吊舱式CRP推进器水动力性能数值模拟

盛 立，熊 鹰，杨 勇

（海军工程大学 船舶与海洋工程系，湖北 武汉 430033）

吊舱式CRP推进器水动力性能数值模拟

盛 立，熊 鹰，杨 勇

（海军工程大学 船舶与海洋工程系，湖北 武汉 430033）

建立吊舱式CRP推进器数值模型，结合RANS方程和SST k－ω湍流模型，运用滑移网格方法对吊舱式CRP推进器在均匀流场中水动力性能进行非定常数值预报。将数值预报所得的敞水性能结果与在真实空泡水洞内利用吊舱动力仪及长轴动力仪对吊舱式CRP推进器进行敞水试验得到的试验数据进行比较；同时得到了吊舱式CRP推进器前后桨叶面及叶背压力系数分布与前后桨及吊舱的非定常性能，将计算结果和不附带吊舱相同对转桨计算结果进行比较分析。结果表明，本文所用数值计算方法对吊舱式CRP推进器水动力性能的预报具有较高的可信度，能达到工程应用的要求。

吊舱式CRP推进器；水动力性能；数值模拟；RANS方程；滑移网格

1 概 述

近年来，由于特种推进器在提高船舶推进效率，减少舰船振动以及降低噪声，节省燃油消耗等方面发挥了巨大优势，越来越受到国内外研究机构和学者的重视，并且创造了不少新的推进形式，相继进行了一系列的理论和试验研究［1－18］。吊舱式电力推进系统于1989年由ABB公司首先推出，获得了巨大成功。在此基础上，2000年推出了吊舱式CRP系统［15］，如图1所示，前桨就是传统推进系统的螺旋桨，而在传统舵叶所在的位置，安装1个可360°旋转的吊舱式推进器。2个螺旋桨位于同一轴线上，转向相反。同时后面的吊舱式推进器，还起着舵的作用，称其为主动舵，而传统的舵则称为被动舵。吊舱式CRP推进器综合了吊舱推进器和CRP推进器的优点，除了具有很高的推进效率、良好的操作性能和空泡性能、节能等特点外，还具备系统可靠性高、空间体积小、机械结构相对简单、机动性和灵活性好的优点［16］。

图1 吊舱式CRP推进器Fig.1 Podded contra－rotating propulsor

吊舱式CRP推进器模型具有特殊的结构形式，因此敞水、自航试验需要开发专门的试验设备，研究相应的试验方法；在各种吊舱外壳阻力的尺度修正方法中，ITTC推荐的是以数值模拟为基础的方法，也即吊舱式CRP推进器的试验测量对数值模拟形成明显的借助关系［19－20］。这是吊舱式CRP推进器与常规桨试验测量相比一个明显的特点。试验方法和数值模拟是研究吊舱式CRP推进器水动力性能的重要手段，通过试验和计算所得到的数据是螺旋桨、舱体以及支架的设计与优化、实船性能预报的基础。

本文针对吊舱式CRP推进器建立数学模型，结合RANS方程和SST k－ω湍流模型，运用滑移网格方法对吊舱式CRP推进器在均匀流场中水动力性能进行了非定常数值预报，将数值预报所得的敞水性能数据与在真实空泡水洞内利用吊舱动力仪及长轴动力仪对吊舱式CRP推进器进行敞水试验得到的试验数据进行比较，同时将上述方法得到的叶面及叶背压力系数和非定常性能进行分析。

2 数值模拟方法

2.1 RANS方程和湍流模型

RANS方程是粘性流体运动学和动力学的普适性控制方程，是求解吊舱推进器水动力性能计算的基本方程。RANS方程是通过将瞬时N－S方程中的速度、压强、质量力、密度等流体变量进行时历平均化后得到，其形式如下：

式中：ρ为流体密度；p为静压；fi为单位质量的质量力；ui和uj为速度分量。雷诺平均N－S方程与瞬时N－S方程在形式上基本一致，只是方程中的变量是时历平均值。另外，还出现了代表湍流效应的雷诺应力项－，湍流应力项的出现增加了方程的未知数个数，为了使方程封闭，须引入湍流模式。

式中α1为特定常数。

SST k－ω模型，综合了k－ω模型在近壁区计算的优点和k－ε模型在远场计算的优点，将k－ω模型和标准k－ε都乘以一个混合函数后再相加就得到这个模型。在近壁区，混合函数的值等于1，因此在近壁区等价于k－ω模型。在远离壁面的区域混合函数的值则等于0，因此自动转换为标准k－ε模型。

