王 睿，熊 鷹，王展智，宋 晗，王 波

（海軍工程大學艦船工程系，湖北武漢430033）

混合式CRP空泡性能模型試驗研究

王 睿，熊 鷹，王展智，宋 晗，王 波

（海軍工程大學艦船工程系，湖北武漢430033）

為了探究混合式CRP（contra-rotating propeller）推進器水動力性能，促進混合式CRP的工程應用，研究中以4000TEU集裝箱船為對象設(shè)計了混合式CRP，在空泡水筒中對此混合式CRP的空泡性能進行試驗研究。研究結(jié)果表明：混合式CRP前后槳轉(zhuǎn)速比變化時，后槳對前槳的抽吸效果有所改變，從而改變前槳的空泡性能；混合式CRP槳葉的空泡面積會隨槳葉與支柱相對位置的改變而改變，在不同位置前槳最大的空泡變化面積為整個空化面積的十分之一，同時后槳的來流由于前槳的影響，空泡面積被阻隔成不連續(xù)的兩部分；混合式CRP的前后槳尾流會相互影響，試驗結(jié)果表明，尾渦運動較強的尾流會將尾渦運動較弱的尾流卷入，同時保持自己原有的運動軌跡下泄，而當兩者尾渦運動強度相當時，尾流運動軌跡有較大程度的融合。

混合式CRP；空泡水筒；模型試驗；轉(zhuǎn)速比；空泡性能；尾流

在全球經(jīng)濟不斷發(fā)展的同時，所面臨的環(huán)境保護問題也日益突出。2012年海洋環(huán)境保護會議正式通過了能效設(shè)計指數(shù)（EEDI）計算規(guī)程，并于2013年1月1日起生效。EEDI的實施對船舶的節(jié)能減排提出了更高的要求，而提高船舶推進器的效率是船舶節(jié)能減排的有效手段?；旌鲜紺RP是由傳統(tǒng)軸系推進器和吊艙推進器組成的對轉(zhuǎn)推進系統(tǒng)，作為近年來新出現(xiàn)的推進系統(tǒng)，它具有效率高，總裝機功率小和良好振動性能等諸多優(yōu)點，因此在“綠色船舶”的背景下，具有較廣闊的發(fā)展前景。2006年Sasaki等［1］初步探索了采用混合式CRP的船模試驗規(guī)程。隨后Sasaki等［2］又對混合式CRP的敞水試驗方法進行了探索研究。Chang等［3］運用試驗方法研究了采用混合式CRP推進集裝箱船的實船推進性能，并借鑒采用對轉(zhuǎn)槳船舶的實船航行性能預報方法提出了一種新的混合式CRP推進船舶的實船航行性能預報程序。Qureeda等［4］描述了混合式CRP模型試驗設(shè)計方法，同時提出了采用混合式對轉(zhuǎn)槳（CRP）的船舶航速預報方法，并認為該方法可以推廣任意的組合推進器。在以上對混合式CRP進行模型試驗研究的基礎(chǔ)上，國際船模拖曳水池會議（ITTC）于2014年初步提出了混合式CRP的試驗規(guī)程。在這期間Shimamoto等［5-7］也對混合式CRP的水動力性能進行了研究。另外，海軍工程大學熊鷹等［8-11］對混合式CRP敞水性能進行了系統(tǒng)的試驗和數(shù)值計算方法研究。汪小翔等［12］運用粘流數(shù)值方法計算研究了混合式CRP的定常與非定常性能。一直以來對于混合式CRP的研究還處在初級階段。為深入了解混合式CRP的空泡性能，進而運用優(yōu)化設(shè)計方法對混合式CRP進行設(shè)計，本文開展了混合式CRP空泡水筒模型試驗。

1 試驗模型與試驗裝置

1．1 試驗模型

混合式CRP是由海軍工程大學為4000TEU集裝箱船設(shè)計，按照1∶25的縮尺比加工得到試驗模型?；旌鲜紺RP的設(shè)計轉(zhuǎn)速比為nA／nF的數(shù)值為1．104（nA為后槳轉(zhuǎn)速，nF為前槳轉(zhuǎn)速）。前、后槳盤面的間距為0．454 5DF，DF為前槳直徑。前、后槳以及吊艙的模型如圖1～3所示，主要參數(shù)見表1和表2。表2中參數(shù)對照圖4說明，DA是后槳直徑。

