1 引 言

船舶推進(jìn)系統(tǒng)的研究就是從船機(jī)槳配合特性出發(fā)，合理調(diào)整船機(jī)槳特性參數(shù)，實(shí)現(xiàn)船機(jī)槳的最佳配合，保持船舶在最佳狀態(tài)下航行，實(shí)現(xiàn)能量最佳轉(zhuǎn)換[1]。由于這個(gè)過程是建立在船機(jī)槳運(yùn)轉(zhuǎn)相互平衡的基礎(chǔ)上，表現(xiàn)為運(yùn)動(dòng)的平衡關(guān)系和動(dòng)力的平衡關(guān)系，船機(jī)槳三者任意一個(gè)特征改變，都將影響總體平衡關(guān)系，例如船舶航行時(shí)的阻力不僅決定于船體線型、船體尺度和航速，還取決于航行時(shí)的環(huán)境狀態(tài)，所以尋找三者轉(zhuǎn)速和能量均相等的“平衡點(diǎn)”是個(gè)復(fù)雜的過程[2]，對(duì)于超高速的斷級(jí)滑行艇則矛盾更加突出。

滑行艇是當(dāng)航速達(dá)到某個(gè)臨界值時(shí)(一般容積傅氏數(shù)Fr▽>2.5)，艇體在動(dòng)升力的作用下從水中升起；達(dá)到全滑行速度后，浸水長(zhǎng)度和面積大為減少，較大幅度降低阻力從而實(shí)現(xiàn)艇的高速。然而，滑行艇高速時(shí)經(jīng)常會(huì)由于重心縱向位置與水動(dòng)力中心不匹配而出現(xiàn)縱向的不穩(wěn)定，也因浸水長(zhǎng)度過長(zhǎng)而使降低阻力的潛能未得到充分發(fā)揮。對(duì)超高速滑行艇，為進(jìn)一步提高滑行效率和改善縱向穩(wěn)定性，通常在艇底舯部沿縱向設(shè)置一個(gè)或多個(gè)橫向斷級(jí)，稱為斷級(jí)滑行艇。實(shí)現(xiàn)超高速斷級(jí)滑行艇的航速，不僅需要阻力性能優(yōu)良的滑行艇線型，還須采用先進(jìn)的輕質(zhì)大功率發(fā)動(dòng)機(jī)和高效的推進(jìn)系統(tǒng)，通過船機(jī)槳三者之間的優(yōu)化設(shè)計(jì)和最佳匹配，以達(dá)到預(yù)期的航速，為此，當(dāng)前超高速滑行艇通常采用輕質(zhì)大功率高速柴油機(jī)和高效的表面槳推進(jìn)系統(tǒng)。

滑行艇的基本力學(xué)原理基于滑行面原理，但對(duì)于實(shí)際的滑行艇，其底部形狀要復(fù)雜的多，而且由于水面條件的變化，很難準(zhǔn)確計(jì)算滑行艇的阻力性能。目前的滑行艇采用的阻力計(jì)算方法主要是針對(duì)無(wú)斷級(jí)滑行艇[3]，主要有四類：根據(jù)滑行平板試驗(yàn)的結(jié)果分析歸納的半經(jīng)驗(yàn)半理論的方法；利用滑行艇系列模型的試驗(yàn)圖譜進(jìn)行計(jì)算，其正確性取決于計(jì)算艇的艇型和系列船模試驗(yàn)艇型接近的程度；利用現(xiàn)有滑行艇的統(tǒng)計(jì)資料估算，這種方法雖然簡(jiǎn)單方便，但所取得的結(jié)果的正確性較差；模型試驗(yàn)方法，是在理論上確定艇型阻力性能的最可靠方法，但由于滑行艇的航態(tài)不同于一般排水型船舶，因此模型阻力試驗(yàn)的換算尚無(wú)可靠的方法，因此可能會(huì)有較大誤差。由于斷級(jí)滑行艇艇底的壓力分布和水的流動(dòng)比常規(guī)滑行艇更加復(fù)雜，研制中通常采用按照實(shí)艇統(tǒng)計(jì)取得的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算與模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)換算相結(jié)合的方法進(jìn)行阻力估算和航速的初步預(yù)報(bào)，根據(jù)國(guó)內(nèi)外的實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，超高速斷級(jí)滑行艇很難一次實(shí)現(xiàn)工況的最佳配合而達(dá)到期望的航速，往往需要在實(shí)艇試驗(yàn)試航中通過對(duì)船機(jī)槳相關(guān)要素的多次調(diào)整，使之盡可能達(dá)到最佳匹配，實(shí)現(xiàn)預(yù)期的航速目標(biāo)，即需要采用設(shè)計(jì)預(yù)估與實(shí)艇試驗(yàn)調(diào)整相結(jié)合的方法。本文結(jié)合一型14 m超高速雙斷級(jí)滑行艇的研制過程，提出實(shí)現(xiàn)船機(jī)槳三者匹配的技術(shù)方法和解決問題的技術(shù)途徑。

