推力鳍对吊舱推进器水动力性能的影响

汪小翔

(中国特种飞行器研究所 高速水动力航空科技重点实验室，湖北 荆门 448035)

推力鳍对吊舱推进器水动力性能的影响

汪小翔

(中国特种飞行器研究所 高速水动力航空科技重点实验室，湖北 荆门 448035)

考虑利用螺旋桨旋转尾流能量以及提高航向稳定性，提出一种带推力鳍的吊舱推进器，采用CFD方法计算其不同进速下的推力系数、转矩系数以及侧向力，并与常规吊舱推进器水动力性能进行了比较。结果表明，加推力鳍后推进效率最大提高达1.6%，航向稳定性也明显改善，鳍的存在有效分割了螺旋桨旋转尾流，引起诱导速度及舱体压力的变化。

吊舱推进器；敞水性能；推力鳍;尾流

吊舱推进器的概念[1]首先由芬兰的Kvaerner Masa-Yard和ABB公司提出，其最明显的突破就是改变了常规的螺旋桨经过电机长轴系的带动方式，螺旋桨直接和置于吊舱体中的驱动电机相连，悬挂在船体底部的整个模块可以灵活的实现全方位的转动，省去了较长的轴系装置以及传统的操舵设备，使得船舶的操纵性以及机动能力得到大幅度提高。图1为ABB公司生产的最具市场占有率的Azi吊舱推进器。

图1 Azi吊舱推进器

关于吊舱推进器水动力性能的研究，理论方法主要包括基于势流理论的升力面法和面元法,以及基于粘性流的计算方法;试验方面已经开发出了各自的试验平台，形成了较为成熟的数值模拟方法和试验程序。而国内方面，郭春雨等[2]应用混合面模型计算了吊舱推进器的定常水动力性能，杨晨俊等[3]采用面元法，对螺旋桨与吊舱的相互影响进行了时间平均及迭代处理，通过计算分析吊舱对桨叶载荷分布的影响。

利用CATIA与FORTRAN联合建立某吊舱推进器的数值模型，采用CFD软件对其敞水性能进行数值模拟，验证计算方法的可靠性。在此基础上，于舱体两侧加装推力鳍，计算其敞水性能并与普通吊舱推进器进行对比，对其各部分的压力分布、侧向力大小、流场特性进行分析，探讨推力鳍对吊舱推进器水动力性能的影响。

1 控制方程与湍流模型

1.1 控制方程

三维不可压流动连续性和动量方程[4]为

(1)

(2)

1.2 湍流模型的选取

湍流模型使用重组化群k-ε模型[4]，模型中的常数与标准k-ε不同，而且方程中也出现了新的函数或项，所得的湍动能和耗散率方程与标准k-ε模型相似，为

(3)

(4)

与标准k-ε模型相比，RNGk-ε模型的改进之处在于：①通过修正湍流粘度，考虑了平均流动中的旋转及旋流流动情况；②在ε方程中增加了一项用以反映主流的时均应变率Eij。这样，RNGk-ε模型中产生项不仅与流动情况有关，而且在同一问题中也还是空间坐标的函数。

2 多参考系模型

由于涉及到螺旋桨与支架之间的相对运动，采用多参考系(MRF)模型[5]来实现螺旋桨的转动。它是一种定常计算模型，相当于旋转速度区域的一个稳态近似。模型中假定网格单元做匀速运动，这种方法适用于网格区域边界上各点的相对运动基本相同的问题。模型运动网格区域与静止网格区域间的数据传递见图2。

图2 数据传递示意

3 计算的前处理

3.1 几何模型与计算域的创建

建立普通吊舱推进器模型，吊舱推进器的舱体为椭球形，其支架截面形状为椭圆形，吊舱及螺旋桨主要参数[6]见表1。

表1 吊舱主要几何参数

表2 螺旋桨主要参数

计算模型是在直角坐标系下建立的，如图3所示，坐标原点位于吊舱桨盘面中心处，X轴正方向与水流流入方向一致，X轴即螺旋桨的旋转轴，Y轴正向沿吊舱推进器支架的母线指向舱体外部，Z轴与XY平面垂直，满足右手系法则，螺旋桨右旋(从吊舱向前看顺时针方向为右)。在原有模型舱体两侧加装推力鳍，截面翼型为NACA0016，弦长为0.09 m，展弦比为0.56，推力鳍前缘点位于X=0.05 m截面上。