圖1 前槳Fig．1 Forward propeller

圖2 后槳Fig．2 Aft propeller

圖3 吊艙體Fig．3 Pod geometry

表1 螺旋槳參數(shù)Table 1 The parameters of propeller

表2 吊艙體參數(shù)Table 2 The parameters of pod

1．2 試驗裝置

試驗在海軍工程大學空泡水筒試驗室進行，空泡水筒的工作段尺寸為:長2．6 m，寬0．6 m，高0．6 m。試驗的布置如圖5所示。圖5中的吊艙動力儀用于控制并測量吊艙推進器，它是由英國CUSS-ONS公司設(shè)計制造的H101型吊艙動力儀。動力儀的推力量程為±600 N，扭矩量程為±30 N·m，最大轉(zhuǎn)速為3 000 r／min。試驗中用于控制前槳的長軸動力儀由華中科技大學設(shè)計的長軸動力儀，動力儀的測量推力量程為±1 200 N，扭矩量成±60 N·m，最大轉(zhuǎn)速為2 800 r／min。

圖5 試驗布置圖Fig．5 The arrangement of model test

2 試驗內(nèi)容與試驗結(jié)果

2．1 試驗工況

空泡水筒試驗主要進行混合式CRP的空泡觀察，對比不同工況下混合式CRP的空泡特性。工況的選擇主要考慮到試驗所需要雷諾數(shù)和空泡數(shù)相等條件，同時考慮到水筒所能達到的要求。試驗選擇的來流速度為3．3 m／s，為了保證試驗結(jié)果的可靠，每組試驗重復兩次?？张菟苍囼瀾獫M足式（1）的雷諾數(shù)條件:

式中:Va為螺旋槳前進速度，b0．75R為0．75R處葉切面弦長（m），n為螺旋槳轉(zhuǎn)速，D為螺旋槳的直徑，ν為水的運動粘性系數(shù)。

在混合式CRP的空泡觀察試驗中，需要考慮到空化數(shù)大小，轉(zhuǎn)速空化數(shù)表達式為

式中:σn為螺旋槳轉(zhuǎn)速空化數(shù)，P0為水洞中心線壓力，Pv為汽化壓力，ρ為流體密度。

具體的工況如表3所示，實船前槳空化數(shù)為1．817，為了滿足空化數(shù)的要求，試驗中空泡水筒的壓力為20 260 Pa（0．2 atm），但在設(shè)計進速0．781和設(shè)計轉(zhuǎn)速比1．104下，為了滿足空化數(shù)相等條件，空泡水筒的壓力為18 943．1 Pa（0．187 atm）。

2．2 試驗結(jié)果及分析

試驗中按照表3的試驗工況，對混合式CRP在不同轉(zhuǎn)速比下的空泡性能進行觀察，試驗主要對比了不同轉(zhuǎn)速比下混合式CRP前、后槳空泡形態(tài)變化；同一工況下前后槳槳葉不同位置處的空泡形態(tài)變化，以及不同轉(zhuǎn)速比下前后槳尾流干擾情況這三方面內(nèi)容。不同轉(zhuǎn)速比下混合式CRP前后槳的空泡試驗結(jié)果如圖6所示。

表3 空泡試驗工況Table 3 Model test condition

從圖6可以看出，隨著轉(zhuǎn)速比的增加，混合式CRP前槳由轉(zhuǎn)速比較低時各個槳葉均出現(xiàn)空泡，到轉(zhuǎn)速比較高時僅有正對支柱的槳葉出現(xiàn)空泡。這一變化說明隨著轉(zhuǎn)速比的增加，后槳的抽吸作用增強，因此相當于增加了前槳的進速，從而降低了前槳的載荷。其他進速下前槳的空泡狀態(tài)變化類似，但總體而言前槳空泡形態(tài)隨后槳轉(zhuǎn)速的改變而有所變化，但就本次試驗所選取的轉(zhuǎn)速比而言，這一變化并不劇烈。試驗中通過固定轉(zhuǎn)速比，改變來流速度，初步估計出，轉(zhuǎn)速比從1．05改變到1．15，后槳抽吸作用對前槳空泡性能影響的變化，相當于進速系數(shù)增加了0．002左右（進速系數(shù)增加的數(shù)值隨進速的不同而略微有些差異）所引起的變化。同一工況下，槳葉不同位置處的空泡形態(tài)如圖7所示。

圖6 前后槳空泡形態(tài)Fig．6 The cavitation shape of propellers

從圖7可以看出，前后槳在不同的周向位置，空泡形態(tài)有所差異，在支柱正前方的位置附近，槳葉的空泡面積相對大一些，根據(jù)槳葉上黑色半徑線的標識，可以初步估計這一空泡變化的最大面積大約是總的空化面積的1／10。

圖7 前后槳不同槳葉空泡形態(tài)Fig．7 The cavitation shape of different blades

另外，試驗中還觀察到，在后槳產(chǎn)生稍大面積空泡時，如圖7（d）的右圖所示，后槳產(chǎn)生的空泡并不連續(xù)，被分割成兩部分。即后槳的導邊空泡沿著導邊發(fā)展到0．8R左右位置是逐漸縮小的，在0．7R以后，導邊空泡又有所增強。分析認為這與前槳對后槳的來流擾動有較大關(guān)系。

