吊艙式CRP推進器的定常水動力性能模擬

郭春雨，汪小翔，趙大剛，孫 瑜

(哈爾濱工程大學 船舶工程學院，哈爾濱150001)

吊艙式推進器CRP(contra-rotating propellers)是將對轉槳的設計理念融入到吊艙模塊而誕生的一種新型推進器［1］，它綜合了對轉槳與吊艙推進器的優勢，比如，減小噪聲、改善空泡性能、提高推進效率等，與其它推進方案相比，這一推進系統具有優良的綜合性能，因而具有廣闊的市場前景［2］。從設計角度看，吊艙槳直接工作于傳統槳的尾流場當中，同時傳統槳也受到吊艙槳誘導速度場的干擾，兩槳之間的間距直接關系到整套系統的水動力與流場性能，本文對此問題進行計算分析。

1 控制方程與湍流模型

1.1 控制方程

數值計算采用的控制方程為RANS方程［3］:

式中:ui，uj——速度分量時均值(i，j=1，2，3);

p——壓力時均值;

ρ——流體密度;

μ——流體粘性系數;

gi——重力加速度;

1.2 湍流模型

湍流模型使用重組化群κ-ε模型［4］，它是對瞬時N-S方程用重組化群的數學方法推導出來的模型，模型中的常數與標準κ-ε不同，而且方程中也出現了新的函數或項，所得的湍動能和耗散率方程與標準κ-ε模型相似，為

式中:Gk——由平均速度梯度引起的湍動能產生;

Gb——由浮力影響引起的湍動能產生;

YM——可壓縮湍流脈動膨脹對總耗散率的影響，這些參數與標準κ-ε模型中的參數相同;

αk、αz——湍動能和耗散率的有效普朗特數的倒數。

2 計算方法以及求解方法

在計算域中同時存在運動區域和靜止區域或存在多個靜止、可動區域時，Fluent可以采用的模型包括多參考系模型(MRF)［5］、混合平面模型和滑移網格模型。其中MRF模型是最簡單經濟的，它常用于定常計算，特別是在運動網格區域與靜止網格區域間的相互作用比較微弱時很適用。本文即采用MRF模型來進行螺旋槳與艙體支架間及螺旋槳之間相互干擾平均效果的計算。

對控制方程中的擴散項使用二階精度的中心差分格式離散，對流項使用二階迎風格式來離散，壓力與速度的耦合使用SIMPLEC方法，近壁區的處理采用非平衡壁面函數法［6］，它很適合流場變量在壁面附近存在很大梯度的流動問題。離散化方程組使用壓力基求解方法來求解。

3 計算模型以及計算域

建立普通吊艙推進器模型，其中，吊艙艙體為橢球形，支架截面為橢圓形。吊艙和螺旋槳的主要幾何參數見表1。

表1 吊艙和螺旋槳的主要幾何參數

本文模型是在直角坐標系下建立的，坐標原點在吊艙螺旋槳盤面的中心點上，X軸正方向與水流流入方向一致，沿著螺旋槳的旋轉軸指向下游出口，Y軸正向沿吊艙推進器支架的母線指向艙體外部，Z軸與XY平面垂直。在此基礎上，又在吊艙螺旋槳正前方新增一個傳統螺旋槳，即構成吊艙式CRP推進模型，傳統槳左旋(從吊艙向前看順時針方向為右)，葉數為5;吊艙槳右旋，葉數為4，見圖1，針對兩槳間距不同，分別為D/3、D/2、2D/3(D為吊艙槳直徑)，建立3個模型，編號1，2，3(普通吊艙推進器編號為0，單獨的傳統槳編號為4)。

圖1 吊艙式CRP推進器數值模型

為了與吊艙式CRP推進器的水動力性能進行對比，首先計算吊艙槳與傳統槳各自的敞水性能。對于普通吊艙推進器，計算域分為三部分，形狀均為與螺旋槳共軸的圓柱體，整個流場計算域入口在吊艙槳上游約3.3D處，出口在吊艙槳下游12.5D處，外邊界直徑約為9.2D。

由于螺旋槳結構復雜，劃分結構化網格難度大，并且難以保證質量，因此綜合結構化與非結構化網格的優點，采用結構化-非結構化多塊混合網格［7］劃分方法。對螺旋槳旋轉區域以及吊艙艙體支架所在區域采用非結構化網格劃分，對于形狀規則的吊艙推進器外域流場，則劃分結構化網格。另外，由于葉梢、導邊、隨邊、槳轂上流動變化比較劇烈，因此對上述區域的網格進行加密［8］。吊艙體﹑支架﹑螺旋槳表面網格見圖2，整個流域總網格數約為107萬個。

