0 引　言

吊舱推进器作为电力推进的主要方式被广泛应用于各种船舶上，其集推进与操纵于一体，省去了传统的轴系，船舶通过操纵吊舱推进器进行转向，因此具有良好的操纵性^[1]。吊舱推进器根据螺旋桨的数量和布置分为推式吊舱推进器、拖式吊舱推进器和对转式吊舱推进器。根据目前大量的数值和试验研究表明^{[2 − 3]}，推式吊舱推进器与拖式吊舱推进器由于吊舱体的存在，使得推进器的阻力增加，推进器的效率相较于传统轴系推进器的效率增加受到了限制。对转式吊舱推进器由前桨、后桨及吊舱体组成，前后桨位于吊舱体的两端，旋转方向相反。因此对转式吊舱推进器的后桨能够回收前桨尾涡中能量，从而达到提高推进器效率，实现节能的作用^{[4 − 5]}。研究表明，在相同的工况下，产生同样大小的推力，对转式吊舱推进器的输送功率比传统轴系降低约8%^[6]。

吊舱推进器的360°旋转可以提升船舶的操纵性，然而吊舱推进器在操舵过程中的流动现象更加复杂。杨晨俊^[7]在第25届ITTC吊舱推进器专家委员会的报告中指出，在研究中要更加关注吊舱推进器在非设计工况（偏转工况）的性能。近年来，对吊舱推进器偏转工况下的性能研究逐渐深入。Liu等^[8]研究了吊舱推进器在偏转工况下的水动力性能，对吊舱推进器螺旋桨的推力、扭矩随偏转角的变化进行了详细分析；Reza等^[9]计算了拖式和推式吊舱推进器在不同偏转角下的水动力，结果表明推式吊舱推进器螺旋桨的推力和扭矩随着偏转角由负转正逐渐增加，然而拖式吊舱推进器螺旋桨的推力和扭矩曲线关于偏转角左右对称。Islam^[10]在拖曳水池中开展了吊舱推进器静态和动态操舵水动力试验，研究表明，静态方位角和动态方位角条件下的敞水结果在对应的方位角条件下与进速系数的10次多项式吻合。熊鹰等^[11]、郭春雨等^[12]、董小伟等^[13]采用RANS方法对拖式吊舱推进器偏转工况下的水动力性能进行了分析，并开展了相应试验，研究表明RANS方法结合结构化网格可以很好地预报吊舱推进器的水动力性能，推进器螺旋桨偏转工况下的推力和扭矩要大于直航工况下，同时由于吊舱推进器的舱体存在阻力，使得推进器的推力要小于螺旋桨的推力；刘振华等^[14]利用CFD和模型试验研究了对转式吊舱推进器的尺度效应，结果表明，尺度效应对后桨的影响较大。熊鹰等^{[15 − 16]}开展了混合式CRP推进器偏转工况下的水动力性能试验，结果表明吊舱推进器的偏转对前桨的影响不大，而对吊舱桨的水动力性能和空泡性能有着显著影响。

对转式吊舱推进器拥有着其他类型吊舱推进器的优点，但是无论在设计方面还是在水动力性能预报或是在模型试验方面，对转式吊舱推进器的研究还是很少。因此，本文在某空泡水洞中开展了对转式吊舱推进器的水动力性能试验研究。通过对直航工况和偏转工况下螺旋桨及吊舱单元整体力的测量，分析了对转式吊舱推进器的水动力性能，为对转式吊舱推进器的设计研发及试验提供一定参考。

1 试验装置与试验工况 1.1 试验模型和试验装置

试验模型以某大型救援船所采用的对转式吊舱推进器按一定比例缩比所得到的模型。吊舱体前后各装有一个螺旋桨，前桨和后桨旋转的转速相等，方向相反，其中前桨左旋，后桨右旋，前后桨的间距为278 mm，桨的参数见表1。吊舱包体长305.5 mm，最大直径为60.33 mm；支柱高195 mm，不同高度的支柱剖面翼型不同，支柱呈扭曲状，非对称型。

