le coefficient de poussée dans la direction de l'hélice (\(I=0,4\)). En calculant la force de poussée dans la direction d'avance, l'impact de la conversion de la force latérale dans cette direction a pu être observé pour le coefficient de poussée de propulsion (KTS/J2) sur la Fig. 28. Les données collectées ont montré qu'une augmentation de l'angle de lacet, en général, modifiait la force de poussée de propulsion. Pourtant, le niveau de changement de poussée pour divers rapports d'avance serait différent en ce qui concerne une combinaison de paramètres hydrodynamiques, la ventilation des pales et le degré de changement de l'angle d'inclinaison pour chaque section contre le flux et n'a pas une approche fixe de l'angle de lacet dans les rapports d'avance. L'angle de lacet a généré un impact plus élevé à chaque rapport d'immersion sous ventilation partielle que le mode de ventilation complète. De plus, la figure 29 a montré de légers changements dans le coefficient de couple, résultant de changements du pas effectif de l'hélice et de l'angle d'inclinaison dus au changement de direction du flux contre les pales de l'hélice. L'efficacité en ligne avec la propulsion a également changé avec l'augmentation de l'angle de lacet à partir du lacet 0º, dans une plage de 5 %. L'effet de l'angle de lacet sur le coefficient de poussée dans la direction de propulsion (\(I=0.4\)). L'effet de l'angle de lacet sur le coefficient de couple et l'efficacité dans la direction de propulsion (\(I=0.6\)). Selon la figure 30, la force de portance sur l'arbre augmentait également avec l'angle de lacet accru, tandis que la figure 31 indiquait la réduction de la force latérale sur l'arbre en raison du pas effectif réduit de l'hélice en ligne avec le flux. En comparant la force latérale et la poussée en ligne avec le flux, on peut voir qu'avec l'augmentation de l'angle de lacet, la force horizontale a été réduite de manière significative contre la propulsion en raison de l'effet de sens inverse généré par la force de poussée sous l'angle de lacet généré. Par exemple, à un rapport d'immersion de 0,6, dans les conditions maximales, le rapport de la force latérale à la poussée (\(\frac{{F}_{H}}{T}\)) de 0,6 à l'angle de lacet 10º à 0,05. Un tel changement signifiait la conversion de la force latérale en poussée le long de la propulsion et une efficacité de propulsion légèrement accrue. L'effet de l'angle de lacet sur le coefficient de portance dans la direction de l'hélice (\(I=0.6\)). L'effet de l'angle de lacet sur le coefficient de force latérale dans la direction de l'hélice (\(I=0,6\)). L'estimation des coefficients hydrodynamiques de couple et de poussée a été mise au défi pour la phase de conception des SPP, et des relations complètes n'ont pas été développées pour projeter leurs performances. Afin d'évaluer les équations appliquées à la phase de conception d'une hélice HL002 après les essais expérimentaux, les coefficients hydrodynamiques de l'hélice à différentes positions ont été mis en contraste avec les équations de régression quadratique de Ferrando pour les hélices à quatre pales2, telles que les coefficients hydrodynamiques obtenus à des rapports d'immersion de 0,4 et 0,6 pour deux angles d'inclinaison (6º et 8º), comme représenté sur les Fig. 32 et 33. Selon les données expérimentales, l'équation de poussée de régression a estimé le coefficient de poussée avec une erreur inférieure à 20 % uniquement dans la région de ventilation partielle à \(0,8\le J\le 1,5\), tandis que la précision de ces calculs diminuait à mesure que les taux d'immersion et l'angle d'inclinaison augmentaient. De plus, les changements dans l'angle de lacet n'affectaient pas de manière significative la sortie des équations. Pourtant, le coefficient de couple n'a pas été estimé avec une précision suffisante par les équations de régression à tous les rapports d'avance de la phase de conception, et l'erreur minimale s'est produite à 15 % pour le rapport d'avance de 1,3. De telles performances indiquent une précision insuffisante des équations et leur incapacité à inclure tous les paramètres affectant les performances de l'hélice. Compte tenu des coûts opérationnels élevés de telles hélices, les résultats mettent en évidence la nécessité de tests expérimentaux de l'hélice après la phase de conception. Comparaison des résultats avec les estimations initiales de la phase de conception (\(I=0,4,\alpha =8^\circ\)). Comparaison des résultats avec les estimations initiales de la phase de conception (\(I=0,6,\alpha =6^\circ\)). Dans cette recherche, les résultats des essais sur modèle d'une hélice à 4 pales conçue sur mesure ont été discutés et ses performances ont été comparées aux critères de conception. La présente étude a examiné le mode de développement du sillage des hélices perçant la surface à différents rapports d'avance, l'impact du nombre de Froude et les plages d'indépendance proposées par les études précédentes. Selon les résultats expérimentaux extraits, les plages d'indépendance suggérées par Olofsson ont été sélectionnées comme appropriées pour tester les modèles SPP. De plus, la courbe de performance de l'hélice modèle a été tracée pour différentes conditions d'essai, et le comportement de l'hélice a été identifié en fonction de différents paramètres de position. Dans les algorithmes de conception utilisés pour cette hélice, les équations de régression quadratique de Ferrando pour les hélices à quatre pales ont été utilisées pour estimer les coefficients de poussée et de couple. En comparant les données expérimentales obtenues et les estimations de la phase de conception, on peut observer que les équations ont estimé les coefficients de poussée avec une erreur inférieure à 20 % uniquement sous la région de ventilation partielle à \(0.8\le J\le 1.4\). En comparaison, les coefficients de couple ont connu une erreur supérieure à 30% dans la même plage. Cela conduira