徐嘉啟，熊鷹，王展智

海軍工程大學(xué)艦船工程系，湖北武漢430033

混合式CRP推進(jìn)器操舵工況水動力性能數(shù)值研究

徐嘉啟，熊鷹，王展智

海軍工程大學(xué)艦船工程系，湖北武漢430033

［目的］為了研究操舵工況對混合式CRP推進(jìn)器水動力性能的影響，［方法］采用RANS方法結(jié)合SST k-ω湍流模型計(jì)算NACA0012型敞水舵的升力系數(shù)，通過與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比，選定數(shù)值計(jì)算的近壁面網(wǎng)格布置和近壁面處理方式。在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步預(yù)報(bào)偏轉(zhuǎn)工況下吊艙推進(jìn)器的水動力性能，通過試驗(yàn)對比，表明誤差在較小范圍內(nèi)。以混合式CRP推進(jìn)器為研究對象，采用該數(shù)值方法預(yù)報(bào)操舵工況下該型推進(jìn)器的水動力性能并予以分析。［結(jié)果］研究發(fā)現(xiàn)，該型推進(jìn)器后槳推力、吊艙橫向力和操舵力矩均隨偏轉(zhuǎn)角的增大而增大，前槳推力基本不隨偏轉(zhuǎn)變化。［結(jié)論］表明該型推進(jìn)器操縱性能優(yōu)良，具有廣闊的工程應(yīng)用前景。

混合式CRP推進(jìn)器；操舵工況；數(shù)值計(jì)算；近壁面處理方式

0 引 言

混合式CRP推進(jìn)器的概念首先由ABB公司推出，該型推進(jìn)器結(jié)合了對轉(zhuǎn)式螺旋槳（CRP）和吊艙式推進(jìn)器（Podded propulsor）的優(yōu)點(diǎn)：CRP重新分配了螺旋槳的載荷，使前槳載荷減少，從而可以減小螺旋槳直徑，增大槳葉梢部與船體的間隙，達(dá)到降噪和減輕船體振動的目的；同時(shí)，全回轉(zhuǎn)吊艙艙體在對轉(zhuǎn)槳下游起舵的作用［1］。試驗(yàn)表明［2］，該推進(jìn)系統(tǒng)可提高15%的推進(jìn)效率。某海軍補(bǔ)給艦T-AKE 1安裝混合式CRP推進(jìn)器后的模型試驗(yàn)與分析表明，相比于單軸單槳的布置，其可減少7%的主機(jī)輸出功率［3］。第27屆ITTC會議建議將此類推進(jìn)器稱為Hybrid Contra-Rotating Shaft Pod（HCRSP），并提出了針對該型推進(jìn)器敞水試驗(yàn)的導(dǎo)則［4］。

目前在國內(nèi)，盛立、王展智、熊鷹等［5-9］已經(jīng)對該型推進(jìn)器前后槳軸向間距、轉(zhuǎn)速比等主要設(shè)計(jì)參數(shù)對其水動力性能的影響進(jìn)行數(shù)值模擬研究，對其直航工況下的敞水性能進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，并研究了非定常計(jì)算時(shí)間步長和湍流模型對該型推進(jìn)器主要構(gòu)成——對轉(zhuǎn)槳（CRP）敞水性能數(shù)值模擬精度的影響。混合式CRP推進(jìn)器在節(jié)能和降噪方面表現(xiàn)出了巨大的優(yōu)勢，但操舵工況對其性能的影響尚待研究。拖式吊艙和混合式CRP推進(jìn)器中的吊艙位于螺旋槳下游，相當(dāng)于在敞水舵上施加螺旋槳尾流作用。故本文先以敞水舵的升力系數(shù)預(yù)報(bào)為基礎(chǔ)，得出較合理的近壁面網(wǎng)格布置方式和近壁面處理方式，將其應(yīng)用到吊艙推進(jìn)器偏轉(zhuǎn)工況的水動力性能預(yù)報(bào)中。并在此基礎(chǔ)上對混合式CRP推進(jìn)器操舵工況下的水動力性能進(jìn)行預(yù)報(bào)，為混合式CRP推進(jìn)器的設(shè)計(jì)及工程應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

