拖式吊艙推進(jìn)器的水動(dòng)力特性分析

姚震球，徐植融，凌宏杰，劉雯玉

(江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

0 引 言

隨著現(xiàn)代船舶性能標(biāo)準(zhǔn)的逐步提高，在航行性能、節(jié)能環(huán)保等方面的要求也越來(lái)越嚴(yán)格。吊艙推進(jìn)器作為新型推進(jìn)系統(tǒng)之一，由于其突出的特點(diǎn)和表現(xiàn)，在商用領(lǐng)域取得了巨大的成功。拖式單槳吊艙推進(jìn)器是目前市場(chǎng)上比較常見(jiàn)的種類，如ABB公司的Azipod? XO系列、Azipod? CO系列、Rolls-Royce公司的Mermaid吊艙推進(jìn)器、SIEMENS公司的SISHIP eSiPOD推進(jìn)器等[1]。吊艙推進(jìn)器的推進(jìn)形式完全不同于傳統(tǒng)的螺旋槳，由于吊艙的存在一定程度上改變了螺旋槳原本的尾流情況，尾流和吊艙之間的相互作用更是影響了推進(jìn)器的整體性能。因此深入了解拖式吊艙推進(jìn)器的水動(dòng)力特性是設(shè)計(jì)和優(yōu)化過(guò)程中至關(guān)重要的一環(huán)。

計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）方法具有成本低，周期短的優(yōu)點(diǎn)[8]，因?yàn)榭紤]了流體黏性的影響，可以得到較為準(zhǔn)確且詳細(xì)的流場(chǎng)信息，被越來(lái)越多地應(yīng)用于吊艙推進(jìn)器的水動(dòng)力性能預(yù)測(cè)[2-7]。本文借助流體計(jì)算軟件FINE/Marine，采用滑移網(wǎng)格（Sliding Mesh）方法，對(duì)三維實(shí)尺度的裸槳及吊艙推進(jìn)器進(jìn)行了敞水情況下的數(shù)值模擬與分析，探討了吊艙的存在對(duì)螺旋槳水動(dòng)力性能的影響、吊艙在尾流中的側(cè)向受力情況以及吊艙周圍流體的運(yùn)動(dòng)情況。

1 數(shù)值方法

1.1 控制方程

在本文中，水被認(rèn)為是不可壓縮流體，并且不考慮能量交換，所以只需考慮連續(xù)性方程和動(dòng)量守恒方程：

式中：t為時(shí)間；ρ為密度；V為控制體體積；S為控制體面積；為速度矢量；為控制體表面法矢量方向上的速度；→n為S外法矢量；Ui為在xi坐標(biāo)軸方向上的平均速度分量；τij為粘性應(yīng)力張量；Ii和Ij分別為方向向量；p為壓力；gi為重力矢量。

1.2 湍流模型

CFD計(jì)算采用剪切壓力傳輸k-ω（SST-Menter）模型，其湍動(dòng)能K和湍流耗散率ω的輸運(yùn)方程為：

式中：Uj為xj坐標(biāo)軸方向上的平均速度分量；μ為動(dòng)力黏度；μt為湍流渦黏度；τij為雷諾應(yīng)力張量；Sij為平均應(yīng)變率張量；Pω為ω的導(dǎo)出項(xiàng)；F1為輔助混合函數(shù)；β，β*，σk和 σω2均為湍流模型常數(shù)[9]。

1.3 滑移網(wǎng)格

滑動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)將需要計(jì)算的網(wǎng)格模型分成若干區(qū)域，允許交界面網(wǎng)格之間的相對(duì)滑動(dòng)。不要求交界面兩側(cè)上的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)彼此重疊，但必須計(jì)算交界面兩側(cè)的通量來(lái)傳輸數(shù)據(jù)。

