吊艙式CRP推進器水動力性能數(shù)值模擬

盛 立，熊 鷹，楊 勇

（海軍工程大學(xué) 船舶與海洋工程系，湖北 武漢 430033）

吊艙式CRP推進器水動力性能數(shù)值模擬

盛 立，熊 鷹，楊 勇

（海軍工程大學(xué) 船舶與海洋工程系，湖北 武漢 430033）

建立吊艙式CRP推進器數(shù)值模型，結(jié)合RANS方程和SST k－ω湍流模型，運用滑移網(wǎng)格方法對吊艙式CRP推進器在均勻流場中水動力性能進行非定常數(shù)值預(yù)報。將數(shù)值預(yù)報所得的敞水性能結(jié)果與在真實空泡水洞內(nèi)利用吊艙動力儀及長軸動力儀對吊艙式CRP推進器進行敞水試驗得到的試驗數(shù)據(jù)進行比較；同時得到了吊艙式CRP推進器前后槳葉面及葉背壓力系數(shù)分布與前后槳及吊艙的非定常性能，將計算結(jié)果和不附帶吊艙相同對轉(zhuǎn)槳計算結(jié)果進行比較分析。結(jié)果表明，本文所用數(shù)值計算方法對吊艙式CRP推進器水動力性能的預(yù)報具有較高的可信度，能達到工程應(yīng)用的要求。

吊艙式CRP推進器；水動力性能；數(shù)值模擬；RANS方程；滑移網(wǎng)格

1 概 述

近年來，由于特種推進器在提高船舶推進效率，減少艦船振動以及降低噪聲，節(jié)省燃油消耗等方面發(fā)揮了巨大優(yōu)勢，越來越受到國內(nèi)外研究機構(gòu)和學(xué)者的重視，并且創(chuàng)造了不少新的推進形式，相繼進行了一系列的理論和試驗研究［1－18］。吊艙式電力推進系統(tǒng)于1989年由ABB公司首先推出，獲得了巨大成功。在此基礎(chǔ)上，2000年推出了吊艙式CRP系統(tǒng)［15］，如圖1所示，前槳就是傳統(tǒng)推進系統(tǒng)的螺旋槳，而在傳統(tǒng)舵葉所在的位置，安裝1個可360°旋轉(zhuǎn)的吊艙式推進器。2個螺旋槳位于同一軸線上，轉(zhuǎn)向相反。同時后面的吊艙式推進器，還起著舵的作用，稱其為主動舵，而傳統(tǒng)的舵則稱為被動舵。吊艙式CRP推進器綜合了吊艙推進器和CRP推進器的優(yōu)點，除了具有很高的推進效率、良好的操作性能和空泡性能、節(jié)能等特點外，還具備系統(tǒng)可靠性高、空間體積小、機械結(jié)構(gòu)相對簡單、機動性和靈活性好的優(yōu)點［16］。

圖1 吊艙式CRP推進器Fig.1 Podded contra－rotating propulsor

吊艙式CRP推進器模型具有特殊的結(jié)構(gòu)形式，因此敞水、自航試驗需要開發(fā)專門的試驗設(shè)備，研究相應(yīng)的試驗方法；在各種吊艙外殼阻力的尺度修正方法中，ITTC推薦的是以數(shù)值模擬為基礎(chǔ)的方法，也即吊艙式CRP推進器的試驗測量對數(shù)值模擬形成明顯的借助關(guān)系［19－20］。這是吊艙式CRP推進器與常規(guī)槳試驗測量相比一個明顯的特點。試驗方法和數(shù)值模擬是研究吊艙式CRP推進器水動力性能的重要手段，通過試驗和計算所得到的數(shù)據(jù)是螺旋槳、艙體以及支架的設(shè)計與優(yōu)化、實船性能預(yù)報的基礎(chǔ)。

本文針對吊艙式CRP推進器建立數(shù)學(xué)模型，結(jié)合RANS方程和SST k－ω湍流模型，運用滑移網(wǎng)格方法對吊艙式CRP推進器在均勻流場中水動力性能進行了非定常數(shù)值預(yù)報，將數(shù)值預(yù)報所得的敞水性能數(shù)據(jù)與在真實空泡水洞內(nèi)利用吊艙動力儀及長軸動力儀對吊艙式CRP推進器進行敞水試驗得到的試驗數(shù)據(jù)進行比較，同時將上述方法得到的葉面及葉背壓力系數(shù)和非定常性能進行分析。

