# CRP混合式 推进器操舵工况水动力性能数值研究

Chinese Journal of Ship Research - - 目 次 -

Numerical research of hydrodynamic performance of hybrid CRP podded propulsor in steering conditions

XU Jiaqi，XIONG Ying，WANG Zhanzhi Department of Naval Architecture Engineering，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，China Abstract：In order to study the influence of steering conditions to hybrid CRP podded propulsor，the calculation of the NACA0012 open-water rudder's lift coefficient was carried out by applying the RANS method combined with the SST turbulence model, and the near wall mesh arrangement and near wall k-ω treatment method applied in numerical calculation were selected through comparisons between the experimental results and the calculation results. The hydrodynamic performance of a podded propulsor was predicted on the basis of the above, and the calculation results showed a good agreement with the experimental results. The object of the research was a hybrid CRP podded propulsor, and its hydrodynamic performance in steering conditions was predicted by applying the numerical method above. Conclusions were drawn on the relationship between hydrodynamic performance parameters and steering angle, i.e. larger magnitudes of the after propeller thrust, pod horizontal force and steering moment will be acquired at larger steering angles, and the fore propeller thrust is basically as invariant as the pod steering. The internal reasons were also analyzed. Research shows that the propeller has good maneuverability，and will have wide application prospect. Key words：hybrid CRP podded propulsor；steering conditions；numerical calculation；near wall treatment

0引言

CRP ABB混合式 推进器的概念首先由 公司 推出，该型推进器结合了对转式螺旋桨（CRP）和Podded propulsor CRP吊舱式推进器（ ）的优点： 重新分配了螺旋桨的载荷，使前桨载荷减少，从而可

1 数学模型

2 近壁面处理

4 y+ = τ = （ ） μ μ ρ式中：uτ 为壁面摩擦速度，uτ = (τ w/ρ )12 ；τ 为壁面w切应力；Dy为距壁面的距离；μ为动力粘度。1图 为时均速度沿壁面法线方向的分布规+律，根据 y 值的大小，可总结为： 1） <5 + y 时，对应粘性底层，时均速度与无量纲壁面距离呈式（5）所示的线性关系（或称线性律）： （5） u+ = y+ 2）60< <300 + y 时，对应对数律层，时均速度式（6）所与无量纲壁面距离呈 示的对数函数关系（或称对数律）： （6）

u+ = 1 ln y + +C κ为冯·卡门常数，约为0.4～0.41；C式中：κ 为另一常数，对于光滑壁面，C≈5.0~5.2［11］。湍流边界层沿壁面法线方向的时均物理量（如时均速度）分布可用壁面律进行描述。StarCCM+数值求解所用软件 中有标准壁面

2律和混合壁面律 种壁面律。几种壁面律包含在近壁面处理方式中，而近壁面处理方式又分为以3下 种： 1）高 + y 值近壁面处理方式，采用壁面函数1法思想，应用标准壁面律，假设近壁面第 层网格节点处于湍流边界层的对数律层。其中，壁面函数法包含一系列有关近壁区速度、湍流和其他物理量分布的假设。高Re湍流模型与壁面函数法相结合的方法在粘性底层内不布置任何节点，而是把近壁面第一层网格节点布置在湍流完全发展区域内［11］。2）低 + y 值近壁面处理方式，仅适用于低Re数湍流模型，该处理方式一般包括对粘性底层的求解，因而需要较细密的近壁面网格。3）全 + y 值近壁面处理方式，一种混合处理方式，应用混合壁面律。

3 敞水舵升力系数预报 3.1 计算对象

1.667敞水舵的展弦比为 ，剖 面 翼 型 为NACA0012，弦长 c=0.12 m。为减少多攻角工况网格生成的工作量，内域包含敞水舵，与外域生成重叠网格。邻近壁面布置棱柱层网格，内域其他部分为非结构四面体网格，外域为六面体网格。内7c域边界距离敞水舵上下表面 ，距离舵叶端面1.5c，总体计算域大小为 30c×25c×10c。3设计了 种近壁面网格的布置方式： 1）方案1：第1 1.68×10-5 m；层网格厚度2）方案2：第1 6.0×10-4 m；层网格厚度3）方案3：第1 1.2×10-3 m。层网格厚度1 25 2 3为方案 棱柱层网格为 层，方案 和方案7 1.05。体网格剖层。棱柱层网格厚度增长率为2面如图 所示。

