关于“低振螺旋桨”直径及螺距比选择

报告主旨

按技术任务书要求，国内设计的螺旋桨，常比委托国外设计的螺旋桨直径约大5%D。按20世纪中叶以来的传统看法，螺旋桨直径大一点，通常可得设计航速略高（差约＜0.2kn）；加上按当时避免空泡的要求，希望螺旋桨的“盘面”大点，直径更大的桨有利于满足所述要求。近年来开发“低振螺旋桨”的实践，有别于国内现用教科书中关于优选螺旋桨设计方案的传统做法。为此，做出本报告的论述。

1.传到船体底板的螺旋桨脉动压力

总体设计给定螺旋桨轴线到船体底板间隙为HS，其间需容纳螺旋桨半径D/2及桨叶梢到船体底板距离k D（k通常为0.15～0.25），选定D后，实际轴线到船体底板的间隙也已定，由关系式（1），若变动螺旋桨直径（变间隙），就有式（2）：

HS=D/2+k D=常数 　（1）

ΔHS=ΔD/2+k（ΔD）+D（Δk）=0，前式除以k D得：

（ΔD）/D+（Δk）/k=-（ΔD/D） 　（2）

又：螺旋桨脉动压力主要系空泡溃灭所致，若空泡溃灭中心点处压力相同，压力波向空间作球面扩散，在同一空泡溃灭爆炸力作用下（I为常值），测点脉动压力值与它到空泡溃灭点（球中心）半径平方成反比，即与船体底板距空泡溃灭点距离平方成反比，通常以螺旋桨梢部空泡变化为烈，空泡溃灭点距船体底板的距离为k D，则脉动压力p可表达为

p=I/（k D）2 　（3）

Δp/p=-2[kΔD+DΔk]/（k D）=-2[ΔD/D+Δk/k]；计及式（2），可得

Δp/p=1/k×ΔD/D 　（4）

式（4）表示，脉动压力变化Δp/p与螺旋桨直径变化ΔD/D成正比，由于k值小于1，脉动压力相对变化值大于螺旋桨直径相对变化值。假定原本设计间隙k D=0.15D，将螺旋桨直径减小5%D， ΔD/D=-0.05，则Δp/p=1/0.15×（-0.05）=-1/3。船体底板受到螺旋桨脉动压力幅值下降约1/3，可见减小螺旋桨直径，有利于减小螺旋桨诱发的舰船振动。

2.螺旋桨运行空泡状态

通常，按全速工况设计的螺旋桨，运行于特定的进速系数和空泡数为Jpσ的条件下，即处于空泡斗图（见图1）σJp特定点，可能处于无空泡、背空泡或面空泡状态。由于面空泡剥蚀力强，通常都不希望螺旋桨运行点落到面空泡区。

图1 空泡斗图σJp

螺旋桨设计时，按给定有效功率PE及推进相关因子，选定满足技术任务书要求的螺旋桨的几何参数（直径D，螺距比P/D等），这时对应的vp=（1-w）v A，Jp=值均已选定，船舰将在该进速系数JP及空泡数σ条件下试航交货。设计文件中关于空泡校核也按上述条件进行。图2所示为美国货船用六叶大侧斜螺旋桨空泡校核图[6]。图2（a）为A方案，图2（b）为B方案空泡校核图。

由该图可查到，不同航速时是否出现空泡及若出现空泡时空泡的形态、部位。但是，图中各航速空泡状态是指按计算伴流分数w值不变的情况。螺旋桨旋转过程中，船后实际伴流分数w值将变化，即剖面遇到的进速vp一直在变动，即Jp.f也一直在变，当由高伴区（w值最大）转到低伴流区（w值接近0）时，特定航速v A下的运行瞬间Jp.f也在变，工况点沿图1横坐标左右移动，“刺”穿空泡斗，不同部位出现空泡；在w≈0部位对应Jp.f最大，可能出现面空泡。由图2（a）可见，要避免运行计算进速系数Jp=0.79～0.82（VS=23kn）的螺旋桨，当Jp，f～1.05[w～0，Jp=v A（1-w）/n D=Jp，f]，将出现面空泡。图所示方案是不满足要求的。图2（b）方案却有可能避免面空泡。笔者认为，正是因为该桨计算1-w=0.77，桨叶通过低伴流区要避免面空泡，才选定具有图2（b）方案所示的空泡斗特性螺旋桨。减小螺旋桨直径，增大螺距比P/D，可将空泡斗沿（Jp）横向轴向右移；减小螺旋桨的螺距比P/D，可将空泡斗沿（Jp）横向轴向左移。正是因为考虑在低伴流区的面空泡危险，才接受VA≈20kn出现背空泡的方案。要避免面空泡，须将螺距比增大，为保证船—机—桨匹配，就势必相应地减小螺旋桨直径，这也是选用较小直径螺旋桨的原因之一。想顺便提出，对于伴流分数w相对小情况（w＜0.1），可以将螺旋桨的运行线v A（VS）Jpσ点移到空泡斗底部，也有可能避免面空泡，如图2（b）中所示。该螺旋桨计算伴流分数值w=0.05，运行Jp≈1.01～1.04；在伴流分数w≈0部位，对应最大Jp，f≈1.1，不致出现面空泡，可以避免面空泡剥蚀。

