關鍵詞：吊艙推進器；敞水性能；偏轉工況；數(shù)值模擬

吊艙推進器作為近些年新興的一種船舶推進系統(tǒng)，不僅具有良好的操縱性，還能在水下進行360°回轉，逐漸成為目前船舶推進領域的研究重點［1?2］。吊艙推進器在水下偏轉時其流動狀態(tài)十分復雜，推進裝置將承受較大載荷，這會誘發(fā)劇烈的水動力不穩(wěn)定問題，對船舶航行穩(wěn)定性產(chǎn)生重要影響。因此，關于偏航工況下吊艙推進器的流場特性研究具有重要的理論意義和工程應用價值。

學者們針對這種典型的推進裝置開展了大量的研究，并取得了一系列成果。數(shù)值模擬方面，姚震球等［3］分別對單螺旋槳和吊艙推進器進行了敞水數(shù)值模擬，研究了有無吊艙結構對螺旋槳敞水性能的影響。董小倩等［4］對有槳轂間隙和無槳轂間隙的吊艙推進器進行了對比分析，并探究了間隙寬度的影響。Islam等［5–6］利用數(shù)值模擬與實驗相結合的方法驗證了吊艙推進器敞水性能的可靠性，并提出了改進方法。汪小翔［7］研究了有無推力鰭對吊艙推進器敞水性能的影響，研究發(fā)現(xiàn)增加推力鰭后可以回收螺旋槳旋轉尾流，提高航行穩(wěn)定性。Zhang等［8］采用IDDES方法數(shù)值研究了混合CRP式吊艙推進器前后槳的相互作用。Shamsi等［9］利用數(shù)值模擬方法研究了舵角工況下拖式與推式吊艙推進器水動力性能。王展智等［10］利用全結構化網(wǎng)格研究了回轉工況下吊艙推進器的水動力性能。李善成等［11］利用Sauer空化模型和空泡試驗對偏轉時的吊艙推進器空化性能進行了研究。

試驗方面，Szantry［12］通過試驗研究了吊艙推進器在±15°舵角范圍內(nèi)的軸向力和徑向力。Friesch［13］針對典型的拖式吊艙推進器，在空泡水筒中進行小舵角工況下水動力性能及空泡性能試驗研究。研究表明，舵角的變化使槳葉載荷以及空化形態(tài)變化更加顯著，且螺旋槳旋轉方向對吊艙推進器水動力性能影響較大。沈興榮等［14］通過試驗測量了舵角工況下吊艙推進器螺旋槳的推力、扭矩、吊艙單元的側向力等參數(shù)，并與水池試驗結果進行了比較。賀偉等［15］對操舵工況下雙槳式吊艙推進器的敞水性能進行了試驗研究，主要分析了吊艙單元推力、側向力和敞水效率隨舵角的變化。

不同的支架布置方式會使吊艙推進器敞水性能存在較大差異。目前對吊艙推進器的研究大多集中在以垂直型支架為主的拖式吊艙推進器，對L型吊艙推進器卻鮮有報道。本文以某L型吊艙推進器為研究對象，對不同偏轉角下吊艙推進器各部件敞水性能及周圍流場特性進行分析，以期為L型吊艙推進器的設計開發(fā)提供參考。

1數(shù)值方法與計算模型

1.1控制方程與湍流模型

吊艙推進器繞流馬赫數(shù)小于0.3，可視為三維不可壓湍流流動，控制方程采用雷諾時均連續(xù)性方程和動量方程［16?17］，即

湍流計算中采用SSTk?ω模型使方程封閉。

1.2計算模型和網(wǎng)格劃分

吊艙推進器結構主要分為螺旋槳、艙體和支架三個部分。以某L型吊艙推進器為對象開展水動力性能數(shù)值研究。螺旋槳位于吊艙的前端，直徑為240mm，轉速為10rad·s?1。吊艙推進器各部件參數(shù)如圖1所示。

合理的計算域是模擬吊艙推進器水動力性能的必要條件。采用多域方法處理計算域，吊艙推進器計算域由包含螺旋槳的旋轉域以及靜止域組成，兩個計算域都是圓柱形計算域。吊艙推進器計算域劃分如圖2所示，其中：D為螺旋槳的直徑；入口與槳盤面的距離為5D；出口與槳盤面的距離為12.5D；圓柱形外域直徑為9.17D。將計算域前方設置為速度進口，為了便于模擬偏轉工況，圓柱形計算域四周同樣設置為速度進口。

出口設置為壓力出口（給定相對靜壓為0），其余部分均設置為壁面條件，兩個計算域交界面用Interface處理。吊艙推進器網(wǎng)格劃分示意圖如圖3所示。旋轉域為四面體網(wǎng)格，外部靜止域為六面體網(wǎng)格，Interface交界面網(wǎng)格節(jié)點盡量相互接近，并對艙體和支架進行局部加密，網(wǎng)格總數(shù)為7.0×106。定常計算采用MRF模型，利用計算得到的定常收斂解作為初場，之后再利用滑移網(wǎng)格進行非定常續(xù)算。在非定常計算中，取時間步長2.7778×10?4s，即螺旋槳旋轉1°所需的時間。不同工況下非定常計算10個螺旋槳周期，從而保證流場充分發(fā)展。