3.2 数值计算方法与边界条件设置

3.3 不同近壁面网格布置方案对计算结果的影响

3 1种方案所得近壁面第 层网格 y+ 平均值如1所示，敞水舵升力系数的计算值与试验值［14］表 3的对比如图 所示。3从图 可以看出： 1）方案1 2的计算结果和其余 个方案相比更≤18°时，误差在5%以内。其原接近试验值，在 α

4 吊舱推进器偏转工况水动力性能预报

4.1 水动力性能参数定义

4吊舱推进器水动力性能参数及参考系如图所示，螺旋桨推力与扭矩始终为桨轴方向。偏转角 δ 正向为俯视吊舱时的顺时针方向，此时吊舱向右舷偏转。z轴正向指向推进器下方（与试验［15］测量时坐标方向一致）。 VA z y

Tx

QFx δ Fy Mz 图4吊舱推进器各水动力性能参数、偏转角及参考系Fig.4 The hydrodynamic performance parameters，turning angle & coordinate system of podded propulsor 螺旋桨进速系数、推力和扭矩系数定义为： V Q 7 J= ；K = T ；K = A （ ） T Q nD ρn2 D4 ρn2 D5

4.2 几何模型与网格划分

25紧贴螺旋桨桨叶和桨毂表面布置 层棱柱1 0.006 mm，吊舱支架和层网格，第 层网格厚度25 1吊舱包表面布置 层网格，第 层网格厚度0.02 mm，棱柱层网格厚度增长率为1.05。将计算3域划分为 个区域：吊舱偏转域、螺旋桨旋转域和远场固定域。螺旋桨旋转域和吊舱偏转域分别固定于螺旋桨和吊舱，划分非结构四面体网格。螺旋桨旋转域与吊舱偏转域通过滑移网格交界面连接，吊舱偏转域与远场固定域则生成重叠网500格。远场固定域划分六面体网格。总网格数 万左右。

4.3 数值计算方法与边界条件设置

4.4 计算结果与试验值对比分析

3从表 可以看出： 1 3% ）螺旋桨推力系数的相对误差在 以内， 7%；扭矩系数的相对误差大多低于2）吊舱单元轴向力系数的相对误差大多在10%以内，吊舱偏向左舷时误差稍大，但也在15%以内； 3）吊舱单元横向力系数的相对误差大多在7%以内，在小偏转角时由于系数的绝对值较小相对误差较大； 4）吊舱单元垂向力矩系数的相对误差大多13%以在 内，在小偏转角时由于系数的绝对值较小相对误差较大。

5 混合式CRP推进器操舵工况水动力性能预报

5.1 水动力性能参数定义

7各水动力性能参数及参考系如图 所示，后桨推力与扭矩始终为桨轴方向。从船艉向船艏看，吊舱单元向左偏转，偏转角为正，反之为负。z轴正向指向推进器上方。 图7 CRP混合式 推进器各水动力性能参数、偏转角及参考系Fig.7 The hydrodynamic performance parameters，turning angle & coordinate system of hybrid CRP podded propulsor进速系数根据前桨参数定义，将进速系数定

QF QA KQF = ；KQA = ； 2 5 2 5 ρn DF ρn DA F A n Q + n QA

（10） KQ = F F A ρn3 DF5 ( )F T + Fx VA （11） F η0 = 2π (n Q + n Q A) F F A式中：ρ为流体密度；n 为后桨转速；D 为后桨A A直径；T ，T 为前、后桨推力；Q ，Q 为前、后桨F A F A扭矩； Fx 为吊舱单元受力在x方向的分量，其定义如下， （12）

Fx = T cos ψ+ R A pod式中, R 为吊舱舱体阻力。pod 3操舵工况下引入 个水动力性能系数： Fx F 13 KFx = ；KF = y （ ） ρn 2 D4 ρn 2 D4 y A A A A

Mz

14 KMz = （ ） ρn2 DA5 A式中：Fy 为吊舱单元受力在 y方向的分量。

5.2 几何模型与网格划分

4 000 TEU计算对象为海军工程大学设计的某CRP 1∶27.5。集装箱船混合式 推进器，模型缩尺比0.454 5 DF，前、后桨的前、后桨盘面中心的距离为4主要参数如表 所示，该型推进器的详细数据参考文献［16］。 278.65 mm，最 90.9 mm；支吊舱包长 大直径209.1 mm，横 145.46 mm，剖面最大架高 剖面弦长