2 數(shù)值模擬方法

2.1 RANS方程和湍流模型

RANS方程是粘性流體運動學(xué)和動力學(xué)的普適性控制方程，是求解吊艙推進器水動力性能計算的基本方程。RANS方程是通過將瞬時N－S方程中的速度、壓強、質(zhì)量力、密度等流體變量進行時歷平均化后得到，其形式如下：

式中：ρ為流體密度；p為靜壓；fi為單位質(zhì)量的質(zhì)量力；ui和uj為速度分量。雷諾平均N－S方程與瞬時N－S方程在形式上基本一致，只是方程中的變量是時歷平均值。另外，還出現(xiàn)了代表湍流效應(yīng)的雷諾應(yīng)力項－，湍流應(yīng)力項的出現(xiàn)增加了方程的未知數(shù)個數(shù)，為了使方程封閉，須引入湍流模式。

式中α1為特定常數(shù)。

SST k－ω模型，綜合了k－ω模型在近壁區(qū)計算的優(yōu)點和k－ε模型在遠場計算的優(yōu)點，將k－ω模型和標(biāo)準(zhǔn)k－ε都乘以一個混合函數(shù)后再相加就得到這個模型。在近壁區(qū)，混合函數(shù)的值等于1，因此在近壁區(qū)等價于k－ω模型。在遠離壁面的區(qū)域混合函數(shù)的值則等于0，因此自動轉(zhuǎn)換為標(biāo)準(zhǔn)k－ε模型。

2.2 旋轉(zhuǎn)區(qū)域處理

滑移網(wǎng)格技術(shù)的基本原理是將幾何模型網(wǎng)格劃分成幾個區(qū)域，交界面兩側(cè)網(wǎng)格相互滑動，而不要求交接面兩側(cè)的網(wǎng)格結(jié)點相互重合，但要計算交界面兩側(cè)的通量，使其相等。為了計算交界面的通量，首先在每一個新的時間步確定出交界面兩邊交界區(qū)的重合面。基本上，通過網(wǎng)格重合面的通量由交界面兩邊交界區(qū)的重合面計算（見圖2）。交界面區(qū)域是由A－B，B－C和D－E，E－F組成（見圖3）。這2個區(qū)域的相交產(chǎn)生d－b，b－e和e－c，2個網(wǎng)格單元區(qū)塊在d－b，b－e和e－c上的重疊構(gòu)成了內(nèi)部區(qū)域。為計算通過單元Ⅲ的通量（D－E上），在計算過程中將不考慮D－E，而是由d－b和b－e來代替，通過d－b和b－e分別由單元Ⅰ和單元Ⅱ把流場信息帶入到單元Ⅲ中。Rhinoceros軟件生成吊艙艙體模型，見圖4，再導(dǎo)入FLUENT前處理軟件GAMBIT導(dǎo)入螺旋槳型值生成吊艙式CRP推進器，如圖5所示。

圖4 吊艙艙體數(shù)值模型Fig.4 Numberical model of pod

3 研究對象建模及網(wǎng)格劃分

3.1 模型主參數(shù)

吊艙式CRP推進器由吊艙、前槳及后槳等構(gòu)成。吊艙艙體參數(shù)見表1。螺旋槳模型分為前槳和后槳。前槳選用 DTMB3686，后槳選用DTMB3849，兩槳間距為前槳直徑的0.1415倍［17－18］，模 型 主 要 參 數(shù) 見 表 2。 建 模 中 采 用