图2（a） 民用六叶大侧斜螺旋桨空泡校核图

图2（b） 民用六叶大侧斜螺旋桨空泡校核图

某些舰船有时要在（与设计状态比较）载荷更轻条件下运行，如货船空舱航程等，主机转速相同，舰船航速却高于设计状态，类似压载试航，这意味着螺旋桨运行于更高的Jp条件下，即装载量更低时，同一螺旋桨的运行线将向右移，图3为一艘船的螺旋桨运行空泡斗曲线，图4为另一高速船用螺旋桨空泡斗曲线及其在设计载荷和轻载时螺旋桨运行线，该螺旋桨设计工况运行的Jp≈1.00，取在空泡斗中部，与背空泡限界线和面空泡限界线距离基本相当。由图4可见，该桨在设计状态VA=30kn时无面空泡危险；而试航（船未满载）情况轻载运行时的进速系数，Jp≈1.05，若w≈0.05，在伴流场w≈0部位，对应最大Jp，f≈1.1，螺旋桨将出现面空泡，时间稍长，可能面临剥蚀危险。

图3 螺旋桨运行空泡状态图

图4 螺旋桨运行空泡状态图（另船）

综合以上讨论可见，为选取直径D和螺距比P/D，关于螺旋桨是否出现空泡，及允许出现何种空泡，设计时就须权衡定夺。一般而论，适当减小螺旋桨直径和相应加大螺距比，是合理的技术抉择，这可能也是国外采用直径较小（小于按20世纪50～60年代国外技术资料所推荐值）螺旋桨的原因。

还有，关于螺旋桨模型和实船螺旋桨性能数据（KTJp及KQJp）之间，船模自航和实船航行伴流分数w值之间，存在尺度效应。这也会影响螺旋桨直径D和螺距比P/D选择。随着雷诺数Re增大，同一进速系数Jp对应KT值将变大。这是因为螺旋桨叶绕流边界层是湍流状态，还是层流状态，会得到不同KT及KQ值。螺旋桨模型“敞水试验”时来流未经扰动（激流），而该模型在船后作“自航试验”时，却处在已被船模扰动（激流）尾流中，KT及KQ值发生了变化。在处理模型自航试验数据，求算伴流分数w值时，人们认定“自航试验”中螺旋桨模型的KT及KQ数据就是“敞水试验”时模型的KT及KQ数据，按等KT（或KQ值）求取伴流分数w值。而这时KT所对应的是更大Jp值，读得（按模型自航试验数据处理方法）Jp，m更小（注脚“m”指模试数据），由w=1-Jp，m/Jp所得wm值比实际值偏高，为使模型试验结果更接近实船，需加大模型尺度，这是近年来国外试验的船舶模型和螺旋桨模型尺度越来越大原因之一。由于这种缘故，美国和德国专家联合研制美国APL航运公司C 10集装箱船用螺旋桨（实桨直径D=8500mm、模型直径Dm=256.5mm）时[8]，将模型试验所得w=0.250值降到w=0.185，用作设计螺旋桨的已知条件。在研究总结中说：据实船航行数据，按等KQ方法处理，得到实际伴流分数w=0.150[8]。也就是说，实船试航表明，在设计螺旋桨之初，若以w=0.150为依据，所得螺旋桨螺距比P/D将会更大，结果会更好。

必须指出，在设计螺旋桨时，采用更高w值，所得螺旋桨螺距偏低，一般而言，这将有利于“落实”功率储备，但可能导致运行过程中出现面空泡，甚至剥蚀。在空载交船调试时，可能遇到螺旋桨面空泡剥蚀，看来需加注意。