圖2 吊艙表面網格劃分

計算域進口邊界設定為速度入口，出口邊界設置為壓力出口，在外邊界同樣設置速度入口，槳葉槳轂吊艙體以及支架均設置為固定壁面［9］。

4 吊艙式CRP推進器水動力性能預報

吊艙式CRP推進器的效率

式中:T1、T2——傳統槳和吊艙槳產生的推力;

Q1、Q2——兩槳產生的轉矩;

T3——艙體、支架及槳轂產生的軸向力;

D——吊艙槳直徑;

n——螺旋槳轉速，本文旋轉軸為X軸，轉速固定為1 200 r/min。

5 吊艙槳及傳統槳的數值計算

通過Fluent數值模擬計算，吊艙槳以及傳統槳各自的敞水性能計算結果見表2。

6 吊艙式CRP推進器的數值模擬

針對D/3、D/2、2D/3螺旋槳間距下的吊艙式CRP推進器模型進行數值模擬，各部分敞水效率計算結果見表3。

表3 各部分效率計算結果 %

從表3來看，在所計算的工況范圍內，3種間距下的傳統槳敞水效率最大變化僅為0.2%，因此認為間距對傳統槳的敞水效率基本沒有影響。而吊艙槳效率隨著間距的增加呈下降趨勢，3號中的吊艙槳在進速系數為0.8和0.9時相比1號降低了2%。在J=0.5、0.6、0.7時，吊艙整體與吊艙式CRP整體效率隨著間距的增加有少量的提高。在J=0.9時，吊艙整體的效率隨間距增加有少量的下降，且兩槳間距對吊艙式CRP整體的敞水效率影響特別明顯，間距增加至D/2時，效率下降4%。

為了比較吊艙式CRP中兩槳效率相比它們單獨存在時的差異，考慮到各間距下吊艙式CRP推進器的數據量較多，只取L=D/3的兩槳間距下的吊艙式CRP推進器中的兩槳效率與上節計算數據比較，見圖3。

圖3 效率對比

由圖3發現，吊艙槳對傳統槳水動力性能影響非常小，而吊艙槳效率最大差別達5.4%，這是由于吊艙槳的誘導速度場在前方非常微弱，而它直接工作于傳統槳的尾流場中，存在很強的干擾作用，使得傳統槳對吊艙槳的水動力性能影響非常顯著。

7 軸向力和側向力分析

計算吊艙式CRP推進器的艙體支架等產生的軸向力以及側向力，并與普通吊艙推進器進行比較分析，見圖4、5。

圖4 軸向力隨進速的變化

圖5 側向力隨進速的變化

吊艙的軸向力均為正值，即產生阻力，但三種推進器阻力變化趨勢不同。普通吊艙推進器的艙體支架阻力隨著進速系數提高成下降趨勢，1號和2號沒有多大變化，3號呈上升趨勢，低進速下混合模塊阻力低于普通吊艙，兩槳間距對阻力影響效果顯著，隨著間距的增加，阻力均明顯降低。在J=0.5時，與普通吊艙推進器相比，3號支架以及艙體等阻力下降66.7%。

再看側向力，由于螺旋槳的旋轉，其后方水流產生與螺旋槳旋轉方向相同的周向速度，導致支架以及艙體左右受力不均，普通吊艙推進器側向力均沿Z軸正向;而吊艙式CRP中的吊艙模塊均沿Z軸負向，且都隨著進速的提高側向力逐漸減小。這是進速大時，槳后水流旋轉效果減弱的結果。整體結果來看，吊艙式CRP推進器中兩槳的旋轉尾流并沒有很好地綜合起來，普通吊艙推進器的航向穩定性最好，2號吊艙式CRP推進器較其它間距情況下受側向力較小。

8 壓力分布以及流場特性

取J=0.5時1號吊艙支架壓力與0號吊艙推進器對比分析，見圖6、圖7。

圖6 支架與艙體迎流面壓力分布(J=0.5)

圖7 支架與艙體背流面壓力分布(J=0.5)

由于螺旋槳尾跡的非均勻性特征，支架兩側的壓力分布是非對稱的，吊艙式CRP推進器支架艙體壓力較0號吊艙推進器發生了明顯的改變。兩者雖均在支架前段連接艙體部位存在一個高壓區，在支架后端連接艙體部位存在一個低壓區，但普通吊艙推進器上高壓和低壓區偏支架迎流面一側，CRP都偏支架背流面一側，這與普通吊艙推進和吊艙式CRP推進器計算所得側向力方向正好相反也是一致的。另外，支架上的壓力梯度大于艙體，側向力主要由于支架上的壓力不均所產生，艙體中間部位壓力較均勻，首尾壓力梯度較中間大。