表1 吊艙模型參數(shù)Tab.1 Main parameters of the pod

表2 對轉(zhuǎn)槳模型主參數(shù)Tab.2 Main parameters of the CRP propellers

圖5 吊艙式CRP推進器數(shù)值模型Fig.5 Numberical model of Poded CRP proplsor

3.2 網(wǎng)格劃分

為更真實地模擬空泡水洞內(nèi)吊艙式CRP推進器敞水性能以及前后槳和艙體、支架、尾鰭等之間的相互作用，建模中將吊艙式CRP推進器放置于數(shù)值空泡水洞內(nèi)，空泡水洞工作段截面尺寸為0.6 m×0.6 m。前后螺旋槳采用滑移網(wǎng)格技術(shù)來實現(xiàn)螺旋槳的旋轉(zhuǎn)效應(yīng)，滑移面將整體網(wǎng)格分成固定區(qū)域和動區(qū)域，動區(qū)域之間以及動區(qū)域和固定區(qū)域之間接觸面上的網(wǎng)格盡量一致，接觸面附近區(qū)域的網(wǎng)格要求盡量精細。建立計算域網(wǎng)格模型如圖6所示，總網(wǎng)格數(shù)220萬。固定區(qū)域網(wǎng)格數(shù)為115萬；動區(qū)域分為2部分，都為圓柱體，直徑1.18D，前槳動區(qū)域網(wǎng)格數(shù)約為60萬，后槳動區(qū)域網(wǎng)格數(shù)約為55萬。整個流場區(qū)域網(wǎng)格最差畸變度為0.843 3，如圖6所示。上游邊界距離前槳槳盤約為3倍的前槳直徑，下游邊界距離前槳槳盤約為15倍的前槳直徑，由于葉梢、導(dǎo)邊、隨邊、槳轂上流動變化比較劇烈，對上述區(qū)域的網(wǎng)格進行了加密，如圖7和圖8所示。

4 水動力性能分析

4.1 水動力性能數(shù)據(jù)

對于吊艙式CRP推進器需要計算：前槳推力TF，吊艙推進器推力TP，前槳扭矩QF，后槳推力TA，后槳扭矩QA，螺旋槳轉(zhuǎn)速n，水流進速VA。

為了便于比較分析，通常均以前槳直徑無因次化。

4.2 敞水性能分析

利用吊艙動力儀和長軸動力儀針對吊艙式CRP推進器在海軍工程大學(xué)空泡水洞中利用吊艙動力儀和長軸動力儀在相同工況下進行了3組重復(fù)性敞水試驗，每組試驗結(jié)果之間吻合很好，將3組試驗結(jié)果在對應(yīng)進速系數(shù)下進行平均，如表3所示。

表3 吊艙式CRP推進器敞水性能試驗數(shù)據(jù)Tab.3 The experimental data of poded contra－rotating propulsor

在數(shù)值空泡水洞內(nèi)對吊艙式CRP推進器數(shù)值模型敞水性能進行了計算，敞水性能數(shù)值預(yù)報結(jié)果見表4。試驗值和計算值之間的誤差見表5。

表4 吊艙式CRP推進器敞水性能數(shù)值預(yù)報結(jié)果Tab.4 Numberical predicted results of poded contra－rotating propulsor

表5 試驗值和計算值之間的誤差Tab.5 Comparison of experimental results and predicted results

從結(jié)果可知，前槳的誤差要比后槳的誤差總體來說偏低，計算值與試驗數(shù)據(jù)吻合較好，最大誤差為7.81%，絕大部分誤差控制在6%以內(nèi)，說明本文所用數(shù)值計算方法適用于吊艙式CRP推進器敞水性能預(yù)報，且都得到較好的預(yù)報精度和穩(wěn)定性，滿足工程應(yīng)用的要求。

4.3 槳葉表面壓力分析

本文運用滑移網(wǎng)格方法對吊艙式CRP推進器每個葉片的不同半徑上的壓力分布進行了預(yù)報，并與不附帶吊艙相同對轉(zhuǎn)槳壓力分布計算結(jié)果進行了比較，圖9和圖10分別為吊艙式CRP推進器和CRP推進器在進速系數(shù)J＝1.1時，r／R＝0.3，0.7，0.9這3個不同半徑上各個槳葉壓力系數(shù)的分布。壓力系數(shù)計算公式如下：

式中：（p－p0）為相對壓力；VA為遠前方來流速度。

從圖中可以看出，不論吊艙式CRP推進器還是CRP推進器，前后槳葉數(shù)不同，而對轉(zhuǎn)速度一致，前槳與后槳槳葉之間的相位產(chǎn)生周期性變化，從而導(dǎo)致每個槳葉上壓力系數(shù)分布不同。但是由于吊艙的阻塞效應(yīng)，吊艙式CRP推進器前后槳不同槳葉上壓力分布的差別要比CRP推進器的差別明顯，尤其是距離吊艙較近的后槳；吊艙式CRP推進器前槳在對應(yīng)半徑上葉背與葉面壓力差值（即升力）和CRP推進器計算結(jié)果差別不大，而后槳在對應(yīng)半徑上葉背與葉面壓力差值相比CRP推進器計算結(jié)果偏大。