在FINE/Marine中，在每一個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)內(nèi)都要確定交界面兩側(cè)的相鄰網(wǎng)格單元，通過(guò)搜索與交界面兩側(cè)最匹配的網(wǎng)格單元，作為相鄰網(wǎng)格直接進(jìn)行通量計(jì)算，不使用特定的插值方法。

2 計(jì)算模型

拖式吊艙推進(jìn)器的主尺度參數(shù)，如表1所示。本文所使用的吊艙推進(jìn)器可以分為螺旋槳，艙體與支架3部分。艙體為兩端帶有一定錐度的圓柱體，首部安裝螺旋槳，尾部與支架相連，支架與艙體之間存在一定夾角。在槳轂錐度相同的條件下，建立了裸槳模型和吊艙推進(jìn)器模型，如圖1所示。

表 1 吊艙推進(jìn)器主尺度參數(shù)Tab. 1 Main parameters of POD thruster

圖 1 螺旋槳和吊艙推進(jìn)器的三維模型Fig. 1 3D model of propeller and POD thruster

3 網(wǎng)格劃分與計(jì)算設(shè)置

本文的所有計(jì)算均采用滑移網(wǎng)格方法來(lái)模擬螺旋槳的旋轉(zhuǎn)，所以在劃分計(jì)算網(wǎng)格時(shí)，需要建立2個(gè)計(jì)算域，一個(gè)為包含螺旋槳的旋轉(zhuǎn)域，另一個(gè)為包含吊艙的固定域，如圖2所示。2個(gè)域共用的面設(shè)置為交界面，以實(shí)現(xiàn)2個(gè)計(jì)算域之間壓力、速度等流場(chǎng)參數(shù)的傳遞。

選用伽利略坐標(biāo)系來(lái)定義計(jì)算域中各個(gè)方向，推進(jìn)器的前進(jìn)方向?yàn)閄軸正方向，吊艙左舷方向?yàn)閅軸正方向，重力的反方向?yàn)閆軸正方向，坐標(biāo)原點(diǎn)位于槳盤(pán)面與槳軸中心線的交點(diǎn)處。

旋轉(zhuǎn)域是一個(gè)與螺旋槳同軸的圓柱體，直徑3.6 m（1.2D），長(zhǎng)度0.75 m（0.25D），網(wǎng)格數(shù)量約382萬(wàn)；固定域?yàn)殚L(zhǎng)方體，長(zhǎng)40 m（13.33D），寬16 m（5.33D），高13 m（4.33D），前方入口邊界距槳盤(pán)面10 m（3.33D），后方出口邊界距槳盤(pán)面30 m（10D），左右邊界距螺旋槳中心軸線8 m（2.67D），上下邊界距螺旋槳中心軸線分別是5 m（1.67D）和8 m（2.67D），網(wǎng)格數(shù)量約132萬(wàn)。為了得到關(guān)鍵的流場(chǎng)信息，文中采用局部加密的方法，對(duì)槳葉的導(dǎo)邊、隨邊及葉梢部分進(jìn)行加密，同時(shí)對(duì)吊艙及支架區(qū)域也進(jìn)行了加密，如圖3所示。

圖 3 局部網(wǎng)格加密Fig. 3 Local mesh refinement

完成2個(gè)域的網(wǎng)格劃分后，同時(shí)導(dǎo)入旋轉(zhuǎn)域和固定域的網(wǎng)格模型，用Non Matching Connections命令在交界面處建立連接。最后把合成的網(wǎng)格模型導(dǎo)入FINE/Marine中進(jìn)行數(shù)值計(jì)算設(shè)置。

因?yàn)椴豢紤]自由液面影響，選用單相流模型，非穩(wěn)態(tài)計(jì)算；湍流模型為k-ω（SST-Menter）；對(duì)于動(dòng)量方程和湍流方程，均采用AVLSMART格式進(jìn)行離散；螺旋槳和吊艙的固體邊界條件設(shè)為帶壁面函數(shù)的邊界。計(jì)算域前后邊界條件和左右側(cè)邊界條件設(shè)為速度遠(yuǎn)場(chǎng)條件，速度為0；頂部和底部邊界條件設(shè)為指定壓力條件，壓力為0。