由于傳統槳與吊艙槳的相互干擾，較普通吊艙推進器而言，吊艙式CRP推進器的流場發生了顯著改變。為了比較這一變化，計算分析J=0.5時的1號吊艙式CRP推進器以及0號普通吊艙推進器在吊艙槳盤面處的軸向，徑向以及切向速度分布，見圖8、9。

由圖8、9可知，普通吊艙推進器上的吊艙槳

圖8 普通吊艙推進器槳盤面處速度分布(J=0.5)

盤面處速度分布呈典型的周期對稱性，徑向伴流存在著明顯的渦區。而對于CRP而言，由于前置傳統槳強烈的向后撥水，吊艙槳盤面處速度變得復雜了許多，軸向速度在6點鐘方向的槳葉梢部有個高峰區，而在12點方向的槳葉梢部區域出現了沿X軸負方向的最大軸向速度，徑向速度與切向速度基本呈左右對稱分布，其中，徑向速度在左右槳葉梢部有個低峰區。普通吊艙槳盤面以內的切向速度均為負值，槳盤面以外出現正值，說明螺旋槳的旋轉對槳盤面以內的流體起主導作用;CRP吊艙槳切向速度在槳盤面下半部分為正值，槳盤面上半部分為負值，且都隨著半徑的增大逐漸減小，傳統槳的尾流影響在吊艙槳盤面處下半部分占主導作用。

9 結論

1)吊艙槳對傳統槳的敞水效率基本沒有影響，這是由于吊艙槳在前方的誘導速度場十分微弱;而傳統槳對吊艙槳的水動力性能影響十分顯著，這是由于吊艙槳直接工作于傳統槳的尾流中，存在很強的干擾作用。

2)間距對傳統槳的敞水效率基本沒有影響，吊艙槳效率隨著間距的增加呈下降趨勢，吊艙式CRP推進器的整體效率在低進速下對間距不是很敏感，在J=0.9，間距增加至D/2時，效率下降4%。吊艙模塊的軸向力隨間距增加明顯下降，側向力方向與普通吊艙推進器相反。

圖9 吊艙式CRP推進器吊艙槳盤面處速度分布(J=0.5)

3)吊艙式CRP吊艙推進器在吊艙支架表面的高壓與低壓區都偏向了支架背流面一側，其吊艙槳盤面處的速度分布不再顯示周期對稱性，切向速度在槳盤面下半部分為正值;槳盤面上半部分為負值，且都隨著半徑的增大逐漸減小，傳統槳的尾流影響在吊艙槳盤面處下半部分占主導作用。

本文僅對某一特定參數下的吊艙式CRP推進器的定常水動力性能進行了數值模擬，關于其非定常水動力性能以及兩槳參數的合理選擇及其對效率的影響需要通過更多的理論計算或試驗研究。

［1］張慶文.吊艙式CRP推進系統發展及應用前景［J］.船海工程，2007，36(02):57-59.

［2］STRECKWALL H，TIGGES K.Numerical propulsion for podded driven ship［C］∥The 15th International Conference on Hydrodynamics in Ship Design Safety and Operation.Poland:Gdansk，2003.

［3］王福軍.計算流體動力學分析—CFD軟件原理與應用［M］.北京:清華大學出版社，2004.

［4］GUO Chunyu，HU Wenting，YANG Chenjun.Research of podded propilsors with varied geometry in viscous flow［J］.China Ocean Engineering，2010，24(4):694.

［5］GUO Chunyu，YANG Chenjun，MA Ning.Research on steady performance of podded propulsor［J］.Journal of Ship Mechanics，2010，14(1):28-33.

［6］ZHANG Tao，YANG Chenjun，SONG Baowei，et al.CFD simulation of the unsteady performance of contrarotating propellers［J］.Journal of Ship Mechanics，2011，15(06):605-607.

［7］劉志華，熊 鷹，葉金銘，等.基于多塊混合網格的RANS方法預報螺旋槳敞水性能的研究［J］.水動力學研究與進展，2007，22(04):452.

［8］蔡榮泉，陳風明，馮學梅.使用FLUENT軟件的螺旋槳敞水性能計算分析［J］.船舶力學，2006，10(5):41-48.

［9］盛 立，熊 鷹.混合式CRP吊艙推進器水動力性能數值模擬及試驗［J］.南京航空航天大學學報，2012，44(02):188.