0 引　言

轮缘推进器（Rim-driven Thruster, RDT）是一种新型的集成电机推进器，也称为无轴轮缘推进器^[1]。永磁转子被巧妙地嵌入叶片顶端的轮缘内，而电机定子则安装于导管之中，这大幅提升了整体的可靠性和耐用性。此外，轮缘推进器的设计避免了传统穿透式轴系的使用，仅通过电缆与船体连接，这显著减少了由轴系旋转所引起的振动和噪音，从而提高了航行的平稳性和舒适性。

由于驱动轮缘的存在，轮缘推进器比吊舱式螺旋桨具有更好水动力性能和载荷特性。当前对RDT的研究多集中于桨叶及导管结构^[2]。YAN Xinping等^[3]综述了 RDT 的最新研究重点、进展和应用。讨论了 RDT 的设计、性能分析和控制的理论和实验研究，包括结构、流体动力学优化以及 RDT 与船体之间的耦合设计；Varaticeanu等^[4]首次研制成功基于轮缘推进器的五叶螺旋桨，并通过仿真以及试验的方法对其性能进行了评估与验证；杨涛等^[5]基于SST湍流模型对RANS方法进行了复现和验证，证实了CFD仿真结果与试验值基本保持一致；LIANG等^[6]建立了轮缘长度不同的几何模型，分别研究了轮缘与导管之间间隙对桨叶扭矩的影响；罗晓圆等^[7]通过CFD数值仿真计算得出轮缘推进器外围的导管对轮缘推进器的水动力性能影响较大。

桨前节能附体在船舶常规螺旋桨上有着广泛应用，结构形式简单且节能效果显著，在新建船舶及既有船舶改装过程中施工容易，后期维护成本可控，在经济性及操作性上都拥有显著优势。Go等^[8]通过试验的方式研究节能导管对船后螺旋桨推进效率的提升；Hashem等^[9]通过将不同形式的预旋导管安装于船尾，研究不同种类的节能导管对推进系统性能的影响；KLA^[10]在拖曳船模水池试验中验证了节能附体的节能效果；程宣恺^[11]设计研发右旋式不对称扇形导管，极大地提高了推进系统的推进效率；黄少锋等^[12]使用CFD数值计算的方法研究螺旋桨桨前节能导管的功效并发现数值仿真预报结果与实体试验值十分接近。

在对比传统螺旋桨与轮缘推进器（RDT）的水动力性能和设计分析时，后者呈现出诸多挑战。现有文献中，虽然国内外学者对轮缘推进器叶片载荷分布和尾流场进行了广泛研究，但关于如何优化和提升轮缘推进器的水动力性能，特别是节能附体方面的研究仍相对有限。本研究以轮缘推进器的水动力特性为出发点，建立了准确的数值模拟方法，对轮缘推进器的敞水性能进行深入分析。基于此，本文提出一种新型的安装于轮缘推进器导管前侧的一阶等差桨前定子式节能附体，探究了该附体对轮缘推进器敞水性能及桨后流场水动力特性的影响规律，旨在为轮缘推进器的性能优化提供新的理论依据和设计方向。

1 一阶等差桨前附体工作原理

本文提出一种创新的轮缘推进器设计，配备一阶等差桨前定子式节能附体，旨在通过对导管桨前定子结构的优化设计，实现来流的有效预旋。这种设计使得流体在与桨叶接触前经历预旋，从而在盘面处提高了来流速度，不仅提高了预旋效率，还实现了显著的节能效果。如图1所示，该轮缘推进器内置导管，桨前定子环绕导管内侧周向安装。该设计的工作原理基于定角度桨前节能附体对来流的预旋作用，有效减弱了切向伴流对轮缘推进器的影响。通过机翼型剖面的导板，来流得到加速，进一步提升了整体效率。环向布置的桨前定子可根据实际需求调节偏转角度，这种角度的调整改变了定子机翼型剖面处的来流攻角，从而优化了定角度桨前节能附体的节能效果。这种设计不仅提高了推进器的性能，还为轮缘推进器的节能和效率提供了新的解决方案。