吊艙推進(jìn)器的運(yùn)動(dòng)從靜止開(kāi)始，即吊艙的初始速度為零，螺旋槳相對(duì)吊艙無(wú)轉(zhuǎn)動(dòng)。吊艙推進(jìn)器以0.01 s的時(shí)間步長(zhǎng)，經(jīng)過(guò)2 s時(shí)間，按1/4正弦曲線形式變化到給定的前進(jìn)速度。螺旋槳和槳轂也以相同的時(shí)間步長(zhǎng)、時(shí)間和運(yùn)動(dòng)方式變化到指定轉(zhuǎn)速。此后，吊艙前進(jìn)速度和螺旋槳轉(zhuǎn)速固定不變，計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)調(diào)整為0.001 s，即螺旋槳每轉(zhuǎn)1.68°計(jì)算一次，直至計(jì)算穩(wěn)定。

4 結(jié)果與分析

4.1 數(shù)值計(jì)算驗(yàn)證結(jié)果

由于計(jì)算模型沒(méi)有真實(shí)的實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ秃蛯?shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，為了保證數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性，本文模擬了由紐芬蘭紀(jì)念大學(xué)（MUN）的海洋工程研究中心（OERC）和加拿大國(guó)家海洋技術(shù)研究所（IOT）共同設(shè)計(jì)的吊艙推進(jìn)器模型的敞水性能。將計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行比較，驗(yàn)證本文所用數(shù)值計(jì)算方法的可行性。

吊艙推進(jìn)器的具體模型尺寸，如表2和表3所示[10-12]，圖4和圖5為推進(jìn)器各參數(shù)定義與模型三維示意圖。選取進(jìn)速系數(shù)為0.2，0.4，0.6，0.8四個(gè)工況，將計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，如表4和圖6所示。螺旋槳推力系數(shù)和扭矩系數(shù)的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值較為相近，最大誤差僅為3.63%和2.06%，推進(jìn)器整體推力系數(shù)誤差也都小于5.5%。因此，本文的數(shù)值計(jì)算方法能較準(zhǔn)確的模擬吊艙推進(jìn)器的水動(dòng)力性能，可以滿足工程設(shè)計(jì)和分析的需要。

表 2 螺旋槳的主要參數(shù)Tab. 2 Main parameters of propeller

表 3 吊艙的主要參數(shù)Tab. 3 Main parameters of POD

圖 4 推進(jìn)器各參數(shù)定義Fig. 4 Definitions of parameters for POD

圖 5 模型三維示意圖Fig. 5 3D model of POD thruster

4.2 敞水性能曲線分析

將計(jì)算得到的推力和扭矩做無(wú)因次變化后繪制裸槳和吊艙推進(jìn)器的敞水性能曲線，如圖7所示。其中，Prop，POD prop和POD thrust分別代表裸槳，吊艙推進(jìn)器的螺旋槳和整個(gè)吊艙推進(jìn)器。

表 4 敞水性能數(shù)值計(jì)算結(jié)果Tab. 4 Numerical result of open water performance

圖 6 數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較Fig. 6 Comparison between numerical results and experimental results

由于吊艙的存在，一定程度上阻擋了螺旋槳后方的流動(dòng)，使葉面壓力增大，從而增加了螺旋槳載荷并形成了有利干擾，因此吊艙推進(jìn)器螺旋槳的推力要高于裸槳，隨著進(jìn)速系數(shù)的增加，影響更加明顯，扭矩也有相同的趨勢(shì)。雖然吊艙的存在會(huì)使螺旋槳的效率有一定程度的提高，但是由于吊艙本身還有阻力，吊艙推進(jìn)器整體效率反而要低于裸槳的效率。

