無人艇集成電機推進器設計及流體動力數值仿真

鄭躍洲，王冬姣，薛乃耀，葉家瑋

(華南理工大學 土木與交通學院，廣東 廣州 510640)

0 引 言

集成電機推進器IMP（Integrated Motor Propeller）最初是為無人潛航器的推進裝置研發，是集電機本體、螺旋槳和導管于一身的新型動力推進裝置。其既可以作為主推進器，也可以作為輔助動力系統和應急動力裝置。同時具有結構緊湊、艙容利用率高、可靠性好、易維護、噪聲和振動小的優點[1]，顯著提高船舶舒適性，廣泛應用于水面和水下的航行器，在民用和軍用上都具有很大前景。

目前，歐洲以及新加坡的公司已經推出了成熟的商業化集成電機推進器產品。德國VIOTH 公司[2]推出了最大功率達到500 kW 無槳轂式和最大功率可達1 500 kW 有槳轂式的2 種集成電機推進器。國內尚未有投入民用市場的集成電機推進器產品，還停留在樣機的研制中。安斌等[3]完成了160W 的無槳轂式集成電機推進器樣機的研制，采用Ansoft Maxwell 對電機的二維靜態磁場進行了分析。賈文超等[4]應用Fluent 軟件對無軸輪緣推進器的螺旋槳進行水動力仿真，分析了槳葉數目對推進器性能的影響。國內的樣機設計沒有綜合地考慮電機、導管和螺旋槳的配合，導致樣機體積大、功率小、效率低，達不到實用的要求。

計算流體力學（Computational Fluid Dynamics）已經廣泛應用于螺旋槳以及其他水下推進器的設計，大多采用了MRF(Moving Reference Frames)移動參考系法、RBM(Rigid Body Motion)滑移網格法和OM(Overset Mesh)重疊網格法，還可以基于格子玻爾茲曼LBM（Lattice Boltzmann Method）的無網格計算方法[5],仿真計算結果可以與試驗值比較貼近。本文首先對電機和導管進行設計，根據電機的輸出轉矩和轉速選擇合適的螺旋槳型號，應用CFD 技術分析集成電機推進器的性能，為樣機的研制提供依據。

1 集成電機推進器設計

1.1 結構設計

集成電機推進器參照了吊艙推進器和導管槳的結構特點，將電機、導管、螺旋槳等集合在一起，減小了軸向空間。相比于傳統的推進系統，可以節省50%的體積和重量。按螺旋槳可分為有槳轂和無槳轂式推進器，如圖1 所示。其原理均為采用高能量密度的永磁無刷電機（BLDCM）,內轉子上布置永磁體，電機定子線圈通電后，轉子在與定子磁場相互作用下帶動與其固定的螺旋槳葉片旋轉。無槳轂型集成電機推進器不需要變速器、連軸器、減速器等機構，消除了螺旋槳槳轂和支柱，流阻更小，推進效率更高。如果使用傳統的油潤滑軸承，軸承的體積會很大，極大地增加推進器的重量[6]；使用水潤滑軸承，雖然無需額外的潤滑物，也沒有動密封，但技術難度大，成本高。

圖 1 無槳轂與有槳轂型集成電機推進器Fig.1 Integrated motor propeller with/without paddle shaft

本文采用有槳轂型的集成電機推進器的設計形式，其結構主要有DW310-35 材質的電機定子和轉子鐵心；防海水鋁制的螺旋槳與轉子鐵心固定；霍爾轉子位置傳感器安裝在定子齒部；螺旋槳的槳轂內對稱設置2 個可以承受軸向和徑向載荷的圓錐滾子軸承，軸承和固定心軸連接；兩端的轂帽通過與截面形狀為NACA-0025 的3 支導葉與導管內表面連接，通過固定心軸將導管和螺旋槳在軸向上限位。相比于無槳轂的集成電機推進器結構簡單，成本更低。

1.2 電機設計

電機采用無刷直流電動機（BLDC）,也可以稱為方波驅動電機，與正弦波驅動電機相比具有更高的材料利用率，增加約15%的輸出轉矩，轉子位置傳感器結構簡單，位置信號僅需要做邏輯處理[7]，降低了電機研制的難度。

集成電機推進器的設計應盡量減小流體阻力，提高整個裝置的工作效率。這就要求容納在導管內的電機結構緊湊，限制了定子和轉子的尺寸。依據無人艇的吃水，預取螺旋槳的直徑300 mm，設計2 種的定子和轉子方案,如表1 和圖2 所示。

表 1 電機定子和轉子設計方案Tab.1 Motor stator and rotor design

圖 2 電機定子與轉子剖面圖Fig.2 Motor stator and rotor profile

2 種方案均采用兩相導通星形三相六狀態的導通方式，分數槽集中整距繞組方式，線圈節距為1。由于電機主體都在水下工作，水可以在電機的氣隙中自由流動，有助于冷卻電機，從而提高電流密度。同時，在定子和轉子上涂覆氟化橡膠金屬漆，使用環氧樹脂封裝表貼在轉子上的永磁體和電氣部件[8]。