2 数值处理方法 2.1 计算模型

轮缘推进器及桨前节能附体组合系统的结构拆解模型如图2所示，该模型构造主要由导管、桨叶和7个定子组成。该7个定子的攻角设置分为两类情况：一类为固定攻角情况，攻角分别设置为4°～16°；一类为一阶等差变攻角情况，即攻角一阶等差角度依次选为0.5°、1°、1.5°、2°、2.5°。

由于导管螺旋桨的外形与轮缘推进器具有相似性，因此通过对导管螺旋桨的进行改进而得到轮缘推进器模型，本文基于荷兰船模试验池的No.19 A+Ka螺旋桨系列进行改进优化。改造后的轮缘推进器模型，其主要参数见表1。

2.2 计算域网格划分及边界条件

本文采用了圆柱形计算域进行仿真模拟，如图3所示。该计算域由一个内部旋转域和一个外部静止域构成。内部旋转域围绕轮缘推进器设置，其长度为0.5D，直径为1.7D。外部静止域作为旋转域的包裹层，其长度达到14D，直径为8D。在布局上，旋转域边界距离计算域入口3D，而距离出口则为11D。

针对轮缘推进器的旋转特性，采用滑移网格法进行数值仿真。该方法通过在旋转域与静止域之间建立交界面，实现流场信息的有效传递。为了确保仿真的高精度，本文采用了混合网格策略：旋转域内采用多面体网格，而静止域则采用切割体网格。如图4所示，在轮缘推进器的桨叶及一阶等差桨前定子区域，进行了网格加密处理。此外，如图5所示，流体区域的网格也进行了加密。在流体静止域的入口和圆柱面，设置了速度进口条件，而出口则设定为压力出口。内部旋转域与外部静止域之间的交界面被定义为对称平面。同时，为了模拟螺旋桨的强制旋转运动，对交界面赋予了具体的转速和旋转方向。

3 数值计算结果与分析

对轮缘推进器及定攻角桨前节能附体组合系统进行敞水性能的数值模拟。桨前定子的攻角分别设置为4° ~ 16°，通过分析与对比不同定子攻角下的敞水性能，从而确定其性能最优的定子攻角参数设置，并将其敞水性能数值与一阶等差桨前节能附体组合系统进行对比，其中攻角一阶等差角度依次选为0.5°、1°、1.5°、2°、2.5°，分析桨前定子定攻角和一阶等差攻角情况下对轮缘推进器敞水性能和桨后流场的水动力特性。

3.1 轮缘推进器敞水性能

轮缘推进器敞水性能计算所得的推力、扭矩、推进效率均以无量纲形式表达，其中轮缘推进器的进速系数为$ {V}_{A} $，转速为$ N $，转矩为$ Q $，直径为$ D $，推力为$ {T}_{P} $，导管的推力为$ {T}_{D} $，公式定义如下：

进速系数

$ J=\frac{{V}_{a}}{ND}，$

(1)

轮缘推进器推力系数

$ {K}_{TP}=\frac{{T}_{p}}{\rho {N}^{2}{D}^{4}}，$

(2)

导管推力系数

$ {K}_{TD}=\frac{{T}_{D}}{\rho {N}^{2}{D}^{4}} ，$

(3)

新型桨前附体推力系数

$ {K}_{TA}=\frac{{T}_{A}}{\rho {N}^{2}{D}^{4}}，$

轮缘推进器总推力系数

$ {K}_{Tz}=\frac{{T}_{P}+{T}_{D}}{\rho {N}^{2}{D}^{4}}={K}_{TP}+{K}_{TD}+{K}_{TA}，$

(4)

轮缘推进器转矩系数

$ {K}_{Q}=\frac{Q}{\rho {N}^{2}{D}^{5}} ，$

(5)

轮缘推进器推进效率

$ {\eta }_{o}=\frac{J}{2{\text π} }\frac{{K}_{T_z}}{{K}_{Q}}。$

(6)