圖4為定義的兩個坐標系和，其中：為螺旋槳的推力；為螺旋槳扭矩；V為來流速度；β為吊艙推進器偏轉角；為吊艙推進器的軸向推力（X方向）；FY為吊艙推進器側向力（Y方向）。

偏轉角 為XOY平面上的夾角，從吊艙推進器后方向前看時，定義向左偏轉時角度為正，向右偏轉時角度為負。在數(shù)值模擬時，通過設置X方向和Y方向上的合速度分量實現(xiàn)吊艙推進器偏轉的設置。

吊艙推進器的軸向力系數(shù)和側向力系數(shù)可以由式（3）轉換得到。為了便于后續(xù)的分析與比較，吊艙單元各物理量均采用無因次化表達式，分別為

式中：為進速系數(shù)；為螺旋槳轉速；為螺旋槳推力系數(shù)；為吊艙推進器的推力系數(shù)；為螺旋槳扭矩系數(shù)；為艙體及支架產(chǎn)生的阻力；為吊艙單元X方向的推力系數(shù)；為吊艙單元側向力（Y方向）系數(shù)。

2計算結果分析

2.1可行性分析

利用文獻[18–19]中設計的吊艙推進器模型來驗證數(shù)值方法的可靠性，文獻中給出了吊艙推進器的模型參數(shù)及實驗數(shù)據(jù)，將4個進速系數(shù)下螺旋槳及吊艙推進器的敞水數(shù)值計算結果與實驗結果相比較。螺旋槳的主要參數(shù)如表1所示，吊艙艙體和支架的主要參數(shù)如表2所示。

根據(jù)吊艙推進器結構參數(shù)進行三維建模，獲得吊艙推進器三維結構示意圖，如圖5所示。表3和圖6分別為吊艙推進器敞水性能數(shù)值計算結果和吊艙推進器模擬值與實驗值對比。由表3中可以看出：就螺旋槳而言，數(shù)值計算結果和實驗結果吻合較好，4個不同進速系數(shù)下相對誤差均小于3%。對吊艙推進器整體而言，推力系數(shù)模擬值與實驗值相對誤差均在5.45%以內(nèi)，這可能是由于艙體和支架的阻力導致的?？傮w來說，該數(shù)值方法能夠較為準確地模擬吊艙推進器敞水性能，可得到符合工程實際需要的合理結果。

2.2水動力性能分析

針對吊艙推進器進速系數(shù)J=0.6，偏轉角在?30°～30°變化時進行非定常計算。圖7為不同偏轉角下L型吊艙推進器各參數(shù)的變化。由圖7（a）、（b）可知，吊艙推進器在直航工況下（偏轉角為0°時）螺旋槳推力和扭矩最小，隨著偏轉角的增大，且螺旋槳實際進速（J=0.6）保持不變時，推力和扭矩均有所增大。當?shù)跖撏七M器分別向左、右兩側偏轉相同角度時，作用于螺旋槳上的力基本相同，其值大致關于直航時對稱，因此偏轉方向對螺旋槳敞水性能幾乎沒有影響。圖7（c）為吊艙單元的側向力系數(shù)隨偏轉角的變化。吊艙單元的側向力在圖4中已定義。由圖7可知，受j j≤到螺旋槳旋轉時產(chǎn)生的周向誘導速度的影響，吊艙推進器在直航工況下也會受到側向力作用，因此吊艙推進器向兩側偏轉時側向力會有一定的差別，在直航工況下吊艙單元的側向力系數(shù)最小，吊艙單元整體所受的側向力也隨偏轉角度的增大逐漸增大，但方向相反。圖7（d）為吊艙推進器整體的推力系數(shù)隨偏轉角的變化。由圖中可以看出，當?shù)跖撏七M器向兩側偏轉相同角度時，由于受到螺旋槳旋轉尾流及支架阻塞作用的共同影響，螺旋槳旋轉尾流會與艙體、支架相互干擾，流動狀態(tài)較為復雜。因此吊艙推進器整體推力系數(shù)并不是關于直航時對稱。當偏轉角15°時，吊艙推進器整體的推力系數(shù)變化范圍較小，受偏轉角影響較小。當偏轉角繼續(xù)增大時，艙體和支架在來流方向的受力面積逐漸增加，其產(chǎn)生的阻力將不斷變大，導致吊艙推進器整體的推力系數(shù)迅速下降。

圖8為偏轉角β=15°，螺旋槳旋轉一周時推力系數(shù)及扭矩系數(shù)時歷曲線，其中θ為周向角度。從圖中可知：螺旋槳旋轉一周時，其非定常推力系數(shù)、扭矩系數(shù)曲線均呈周期性變化，共5個波動周期，這與螺旋槳葉片數(shù)相符合。螺旋槳推力系數(shù)均值為0.2702，扭矩系數(shù)均值為0.4507。