無人艇的工作電源為48 V 鋰電池，要求電機功率4 kW，設計轉速1 000 r/min，電機效率不低于85%。通過等效磁路法預取電機電樞長度、轉子外徑和永磁體的厚度。采用RMxprt 的參數化設計方法，將定子外徑、定子槽的各個尺寸、永磁體極弧系數、定子外徑等設為參數，把電機效率、額定轉速、額定轉矩、齒槽轉矩和輸入功率設為優先計算值。最后從眾多方案里選出2 個比較理想方案的設計結果，如表2 所示。

方案1 極對數少，永磁體采用偏心設計，偏心距離90 mm，使得電機的齒槽轉矩更小，永磁體呈扇形瓦狀，尺寸大，加工成本高。而方案2 只需要采用常見的30 mm×15 mm×5 mm 尺寸的N35 釹鐵硼磁鐵，單價僅為4 元錢。由于極對數增加，可使定子和轉子磁軛厚度減小，節約導管空間，故犧牲電機效率和額定轉速，選擇方案2。

表 2 兩種設計方案的電機部分性能參數Tab.2 Parameters of the motor performance of two designs

2 集成電機推進器水動力性能數值模擬方法

2.1 控制方程

假定流體為不可壓縮流體，則集成電機推進器周圍流場的控制方程[10]為：

連續性方程

動量方程

式中：ui，uj為流體速度分量時均值（ i,j=1,2,3）；ρ 為流體密度；t 為時間；P 為壓力時均值；gi為重力加 速 度 分量；為雷諾應 力 項；μ 為流體粘性系數；xi，xj均為坐標分量。

2.2 螺旋槳及導管

集成電機推進器在水下工作，其水下主要部分為導管和螺旋槳，必須經過水動力學設計，力求流阻小、推力大、效率高，取得理想的水動力性能。由于KA 螺旋槳的葉梢可以與電機轉子結合好，電機的額定轉矩和轉速有限，依據圖譜[9]采用4 葉，盤面比為0.55，螺距比P/D1.0 的KA 螺旋槳。因為電機的定子尺寸過大，推進器采用JD7704 的改型導管。該導管通過擴大JD7704 導管的外表面得到。本文將集成電機推進器與采用相同的螺旋槳，配合JD7704 導管的導管槳進行敞水性能對比。圖3 為JD7704 與JD7704 改2 種導管剖面示意圖。

2.3 計算域及邊界條件設置

計算域及邊界條件類型如圖4 所示，靜態域和旋轉域均為圓柱形，靜態域的直徑為螺旋槳直徑D 的10 倍，來流端和去流端的長度分別為7 D，10 D。旋轉域設在導管內，包圍了螺旋槳和導管小部分內表面。將靜態域和旋轉域的交界面設置為Interface。為了更準確地傳遞旋轉域與靜止域的流場信息，在交界面的兩側設置單棱柱層網格，同時導管內外分別設置了3 個網格加密區，可以得到更好的流場演變。

圖 3 導管剖面示意圖Fig.3 Section of the duct

圖 4 計算域與邊界條件示意圖Fig.4 Schematic diagram of computing domain and boundary conditions

電機的定子內表面和轉子的外表面間存在氣隙，間距為0.75 mm。為計算方便，忽略了轉子和導管的間隙，把導管視為實心體。對IMP 采用切割體和棱柱層網格，螺旋槳表面網格尺寸為1 mm,壁面設置5 層棱柱層網格，進行2 層全y+壁面處理，其中旋轉域網格數106 萬，靜態域228 萬，IMP 的網格如圖5 所示。

2.4 數值仿真計算結果表達方法

根據本文構建的幾何模型,在Star-ccm+軟件上對集成電機推進器和導管槳進行數值仿真計算，得到推力T 和轉矩Q。將在不同進速系數下所得的推力系數、力矩系數和效率的計算結果與導管槳已有實驗數據進行對比，其中所涉及的螺旋槳推力系數 KT、轉矩系數KQ、效 率η 的 計 算 公 式 以 及 相 對 誤 差 ΔKT， ΔKQ，Δη ，平均誤差Δ ˉ如下式：

圖 5 計算域及集成電機推進器網格示意圖Fig.5 Gridding sketch of the computational domain and IMP

式中：J 為進速系數；下標EXP 表示實驗值；下標M 表示采用CFD 計算得到的數據。

3 數值模擬結果分析

3.1 導管槳敞水性能仿真結果驗證

湍流模型是數值模擬中經常用到的最基本模型，用于模擬湍流流動的情況，模擬結果的好壞很大程度上取決于湍流模型的準確度。為了使計算結果更準確，選取2 種最常用的湍流模型，采用移動參考系法，比較導管槳敞水性能。