à une estimation inexacte de la puissance nécessaire au fonctionnement de l'hélice, ainsi qu'à une sélection inappropriée du moteur, alors que les performances de l'hélice seront estimées avec une erreur d'au moins 25 %. Comparaison des résultats de la présente recherche avec ceux de Lorio ou Seyyedi et al. sur les quantités estimées par les équations de Ferrando montre les différents comportements de ces équations pour diverses géométries. Ces observations ont mis en évidence la couverture incomplète des impacts par les paramètres géométriques sur l'hélice, tels que la forme de la section des pales et le type de distribution radiale, comme le rapport de râteau, d'inclinaison et de pas de l'hélice dans les équations de régression. Cette lacune des équations peut être attribuée à l'insuffisance des données expérimentales sur les différentes géométries des hélices. La poussée maximale générée par une hélice a été identifiée comme l'un des paramètres les plus importants et les plus efficaces dans la conception des hélices et des systèmes de propulsion. Une hélice avec une efficacité optimale est souhaitable pour générer la poussée requise pour les conditions de démarrage avec de faibles rapports d'avance, une augmentation de la vitesse et un mode de planification du navire. La présente étude a donc abordé l'impact de différents paramètres de position sur l'efficacité et la poussée de l'hélice. Les résultats expérimentaux ont souligné l'impact favorable d'un taux d'immersion accru sur la promotion de la poussée de l'hélice ; de plus, l'efficacité de l'hélice a la valeur la plus élevée dans la plage de rapports d'immersion de \(0,4 <\mathrm{I }<0,75\) à \(\mathrm{J }= 1\), mais n'a pas une bonne efficacité dans les rapports d'avance et la profondeur d'immersion inférieurs et elle est inférieure à l'estimation de conception. Les résultats montrent que l'augmentation de l'angle d'inclinaison dans tous les cas n'augmentera pas la poussée et les performances. L'angle d'inclinaison optimal pour une poussée et une efficacité accrues en ligne avec la propulsion est de 6 degrés. Changer l'angle de lacet de l'hélice renforcera théoriquement la poussée globale vers la propulsion et augmentera l'efficacité tout en minimisant la force latérale. Cependant, les résultats n'indiquent généralement pas une augmentation significative de l'efficacité de la propulsion et de la poussée pour des angles de lacet plus élevés jusqu'à 10°. Cependant, à des rapports d'avance inférieurs à \({j}_{cr}\), il augmentera la poussée. Ces résultats montrent un comportement différent selon la géométrie. Un autre point intéressant était le point de charge nulle sur la courbe de performance de l'hélice, rapporté approximativement à une plage de 1,4 par les informations des chiffres du coefficient de poussée, tandis que le point de charge nulle est théoriquement déterminé en fonction du rapport de pas de l'hélice à \(\frac{P}{D}=1,24\). Cette différence de pas effectif d'hélice peut être attribuée à l'impact de la géométrie des pales, comme l'impact de la coupelle sur la face anticyclonique et révèle ainsi l'impact considérable de la géométrie des pales sur ses performances. De plus, les informations relatives aux forces latérales de l'hélice ont été prises en compte dans différentes conditions de fonctionnement et de position, ce qui pourrait aider à identifier le comportement de l'hélice, à déterminer et à comparer les impacts de différentes géométries et à concevoir des arbres, des supports et des roulements selon les besoins. En comparant les résultats de cette étude avec des études expérimentales réalisées sur la géométrie différentielle de SPP, l'effet de la géométrie des pales sur le comportement de l'hélice sous différents paramètres de position peut être observé. Enfin, les informations de la présente étude seront utilisées pour développer une méthode de résolution numérique pour les hélices perforantes et optimiser la géométrie de l'hélice pour générer une poussée plus élevée. Les ensembles de données générés pendant et/ou analysés pendant l'étude en cours sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable. Young, YL Modélisation numérique des hélices supercavitantes et perforantes. (Département de génie civil, Université du Texas à Austin, TX78712, Génie de l'environnement et des ressources en eau, 2002). Ferrando, M., Crotti, S. & Viviani, M. 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École de génie mécanique, Université iranienne des sciences et technologies, Téhéran, Iran Maryam Kamran, Norouz Mohammad Nouri, Hossein Goudarzi & Saeed Golrokhifar Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar NMN : Idéation, Conceptualisation, Ressources, Supervision, Administration de projet. MK : Idéation, Conceptualisation, Méthodologie, Préparation expérimentale, Analyse formelle, Enquête, Rédaction-Brouillon original, Rédaction-Revue & Édition. HG, SG : Validation, Préparation Expérimentale, Ecriture-Brouillon Original, Visualisation. Correspondance à Maryam Kamran ou Norouz Mohammad Nouri. Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent. Springer Nature reste neutre en ce qui concerne les revendications juridictionnelles dans les cartes publiées et les affiliations institutionnelles. Libre accès Cet article est sous licence Creative Commons Attribution 4.0 International, qui autorise l'utilisation, le partage, l'adaptation, la distribution et la reproduction sur tout support ou format, à condition que vous accordiez le crédit approprié à l'auteur ou aux auteurs originaux et à la source, fournissez un lien vers la licence Creative Commons et indiquez si des modifications ont été apportées. Les images ou tout autre matériel de tiers dans cet article sont inclus dans la licence Creative Commons de l'article, sauf indication contraire dans une ligne de crédit au matériel. 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