2 14 m艇的主要技術(shù)狀態(tài)

2.1 主要技術(shù)參數(shù)

艇型： 雙斷級(jí)深V型滑行艇

總長(zhǎng)： 14 m

排水量： 16.1 t

推進(jìn)系統(tǒng)： Trimax表面槳推進(jìn)系統(tǒng)

主機(jī)： 2套船用高速柴油機(jī)

主機(jī)功率： 882 kW/2 700 r·min-1

螺旋槳： Rolla公司的六葉不銹鋼表面槳

目標(biāo)航速： 59±1 kn

試航條件： 平靜水面

2.2 航速預(yù)估

超高速斷級(jí)滑行艇的航速計(jì)算，在實(shí)際設(shè)計(jì)過程中通常是在按照實(shí)艇統(tǒng)計(jì)經(jīng)驗(yàn)公式預(yù)報(bào)的基礎(chǔ)上，根據(jù)模型試驗(yàn)取得的資料進(jìn)行實(shí)艇阻力換算后,再結(jié)合主機(jī)功率和選用的螺旋槳能達(dá)到的效率進(jìn)行航速預(yù)估。由于超高速雙斷級(jí)滑行艇艇底流場(chǎng)復(fù)雜，在14 m級(jí)艇的研制初期，分別采用統(tǒng)計(jì)經(jīng)驗(yàn)公式和船模試驗(yàn)數(shù)據(jù)換算的方法對(duì)航速進(jìn)行估算：

1) 用統(tǒng)計(jì)經(jīng)驗(yàn)公式預(yù)報(bào)

(1)

式中,VS為航速，kn;Ne為主機(jī)總功率，kW; Δ為艇的設(shè)計(jì)排水量，t。

當(dāng)主機(jī)功率Ne=2×882 kW， Δ=16.1 t時(shí)：

(2)

2) 用船模試驗(yàn)資料預(yù)報(bào)

模型試驗(yàn)阻力曲線[4](圖1)。當(dāng)航速Vs=59 kn、排水量Δ=16.1 t、重心縱向位置Xg=3.4 m時(shí)，對(duì)應(yīng)模型Δm=133.6 kg、Xgm=0.06 m；由曲線可見在此狀態(tài)下的模型阻力Rm=0.26 kN。

當(dāng)換算到實(shí)艇并考慮一定的空氣阻力和附體阻力后，得到實(shí)艇阻力R。

R=35.3 kN

(3)

若取表面槳效率ηp=0.62、軸系傳動(dòng)效率ηm=0.97時(shí)，則所需主機(jī)總功率為:

(4)

圖1 模型試驗(yàn)阻力曲線

按照經(jīng)驗(yàn)公式預(yù)報(bào)和模型試驗(yàn)資料預(yù)報(bào)，結(jié)合以往高速滑行艇型船機(jī)槳工況配合的實(shí)艇研制經(jīng)驗(yàn)，以及客觀存在的復(fù)雜性和誤差，確定該型艇的航速為59±1 kn。為實(shí)現(xiàn)航速目標(biāo)，設(shè)計(jì)中開展了多個(gè)模型試驗(yàn)，優(yōu)化了船體線型；采取多項(xiàng)技術(shù)措施嚴(yán)格控制排水量和重心縱向位置，使實(shí)艇狀態(tài)與設(shè)計(jì)狀態(tài)盡可能保持一致。