45.35 mm 8 CRP厚度 。图 为混合式 推进器侧视9图，图 为网格划分图。 6.25DF，压力出计算域速度入口距后桨盘面15DF，周围壁面距后桨盘面7.5DF。口距后桨盘面计算域分为远场固定域、前桨旋转域、后桨旋转域和吊舱偏转域。前桨旋转域、吊舱偏转域的外边界设置为重叠网格界面从而分别与远场固定域生成重叠网格，后桨旋转域与吊舱偏转域通过滑移1网格界面连接。前桨和后桨近壁面第 层棱柱层0.24 mm 0.2 mm，保证桨叶表网格厚度分别为 和60 4面 y+ 值为 左右，棱柱层网格各 层，层与层之1.05。吊舱近壁面第1间的厚度增长率为 层棱柱0.01 mm，保层网格厚度为 证吊舱表面 y+ 值在1 25 2.5 mm，层与左右，棱柱层网格共 层，总厚度1.16。网格数量在600层之间的厚度增长率为 万以内。=1 200 r/min，前、后桨的转速比前桨转速 nF =1.104，其余边界条件设置和计算方法与吊n A/n F 1.8°舱推进器的相同，非定常计算时取前桨旋转所对应时长为一个时间步。

5.3 操舵工况下水动力性能

J=0.781 CRP在设计工况 下，混合式 推进器各 推力系数、扭矩系数和敞水效率的时均值与偏转10角ψ的关系如图 所示。 10从图 可以看出： 1 ）推力系数：随偏转角增大，前桨对尾流的加速对于后桨的影响减弱，后桨桨叶剖面攻角变大，后桨推力系数增幅较大；前桨推力系数略有下降， 2%；混合式CRP降幅小于 推进器推力系数减小。2 ）扭矩系数：随偏转角增大，后桨桨叶剖面攻角变大，后桨扭矩系数增大，前桨扭矩系数基本CRP不变；混合式 推进器扭矩系数亦增大，但增幅较后桨扭矩系数小。

3）随偏转角的增大，混合式CRP推进器的敞水效率下降。吊舱单元轴向力系数 KFx 、吊舱单元横向力系数 KFy 、吊舱单元垂向力矩（操舵力矩）系数 K Mz 11与偏转角ψ 的关系如图 所示。 11从图 中得出分析结论如下： 1）吊舱单元轴向力系数KFX随偏转角的增大而减小。2）吊舱单元横向力系数KFY和吊舱单元垂向力矩系数（操舵力矩系数）KMZ的绝对值基本随偏转角绝对值的增大而增大，吊舱向左舷偏转则其 所受横向力指向左舷，所受垂向力矩沿z轴正向。3）零偏转角即直航时，吊舱单元横向力系数KFY和吊舱单元垂向力矩系数（操舵力矩系数）KMZ为一很小的正值，尤其是吊舱单元所受横向力基0，这比一般的拖式吊舱推进器直航时的横本为向力小得多，其原因可能是吊舱前布置的对转桨（CRP）在吊舱处的旋转尾流较单桨要弱。

6结论

1敞水舵近壁面第 层网格厚度保证 y+ 值小1 1于 配合全 y+ 值近壁面处理方式相比于第 层网格厚度较厚的高 y+ 值近壁面处理方式能得到更

［1］ UEDA N，OSHIMA A，UNSEKI T，et al. The first hy⁃ brid CRP-POD driven fast ROPAX ferry in the world ［J］. Review Literature and Arts of the Americas， 2004，41（6）：1-5. 2 SÁNCHEZ-CAJA A，PÉREZ-SOBRINO M，QUERE⁃ ［ ］ DAM ，et al. Combination of pod，CLT and CRP pro⁃ pulsion for improving ship efficiency： the TRIPOD project［C］//Third International Symposium on Marine Propulsors.Launceston，Tasmania，Austrilia:［s.n］. ，2013. ［3］ FORGACH K M，BROWN M J. Resistance and power⁃ ing experiments with T-AKE model 5665-1 and hy⁃ brid contra-rotating shaft-pod propulsors phase 1 and phase 2：NSWCCD-50-T--2011/TBC［R］. 2011. ［4］ 27th ITTC propulsion committee report presentation ［C］//27th International towing tank conference. Copen⁃ hagen，Denmark，2014.