图3 吊舱推进器数值模型

3.2 网格的划分

为了合理地生成网格[7]，在保证计算准确性的同时节约计算资源，将整个计算域分为3部分，每个部分形状都是与螺旋桨同轴的圆柱体，采用混合网格生成方法，将螺旋桨和桨毂置于一个比桨直径稍大的圆柱形控制域内，对其进行非结构网格划分，特别是流动的关键部位如桨叶导边随边进行加密细化处理，对于不包含支架及舱体的流场外域进行结构网格划分，整体网格从域首到域尾平滑过渡，整个计算域网格数为170万，其中非结构化网格数100万。见图4、5。

图4 螺旋桨桨叶表面的网格划分

图5 吊舱表面网格

3.3 边界条件及求解设置

计算域进口边界设定为速度入口；出口边界设置为压力出口；在外边界同样设置速度入口，桨叶桨毂吊舱支架均为无滑移固壁[8]条件。

压力-速度耦合求解方式选择SIMPLEC[9]方法，压力修正方程、动量方程、湍动能方程和耗散率方程的空间差分离散格式选择二阶迎风[10]，残差设置为10-7，计算步数为4 000步，结果显示收敛较好，满足精度要求。

4 计算结果分析

4.1 普通吊舱推进器计算值及与试验值的对比

通过改变来流大小实现进速系数的变化，螺旋桨转速固定为1 200 r/min，计算了螺旋桨在不同工况下的推力系数，转矩系数，并与实验值[11]进行了比较。

表3 推力系数与转矩系数的实验值与数值计算结果比较

由表3可见，在所计算工况范围内，推力系数比试验值偏小，最大误差为-4.8%，转矩系数比试验值偏大，最大误差不超过4%。整体来看，转矩系数与试验值更接近，二者误差均在较小范围以内，能够达到工程实际应用的精度要求，也说明了本文计算方法的正确性，为后续带推力鳍干扰计算提供了依据。

5 带鳍吊舱推进器水动力性能分析

5.1 推力系数，转矩系数及敞水效率的对比

在上述普通吊舱推进器水动力性能计算的基础上，对带推力鳍吊舱推进器进行数值模拟，计算过程基本与普通吊舱推进器一致，考虑带鳍整体推力系数，即：

(5)

式中，Tp——螺旋桨产生推力；Th——桨榖产生推力；Ts——支架产生推力；Tt——鳍产生推力；Tpo——椭圆形吊舱产生的推力。转矩系数仍由螺旋桨转矩得出：

(6)

图6 普通吊舱推进器与带鳍吊舱推进器的推力系数比较

图7 普通吊舱推进器与带鳍吊舱推进器的扭矩系数比较

由图6、7可见，在不同的进速系数下，加装推力鳍后，吊舱推进器的推力系数与转矩系数均有了一定的提高，推力系数最大增幅达3.1%。随着进速的增大，转矩系数增大越多，转矩系数最大增幅达3.8%,吊舱推进器节能效果如下式计算所得。

式中：η2——加装推力鳍之后的吊舱推进器的推进效率；

η1——普通吊舱推进器推进效率；节能效果见表4。

表4 推力鳍节能效果

由表4可见，在所计算的进速系数范围内，推力鳍的节能效果随着进速系数的增大加减小，在进速为0.9时，出现了负增长，整体来看，加装推力鳍之后推力的增幅相比转矩增幅要大，所以吊舱推进器整体推进效率提高。

5.2 侧向力的对比

吊舱模块一般单独安装在船底，如果所受侧向力过大，对船舶的航向稳定性会造成较大的影响，因此对吊舱推进器所受侧向力即Z轴方向的力进行分析，结果见表5。其中：Tz1为普通吊舱推进器总侧向力;Tz2为带鳍吊舱推进器总侧向力。

表5 吊舱推进器所受侧向力对比

图8 普通吊舱推进器各部分所受侧向力

图9 带鳍吊舱推进器各部分所受侧向力

由图8、9可见，吊舱推进器所受侧向力主要由缘自架及舱体，其余部分对侧向力贡献较小，普通吊舱推进器侧向力均为负值，即指向支架背流面外法线一侧，其随着进速的增大而增大。加装推力鳍后，吊舱推进器侧向力明显改变，由低进速下的正值过渡到高进速下的负值，且进速为0.5时支架产生侧向力所占比重最大。随着进速增加,支架与舱体产生侧向力相当，计算的进速系数范围内推力鳍产生侧向力几乎可以忽略不计。整体来看，带推力鳍吊舱推进器所受侧向力小于普通吊舱推进器，特别是高进速系数下最为明显，说明推力鳍能有效改善船舶航向稳定性。