數(shù)值模擬采用StarCCM+軟件，該軟件基于有限體積法，與ICEM，Solidworks能良好對接，其包含多種湍流模型，有SIMPLE和PISO等壓力修正算法，以及中心差分、一階迎風(fēng)和二階迎風(fēng)格式等多種差分格式。其具有多種網(wǎng)格劃分技術(shù)和網(wǎng)格加密技術(shù)，能夠自我判斷網(wǎng)格質(zhì)量優(yōu)劣，該軟件包含滑移網(wǎng)格（Sliding mesh）和重疊網(wǎng)格（Overset mesh）等多種交界面網(wǎng)格技術(shù)，附帶的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分技術(shù)能夠較好地離散復(fù)雜幾何形體的外流場區(qū)域。操舵工況下對吊艙偏轉(zhuǎn)的處理通過重疊網(wǎng)格實(shí)現(xiàn)，該網(wǎng)格在處理多體間大幅相對運(yùn)動時(shí)具有較大的優(yōu)勢［10］。

1 數(shù)學(xué)模型

控制方程包括連續(xù)性方程和動量方程（RANS方程）：

式中：“-”表示時(shí)均量；“'”表示脈動量；u，p，ρ，η分別表示速度、靜壓、流體密度和流體動力粘度；為雷諾應(yīng)力。

湍流模型采用SSTk-ω兩方程模型［11］，該模型引入一個(gè)混合函數(shù)，從而有效地結(jié)合了求解近壁區(qū)流動的Standardk-ω模型和求解遠(yuǎn)場流動的Standardk-ε模型。

2 近壁面處理

數(shù)值計(jì)算域的近壁面區(qū)域在物理上包含湍流邊界層，在壁面附近由于分子粘性的阻尼作用，使湍流脈動逐漸削弱。一般的高雷諾數(shù)（Re）湍流模型，如SSTk-ω兩方程模型，適用于離開壁面一定距離的湍流充分發(fā)展區(qū)域，因而必須做相應(yīng)的處理［12］。

湍流邊界層可近似看成由內(nèi)層和外層組合成的復(fù)合層，內(nèi)層包括粘性底層、過渡層和對數(shù)律層，外層包括速度虧損率層和粘性上層［13］。近壁區(qū)域的流動可劃分為壁面區(qū)（包括粘性底層、過渡層和對數(shù)律層）和湍流核心區(qū)的流動。引入2個(gè)無量綱參數(shù)u+和 y+以便于描述近壁區(qū)域的流動特征，如圖1所示。其定義如下。

式中：uτ為壁面摩擦速度，；τw為壁面切應(yīng)力；Δy為距壁面的距離；μ為動力粘度。

圖1為時(shí)均速度沿壁面法線方向的分布規(guī)律，根據(jù) y+值的大小，可總結(jié)為：

1）y+＜5時(shí)，對應(yīng)粘性底層，時(shí)均速度與無量綱壁面距離呈式（5）所示的線性關(guān)系（或稱線性律）：

2）60＜y+＜300時(shí)，對應(yīng)對數(shù)律層，時(shí)均速度與無量綱壁面距離呈式（6）所示的對數(shù)函數(shù)關(guān)系（或稱對數(shù)律）：

式中：κ為馮·卡門常數(shù)，約為0.4～0.41；C為另一常數(shù)，對于光滑壁面，C≈5.0～5.2［11］。

湍流邊界層沿壁面法線方向的時(shí)均物理量（如時(shí)均速度）分布可用壁面律進(jìn)行描述。

數(shù)值求解所用軟件StarCCM+中有標(biāo)準(zhǔn)壁面律和混合壁面律2種壁面律。幾種壁面律包含在近壁面處理方式中，而近壁面處理方式又分為以下3種：

1）高 y+值近壁面處理方式，采用壁面函數(shù)法思想，應(yīng)用標(biāo)準(zhǔn)壁面律，假設(shè)近壁面第1層網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)處于湍流邊界層的對數(shù)律層。其中，壁面函數(shù)法包含一系列有關(guān)近壁區(qū)速度、湍流和其他物理量分布的假設(shè)。高Re湍流模型與壁面函數(shù)法相結(jié)合的方法在粘性底層內(nèi)不布置任何節(jié)點(diǎn)，而是把近壁面第一層網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)布置在湍流完全發(fā)展區(qū)域內(nèi)［11］。

