在全球经济不断发展的同时，所面临的环境保护问题也日益突出。2012年海洋环境保护会议正式通过了能效设计指数(EEDI)计算规程，并于2013年1月1日起生效。EEDI的实施对船舶的节能减排提出了更高的要求，而提高船舶推进器的效率是船舶节能减排的有效手段。混合式CRP是由传统轴系推进器和吊舱推进器组成的对转推进系统，作为近年来新出现的推进系统，它具有效率高，总装机功率小和良好振动性能等诸多优点，因此在“绿色船舶”的背景下，具有较广阔的发展前景。2006年Sasaki等^[1]初步探索了采用混合式CRP的船模试验规程。随后Sasaki等^[2]又对混合式CRP的敞水试验方法进行了探索研究。Chang等^[3]运用试验方法研究了采用混合式CRP推进集装箱船的实船推进性能，并借鉴采用对转桨船舶的实船航行性能预报方法提出了一种新的混合式CRP推进船舶的实船航行性能预报程序。Qureeda等^[4]描述了混合式CRP模型试验设计方法，同时提出了采用混合式对转桨(CRP)的船舶航速预报方法，并认为该方法可以推广任意的组合推进器。在以上对混合式CRP进行模型试验研究的基础上，国际船模拖曳水池会议(ITTC)于2014年初步提出了混合式CRP的试验规程。在这期间Shimamoto等^[5-7]也对混合式CRP的水动力性能进行了研究。另外，海军工程大学熊鹰等^[8-11]对混合式CRP敞水性能进行了系统的试验和数值计算方法研究。汪小翔等^[12]运用粘流数值方法计算研究了混合式CRP的定常与非定常性能。一直以来对于混合式CRP的研究还处在初级阶段。为深入了解混合式CRP的空泡性能，进而运用优化设计方法对混合式CRP进行设计，本文开展了混合式CRP空泡水筒模型试验。

1 试验模型与试验装置 1.1 试验模型

混合式CRP是由海军工程大学为4000TEU集装箱船设计，按照1∶25的缩尺比加工得到试验模型。混合式CRP的设计转速比为n_A/n_F的数值为1.104(n_A为后桨转速，n_F为前桨转速)。前、后桨盘面的间距为0.454 5D_F，D_F为前桨直径。前、后桨以及吊舱的模型如图 1~3所示，主要参数见表 1和表 2。表 2中参数对照图 4说明，D_A是后桨直径。

1.2 试验装置

试验在海军工程大学空泡水筒试验室进行，空泡水筒的工作段尺寸为：长2.6 m，宽0.6 m，高0.6 m。试验的布置如图 5所示。图 5中的吊舱动力仪用于控制并测量吊舱推进器，它是由英国CUSSONS公司设计制造的H101型吊舱动力仪。动力仪的推力量程为±600 N，扭矩量程为±30 N·m，最大转速为3 000 r/min。试验中用于控制前桨的长轴动力仪由华中科技大学设计的长轴动力仪，动力仪的测量推力量程为±1 200 N，扭矩量成±60 N·m，最大转速为2 800 r/min。

2 试验内容与试验结果 2.1 试验工况

空泡水筒试验主要进行混合式CRP的空泡观察，对比不同工况下混合式CRP的空泡特性。工况的选择主要考虑到试验所需要雷诺数和空泡数相等条件，同时考虑到水筒所能达到的要求。试验选择的来流速度为3.3 m/s，为了保证试验结果的可靠，每组试验重复两次。空泡水筒试验应满足式(1)的雷诺数条件：

${{R}_{n}}_{(0.75R)}=\frac{\sqrt{{{b}_{0.75R}}V_{a}^{2}+{{(0.75\pi nD)}^{2}}}}{\nu }>3\times {{10}^{5}}$

(1)

式中:V_a为螺旋桨前进速度，b_0.75R为0.75R处叶切面弦长(m)，n为螺旋桨转速，D为螺旋桨的直径，ν为水的运动粘性系数。

在混合式CRP的空泡观察试验中，需要考虑到空化数大小，转速空化数表达式为

${{\sigma }_{n}}=\frac{{{P}_{0}}-{{P}_{v}}}{1/2\rho n2{{D}^{2}}}$

(2)

式中:σ_n为螺旋桨转速空化数，P₀为水洞中心线压力，P_v为汽化压力，ρ为流体密度。

具体的工况如表 3所示，实船前桨空化数为1.817，为了满足空化数的要求，试验中空泡水筒的压力为20 260 Pa(0.2 atm)，但在设计进速0.781和设计转速比1.104下，为了满足空化数相等条件，空泡水筒的压力为18 943.1 Pa(0.187 atm)。

2.2 试验结果及分析

试验中按照表 3的试验工况，对混合式CRP在不同转速比下的空泡性能进行观察，试验主要对比了不同转速比下混合式CRP前、后桨空泡形态变化；同一工况下前后桨桨叶不同位置处的空泡形态变化，以及不同转速比下前后桨尾流干扰情况这三方面内容。不同转速比下混合式CRP前后桨的空泡试验结果如图 6所示。

