氣墊登陸艇共軸對轉螺旋槳性能研究

南 栩,洪 亮,陳海斌,張 龍

(1.南京理工大學， 南京 210094； 2.泰州金海運船用設備有限公司， 江蘇 泰州 225300)

1 引言

氣墊登陸艇作為一種具備兩棲性能的非常規高速船舶，在軍民領域均有廣泛應用，其推進裝置通常為置于船體艉部的空氣導管螺旋槳形式，為實現發動機功率的最大化利用和螺旋槳效能的進一步提升，采用共軸對轉槳的形式，基于CFD方法對前后槳不同安裝角位置下的共軸對轉螺旋槳的氣動力性能進行分析。

國內外學者對共軸對轉螺旋槳的特性進行了深入的研究，Miller等[1]研究了兩組槳葉數比值不同的對轉槳，通過敞水試驗得出了前后槳之間的相互干擾規律。鄭健等[2]通過滑移網格法結合PISO與SIMPLE算法的優點，研究發現對轉槳可有效利用前槳損失的周向渦動能。張宇等[3]通過片條理論和遺傳算法對平流層飛艇對轉螺旋槳進行了研究，發現隨著前后槳間距的增大對轉螺旋槳的推力系數和扭矩系數均有所提升。晏資文[4]通過采用雙轉子虛擬動平衡原理，開展了同軸對轉雙螺旋槳轉子仿真分析以及無鍵相虛擬動平衡算法研究；該方法簡化了螺旋槳的建模過程并取得了很好的效果。南京航空航天大學運用數值分析法得到了各級槳盤之間的氣體動壓干涉規律[5]；Nouri等[6]結合葉素理論與遺傳算法對原螺旋槳的翼型剖面進行優化，結果表明對轉螺旋槳對提高推進效率具有顯著效果。Smith等[7]通過固定前后槳葉相位，調節螺旋槳直徑和槳葉后掠角的方式，獲得了降低共軸對轉螺旋槳氣動噪聲的規律。閆文輝等[8]使用URANS方法與滑移網格技術，對6×6構型的對轉槳進行了非定常氣動干擾計算，結果表明后槳由于能夠吸收部分前槳的切向滑流能量，推進效率比前槳更高。Franciso[9]開發了一種特殊的鎖相技術，允許基于前后螺旋槳角位置對速度測量值進行相位平均，研究了對轉槳尾渦之間的相互作用。馬進超等[10]運用多重參考系方法對不同螺旋槳分布的串列翼無人機及進行了數值模擬分析，研究顯示螺旋槳滑流產生的渦系對無人機的氣動特性影響明顯。侯立勛等[11]采用速度勢面元法創建了對轉舵槳水動力性能迭代模型，計算結果表明對轉舵槳尾流比單槳尾流周向誘導速度小，尾流旋轉能量得到很好回收。夏貞鋒[12]等采用動態面搭接技術利用N-S方程模擬了對轉開式轉子的氣動干擾特性，結果顯示后轉子對滑流具有漩渦恢復和再加速效果。

通過計算對轉螺旋槳前槳與后槳之間不同的初始角位置和進速系數下的氣動特性，分析了前后槳尖渦以及槳葉尾流之間的影響規律，為氣墊登陸艇推進器的設計提供參考依據。

2 數學模型

基于均勻來流中對轉螺旋槳非定常升力面理論計算法[13]，槳葉厚度所產生的誘導速度可忽略其非定常性，對前槳建立方程式

(1)

對后槳建立方程式

(2)

單螺旋槳的進速系數J，推力系數KT、轉矩系數KQ以及推進效率η相應計算公式如下：

J=V/nD

(3)

KT=T/ρn2D4

(4)

KQ=Q/ρn2D5

(5)

η=(J·KT)/(2π·KQ)

(6)

式中：V為來流速度(m/s)；n為轉動角速度(r/s)；ρ為空氣密度，取1.29 kg/m3；T為螺旋槳推力(N)；Q為螺旋槳扭矩(N·m)。

根據ITTC標準[14]確定對轉螺旋槳相關性能的計算公式

KTs=KTf+KTa

(7)

KQs=KQf+KQa

(8)

ηs=(J·KTs)/(2π·KQs)

(9)

式中：KTs為對轉螺旋槳推力系數；KTf和KTa分別為前槳推力系數和后槳推力系數；KQs為對轉螺旋槳綜合扭矩系數；KQf和KQa分別為前槳扭矩系數和后槳扭矩系數；ηs為對轉螺旋槳推進效率。

3 對轉螺旋數值計算分析

3.1 螺旋槳幾何建模及流場網格劃分

通過CATIA對氣墊登陸艇單槳螺旋槳和共軸對轉螺旋槳建立幾何模型，相關模型的基本參數如表1、表2所示。

表1 單槳模型設計參數Table 1 Design parameters of single propeller

表2 對轉槳模型設計參數Table 2 Design parameters of CRPs

對轉螺旋槳計算域網格劃分過程與單螺旋槳計算域網格類似，單槳流場網格包括靜止域和旋轉域1，靜止域和旋轉域1之間通過設置交界面進行流場信息傳遞；其中靜止域和旋轉域網格生成其分別采取切割體網格和多面體網格形式，由于螺旋槳表面曲率較為復雜，因此需要對槳葉和槳轂部位網格加密處理，進行合理的棱柱層設置。對轉螺旋槳的網格劃分是在單槳網格的基礎上增加一個旋轉域2，前槳和后槳對應的旋轉域1，2分別與靜止域之間創建交界面1，交界面2，兩旋轉域之間創建交界面3，總體網格量為2 401 694，生成情況如下所示。