2）低 y+值近壁面處理方式，僅適用于低Re數(shù)湍流模型，該處理方式一般包括對粘性底層的求解，因而需要較細(xì)密的近壁面網(wǎng)格。

3）全 y+值近壁面處理方式，一種混合處理方式，應(yīng)用混合壁面律。

3 敞水舵升力系數(shù)預(yù)報(bào)

3.1 計(jì)算對象

敞水舵的展弦比為 1.667，剖面翼型為NACA0012，弦長c=0.12 m。為減少多攻角工況網(wǎng)格生成的工作量，內(nèi)域包含敞水舵，與外域生成重疊網(wǎng)格。鄰近壁面布置棱柱層網(wǎng)格，內(nèi)域其他部分為非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格，外域?yàn)榱骟w網(wǎng)格。內(nèi)域邊界距離敞水舵上下表面7c，距離舵葉端面1.5c，總體計(jì)算域大小為30c×25c×10c。

設(shè)計(jì)了3種近壁面網(wǎng)格的布置方式：

2）方案2：第1層網(wǎng)格厚度6.0×10-4m；

3）方案3：第1層網(wǎng)格厚度1.2×10-3m。

方案1棱柱層網(wǎng)格為25層，方案2和方案3為7層。棱柱層網(wǎng)格厚度增長率為1.05。體網(wǎng)格剖面如圖2所示。

3.2 數(shù)值計(jì)算方法與邊界條件設(shè)置

采用定常方法，對流相采用二階格式離散，壓力速度耦合求解采用 SIMPLE算法。采用SSTk-ω湍流模型，方案1采用全y+值近壁面處理方式，其余方案采用高 y+值壁面處理方式。入口為速度入口，出口為壓力出口，敞水舵表面和外域上下邊界為無滑移不可穿透光滑壁面。入口流速VA=1.4 m/s，出口壓力ρ=101 325 Pa，水的密度ρ=997.513 kg/m3，動力粘度μ=9.017×10-4Pa·s，對應(yīng)的Re為1.81×105（文獻(xiàn)［14］認(rèn)為雷諾數(shù)大于1.2×105試驗(yàn)結(jié)果已趨穩(wěn)定）。

3.3 不同近壁面網(wǎng)格布置方案對計(jì)算結(jié)果的影響

“沒事……”溫衡剛剛冷卻的心在陶小西的嘶吼里又熱了起來，陶小西在電話里深呼了一口氣，接著又是對她各種責(zé)怪，怪她又一個(gè)人跑掉，還警告她不準(zhǔn)輕生。

3種方案所得近壁面第1層網(wǎng)格 y+平均值如表1所示，敞水舵升力系數(shù)的計(jì)算值與試驗(yàn)值［14］的對比如圖3所示。

從圖3可以看出：

1）方案1的計(jì)算結(jié)果和其余2個(gè)方案相比更接近試驗(yàn)值，在α≤18°時(shí)，誤差在5%以內(nèi)。其原因在于層流底層得以求解，與不求解層流底層的壁面函數(shù)法相比更準(zhǔn)確；

2）方案2的計(jì)算結(jié)果較方案3更接近試驗(yàn)值。方案2對應(yīng)的 y+平均值大于30，可見第1層網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)已大多位于對數(shù)律層，滿足壁面函數(shù)法的基本要求。但方案3的第1層網(wǎng)格過厚，使得y+值過大，在敞水舵舵角較大從而產(chǎn)生流動分離時(shí)壁面函數(shù)法的模擬效果會失真。

從各攻角下升力系數(shù)的計(jì)算結(jié)果對比綜合評估，類似于方案1，按 y+＜1的近壁面網(wǎng)格布置以及全 y+值近壁面處理方式得到的敞水舵升力系數(shù)計(jì)算結(jié)果更合理。

4 吊艙推進(jìn)器偏轉(zhuǎn)工況水動力性能預(yù)報(bào)