圖6 給出了基于移動參考系法采用不同湍流模型計算值與試驗數據[9]的對比曲線，表3 給出了基于數值仿真得到的推力和轉矩，根據式（3）～式（9）求得的各物理值與試驗值的相對誤差百分比和平均誤差。可以發現，在不同進速系數下，采用SST k-ω 和標準k-e 湍流模型計算得到的結果與試驗結果變化趨勢一致。結合表3 可以看出，采用標準k-e 湍流模型計算導管槳所得的水動力主要物理參數在進速0～0.6 范圍內相對誤差不超過3%，平均誤差不超過2.5%，相比SST k-ω 湍流模型精度更高，但都能滿足工程所需的合理結果。

MRF 運動參考系法和RBM 滑移網格法已經被廣泛地應用于旋轉機械的流體仿真，前者通過引入相對運動參考系來處理槳的旋轉，是一種穩定性好、易于收斂的穩態方法；后者也稱為剛體運動法，通過網格的旋轉來模擬槳的真實運動，是計算時間更長、精度更高的瞬態方法，2 種方法可以共用1 套網格。

圖 6 導管槳的敞水性能計算值與試驗值比較Fig.6 Comparison of the open water performance of ducted propeller with experimental results

表 3 導管槳敞水性能相對計算誤差和平均誤差Tab.3 Relative calculation error and average error of open water performance of ducted propeller

由表4 可以看出，使用同一套網格，通過滑移網格法的瞬態計算方法，相比移動參考系法可以計算得出更小的誤差。導管槳轉速為994 r/min，滑移網格法的計算時間步長0.000 2 s，往往需要計算到1 s 以后，監測的KT，KQ值才收斂穩定，使用相同的處理器，需要比通過移動參考系法計算耗費5 倍以上時間。

3.2 集成電機推進器與導管槳水動力性能比較

軸向誘導速度是影響推進器的主要因素，一般來說，進速越小軸向誘導速度越大，推進器產生的推力越大。而導管和螺旋槳各自的幾何形狀以及兩者配合的一些幾何參數，如葉梢間隙、螺旋槳在導管中的位置都會影響推進器的性能[11]。

圖7 表示集成電機推進器（IMP）和導管槳分別由螺旋槳和導管產生的推力分量及總推力隨進速系數J變化的曲線比較。可以看出，導管槳的總推力一直大于集成電機推進器的總推力。低進速時，兩者由導管產生的推力值比較接近，由螺旋槳產生的推力差值大。隨著進速系數的增加，軸向誘導速度減小，艉流損失的能量增加，螺旋槳的推力減小。當進速系數J 大于0.7 時，導管產生阻力，由于IMP 的導管體積更大，產生更大的阻力。

圖7 和圖8 所示的集成電機推進器（IMP）敞水性能數據來是通過MRF 法得到。可以看出導管槳的敞水性能優于IMP 推進器，在低進速系數時性能相差小。當進速系數大于0.4 時，推力和效率相差10%以上。這主要是由于IMP 推進器沒有葉梢間隙，相比于導管槳，其軸向誘導速度減小，導致推力減小，從圖9 的速度分布等值線圖中也可以得到驗證。同時推進器的導葉產生的阻力也不可忽視，低進速系數時，阻力值在5N 左右。

表 4 基于MRF 和RBM 的導管槳KT 和KQ 的相對計算誤差以及平均計算用時Tab.4 Relative calculation error of KT and KQ and average calculation time for ducted propeller

圖 7 不同進速時導管槳和集成電機推進器推力對比Fig.7 Comparison of the thrust between ducted propeller and IMP at different advance speeds

圖 8 導管槳和IMP 敞水性征曲線比較Fig.8 Comparison of the open water characteristic curves between ducted propeller and IMP

圖 9 進速系數J=0 時，導管槳和IMP 周圍流場的速度分布等值線圖Fig.9 Velocity distribution contour map near the ducted propeller and IMP at J=0

4 結 語

集成電機推進器是涉及電機、機械、流體、控制等多學科知識的新型高科技電力推進裝置，本文分析了其機械結構、材料選擇、電機設計和流體設計，并通過有限元數值仿真的方式進行了部分論證，為新型集成電機推進器的設計及優化提供參考。本文結論主要有以下幾點：

1）在相同條件下，采用多極數、多槽數的電機設計，可以縮小電機尺寸和降低電機的成本，增加輸出轉矩，但會犧牲電機的效率和額定轉速，使得推力減小。

2）有槳轂型集成電機推進器和導管槳的敞水特征曲線趨勢一致，但由于集成電機推進器的螺旋槳葉梢和電機轉子連接，不存在葉梢間隙，相比于導管槳，其軸向誘導速度會偏小，導致產生推力不如導管槳，效率降低。

3）導管的內表面幾何形狀是影響導管和螺旋槳推力分配的主要因素，通過擴展導管的外表面可以為電機的安裝增加有效的空間。改進導管和電機的設計，提高電機的輸出轉矩和額定轉速，選擇合適的螺旋槳，是提高集成電機推進器性能的有效途徑。