5.3 吊舱体压力云图分布情况

由于在高进速下侧向力改变最为显著，取进速为0.9这一工况进行分析。见图10、11。

图10 支架及舱体迎流面压力云图

图11 支架及舱体背流面压力云图

由图10、11可见，加装推力鳍之后吊舱及支架整体所受压力明显减小，特别是位于支架前端的最高应力区域，普通吊舱推进器最高压力区出现在支架前端偏迎流面一侧，带推力鳍吊舱推进器最高压力区虽然也在支架前端，但基本处于支架正前方部位，同时在靠近支架尾部区域及鳍的上方出现了二个低压区。再看背流面，加装推力鳍之后，除了在支架前端产生了一个低压区外，其余部分压力梯度变化较小。整体而言，鳍的存在有效地分割了螺旋桨的旋转尾流，使其旋转效果减弱，支架及舱体两侧压力分布变得相对均匀，使得侧向力有效降低。

5.4 推力鳍前缘点所在截面诱导速度分布

在进速系数为0.5时，对吊舱推进器和带推力鳍吊舱推进器在X=0.05(推力鳍前缘点)截面处诱导速度进行对比分析。见图12、13。

图12 X=0.05 m位置处轴向速度分布

图13 X=0.05 m位置处径向速度分布

轴向诱导速度均为正值，速度等值线相对X轴中心对称，变化趋势均为由舱体向外先增加后减小。推力鳍的存在分割了原本连续的速度等值线，使Z轴正向一侧推力鳍上方诱导速度增大，下方诱导速度变小，另一侧推力鳍上下的诱导速度变化与Z轴正向正好相反。

径向诱导速度即为指向舱体半径方向的诱导速度，由图12、13可见，加鳍后速度等值线的形状和大小都改变较小，分布趋势基本相同，均以X轴为中心成周期变化。

图14 X=0.05 m位置处切向速度分布

两者切向诱导速度在靠近舱体表面均为正值，向外逐渐减小(见图14)，到半径为0.6R左右时变为负值，再随着半径增大诱导速度也增大。在推力鳍上下表面附近切向诱导速度明显小于普通吊舱推进器，这与压力分析中推力鳍有效地减缓了螺旋桨的旋转尾流也相符。

整体而言，加装推力鳍对轴向诱导速度影响最大，切向诱导速度次之，对径向诱导速度影响最小。

5 结论

1)普通吊舱推进器在所计算的5个工况条件下，推力系数与转矩系数误差均在较小范围以内，能够达到工程实际应用的精度要求，说明了本文计算方法的正确性与可靠性。

2)在不同的进速系数下，加装推力鳍后，吊舱推进器的推力系数与转矩系数均有了一定的提高，但加装推力鳍之后推力的增幅相比转矩增幅要大，所以吊舱推进器整体推进效率提高，最大达1.6%，但随着进速的增加推进效率增加量越少。

3)吊舱推进器侧向力主要由舱体和支架产生，整体而言推力鳍的存在能明显减小吊舱推进器所受侧向力，特别是高进速系数下最为显著，说明推力鳍能有效改善船舶航向稳定性。

4)加装推力鳍后吊舱及支架整体所受压力明显减小，鳍的存在有效分割了螺旋桨旋转尾流，使其旋转效果减弱，支架及舱体两侧压力分布变得相对均匀。

5)安装推力鳍对吊舱推进器轴向诱导速度影响最大，对径向诱导速度影响最小，速度的变化与舱体支架压力变化对应，根据鳍对吊舱推进器周围流场的影响，可改变推力鳍的安装角及其在舱体上的相对位置，进一步优化其水动力性能。

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Influence of Thrust Fins on Hydrodynamic Performance of Podded Propulsor

WANG Xiao-xiang

(AVIC Special Vehicle Research Institute, Key Aviation Scientific and Technological Laboratory of High-speed Hydrodynamic, Jingmen Hubei 448035, China)

In order to make use of the wake energy and improve the course stability, a kind of podded propulsor with thrust fins is put forward. The thrust coefficient, torque coefficient and lateral force as a function of advance coefficient are calculated by CFD. The results compared to the ordinary podded propulsor show that the open water efficiency increases 1.6 percent maximally，the course stability is also improved evidently; the wake is segmented by the thins, leading to the change of induced velocity and pressure of pod.

podded propulsor; open water efficiency; thrust fins; wake

10.3963/j.issn.1671-7953.2015.06.037

2015-09-09

汪小翔(1989-)，男，硕士，工程师

U664.3

A

1671-7953(2015)06-0158-06

修回日期：2015-09-30

研究方向:高速航行体水动性能

E-mail: 478537964@qq.com