4.1 水動力性能參數(shù)定義

吊艙推進(jìn)器水動力性能參數(shù)及參考系如圖4所示，螺旋槳推力與扭矩始終為槳軸方向。偏轉(zhuǎn)角δ正向?yàn)楦┮暤跖摃r(shí)的順時(shí)針方向，此時(shí)吊艙向右舷偏轉(zhuǎn)。z軸正向指向推進(jìn)器下方（與試驗(yàn)［15］測量時(shí)坐標(biāo)方向一致）。

螺旋槳進(jìn)速系數(shù)、推力和扭矩系數(shù)定義為：

吊艙單元軸向力、橫向力系數(shù)，以及吊艙單元垂向力矩系數(shù)為：

式中：Fx和Fy分別為吊艙單元軸向力和橫向力；Mz為吊艙單元垂向力矩（操舵力矩）；D為吊艙槳直徑；n為吊艙槳轉(zhuǎn)速。

4.2 幾何模型與網(wǎng)格劃分

吊艙推進(jìn)器由挪威科技大學(xué)設(shè)計(jì)，試驗(yàn)用槳模P-1374是由MARINTEK設(shè)計(jì)的系列槳［15］。槳模主要參數(shù)如表2所示。

吊艙包長181 mm，最大直徑92 mm。吊艙支架高300 mm，橫剖面弦長86 mm，寬42 mm，吊艙包與支架具體輪廓參見文獻(xiàn)［15］。吊艙推進(jìn)器面網(wǎng)格和體網(wǎng)格剖面如圖5所示。

緊貼螺旋槳槳葉和槳轂表面布置25層棱柱層網(wǎng)格，第1層網(wǎng)格厚度0.006 mm，吊艙支架和吊艙包表面布置25層網(wǎng)格，第1層網(wǎng)格厚度0.02 mm，棱柱層網(wǎng)格厚度增長率為1.05。將計(jì)算域劃分為3個(gè)區(qū)域：吊艙偏轉(zhuǎn)域、螺旋槳旋轉(zhuǎn)域和遠(yuǎn)場固定域。螺旋槳旋轉(zhuǎn)域和吊艙偏轉(zhuǎn)域分別固定于螺旋槳和吊艙，劃分非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格。螺旋槳旋轉(zhuǎn)域與吊艙偏轉(zhuǎn)域通過滑移網(wǎng)格交界面連接，吊艙偏轉(zhuǎn)域與遠(yuǎn)場固定域則生成重疊網(wǎng)格。遠(yuǎn)場固定域劃分六面體網(wǎng)格?？偩W(wǎng)格數(shù)500萬左右。

4.3 數(shù)值計(jì)算方法與邊界條件設(shè)置

先采用動參考系法（MRF）進(jìn)行定常計(jì)算，初步估計(jì)流場并節(jié)省計(jì)算時(shí)間。再采用滑移網(wǎng)格方法進(jìn)行非定常計(jì)算，從而捕獲非定常流動特征和更精確的流場信息，一個(gè)時(shí)間步內(nèi)螺旋槳轉(zhuǎn)動2.16°。螺旋槳轉(zhuǎn)速n=6 s-1，進(jìn)速系數(shù)J=0.6，水的密度ρ=999.04 kg/m3，動力粘度為 μ=1.139×10-3Pa·s，入口流速VA=0.9 m/s，其余邊界條件設(shè)置與敞水舵流場的設(shè)置相似。

4.4 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值對比分析

數(shù)值模擬和試驗(yàn)在吊艙推進(jìn)器拖式工況下展開，吊艙推進(jìn)器偏轉(zhuǎn)角從-40°到40°，間隔10°，共9個(gè)工況。對比分析的水動力性能參數(shù)包括：推力系數(shù)、扭矩系數(shù)、吊艙單元軸向力系數(shù)、吊艙單元橫向力系數(shù)和吊艙單元垂向力矩（操舵力矩）系數(shù)。試驗(yàn)值和計(jì)算值均為時(shí)均值，各水動力系數(shù)的計(jì)算值與試驗(yàn)值的對比如圖6所示，相對誤差如表3所示。

從圖6可以看出，數(shù)值計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)值在各偏轉(zhuǎn)角下的變化趨勢吻合較好，吊艙單元橫向力和操舵力矩的絕對值隨偏轉(zhuǎn)角的增大而增大。