2.2 旋转区域处理

滑移网格技术的基本原理是将几何模型网格划分成几个区域，交界面两侧网格相互滑动，而不要求交接面两侧的网格结点相互重合，但要计算交界面两侧的通量，使其相等。为了计算交界面的通量，首先在每一个新的时间步确定出交界面两边交界区的重合面。基本上，通过网格重合面的通量由交界面两边交界区的重合面计算（见图2）。交界面区域是由A－B，B－C和D－E，E－F组成（见图3）。这2个区域的相交产生d－b，b－e和e－c，2个网格单元区块在d－b，b－e和e－c上的重叠构成了内部区域。为计算通过单元Ⅲ的通量（D－E上），在计算过程中将不考虑D－E，而是由d－b和b－e来代替，通过d－b和b－e分别由单元Ⅰ和单元Ⅱ把流场信息带入到单元Ⅲ中。Rhinoceros软件生成吊舱舱体模型，见图4，再导入FLUENT前处理软件GAMBIT导入螺旋桨型值生成吊舱式CRP推进器，如图5所示。

图4 吊舱舱体数值模型Fig.4 Numberical model of pod

3 研究对象建模及网格划分

3.1 模型主参数

吊舱式CRP推进器由吊舱、前桨及后桨等构成。吊舱舱体参数见表1。螺旋桨模型分为前桨和后桨。前桨选用 DTMB3686，后桨选用DTMB3849，两桨间距为前桨直径的0.1415倍［17－18］，模 型 主 要 参 数 见 表 2。 建 模 中 采 用

表1 吊舱模型参数Tab.1 Main parameters of the pod

表2 对转桨模型主参数Tab.2 Main parameters of the CRP propellers

图5 吊舱式CRP推进器数值模型Fig.5 Numberical model of Poded CRP proplsor

3.2 网格划分

为更真实地模拟空泡水洞内吊舱式CRP推进器敞水性能以及前后桨和舱体、支架、尾鳍等之间的相互作用，建模中将吊舱式CRP推进器放置于数值空泡水洞内，空泡水洞工作段截面尺寸为0.6 m×0.6 m。前后螺旋桨采用滑移网格技术来实现螺旋桨的旋转效应，滑移面将整体网格分成固定区域和动区域，动区域之间以及动区域和固定区域之间接触面上的网格尽量一致，接触面附近区域的网格要求尽量精细。建立计算域网格模型如图6所示，总网格数220万。固定区域网格数为115万；动区域分为2部分，都为圆柱体，直径1.18D，前桨动区域网格数约为60万，后桨动区域网格数约为55万。整个流场区域网格最差畸变度为0.843 3，如图6所示。上游边界距离前桨桨盘约为3倍的前桨直径，下游边界距离前桨桨盘约为15倍的前桨直径，由于叶梢、导边、随边、桨毂上流动变化比较剧烈，对上述区域的网格进行了加密，如图7和图8所示。

4 水动力性能分析

4.1 水动力性能数据

对于吊舱式CRP推进器需要计算：前桨推力TF，吊舱推进器推力TP，前桨扭矩QF，后桨推力TA，后桨扭矩QA，螺旋桨转速n，水流进速VA。

为了便于比较分析，通常均以前桨直径无因次化。

4.2 敞水性能分析

利用吊舱动力仪和长轴动力仪针对吊舱式CRP推进器在海军工程大学空泡水洞中利用吊舱动力仪和长轴动力仪在相同工况下进行了3组重复性敞水试验，每组试验结果之间吻合很好，将3组试验结果在对应进速系数下进行平均，如表3所示。

表3 吊舱式CRP推进器敞水性能试验数据Tab.3 The experimental data of poded contra－rotating propulsor

在数值空泡水洞内对吊舱式CRP推进器数值模型敞水性能进行了计算，敞水性能数值预报结果见表4。试验值和计算值之间的误差见表5。

表4 吊舱式CRP推进器敞水性能数值预报结果Tab.4 Numberical predicted results of poded contra－rotating propulsor

表5 试验值和计算值之间的误差Tab.5 Comparison of experimental results and predicted results

从结果可知，前桨的误差要比后桨的误差总体来说偏低，计算值与试验数据吻合较好，最大误差为7.81%，绝大部分误差控制在6%以内，说明本文所用数值计算方法适用于吊舱式CRP推进器敞水性能预报，且都得到较好的预报精度和稳定性，满足工程应用的要求。

4.3 桨叶表面压力分析

本文运用滑移网格方法对吊舱式CRP推进器每个叶片的不同半径上的压力分布进行了预报，并与不附带吊舱相同对转桨压力分布计算结果进行了比较，图9和图10分别为吊舱式CRP推进器和CRP推进器在进速系数J＝1.1时，r／R＝0.3，0.7，0.9这3个不同半径上各个桨叶压力系数的分布。压力系数计算公式如下：