4.4 非定常性能數(shù)值分析

圖9 吊艙式CRP推進器在J＝1.1時前后槳葉上壓力系數(shù)的分布Fig.9 Pressure coefficient distribution of poded contra－rotating propulsor

圖10 CRP推進器在J＝1.1時前后槳葉上壓力系數(shù)的分布Fig.10 Pressure coefficient distribution of contra－rotating propellers

圖11 吊艙式CRP推進器前槳推力系數(shù)和扭矩系數(shù)變化Fig.11 Variation of thrust and moment coefficient of poded contra－rotating propulsor’s forward propeller

本文運用滑移網(wǎng)格方法對吊艙式CRP推進器非定常性能進行了預(yù)報，圖11～圖13是吊艙式CRP推進器在進速系數(shù)J＝1.1時，前槳與后槳相對旋轉(zhuǎn)時推力系數(shù)和扭矩系數(shù)以及吊艙推力系數(shù)的變化規(guī)律。本文計算了前后槳及吊艙在一個轉(zhuǎn)動周期（360°）推力系數(shù)和扭矩系數(shù)的變化。同時與不附帶吊艙相同對轉(zhuǎn)槳非定常性能計算數(shù)據(jù)進行了比較，圖14和圖15為CRP推進器前后槳推力系數(shù)和扭矩系數(shù)在單個葉片轉(zhuǎn)動周期內(nèi) （前槳90°，后槳72°）推力系數(shù)和扭矩系數(shù)變化規(guī)律。

由圖11～圖15可以看出，對于吊艙式CRP推進器來說，前后槳在單個槳葉轉(zhuǎn)動周期內(nèi)推力系數(shù)和扭矩系數(shù)成周期性變化，且前槳和后槳推力系數(shù)與扭矩系數(shù)在單個槳葉轉(zhuǎn)動周期內(nèi)變化頻率和不附帶吊艙相同對轉(zhuǎn)槳一樣，分別為軸頻10倍和8倍，由此可得不論有無吊艙，前后槳轉(zhuǎn)動1周時推力系數(shù)和扭矩系數(shù)變化頻率都為軸頻40倍；但由于吊艙的影響，在單個槳葉轉(zhuǎn)動周期內(nèi)這種變化相較于CRP推進器來說，是不規(guī)律的，但在1個轉(zhuǎn)動周期內(nèi) （360°）總體來看，推力系數(shù)和扭矩系數(shù)的變化是有一定規(guī)律的，其峰值變化頻率和吊艙推力系數(shù)變化頻率一致，都為軸頻的9倍。

5 結(jié) 語

本文建立吊艙式CRP推進器數(shù)學(xué)模型，結(jié)合RANS方程和SST湍流模型，運用滑移網(wǎng)格方法對吊艙式CRP推進器在均勻流場中水動力性能進行了非定常數(shù)值預(yù)報。結(jié)果表明：

1）本文所用數(shù)值計算方法適用于吊艙式CRP推進器敞水性能預(yù)報，且得到較好的預(yù)報精度和穩(wěn)定性，滿足工程應(yīng)用的要求。

2）由于吊艙的阻塞效應(yīng)，吊艙式CRP推進器前后槳不同槳葉上壓力分布的差別要比CRP推進器的差別明顯，尤其是距離吊艙較近的后槳；吊艙式CRP推進器前槳在對應(yīng)半徑上葉背與葉面壓力差值（即升力）和CRP推進器計算結(jié)果差別不大，而后槳在對應(yīng)半徑上葉背與葉面壓力差值相比CRP推進器計算結(jié)果偏大。

3）不論有無吊艙，前后槳轉(zhuǎn)動一周時推力系數(shù)和扭矩系數(shù)變化頻率都為軸頻40倍，但由于吊艙的影響，在單個槳葉轉(zhuǎn)動周期內(nèi)吊艙式CRP推進器前后槳推力系數(shù)和扭矩系數(shù)變化相較于CRP推進器是不規(guī)律的，但在1個轉(zhuǎn)動周期內(nèi)總體來看，吊艙式CRP推進器前后槳推力系數(shù)和扭矩系數(shù)的變化是有一定規(guī)律的 ，其峰值變化頻率和吊艙推力系數(shù)變化頻率一致，都為軸頻的9倍。

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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，工程師，研究方向為船舶水動力學(xué)。