從表3可以看出：

1）螺旋槳推力系數(shù)的相對誤差在3%以內(nèi)，扭矩系數(shù)的相對誤差大多低于7%；

2）吊艙單元軸向力系數(shù)的相對誤差大多在10%以內(nèi)，吊艙偏向左舷時(shí)誤差稍大，但也在15%以內(nèi)；

3）吊艙單元橫向力系數(shù)的相對誤差大多在7%以內(nèi)，在小偏轉(zhuǎn)角時(shí)由于系數(shù)的絕對值較小相對誤差較大；

4）吊艙單元垂向力矩系數(shù)的相對誤差大多在13%以內(nèi)，在小偏轉(zhuǎn)角時(shí)由于系數(shù)的絕對值較小相對誤差較大。

5 混合式CRP推進(jìn)器操舵工況水動力性能預(yù)報(bào)

5.1 水動力性能參數(shù)定義

各水動力性能參數(shù)及參考系如圖7所示，后槳推力與扭矩始終為槳軸方向。從船艉向船艏看，吊艙單元向左偏轉(zhuǎn)，偏轉(zhuǎn)角為正，反之為負(fù)。z軸正向指向推進(jìn)器上方。

進(jìn)速系數(shù)根據(jù)前槳參數(shù)定義，將進(jìn)速系數(shù)定義（式（7））中轉(zhuǎn)速和螺旋槳直徑改為前槳的轉(zhuǎn)速nF和前槳的直徑DF。

前后槳推力系數(shù) KTF和 KTA、前后槳扭矩系數(shù) KQF和 KQA、混合式CRP推進(jìn)器推力系數(shù) KT和扭矩系數(shù)KQ及敞水效率η0定義如下：

式中：ρ為流體密度；nA為后槳轉(zhuǎn)速；DA為后槳直徑；TF，TA為前、后槳推力；QF，QA為前、后槳扭矩；Fx為吊艙單元受力在x方向的分量，其定義如下，

式中,Rpod為吊艙艙體阻力。

操舵工況下引入3個(gè)水動力性能系數(shù)：

式中：Fy為吊艙單元受力在y方向的分量。

5.2 幾何模型與網(wǎng)格劃分

計(jì)算對象為海軍工程大學(xué)設(shè)計(jì)的某4 000 TEU集裝箱船混合式CRP推進(jìn)器，模型縮尺比1∶27.5。前、后槳盤面中心的距離為0.454 5 DF，前、后槳的主要參數(shù)如表4所示，該型推進(jìn)器的詳細(xì)數(shù)據(jù)參考文獻(xiàn)［16］。

吊艙包長278.65 mm，最大直徑90.9 mm；支架高209.1 mm，橫剖面弦長145.46 mm，剖面最大厚度45.35 mm。圖8為混合式CRP推進(jìn)器側(cè)視圖，圖9為網(wǎng)格劃分圖。

計(jì)算域速度入口距后槳盤面6.25DF，壓力出口距后槳盤面15DF，周圍壁面距后槳盤面7.5DF。計(jì)算域分為遠(yuǎn)場固定域、前槳旋轉(zhuǎn)域、后槳旋轉(zhuǎn)域和吊艙偏轉(zhuǎn)域。前槳旋轉(zhuǎn)域、吊艙偏轉(zhuǎn)域的外邊界設(shè)置為重疊網(wǎng)格界面從而分別與遠(yuǎn)場固定域生成重疊網(wǎng)格，后槳旋轉(zhuǎn)域與吊艙偏轉(zhuǎn)域通過滑移網(wǎng)格界面連接。前槳和后槳近壁面第1層棱柱層網(wǎng)格厚度分別為0.24 mm和0.2 mm，保證槳葉表面 y+值為60左右，棱柱層網(wǎng)格各4層，層與層之間的厚度增長率為1.05。吊艙近壁面第1層棱柱層網(wǎng)格厚度為0.01 mm，保證吊艙表面 y+值在1左右，棱柱層網(wǎng)格共25層，總厚度2.5 mm，層與層之間的厚度增長率為1.16。網(wǎng)格數(shù)量在600萬以內(nèi)。