从图 6可以看出，随着转速比的增加，混合式CRP前桨由转速比较低时各个桨叶均出现空泡，到转速比较高时仅有正对支柱的桨叶出现空泡。这一变化说明随着转速比的增加，后桨的抽吸作用增强，因此相当于增加了前桨的进速，从而降低了前桨的载荷。其他进速下前桨的空泡状态变化类似，但总体而言前桨空泡形态随后桨转速的改变而有所变化，但就本次试验所选取的转速比而言，这一变化并不剧烈。试验中通过固定转速比，改变来流速度，初步估计出，转速比从1.05改变到1.15，后桨抽吸作用对前桨空泡性能影响的变化，相当于进速系数增加了0.002左右(进速系数增加的数值随进速的不同而略微有些差异)所引起的变化。 同一工况下，桨叶不同位置处的空泡形态如图 7所示。

从图 7可以看出，前后桨在不同的周向位置，空泡形态有所差异，在支柱正前方的位置附近，桨叶的空泡面积相对大一些，根据桨叶上黑色半径线的标识，可以初步估计这一空泡变化的最大面积大约是总的空化面积的1/10。

另外，试验中还观察到，在后桨产生稍大面积空泡时，如图 7(d)的右图所示，后桨产生的空泡并不连续，被分割成两部分。即后桨的导边空泡沿着导边发展到0.8R左右位置是逐渐缩小的，在0.7R以后，导边空泡又有所增强。分析认为这与前桨对后桨的来流扰动有较大关系。

通过观察前、后桨上空泡下泄到尾流中的相互影响状态，从侧面了解前、后桨尾流的干扰，观察到的试验结果如图 8所示。

通过图 8可以看出，不同转速比下，前后桨尾涡的相互干扰是有区别的。在转速比较低的工况下，后桨的转速较低，此时由后桨泄出的尾涡强度会低一些，如图 8(a)和图 8(b)所示，后桨的尾涡运动会被卷入到前桨的尾涡运动中，此时前桨的尾涡会继续保持自己尾涡运动轨迹的稳定性。而当后桨的尾涡运动变剧烈时，如图 8(c)所示，前、后桨的尾流区会出现较大程度的融合，各自的运动轨迹也不是十分明显。进一步的试验观察结果表明，前后桨尾流的这种相互影响关系，主要与转速比有关，即与前、后桨桨叶的载荷息息相关，与进速系数的关系不大。这一试验结果，为混合式CRP势流求解方法中的尾涡修正提供相关的试验依据。在观察混合式CRP的空泡性能的同时，研究中还对前、后桨的敞水性能进行了测试，图 9~10给出了不同进速下，前后桨推力系数随转速比的变化。试验所得到进速以及推力、扭矩系数按照式(3)的定义：

$\begin{align} & J=\frac{V}{{{n}_{F}}{{D}_{F}}} \\ & {{K}_{TF}}=\frac{{{T}_{F}}}{\rho n_{F}^{2}D_{F}^{4}},{{K}_{QF}}=\frac{{{Q}_{F}}}{\rho n_{F}^{2}D_{F}^{5}} \\ & {{K}_{TA}}=\frac{{{T}_{A}}}{\rho n_{A}^{2}D_{A}^{4}},{{K}_{QA}}=\frac{{{Q}_{A}}}{\rho n_{A}^{2}D_{A}^{5}} \\ \end{align}$

(3)

式中：T_F是前桨轴向推力,Q_F是前桨扭矩,T_A是后桨推力,Q_A是后桨扭矩。

图 9及图 10给出了不同转速比下，混合式CRP前、后桨在各工况下的推力变化关系。从图中可以看出，各进速系数下，转速比的改变对前桨推力系数影响不大，这与空泡性能观察结果一致。由于空泡性能与螺旋桨载荷紧密联系，推力系数的测试结果，也从侧面验证了前述空泡性能在转速比变化的观察结果。

3 结论

通过空泡水筒中对混合式CRP进行空泡观察，可以得出以下结论:

1) 转速比的不同会导致后桨对前桨的抽吸作用不同，随着转速比的增加，前桨的空泡程度有所减弱，就本次试验所选取的转速比在1.05~1.15变化时，由后桨抽吸作用引起的前桨空泡变化与进速系数变化0.002所起的效果相当。

2)在同一工况下，混合式CRP前后桨叶的空泡状态随位置的变化而改变，就试验观察到的结果而言，随桨叶位置的改变，前桨空泡变化的最大面积约为整个空化面积的1/10。

3) 混合式CRP的前后桨的尾流会相互干扰。一般而言，尾涡运动较强的尾流会将尾涡运动较弱的尾流卷入，而保持原有的运动轨迹下泄。当前、后桨的尾涡强度相当时，两者的尾流会相互融合，从而各自的尾流运动轨迹都会有所改变。这一试验结果对势流方法计算混合式CRP时的尾涡处理具有重要的指导意义。