3.2 轮缘推进器敞水数值验证分析

为了验证仿真方法的准确性，这里采用19A+KA4-70导管桨进行数值计算方法的验证，基于Star-CCM+仿真软件，设定转速为1001 r/min，通过改变迎流速度$ {V}_{A} $来改变进速系数$ {J} $，这里J的取值选在0.1 ~ 0.7之间。仿真计算获得的导管螺旋桨敞水曲线与所提供的实验曲线进行对比，CFD仿真结果与实验对比如图6所示。

可知：在进速系数J较小的情况下，CFD仿真结果和实验对比的误差均在3%以内；而当进速系数J=0.7时，推力系数$ {K}_{TZ} $和扭矩系数$ {K}_{Q} $的误差分别在3%和5%以内。对导管螺旋桨的敞水性能进行数值模拟，并将模拟结果与工程误差容许范围进行对比。结果表明，所采用的推进器水动力敞水性能预报方法在工程应用中具有可行性。

3.3 固定攻角定子情况下的敞水性能

首先讨论固定攻角定子情况下的敞水性能，对固定攻角定子−轮缘推进器组合系统进行敞水数值模拟，选取进速系数J=0.5时，定子的固定攻角取4° ~ 16°。从仿真数值上看，该设计方案能显著提升推进器的整流效果，推力系数、扭矩系数和敞水效率的数据波动范围较小，表明推力和转矩输出极为均匀。这种设计能在长时间运行中持续产生微小变化的推力和转矩，对于提升航行器的稳定性和效率具有重要意义。固定攻角定子−轮缘推进器组合系统敞水数值结果如图7所示。

可知，分析组合系统中固定攻角定子对轮缘推进器水动力性能的影响，不同定子角度对应的推力和力矩略微不同。加装固定攻角定子使得推力系数和敞水效率均得到了提高；当固定定子为10°时，推力系数与敞水效率达到最优。固定攻角定子−轮缘推进器组合系统中桨叶半径内自由端的尾流经整流后流场均匀，这使得由于水流黏性耗散的能量降低，从而达到节能效果。

3.4 一阶等差变攻角定子情况下的敞水性能

其次讨论一阶等差变攻角定子情况下的敞水性能，对一阶等差变攻角定子−轮缘推进器组合系统进行敞水数值模拟，其中桨前定子的一阶等差角度依次选为0.5°、1°、1.5°、2°、2.5°，攻角等差方向分别为沿顺时针方向定子攻角角度增加及沿逆时针方向定子攻角角度增加。一阶等差变攻角定子编号变化方式如图8所示，将定子按顺时针方向依次编号为① ~⑦ ，各定子攻角角度变化具体数值如表2所示。

根据以上方案，在选取进速系数J=0.5，转速定为30 r/s时，依次计算轮缘推进器组合系统的推力系数$ {K}_{TZ} $、扭矩系数$ {K}_{Q} $、敞水系数$ {\eta }_{o} $等敞水性能。方案1至方案10的数据结果见图9和图10所示。

可知，在选用方案4的状态下，即定子攻角沿顺时针方向攻角依次一阶等差减少1°，此时一阶等差桨前定子−轮缘推进器组合系统敞水性能达到最佳，效率达到最优，节能效果最为明显。

通过对比分析了无定子和安装一阶等差桨前定子（方案4）情况下轮缘推进器的桨前和桨后近桨盘面切向速度分布。通过图11和图12的对比，得出以下结论：

1）对比图11(a)和图12(a)，经过推进器后，水流的切向速度明显增加，推进器半径内的水流方向与推进器叶片旋转方向基本一致，且推进器中心存在低速区域。

2）对比图11(b)和图12(b)，安装一阶等差桨前定子后，切向速度相比未安装时明显减小，从而使推进器桨叶相对来流速度增加，提升了推进效率。

3）对比图11(a)和图11(b)，桨前切向速度的高速区域移至0.9R以外，0.9R以内的切向诱导速度明显降低，表明节能定子在该处产生了较大的预旋作用，改善了推进器桨前的伴流分布，使桨盘面的伴流更均匀。