圖8 前后槳尾流相互作用狀況Fig．8 The interaction between forward and aft propeller wake flow

通過觀察前、后槳上空泡下泄到尾流中的相互影響狀態(tài)，從側(cè)面了解前、后槳尾流的干擾，觀察到的試驗結(jié)果如圖8所示。

通過圖8可以看出，不同轉(zhuǎn)速比下，前后槳尾渦的相互干擾是有區(qū)別的。在轉(zhuǎn)速比較低的工況下，后槳的轉(zhuǎn)速較低，此時由后槳泄出的尾渦強度會低一些，如圖8（a）和圖8（b）所示，后槳的尾渦運動會被卷入到前槳的尾渦運動中，此時前槳的尾渦會繼續(xù)保持自己尾渦運動軌跡的穩(wěn)定性。而當后槳的尾渦運動變劇烈時，如圖8（c）所示，前、后槳的尾流區(qū)會出現(xiàn)較大程度的融合，各自的運動軌跡也不是十分明顯。進一步的試驗觀察結(jié)果表明，前后槳尾流的這種相互影響關(guān)系，主要與轉(zhuǎn)速比有關(guān)，即與前、后槳槳葉的載荷息息相關(guān)，與進速系數(shù)的關(guān)系不大。這一試驗結(jié)果，為混合式CRP勢流求解方法中的尾渦修正提供相關(guān)的試驗依據(jù)。在觀察混合式CRP的空泡性能的同時，研究中還對前、后槳的敞水性能進行了測試，圖9～10給出了不同進速下，前后槳推力系數(shù)隨轉(zhuǎn)速比的變化。試驗所得到進速以及推力、扭矩系數(shù)按照式（3）的定義:

式中:TF是前槳軸向推力，QF是前槳扭矩，TA是后槳推力，QA是后槳扭矩。

圖9及圖10給出了不同轉(zhuǎn)速比下，混合式CRP前、后槳在各工況下的推力變化關(guān)系。從圖中可以看出，各進速系數(shù)下，轉(zhuǎn)速比的改變對前槳推力系數(shù)影響不大，這與空泡性能觀察結(jié)果一致。由于空泡性能與螺旋槳載荷緊密聯(lián)系，推力系數(shù)的測試結(jié)果，也從側(cè)面驗證了前述空泡性能在轉(zhuǎn)速比變化的觀察結(jié)果。

圖9 前槳推力系數(shù)Fig．9 The force coefficient of forward propeller

圖10 后槳推力系數(shù)Fig．10 The force coefficient of aft propeller

3 結(jié)論

通過空泡水筒中對混合式CRP進行空泡觀察，可以得出以下結(jié)論:

1）轉(zhuǎn)速比的不同會導致后槳對前槳的抽吸作用不同，隨著轉(zhuǎn)速比的增加，前槳的空泡程度有所減弱，就本次試驗所選取的轉(zhuǎn)速比在1．05～1．15變化時，由后槳抽吸作用引起的前槳空泡變化與進速系數(shù)變化0．002所起的效果相當。

2）在同一工況下，混合式CRP前后槳葉的空泡狀態(tài)隨位置的變化而改變，就試驗觀察到的結(jié)果而言，隨槳葉位置的改變，前槳空泡變化的最大面積約為整個空化面積的1／10。

3）混合式CRP的前后槳的尾流會相互干擾。一般而言，尾渦運動較強的尾流會將尾渦運動較弱的尾流卷入，而保持原有的運動軌跡下泄。當前、后槳的尾渦強度相當時，兩者的尾流會相互融合，從而各自的尾流運動軌跡都會有所改變。這一試驗結(jié)果對勢流方法計算混合式CRP時的尾渦處理具有重要的指導意義。

［1］SASAKI N，KAWANAMI Y，UKON Y，et al．Model test procedure and analysis of hybrid CRP POD system［C］／／Proceedings of the 2nd International Conference on Technical Advancesin Podded Propulsion（T-POD）．Nantes，2006．

［2］SASAKI N，KURODA M，F(xiàn)UJISAWA J，et al．On the model tests and design method of hybrid CRP podded propulsion system of a feeder container ship［C］／／Proceedings of the First International Symposium on Marine Propulsors．Trondheim，2009．

［3］CHANG B J，GO S．Study on a procedure for propulsive performance prediction for CRP-POD systems［J］．Journal of marine science and technology，2011，16（1）:1-7．

［4］QUEREDA R，VEIKONHEIMO T，PéREZ-SOBRINO M，et al．Model testing and scaling for CRP POD［C］／／Proceedings of the 10th International Conference on Hydrodynamics．Petersburg，2012．