4.3 吊艙側(cè)向力特性分析

對(duì)于吊艙而言，因?yàn)樗幱诼菪龢奈擦髦校灾Ъ艿牟糠謪^(qū)域始終處于有攻角的來(lái)流情況，從而使吊艙產(chǎn)生了額外的側(cè)向力，即Y軸方向的力。

圖8 和圖9分別為J=0.7時(shí)吊艙各部件的側(cè)向力系數(shù)和吊艙總側(cè)向力系數(shù)與推進(jìn)器推力系數(shù)的比值。POD，Mainbody和Strut分別表示吊艙總側(cè)向力、艙體側(cè)向力和支架側(cè)向力。

由圖8可知，吊艙的側(cè)向力主要由艙體（回轉(zhuǎn)體）和支架提供。艙體的側(cè)向力始終沿Y軸正方向，隨著進(jìn)速系數(shù)的增加而減小；而支架的側(cè)向力，隨著進(jìn)速系數(shù)的增加，由Y軸負(fù)方向向Y軸正方向持續(xù)增大，在進(jìn)速系數(shù)為0.4～0.5區(qū)間由負(fù)變正，在J=0.8時(shí)達(dá)到峰值。

由圖9可知，吊艙總側(cè)向力的大小相對(duì)于吊艙推進(jìn)器推力而言，隨著進(jìn)速的增加，其比值明顯提高。主要原因?yàn)橥七M(jìn)器推力隨著進(jìn)速系數(shù)的增加而降低，但是吊艙的側(cè)向力并沒(méi)有明顯的下降趨勢(shì)，反而在J=0.3～0.7區(qū)間逐漸上升。結(jié)合圖7和圖9可知，在推進(jìn)器處于最高效率點(diǎn)（J=0.7）時(shí)，吊艙側(cè)向力大小占推進(jìn)器推力的8.95%；在J=0.9時(shí)，吊艙側(cè)向力大小占推進(jìn)器推力的47.78%。

4.4 螺旋槳表面壓力負(fù)荷特性分析

圖10和圖11所示為J=0.7時(shí)螺旋槳葉表面壓力分布圖。其中，圖10（a）和圖10（b）分別代表吊艙推進(jìn)器的螺旋槳和裸槳。

圖 10 槳葉表面壓力分布圖（吸力面）Fig. 10 Pressure distribution of blade surface（suction surface）

從吸力面上看，每個(gè)槳葉壓力分布基本相同，壓力自導(dǎo)邊往隨邊逐漸升高。裸槳的最低壓力出現(xiàn)在導(dǎo)邊靠近葉根附近，但是由于吊艙的存在，吊艙推進(jìn)器的螺旋槳最低壓力沿徑向向外偏移，出現(xiàn)在前部導(dǎo)邊附近且壓力更低，隨邊一側(cè)壓力更高，整體壓力梯度變化更大。因此，由于吊艙的存在，槳葉空泡更有可能在葉背導(dǎo)邊附近產(chǎn)生。

圖 11 槳葉表面壓力分布圖（壓力面）Fig. 11 Pressure distribution of blade surface（pressure surface）

從壓力面上看，裸槳的每個(gè)槳葉壓力分布基本相同，導(dǎo)邊處壓力最高，整體壓力梯度線呈發(fā)散狀態(tài)，從葉根附近逐步向?qū)н?、隨邊和葉梢發(fā)散。但是由于吊艙的存在，吊艙推進(jìn)器的螺旋槳葉面壓力明顯升高，同時(shí)旋轉(zhuǎn)到支架前方的槳葉，其葉面的高壓區(qū)面積大于其他槳葉，從而使螺旋槳的各個(gè)槳葉受力不均勻，產(chǎn)生推力的波動(dòng)。