4）对比图12(a)和图12(b)，安装桨前定子后，桨后切向速度分布云图显示0.9R以内低速区域（图中除中心区域以外的深色阴影部分）比未安装前缩减，即推进器桨叶后的切向速度明显下降，这表明推进器后尾流旋转速度变小，进一步说明桨前定子有助于降低推进器旋转能量的损失。

在进速系数J=0.5的条件下，对轮缘推进器加装桨前节能定子前后的尾流场进行了详细分析。通过图13(a)和图13(b)的对比，可以观察到显著的变化。在未加装定子前，流线分布呈现出明显的旋转特征；而加装定子后，流线变得更加顺畅，旋转运动明显减弱。这一变化说明新型桨前节能定子有效地消除了不利的毂涡现象，并通过预旋作用改善了来流条件，从而显著提升了推进器的推进效率。

在进速系数J=0.5的工况下，通过图14和图15展示了轮缘推进器在加装一阶等差桨前定子前后叶面和叶背的压力变化情况。分析结果表明，安装一阶等差桨前定子后，推进器叶面和叶背的压力均发生了变化。具体来说，叶背的压力变化幅度相对较小，而叶面的压力变化更为显著，尤其是叶面压力的增加，这表明一阶等差桨前定子对推进器产生了积极的影响，有效提高了推进器的推力。

在进速系数J=0.5的工况下，通过图16和图17展示了加装一阶等差桨前定子（方案4）前后轮缘推进器桨叶的叶面和叶背局部压力变化。从图16中可以看出，在加装了新型桨前定子后，轮缘推进器桨叶叶面处的低压区域有所减小，在叶片边缘处的压力则相应增大，叶梢部的低压区趋向收缩于叶根。从图17中可以看出，在加装了新型桨前定子后，叶背处的低压区相应有所减少，相对于叶面区域压力差均有相应幅度提高，从而增加了推进器正向推力。综上所述，新型桨前定子的设计和安装，提高了轮缘推进器叶面与叶背的压力差，同时降低了叶梢部分的低压区域，一定程度上抵消无轴中心所产生的叶梢涡作用，提高了加装一阶等差桨前定子轮缘推进器的整体推进效率。在此基础上，针对方案四的一阶等差桨前定子−轮缘推进器组合系统，进行了J=0.1～0.7范围内敞水性能数值计算，并将计算结果与常规轮缘推进器进行对比，计算对比结果如图18及表3所示。

4 结　语

本文采用CFD数值仿真方法对带有一阶等差桨前定子的轮缘推进器进行数值模拟。首先使用试验数据和收敛性分析验证网格划分方法的准确性，在充分验证网格划分方法基础上对带有固定攻角定子和一阶等差桨前定子的轮缘推进器进行推力系数、扭矩系数和推进效率等敞水性能的分析，并针对轮缘推进器前后流面的速度分布、流线分布以及压力云图开展了对比研究，所得结论如下：

1）采用滑移网格技术对进速系数J=0.1～0.7的轮缘推进器进行敞水性能数值模拟计算分析可行，预报的精度符合工程设计的要求，数值模拟计算可以捕捉到轮缘推进器复杂的流场信息，可作为新型一阶等差桨前节能定子节能效果分析的重要手段。

2）在轮缘转子设计转速30 r/s，进速系数J=0.5的状态下，带有一阶等差桨前定子轮缘推进器的敞水推进效率提高3.411%，且推进器后尾流得到了较好的整流，相比于传统的桨前定子更具有优越性，具有较好的节能效果。

3）本文对新型一阶等差桨前节能定子的敞水性能进行了数值模拟，其结果为该附体设计提供了重要参考。然而，本文未深入探讨桨前定子的尺寸、数量及其与后置螺旋桨间距等关键结构参数对推进效率的具体影响。鉴于这些因素对推进性能的潜在重要性，未来研究将专注于这些参数的优化，以进一步提升推进器的整体效能。