式中：（p－p0）为相对压力；VA为远前方来流速度。

从图中可以看出，不论吊舱式CRP推进器还是CRP推进器，前后桨叶数不同，而对转速度一致，前桨与后桨桨叶之间的相位产生周期性变化，从而导致每个桨叶上压力系数分布不同。但是由于吊舱的阻塞效应，吊舱式CRP推进器前后桨不同桨叶上压力分布的差别要比CRP推进器的差别明显，尤其是距离吊舱较近的后桨；吊舱式CRP推进器前桨在对应半径上叶背与叶面压力差值（即升力）和CRP推进器计算结果差别不大，而后桨在对应半径上叶背与叶面压力差值相比CRP推进器计算结果偏大。

4.4 非定常性能数值分析

图9 吊舱式CRP推进器在J＝1.1时前后桨叶上压力系数的分布Fig.9 Pressure coefficient distribution of poded contra－rotating propulsor

图10 CRP推进器在J＝1.1时前后桨叶上压力系数的分布Fig.10 Pressure coefficient distribution of contra－rotating propellers

图11 吊舱式CRP推进器前桨推力系数和扭矩系数变化Fig.11 Variation of thrust and moment coefficient of poded contra－rotating propulsor’s forward propeller

本文运用滑移网格方法对吊舱式CRP推进器非定常性能进行了预报，图11～图13是吊舱式CRP推进器在进速系数J＝1.1时，前桨与后桨相对旋转时推力系数和扭矩系数以及吊舱推力系数的变化规律。本文计算了前后桨及吊舱在一个转动周期（360°）推力系数和扭矩系数的变化。同时与不附带吊舱相同对转桨非定常性能计算数据进行了比较，图14和图15为CRP推进器前后桨推力系数和扭矩系数在单个叶片转动周期内 （前桨90°，后桨72°）推力系数和扭矩系数变化规律。

由图11～图15可以看出，对于吊舱式CRP推进器来说，前后桨在单个桨叶转动周期内推力系数和扭矩系数成周期性变化，且前桨和后桨推力系数与扭矩系数在单个桨叶转动周期内变化频率和不附带吊舱相同对转桨一样，分别为轴频10倍和8倍，由此可得不论有无吊舱，前后桨转动1周时推力系数和扭矩系数变化频率都为轴频40倍；但由于吊舱的影响，在单个桨叶转动周期内这种变化相较于CRP推进器来说，是不规律的，但在1个转动周期内 （360°）总体来看，推力系数和扭矩系数的变化是有一定规律的，其峰值变化频率和吊舱推力系数变化频率一致，都为轴频的9倍。

5 结 语

本文建立吊舱式CRP推进器数学模型，结合RANS方程和SST湍流模型，运用滑移网格方法对吊舱式CRP推进器在均匀流场中水动力性能进行了非定常数值预报。结果表明：

1）本文所用数值计算方法适用于吊舱式CRP推进器敞水性能预报，且得到较好的预报精度和稳定性，满足工程应用的要求。

2）由于吊舱的阻塞效应，吊舱式CRP推进器前后桨不同桨叶上压力分布的差别要比CRP推进器的差别明显，尤其是距离吊舱较近的后桨；吊舱式CRP推进器前桨在对应半径上叶背与叶面压力差值（即升力）和CRP推进器计算结果差别不大，而后桨在对应半径上叶背与叶面压力差值相比CRP推进器计算结果偏大。

3）不论有无吊舱，前后桨转动一周时推力系数和扭矩系数变化频率都为轴频40倍，但由于吊舱的影响，在单个桨叶转动周期内吊舱式CRP推进器前后桨推力系数和扭矩系数变化相较于CRP推进器是不规律的，但在1个转动周期内总体来看，吊舱式CRP推进器前后桨推力系数和扭矩系数的变化是有一定规律的 ，其峰值变化频率和吊舱推力系数变化频率一致，都为轴频的9倍。

［1］熊鹰，叶金铭.吊舱电力推进系统性能评估及设计方法［J］.海军工程大学学报，2002，14（1）：23－26.

XIONG Ying，YE Jin－ming.Evalution of poded eletric propulsion system performance and design method of poded eletric propulsion ［J］.Journal of Naval University of Engineering，2002，14（1）：23－26.

［2］The Propulsion Committee.Final report and recommendations to the 22nd ITTC［R］.Proceeding of 22nd ITTC，1999.

［3］Poded propulsor tests and extrapodation［R］.ITTC Recommended Procedures，Proceedings of the 23nd ITTC，2002.

［4］The specialist committee on azimuthing poded propulsion［R］.Final Report and Recommendations to the 24th ITTC，2005，2.

［5］The Propulsion Committee［R］.Final Report and Recommendations to the 24th ITTC，Proceedings of the 24th ITTC，2005，1.