［5］SHIMAMOTO H，TAKEDA A，MIYAKE S．Tandem hybrid CRP（Contra-Rotating Propeller）system［J］．Journal of the JIME，2011，46（3）:326-329．

［6］BLACK S D，CUSANELLI D S．Design and testing of a hybrid shaft-pod Propulsor for a high speed sealift ship［C］／／Proceedings of the SNAME Propellers／Shafting 2003 Symposium，Society of Naval Architects and Marine Engineers．Virginia，2009．

［7］SáNCHEZ-CAJA A，PéREZ-SOBRINO M，QUEREDA M，et al．Combination of Pod，CLT and CRP propulsion for improving ship efficiency:the TRIPOD project［C］／／Proceedings of the Third International Symposium on Marine Propulsors．Launceston，Tasmania，2013．

［8］WANG Zhanzhi，XIONG Ying．Effect of time step size and turbulence model on the open water hydrodynamic performance prediction of contra-rotating propellers［J］．China ocean engineering，2013，27（2）:193-204．

［9］韓寶玉，熊鷹，劉志華．梢渦空化CFD數(shù)值方法［J］．哈爾濱工程大學學報，2011，32（6）:702-707．HAN Baoyu，XIONG Ying，LIU Zhihua．Numerical study of tip vortex cavitation using CFD method［J］．Journal of Harbin Engineering University，2011，32（6）:702-707．

［10］王展智，熊鷹，齊萬江．對轉(zhuǎn)螺旋槳敞水性能數(shù)值預報［J］．華中科技大學學報:自然科學版，2012，40（11）: 77-80，88．WANG Zhanzhi，XIONG Ying，QI Wanjiang．Numerical prediction of contra-rotating propellers open water performance［J］．Journal of Huazhong University of Science and Technology:natural science edition，2012，40（11）:77-80，88．

［11］盛立，熊鷹．混合式CRP吊艙推進器水動力性能數(shù)值模擬及試驗［J］．南京航空航天大學學報，2012，44（2）:184-190．SHENG Li，XIONG Ying．Numerical simulation and experimental investigation on hydrodynamics performance of hybrid CRP podded propulsion［J］．Journal of Nanjing University of Aeronautics＆Astronautics，2012，44（2）:184-190．

［12］郭春雨，汪小翔，趙大剛，等．吊艙式CRP推進器的定常水動力性能模擬［J］．船海工程，2013，42（3）:110-114，118．GUO Chunyu，WANG Xiaoxiang，ZHAO Dagang，et al．Simulation of the steady hydrodynamics performance on podded CRP propulsion［J］．Ship＆ocean engineering，2013，42（3）:110-114，118．

Experimental research on the cavitation performance of a hybrid contra-rotating shaft pod propulsor

WANG Rui，XIONG Ying，WANG Zhanzhi，SONG Han，WANG Bo
（Department of Naval Engineering，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，China）

To study the hydrodynamic performance of a hybrid contra-rotating shaft pod（HCRSP）propulsor and to promote it for engineering applications，a HCRSP propulsor was designed for a 4000TEU container ship．Model tests of the cavitation performance were performed in a cavitation tunnel．Experimental results showed that the forward propeller cavitation changed with the revolution ratio of the forward and back propellers due to the suction effect of the aft propeller．The cavitation area of the blade was changed along with the change of the relative position between the blade and strut，and the maximum increase or decrease in the cavitation area was approximately onetenth of the total cavitation area of the blade．Due to the influence of the forward propeller wake，the cavitation along the edge of the aft propeller was divided into two discontinuous parts．The wake flows of the aft and forward propellers influenced each other．The experimental result shows that the stronger wake flow scoops up the weaker，retaining its own downward path．However，the wake flows fused together when the strength of forward propeller wake vortex was roughly equal to that of the aft．

HCRSP propulsor；cavitation tunnel；model test；revolution ratio；cavitation performance；wake flow

10．11990／jheu．201510021

http：／／www．cnki．net／kcms／detail／23．1390．u．20160928．0936．014．html

TN911．73

A

1006-7043（2016）12-1625-06

王睿，熊鷹，王展智，等．混合式CRP空泡性能模型試驗研究［J］．哈爾濱工程大學學報，2016，37（12）:1625-1630．

2015-10-12．

2016-09-28．

國家自然科學基金項目（51479207）；工信部高技術(shù)船舶科研項目（工信部聯(lián)裝［2012］534號）；海洋工程國家重點實驗室研究基金項目（1514）．

王睿（1990-），男，博士研究生；熊鷹（1958-），男，教授，博士生導師；王展智（1986-），男，講師．

王展智，E-mail:wangshadows＠163．com．

WANG Rui，XIONG Ying，WANG Zhanzhi，et al．Experimental research on the cavitation performance of a hybrid contra-rotating shaft pod propulsor［J］．Journal of Harbin Engineering University，2016，37（12）:1625-1630．