3 試航和初步調(diào)整

14 m艇建造完工后，在長(zhǎng)江內(nèi)進(jìn)行了預(yù)試航。在艇的試航狀態(tài)滿足設(shè)計(jì)試航狀態(tài)的情況下，主機(jī)轉(zhuǎn)速能夠達(dá)到的最高轉(zhuǎn)速2 460 r/min，對(duì)應(yīng)的最高航速54 kn與目標(biāo)航速59±1 kn相差近5 kn。預(yù)試航結(jié)果表明，主機(jī)轉(zhuǎn)速未能達(dá)到最高轉(zhuǎn)速，艇的船機(jī)槳的工況配合未能達(dá)到最佳。按照船體阻力特性、主機(jī)功率特性和螺旋槳特性三要素的相互關(guān)系,以及工況配合分析調(diào)整的方法，分別對(duì)相關(guān)要素作了調(diào)整，如改變艇的排水量和重心的縱向位置，表面槳向上調(diào)整20 mm以減少槳的浸深, 改變艇體前后斷級(jí)高度的組合,減少艇的受風(fēng)面積以及切割螺旋槳直徑等措施，主機(jī)轉(zhuǎn)速可從2 460 r/min提高到2 600 r/min，但艇的航速變化較小，基本在0.5～1 kn的范圍內(nèi)變動(dòng)。

由于超高速斷級(jí)滑行艇船機(jī)槳工況匹配的復(fù)雜性，在預(yù)試航中雖然經(jīng)過多方案對(duì)艇的船機(jī)槳匹配進(jìn)行初步調(diào)整，但能夠達(dá)到的最高航速距離目標(biāo)航速還有一定差距。同時(shí)，作為世界著名表面槳設(shè)計(jì)供應(yīng)商Rolla公司堅(jiān)持認(rèn)為航速達(dá)不到的主要原因是船體阻力較大，其表面槳的設(shè)計(jì)和效率是合適的，這就提出必須進(jìn)一步分析研究存在問題的主要原因和技術(shù)改進(jìn)的方向以及可實(shí)現(xiàn)的途徑。

4 問題分析

4.1 水面條件對(duì)工況匹配的影響

利用14 m艇在長(zhǎng)江預(yù)試航的n-Vs數(shù)據(jù)、主機(jī)平臺(tái)試驗(yàn)Ne-n數(shù)據(jù)、模型靜水阻力試驗(yàn)Rm-Vm數(shù)據(jù)以及表面槳的性能參數(shù)，通過計(jì)算可得出，在表面槳要素不變的情況下，長(zhǎng)江預(yù)試航在觀察平均浪高0.15 m(有義浪高0.25 m)時(shí)的實(shí)艇阻力R以及采用模型試驗(yàn)結(jié)果換算得到的實(shí)艇阻力R′，將這些阻力增加到螺旋槳檢查圖譜上，即可得出平靜水面與有義浪高0.25 m時(shí)艇可達(dá)到的航速，它們之間的差即為符合規(guī)定的水面條件時(shí)，航速能提高的值。具體計(jì)算如下。

4.1.1計(jì)算表面槳的檢查曲線

在已知螺旋槳直徑D=0.698 m、盤面比θ=0.9、螺距比P/D=1.34、軸系傳動(dòng)效率ηm=0.97、齒輪箱減速比i=1.4等條件下，利用表面槳的作用曲線，并通過下式得出n=const時(shí)的檢查曲線以及垂向力F和螺旋槳效率。

KQ/J5=f(P/D,J)

ηp=f(P/D,J)

KT= 6.283J4ηp(KQ/J5)

KF/KT=f(KQ/J5)