圖1 計算域和網格布置

3.2 湍流模型選擇與算例設置

為了更加真實的研究空氣螺旋槳的相關性能，本文選用STAR-CCM+和Fluent兩種求解器模擬對轉螺旋槳的推力系數、扭矩系數和推進效率等流場特性。流場求解中對流項采用二階迎風格式離散，采用和全y+壁面處理方法，速度-壓力耦合采用SIMPLE算法，湍流模式選取為SST K-Omega模式[15]。通過改變進速系數J，分別研究了前槳與后槳4種不同初始角位置下前后槳之間的氣動干擾狀況(圖2)，得出其最佳布置方案。

3.3 計算結果與分析

根據所研究氣墊船的主機功率和實際工況，分別計算了對轉螺旋槳4種不同安裝角位置在轉速3 000 r/min，進速系數J取值0.1，0.2，0.3，0.4，0.5，0.6，0.7和0.8的相關氣動特性。使用STAR-CCM+和Fluent兩種商用軟件進行數值模擬并和相關試驗結果作對比，研究表明對轉推進器前后槳初始安裝角位置的不同對氣墊船推進效能有著顯著影響。由圖3、4可知，隨著進速系數的增大，對轉螺旋槳的推力系數和扭矩系數皆逐漸減小，這與單槳的性能曲線變化趨勢一致；通過CFD計算以及試驗可知，能產生較大推力系數的布置方式依次為角位置4，角位置2，角位置1，角位置3；不同安裝角位置對轉螺旋槳的推力系數在00.4時，以角位置4布置的對轉螺旋槳扭矩系數明顯降低，說明在此進速系數之后，以該方式布置的前后槳之間等速反向旋轉能夠實現更好的扭矩配平，減少振動與噪聲。由圖5可知，當00.4之后，不同角位置對推進效率的影響較大，推進效率從高到低依次為角位置4，角位置2，角位置1，角位置3。

圖2 前槳與后槳相對安裝位置

圖4 扭矩系數KQ隨角位置和J的變化

圖5 推進效率η隨角位置和J的變化

將STAR-CCM+與Fluent兩種求解器的對轉螺旋槳流場數值模擬結果進行對比，分析前后槳葉之間的相互干擾狀況以及不同角位置下對轉槳氣動力性能產生差異的原因。2種CFD計算軟件所得仿真結果相近，槳尖渦和尾流場大致相同；不同之處在于Fluent對槳葉表面渦量的分布模擬更為精細，STAR-CCM+對槳轂渦的模擬更為精細，如圖6所示。

圖6 對轉螺旋槳渦結構隨角位置的變化

對轉螺旋槳在相同的轉速設定下，前后槳之間不同的初始位置安裝角對其性能有著較為顯著的影響，當前槳與后槳的軸向位置投影面積最大(即角位置3所示情況)時，對轉螺旋槳的推進效率最低，這主要是由于前后槳葉相間分布使得軸向重疊區域極小，后槳不能有效吸收前槳的渦量損失；由于螺旋槳推進器是高速旋轉裝置，前后槳的初始安裝位置可理想看作每個瞬態下的相對位置，當后槳的導邊還未到達前槳的隨邊位置時，前槳所產生的尾渦能充分被后槳吸收利用，因此安裝方式由角位置4到角位置2到角位置1再到角位置3時，可以看成對轉螺旋槳前槳葉隨邊與后槳葉導邊由相遇到相離的過程，這一過程后槳能有效吸收前槳產生的周向動能的時間裕度逐漸增大，前槳的尾流損失逐漸減少，因此對轉槳的效率依次提高。

由圖7可知，單槳與同軸對轉螺旋槳的流線形狀有很大不同，單槳尾部流場流線相互交錯并產生強烈的渦旋，這也是單槳周向動能耗散的主要原因，由對轉槳的流線圖可以看出，尾部流線較為平整，沒有大幅度的扭曲交叉和劇烈的漩渦產生，這是由于后槳對前槳的約束作用，使得兩組旋向相反的流線得到相互糾正，而且前槳的尾流對后槳產生壓迫作用，使得對轉槳尾流出現壓縮現象，尾部流線包絡面比等效單槳更小。由圖8可知，STAR-CCM+與Fluent的數值模擬結果與試驗值的誤差較小，其中推進效率越高的安裝角位置下，仿真值與試驗值的誤差越大，其中STAR-CCM+的計算值總體小于實際工況試驗值，而Fluent的計算值總體大于實際工況試驗值。

圖7 單槳流線與對轉槳流線圖

圖8 不同角位置推進效率誤差

4 結論

1) 共軸對轉螺旋槳的前后槳在旋轉過程中相互約束，使得尾部流線包絡面壓縮，后槳有效吸收前槳產生的槳尖渦，其周向誘導速度在尾流中可全部或部分抵消，大幅減少了尾流的能量損失，使得推進效率得以提升。

2) 對轉螺旋槳前后槳之間初始安裝角的不同對推力系數、綜合扭矩系數和推進效率有一定程度影響，當后槳的導邊在某一瞬態沒有與前槳隨邊相遇(角位置4)時，后槳能夠更加充分的吸收前槳尾渦以提升螺旋槳效能。但當此距離過大(角位置3)時，后槳未來得及吸收前槳的產生的尾渦，能量便已耗散，因此初始安裝角的調試對螺旋槳性能的提升至關重要。

3) STAR-CCM+和Fluent對共軸對轉螺旋槳的氣動性能計算均滿足工程精度要求，前者計算值較試驗值偏小，后者計算值較試驗值偏大，但最大誤差的絕對值不超過13%，因此同時選用這2種CFD平臺，可以更加精確的預報氣墊登陸艇的對轉螺旋槳的推力系數，綜合扭矩系數和推進效率，對其推進裝置的的設計提供參考。