［6］ISLAM M，TAYLOR R， QUINTON J.Numerical investigation of propulsive characteristics of podded propel1ers［C］.The 1st Intemational Conference on Technological Advances in Podded Propulsion.Newcastle：The University of Newcastle，2004.

［7］SAKIR B，HAKAN A，MESUT G.Preliminary results of a numerical method for podded propulsors［C］.TPOD 2006，October 3－5，L｀Aber－Wrac｀h，France.

［8］ISLAM M F，MOLLOY S，HE M，et al.Hydrodynamic study of podded propulsors with systematically varied geometry［C］.T－POD 2006，October 3－5，L＇Aber－Wrac＇h，France.

［9］ANTONIO S C，JAAKKO V.P.RANS predictions for flow patterns around a compact azipod［C］.T－POD 2006，October 3－5，L＇Aber－Wrac＇h，France.

［10］VAN R M，HOLTROP J.Investigations on a pod open water test set－up［C］.1st T－POD，University of Newcastle，UK，2004.

［11］HEINKE H J.Investigation about the forces and moments at poded drives［C］.1st T－POD，University of Newcastle，UK，2004.

［12］NAKATAKE K，ANDO J，YOSHITAKE A，SATO Y，TAMASHIMA M.On propulsive performance of a small bulk－carrier model with twin poded propellers［C］.1st TPOD，University of Newcastle，UK，2004.

［13］杨晨俊，钱正芳，马骋.吊舱对螺旋桨水动力性能的影响［J］.上海交通大学学报，2003，37（8）：1229－1233.

YANG Chen－jun，QIAN Zheng－fang，MA Cheng.Influences of pod on the propeller performance［C］.Journal of Shanghai Jiaotong University，2003，37（8）：1229－1233.

［14］熊鹰，叶金铭.用面元法预报吊舱推进器水动力性能［J］.2007，19（2）：41－45.

XIONG Ying，YE Jin－ming.Prediction of poded propulsion hydrodynamic performance by surface－panel method［J］.Journal of Naval University of Engineering，2007，19（2）：41－45.

［15］OSKAR L.Advanced machinery with CRP propulsion for fast RoPax vessels［C］.Proceedings of the 24th Motorship Marine Propulsion Conference.Copenhagen.2002.

［16］聂延生，韩学胜，等.对转螺旋桨的结构原理及特点分析［J］.船电技术，2005，（2）：50－52.

NIE Yan－sheng，HAN Xue－sheng，et al.Analysis about the construction principle and characteristics of contra rotating propeller［J］.Marine Electric ＆ Electronic Engineering，2005，（2）：50－52.

［17］MARLIN L M.Experimental determination of unsteady forces on contrarotating propellers in uniform flow［R］.DAVID W TAYLOR Naval Ship Research and Development Center U.S.1976.

［18］刘小龙，唐登海，侯樱.对转桨定常面元法水动力性能预估［J］.中国造船，2009，50（3）：1－8.

LIU Xiao－long，TANG Deng－hai，HOU Ying.Prediction of steady performance of contra－rotating propellers by potential based panel method［J］.Shipbuilding of China，2009，50（3）：1－8.

［19］Podded propulsor tests and extrapodation［R］.ITTC Recommended Procedures，Proceedings of the 23nd ITTC，2002.

［20］The specialist committee on azimuthing podded propulsion［R］.Final Report and Recommendations to the 24th ITTC，2005，2.

Experimental investigation and numberical simulation on the open－water performance of poded contra－rotating propulsor

SHENG Li，XIONG Ying，YANG Yong
（Department of Naval Architecture and Ocean Engineering，Naval Unirevsity of Engineering，Wuhan 430033，China）

Numberical model of poded contra－rotating propulsor is estabished，the unsteady hydrodynamics performance of the poded contra－rotating propulsor in uniform flow are predicted by the RANS formula with SST k－ωturbulence model based on sliding mesh method；the prediction results of the thrust coefficients，torque coefficients are compared with the experimental value of the same poded contra－rotating propulsor in the real cavitation tunnel by pod dynamical instrument and long－axis dynamical instrument.And then analysis the unsteady performance and the pressure coefficients of face side and back side of blade.It is shown that，the numerical method presented in this paper has good precision in the prediction of hydrodynamics performance of poded contrarotating propulsor，can achieve the requirements of engineering application.

poded contra－rotating propulsor；hydrodynamics performance；experimental investigations；numberical simulation；RANS formula；sliding mesh

TB535

A

1672－7649（2012）10－0009－08

10.3404／j.issn.1672－7649.2012.10.002

2011－09－07

盛立（1984－），男，博士，工程师，研究方向为船舶水动力学。