前槳轉(zhuǎn)速nF=1 200 r/min，前、后槳的轉(zhuǎn)速比nA/nF=1.104，其余邊界條件設(shè)置和計(jì)算方法與吊艙推進(jìn)器的相同，非定常計(jì)算時(shí)取前槳旋轉(zhuǎn)1.8°所對應(yīng)時(shí)長為一個(gè)時(shí)間步。

5.3 操舵工況下水動力性能

在設(shè)計(jì)工況J=0.781下，混合式CRP推進(jìn)器各推力系數(shù)、扭矩系數(shù)和敞水效率的時(shí)均值與偏轉(zhuǎn)角ψ的關(guān)系如圖10所示。

從圖10可以看出：

1）推力系數(shù)：隨偏轉(zhuǎn)角增大，前槳對尾流的加速對于后槳的影響減弱，后槳槳葉剖面攻角變大，后槳推力系數(shù)增幅較大；前槳推力系數(shù)略有下降，降幅小于2%；混合式CRP推進(jìn)器推力系數(shù)減小。

2）扭矩系數(shù)：隨偏轉(zhuǎn)角增大，后槳槳葉剖面攻角變大，后槳扭矩系數(shù)增大，前槳扭矩系數(shù)基本不變；混合式CRP推進(jìn)器扭矩系數(shù)亦增大，但增幅較后槳扭矩系數(shù)小。

3）隨偏轉(zhuǎn)角的增大，混合式CRP推進(jìn)器的敞水效率下降。

吊艙單元軸向力系數(shù)KFx、吊艙單元橫向力系數(shù)KFy、吊艙單元垂向力矩（操舵力矩）系數(shù)KMz與偏轉(zhuǎn)角ψ的關(guān)系如圖11所示。

從圖11中得出分析結(jié)論如下：

1）吊艙單元軸向力系數(shù)KFX隨偏轉(zhuǎn)角的增大而減小。

2）吊艙單元橫向力系數(shù)KFY和吊艙單元垂向力矩系數(shù)（操舵力矩系數(shù)）KMZ的絕對值基本隨偏轉(zhuǎn)角絕對值的增大而增大，吊艙向左舷偏轉(zhuǎn)則其所受橫向力指向左舷，所受垂向力矩沿z軸正向。

3）零偏轉(zhuǎn)角即直航時(shí)，吊艙單元橫向力系數(shù)KFY和吊艙單元垂向力矩系數(shù)（操舵力矩系數(shù)）KMZ為一很小的正值，尤其是吊艙單元所受橫向力基本為0，這比一般的拖式吊艙推進(jìn)器直航時(shí)的橫向力小得多，其原因可能是吊艙前布置的對轉(zhuǎn)槳（CRP）在吊艙處的旋轉(zhuǎn)尾流較單槳要弱。

6 結(jié) 論

敞水舵近壁面第1層網(wǎng)格厚度保證 y+值小于1配合全 y+值近壁面處理方式相比于第1層網(wǎng)格厚度較厚的高 y+值近壁面處理方式能得到更準(zhǔn)確的升力系數(shù)計(jì)算結(jié)果。相似的近壁面網(wǎng)格和全 y+值近壁面處理方式能較準(zhǔn)確地預(yù)報(bào)吊艙推進(jìn)器偏轉(zhuǎn)工況下的水動力性能。采用該方法預(yù)報(bào)了某型混合式CRP推進(jìn)器操舵工況下的水動力性能，研究發(fā)現(xiàn)：

1）前槳推力基本不隨偏轉(zhuǎn)角變化，后槳推力隨偏轉(zhuǎn)角的增大而增大，推進(jìn)器的推力隨偏轉(zhuǎn)角增大而減小。

2）吊艙單元軸向力隨偏轉(zhuǎn)角的增大而減小，吊艙單元橫向力、吊艙單元垂向力矩隨偏轉(zhuǎn)角的增大而增大。

3）左右舷偏轉(zhuǎn)時(shí)吊艙橫向力與操舵力矩?cái)?shù)值基本大小相等、方向相反；無偏轉(zhuǎn)時(shí)，吊艙單元所受橫向力也較小。

以上表明，該型推進(jìn)器具有較為優(yōu)良的操縱性能，其工程應(yīng)用前景廣闊。

［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?DA M，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.