4.5 吊艙表面壓力負(fù)荷特性分析

圖12為J=0.7時(shí)吊艙表面的壓力分布圖。由于螺旋槳的尾流影響，支架兩側(cè)的壓力分布不對(duì)稱，流動(dòng)駐點(diǎn)出現(xiàn)在支架前緣的右側(cè)表面，壓力負(fù)荷較大。大量螺旋槳的旋轉(zhuǎn)尾流從支架右側(cè)導(dǎo)流至吊艙尾部，從而使支架左側(cè)的流速大于右側(cè)，由機(jī)翼理論可知支架兩側(cè)的流速差會(huì)導(dǎo)致壓力差，壓力差會(huì)產(chǎn)生Y軸方向的力，即吊艙的側(cè)向力。較大的側(cè)向力會(huì)直接影響船舶的直線穩(wěn)定性，因此在設(shè)計(jì)吊艙推進(jìn)器時(shí)應(yīng)該盡量降低吊艙的側(cè)向力，或在設(shè)計(jì)航速下將吊艙側(cè)向力降至最低。艙體末端還有一個(gè)較為明顯的低壓區(qū)，這說(shuō)明在尾部形成了尾渦，使吊艙阻力增加。

圖 12 吊艙表面壓力分布圖Fig. 12 Pressure distribution of pod surface

4.6 吊艙推進(jìn)器的流場(chǎng)特性分析

拖式吊艙推進(jìn)器的螺旋槳與吊艙之間互相干擾強(qiáng)烈，流場(chǎng)運(yùn)動(dòng)現(xiàn)象復(fù)雜，分析較為困難。本文主要從J=0.7時(shí)的吊艙周圍流場(chǎng)的速度分布來(lái)分析其流場(chǎng)特性。

圖13和圖14為吊艙周圍以及0.75倍螺旋槳半徑處支架兩側(cè)的速度分布圖。可知，艙體尾部收縮的位置流速較大，艙體末端流速驟降形成較大的尾渦區(qū)域。在尾流區(qū)域內(nèi)支架兩側(cè)流速分布不對(duì)稱，且遠(yuǎn)大于艙體周圍速度。因此，在設(shè)計(jì)吊艙推進(jìn)器時(shí)可在艙體尾部設(shè)置附體裝置阻礙尾渦匯聚，改善艙體阻力性能。

圖 13 吊艙推進(jìn)器周圍的速度分布Fig. 13 Magnitude of velocity distribution around POD thruster

圖 14 支架兩側(cè)的速度分布（Z=0.75R）Fig. 14 Magnitude of velocity distribution around strut

5 結(jié) 語(yǔ)

1）吊艙推進(jìn)器螺旋槳的推力和扭矩較裸槳均有所提升，但是由于吊艙的存在及其自身的阻力，推進(jìn)器的整體效率并沒(méi)有明顯改善，反而使螺旋槳推力波動(dòng)增大。

2）吊艙會(huì)在螺旋槳尾流的影響下產(chǎn)生額外的側(cè)向力，而且吊艙側(cè)向力大小與推進(jìn)器推力的比值會(huì)隨著進(jìn)速的增加而升高，在螺旋槳的最高效率點(diǎn)，側(cè)向力大小可占整體推力的8.95%。

3）艙體尾部收縮位置以及支架兩側(cè)的流場(chǎng)流速較大；艙體末端流速驟降形成較大的尾渦區(qū)域。

4）設(shè)計(jì)吊艙時(shí)應(yīng)盡可能地降低在設(shè)計(jì)工況下的側(cè)向力；在艙體尾部可設(shè)置附體裝置來(lái)改善艙體阻力性能。

本文對(duì)三維實(shí)尺度的裸槳及吊艙推進(jìn)器的敞水性能進(jìn)行了數(shù)值模擬，數(shù)值算法的可靠性和準(zhǔn)確性通過(guò)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比進(jìn)行了驗(yàn)證。主要分析了吊艙推進(jìn)器的水動(dòng)力特性及周圍流場(chǎng)情況，可為后續(xù)拖式吊艙推進(jìn)器的優(yōu)化設(shè)計(jì)研究提供借鑒和參考。