试验在某空泡水筒中开展了模型试验，空泡水筒的工作段尺寸：长2.6 m，宽0.6 m，高0.6 m。水筒可实现调压范围0.05～2个大气压，水筒工作段可调节流速为0.8～13 m/s^[15]。吊舱动力仪从英国Cussons公司进口，可以测推力扭矩及吊舱推进器整体的轴向力，吊舱动力仪的最大转速可达1500 r/min，吊舱单元单分力天平的量程为±1200 N，2个测推力扭矩装置均为H101型动力仪传感器，其量程分别为±600 N、±30 N·m和±350 N、±20 N·m。在实验时，可以通过偏转吊舱动力仪实现吊舱推进器在偏转工况下试验，利用动力仪传感器测量前后桨的推力扭矩，单分力天平测量推进器整体的轴向推力。

试验中相关的其他试验设备和仪表见表2。

1.2 试验工况

对转式吊舱推进器水动力特性参数及坐标系如图1所示，前后桨的推力与扭矩始终为桨轴方向。V_A为对转式吊舱推进器来流进速；$ n $为螺旋桨的转速；T_F、Q_F 分别为前桨的推力和扭矩；T_A、Q_A分别为后桨的推力和扭矩；T、Q分别为吊舱推进器整体轴向力和扭矩。偏转角β正向为俯视吊舱时的顺时针方向，此时从吊舱后方向前看吊舱向右偏转。

进速系数$ J $根据前桨参数定义：

$ J = \frac{{{V_A}}}{{n{D_F}}} 。$

(1)

式中：V_A为来流速度；n为前桨的转速；D_F为前桨的直径。

吊舱推进器、前桨和后桨的推力系数、扭矩系数和敞水效率定义如下：

$ {K_{TF}} = \frac{{{T_F}}}{{\rho {n^2}D_F^4}},{K_{TA}} = \frac{{{T_A}}}{{\rho {n^2}D_F^4}},{K_T} = \frac{T}{{\rho {n^2}D_F^4}}，$

(2)

$ {K_{QF}} = \frac{{{Q_F}}}{{\rho {n^2}D_F^5}},{K_{QA}} = \frac{{{Q_A}}}{{\rho {n^2}D_F^5}},{K_Q} = \frac{{{Q_F} + {Q_A}}}{{\rho {n^2}D_F^5}} ，$

(3)

$ {\eta _F} = \frac{{{T_F}{V_A}}}{{2{\text{π}} n{Q_F}}},{\eta _A} = \frac{{{T_A}{V_A}}}{{2{\text{π}} n{Q_A}}},{\eta _0} = \frac{{T{V_A}}}{{2{\text{π}} n\left( {{Q_F} + {Q_A}} \right)}}。$

(4)

式中：K_TF、K_QF、${\eta _F}$分别为前桨的推力系数、扭矩系数和效率；K_TA、K_QA、${\eta _A}$分别为后桨推力系数、扭矩系数和效率；K_T、K_Q、${\eta _0}$分别为对转式吊舱推进器推力系数、扭矩系数和敞水效率；ρ为水的密度；n为螺旋桨转速；D_F为前桨的直径；T_F、Q_F分别为前桨的推力、扭矩；T_A、Q_A分别为后桨的推力、扭矩；T为吊舱单元力。

本试验开展吊舱推进器0°、±5°、±10°工况下的水动力性能试验。水动力性能测试中，为了保证雷诺数满足要求，来流速度均选为3 m/s，前后桨转速比保持不变。雷诺数按照式(5)进行计算，前后桨雷诺数按水洞来流计算，在实际试验中，后桨来流由于前桨加速速度增加，雷诺数比计算值大，因此只要按来流计算后桨的雷诺数满足要求即可。均匀流试验工况见表3，R_nF(0.75R)、R_nA(0.75R)分别为前桨和后桨0.75半径处的雷诺数；J为进速系数；n为螺旋桨转速。

空泡水筒试验应满足的雷诺数条件：

$ {R_n}_{(0.75R)} = \frac{{{b_{0.75R}}\sqrt {V_A^2 + {{(0.75{\text π} nD)}^2}} }}{\nu } > 3 \times {10^5} 。$

(5)

2 试验结果及分析 2.1 直航工况下螺旋桨及吊舱水动力性能

图2为吊舱推进器单元在直航状态下螺旋桨及吊舱敞水性能曲线。从推力与扭矩曲线来看，随着进速系数的逐渐增大，吊舱推进器单元推力、螺旋桨推力和转矩而减小。从效率曲线来看，吊舱推进器单元的效率比前桨的效率小，比后桨的效率大。吊舱推进器单元的效率曲线与前桨的变化较为一致，这是由于前桨的推力和扭矩比后桨要大很多，因此推进器效率受前桨的影响大。