2.3槳葉壓力云圖

圖9為進速系數(shù)J=0.6，偏轉角β=0°、±10°、±20°、±30°時槳葉壓力云圖。當β=0°時，由于來流分布比較均勻，5個槳葉壓力分布近似相同。由于受螺旋槳旋轉做功的影響，槳葉壓力面的整體壓力較高，導邊處壓力明顯高于壓力面其余部分。相反，槳葉吸力面的整體壓力較低，槳葉導邊處壓力明顯低于其余部分。隨著偏轉角的增大，來流速度與軸向的夾角不斷變大，槳葉側受流體沖擊明顯，載荷較為集中，吸力面與壓力面上的壓力分布呈現(xiàn)非對稱性，角度越大非對稱性越顯著，因此在吸力面導邊處有明顯的低壓區(qū)。尤其在β=±30°時，來流速度與軸向的夾角最大，來流分布不均勻性進一步加深，此時在壓力面導邊處側會出現(xiàn)小范圍的低壓區(qū)。由圖9可知，隨著偏轉角的增大，每個槳葉受力各不相同，由于槳葉表面壓差所產(chǎn)生的側向力也會隨之變化。且隨著偏轉角的增大，5個葉片自導邊到隨邊，從葉根到葉梢處的壓力不斷變化，一旦低于飽和蒸汽壓力，勢必會產(chǎn)生更多的空泡，導致空化性能惡化。

2.4艙體及支架表面壓力云圖

圖10為不同偏轉角下艙體和支架分別在右側、中間和左側三個位置上表面壓力云圖。當?shù)跖撏七M器向兩側偏轉時艙體和支架受到來流沖擊的一側為迎流側，另一側為背流側。由圖10中可知，吊艙推進器在向左、右兩側偏轉時艙體和支架表面壓力變化不再具有良好的規(guī)律性。當?shù)跖撏七M器向左偏轉時，迎流側為艙體和支架的右側，此時背流側會有明顯的低壓區(qū)。隨著偏轉角的增大，迎流側受流體沖擊的面積逐漸變大，因此迎流側低壓區(qū)面積會逐漸減小，相反背流側低壓區(qū)面積逐漸擴大，而位于艙體和支架連接處的壓力也將逐漸變大。當?shù)跖撏七M器向右偏轉時，艙體和支架兩側壓力差較小，其主要原因是在向右偏轉時迎流側為左側，此時將會產(chǎn)生從Y軸正方向到負方向的側向力，而螺旋槳的旋轉尾流恰好產(chǎn)生從Y軸負方向到正方向相反的力，兩者之間有一個相互抵消的作用，所以吊艙推進器在向右偏轉時比向左偏轉相同角度時側向力要小。

2.5流場特性分析

圖11為不同偏轉角下Z=0.15時支架兩側速度分布。當偏轉角β=0°時，由圖10可知：來流經(jīng)過支架時會被阻擋，支架前、后方都存在低速區(qū)。此外，螺旋槳產(chǎn)生的旋轉尾流會使吊艙推進器支架兩側速度分布呈現(xiàn)非對稱性，支架兩側速度分布不均會導致壓力差，進而產(chǎn)生吊艙推進器側向力。當偏轉角增大時，不同于直航工況下，偏轉方向的來流同樣會沖擊到支架一側，并與旋轉尾流共同作用產(chǎn)生低速區(qū)，支架后方低速區(qū)會隨偏轉角的增大而變大。隨著渦流面積的不斷擴大，吊艙支架兩側的流場分布呈現(xiàn)更加劇烈的非對稱性，支架兩側的壓力差增大，在Y方向上產(chǎn)生的側向力會逐漸增大，從而對吊艙推進器穩(wěn)定性造成負面影響。

3結論

采用RANS方法對偏轉工況（偏轉角為?30°～30°）下L型吊艙推進器敞水性能進行數(shù)值模擬，分別從吊艙推進器敞水性能參數(shù)、吊艙推進器壓力分布、支架兩側流動狀態(tài)等方面進行分析，得到結論如下：

（1）吊艙推進器螺旋槳的推力、扭矩以及吊艙單元的側向力等參數(shù)均隨偏轉角增大而變大。其中吊艙推進器螺旋槳推力系數(shù)與扭矩系數(shù)關于直航時對稱，且受偏轉方向影響較小，但偏轉方向對吊艙整體的側向力影響較大，吊艙推進器在向右偏轉時產(chǎn)生的側向力比向左偏轉相同角度下產(chǎn)生的要小。

（2）受螺旋槳旋轉尾流及支架阻塞作用的共同影響，螺旋槳旋轉尾流向下游發(fā)展時會與艙體、支架相互干擾，導致吊艙推進器整體推力系數(shù)并不是關于直航時對稱，小偏轉角（|β|≤15°）下吊艙整體的推力系數(shù)變化范圍較小。但當角度繼續(xù)增大時，吊艙推進器整體的推力系數(shù)急劇下降。

（3）隨著偏轉角增大，槳葉表面一側壓力載荷較大，其壓力分布和支架兩側速度分布均隨偏轉角呈現(xiàn)不同程度的非對稱性，且這種非對稱性隨著偏轉角增大變得愈加顯著，進而產(chǎn)生較大的側向力，影響吊艙推進器的穩(wěn)定性。