［5］ 盛立，熊鷹.混合式CRP吊艙推進(jìn)器水動力性能數(shù)值模擬及試驗(yàn)［J］.南京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，44（2）：184-190.

SHENG L，XIONG Y.Numerical simulation and exper?imental investigation on hydrodynamics performance of hybrid CRP podded propulsion［J］.Journal of Nanjing University of Aeronautics&Astronautics，2012，44（2）：184-190（in Chinese）.

［6］ WANG Z Z，XIONG Y.Effect of time step size and tur?bulence model on the open water hydrodynamic perfor?mance prediction of contra-rotating propellers［J］.Chi?na Ocean Engineering，2013，27（2）：193-204.

［7］ WANG Z Z，XIONG Y，WANG R，et al.Numerical investigation of the scale effect of hydrodynamic perfor?mance of the hybrid CRP pod propulsion system［J］. Applied Ocean Research，2016，54：26-38.

［8］ 王展智，熊鷹，王睿.主要設(shè)計(jì)參數(shù)對混合式CRP推進(jìn)器敞水性能的影響［J］.哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào)，2016，37（1）：98-103.

WANG Z Z，XIONG Y，WANG R.Effect of the main design parameters on the open-water performance of a hybrid CRP podded propulsion system［J］.Journal of Harbin Engineering University， 2016， 37（1）：98-103（in Chinese）.

［9］ XIONG Y，ZHANG K，WANG Z Z，et al.Numerical and experimental studies on the effect of axial spacing on hydrodynamic performance of the hybrid CRP pod propulsionsystem［J］.ChinaOcean Engineering，2016，30（4）：627-636.

［10］ 伍貽兆，田書玲，夏健.基于非結(jié)構(gòu)動網(wǎng)格的非定常流數(shù)值模擬方法［J］.航空學(xué)報(bào)，2011，32（1）：15-26.

WU Y Z，TIAN S L，XIA J.Unstructured grid meth?ods for unsteady flow simulation［J］.Acta Aeronauti?ca et Astronautica Sinica，2011，32（1）：15-26（in Chinese）.

［11］ 陶文銓.數(shù)值傳熱學(xué)［M］.西安：西安交通大學(xué)出版社，2001：353-357.

［12］ MENTER F R.Two-equation eddy-viscosity turbu?lence models for engineering applications［J］.AIAA Journal，1994，32（8）：1598-1605.

［13］ 陳懋章.粘性流體動力學(xué)基礎(chǔ)［M］.北京：高等教育出版社，2002：290-304.

［14］ 陸惠生，朱文蔚，費(fèi)乃振，等.敞水舵的試驗(yàn)研究［J］.上海交通大學(xué)學(xué)報(bào)，1981（2）：15-36.

［15］ AMINI H.Azimuth propulsors in off-design condi?tions［D］.Trondheim：Norwegian University of Sci?ence and Technology，2011.

［16］ 王展智.采用混合式CRP推進(jìn)器的船舶水動力特性及尺度效應(yīng)研究［D］.武漢：海軍工程大學(xué)，2014.

WANG Z Z.Study on the hydrodynamic characteristic and scale effect of a ship equipped with the hybrid CRP pod propulsion system［D］.Wuhan：Naval Uni?versity of Engineering，2014.

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

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 k-ω turbulence model,and the near wall mesh arrangement and near wall 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.

hybrid CRP podded propulsor；steering conditions；numerical calculation；near wall treatment

U661.31

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2017.02.008

http://kns.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20170313.1609.024.html

徐嘉啟，熊鷹，王展智.混合式CRP推進(jìn)器操舵工況水動力性能數(shù)值研究［J］.中國艦船研究，2017，12（2）：63-70，99.

2016-06-08 < class="emphasis_bold"> 網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：

時(shí)間：2017-3-13 16:09

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51479207）

徐嘉啟，男，1991年生，碩士生。研究方向：艦船流體動力性能。

E-mail：1578741698@qq.com

熊鷹（通信作者），男，1958年生，博士，教授。研究方向：艦船流體動力性能

期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

XU J Q，XIONG Y，WANG Z Z.Numerical research of hydrodynamic performance of hybrid CRP podded propulsor in steering condition［sJ］.Chinese Journal of Ship Research，2017，12（2）：63-70，99.