2.2 偏转工况下螺旋桨及吊舱水动力性能

图3为不同进速系数时前桨推力、扭矩系数随偏转角变化的曲线图。可以看出，随着推进器偏转角的增大，前桨的推力系数和扭矩系数增大。这是由于推进器的偏转，前桨的实际进速变为$ J = {{{V_A}\cos \beta }}/{{n{D_F}}} $，$ \beta $为吊舱推进器的偏转角。因此随着偏转角的增加，前桨的实际进速系数减小，前桨的推力和扭矩会增大。对比拖式吊舱推进器（桨在吊舱体前），可以发现前桨的推力和扭矩与拖式吊舱推进器螺旋桨的推力和扭矩随偏转角变化的趋势较为一致 ^[9,17]，表明了后桨的存在不会影响前桨推力和扭矩随偏转角的变化趋势。

对比不同的进速系数，可以看出前桨推力扭矩随偏转角变化的趋势在每一个进速系数下的变化都一致，但是在高雷诺数下（J=1.07）推力和扭矩增大的趋势更加明显，这是由于试验中控制流速不变，改变螺旋桨转速来实现进速系数变化。在高进速系数下，螺旋桨的转速低，螺旋桨的推力和扭矩对流速的变化较为敏感。

图4给出了不同进速系数时后桨推力、扭矩系数随偏转角变化的曲线图。可以看出，与前桨的变化规律不同，随偏转角由−10°～10°，后桨的推力系数和扭矩系数逐渐增大。后桨的偏转，根据前桨分析可知，偏转工况下来流虽然减小，但是其推力和扭矩却不一定增加。这是由于后桨在前桨和吊舱体的尾流中工作，尾流进入后桨表现出强烈不均匀性，同时正偏航角和负偏航角的流入条件不同，加上螺旋桨旋向的影响，导致了螺旋桨推力曲线不对称，所以偏转情况下，推进器对于后桨的影响复杂程度远大于前桨。对比推式吊舱推进器（桨在吊舱后），可以发现后桨的推力和扭矩与推式吊舱推进器螺旋桨推力和扭矩随偏转角变化的趋势较为一致^[9,18]，这也表明了对转式吊舱推进器前桨的存在不会影响后桨推力和扭矩随偏转角的变化趋势。

图5为吊舱推进器单元推力以及前桨后桨推力之和随偏转角变化的对比图。可以看出，吊舱推进器的单元力比前桨与后桨推力之和变化趋势一致，但是单元力比前后桨推力之和小，这是由于吊舱体存在阻力；单元力最小在−5°，这是由于吊舱推进器的整体力由前桨推力、后桨推力、吊舱体阻力3个部分组成。从前后桨推力系数看，向右偏转总推力增大；向左偏转，后桨的推力减小，前桨的推力增大，考虑螺旋桨的旋向效应及吊舱支柱的翼型效益，在−5°吊舱推进器整体推力和扭矩系数最小。

图6为不同偏转角下吊舱推进器效率曲线。可以看出，在同一偏转角下，推进器效率均随进速系数先增大后减小，推进器的最大效率随偏转角存在变化，但基本都在0.9～1.0的区间内。在同一进速系数下，偏转角−5°的效率均是最低；除J=0.69外，偏转10°时的效率高，因此偏转角对推进器的影响较为明显。

3 结　语

1）由于吊舱体的存在，使得吊舱推进器的总推力小于前桨推力与后桨推力之和；直航状态下对转式吊舱推进器水动力性能表现出良好的规律性，吊舱推进器单元整体效率介于前桨效率和后桨效率之间，但受前桨的影响较大。

2）在偏转工况下，前后桨的变化趋势不一致。其中前桨的推力系数和扭矩系数均随偏转角的增大而增大，后桨推力和扭矩随着偏转角由负到正逐渐增大，吊舱推进器单元整体推力受前桨、后桨的影响，因此变化较为复杂。在高进速系数下，由于螺旋桨转速较小，前桨的推力和扭矩对来流的变化比较敏感。

3）不同偏转角下的推进器效率曲线变化趋势一致，推进器的最大效率点均在J=0.9～1.0之间。在相同进速系数下，推进器在偏转角−5°效率最低，+10°时效率相对最高。

4）对比拖式和推式吊舱推进器在偏转工况下桨的推力系数和扭矩系数随偏转角变化，可以发现，对转式吊舱推进器虽然前后桨之间存在影响，但是对桨的推力和扭矩随偏转角的变化趋势影响不大。