上式中，J為進(jìn)速系數(shù);KQ為扭矩系數(shù);KT為推力系數(shù);KF為垂向力系數(shù)。

表1 表面槳n=2 700 r/min時(shí)的計(jì)算值

表2 表面槳n=2 550 r/min時(shí)的計(jì)算值

4.1.2模型試驗(yàn)結(jié)果換算到實(shí)艇的阻力R′

在應(yīng)用模型試驗(yàn)結(jié)果時(shí)，必須計(jì)及表面槳垂向力的影響[5]，可以用等價(jià)排水量Δ′和重心縱向位置Xg′來(lái)考慮，即艇的實(shí)際排水量Δ=16.1 t、重心縱向位置Xg=3.0 m時(shí)，航速Vs=54 kn對(duì)應(yīng)等價(jià)排水量Δ′=13 t、重心縱向位置Xg′=3.73 m；航速Vs=58 kn對(duì)應(yīng)等價(jià)排水量Δ′=12.64 t、縱向重心位置Xg′=3.87 m。

在等價(jià)排水量Δ′、重心縱向位置Xg′時(shí)，換算到實(shí)艇的靜水阻力(含空氣阻力、舵阻力)為：

Vs=54 kn時(shí)，R′=32.76 kN

Vs=58 kn時(shí)，R′=35.87 kN

4.1.3試航的實(shí)艇阻力R[5,6]

已知n=2 550 r/min、Ne=890 kW、Vs=54 kn、ηm=0.97、i=1.4、D=0.698 m、P/D=1.34,通過計(jì)算得到Vs=54 kn時(shí)的實(shí)艇阻力：表面槳收到功率Ne′=0.97×890 kW=863 kW;表面槳扭矩Q=(Ne/9 549×n)×I;表面槳扭矩系數(shù)kQ=Q/ρn2D5=0.029 642; 系數(shù)kQ/J5=0.007 626;表面槳效率ηp=0.59(見螺旋槳作用曲線);表面槳推力T=(2π/J)ρn2D4ηPKQ×2=36.63 kN ;因表面槳推力減額系數(shù)t=0，得到T=R。

為了驗(yàn)證實(shí)艇有義浪高h(yuǎn)1/3=0.25 m(觀察平均浪高～0.15 m)時(shí)的阻力，采用Fridsma方法[7]進(jìn)行校驗(yàn)，進(jìn)一步確認(rèn)R=36.63 kW的準(zhǔn)確性。經(jīng)計(jì)算，波浪中阻力增加系數(shù)ΔR/γB3=0.012 5,其中ΔR為波浪中阻力與靜水阻力之差,ΔR=0.012 5×3.23×1 000=4.02 kN，則波浪中阻力R=R′+ΔR=32.76+4.02=36.78 kN，與36.63 kN基本吻合。

4.2 靜水中與波浪中航速的差值

編制n=2 550 r/min，2 700 r/min的檢查曲線圖(圖2)，將靜水阻力、實(shí)艇波浪中的阻力和實(shí)艇測(cè)試數(shù)據(jù)n=2 550 r/min的Ne～Vs以及T～Vs均包括在內(nèi)。依次修正理論計(jì)算的n=2 550 r/min時(shí)Ne～Vs以及T～Vs的曲線，得出在表面槳要素不變的情況下，若在靜水中試航，速度可提高1 kn左右的結(jié)論。

圖2 n=2 550 r/min及 n=2 700 r/min時(shí)的檢查曲線

4.3 存在的問題和改進(jìn)的方向

從試航和檢查圖譜可以看出，表面槳偏“重”，不能達(dá)到額定轉(zhuǎn)速。在艇阻力已經(jīng)優(yōu)化而無(wú)法再減小以及主機(jī)經(jīng)平臺(tái)試驗(yàn)驗(yàn)證其功率特性是可信的情況下，經(jīng)過實(shí)艇預(yù)試航數(shù)據(jù)計(jì)算，表面槳效率在56～58 kn區(qū)間的平均效率約為0.515，因此提高航速的唯一途徑是進(jìn)一步提高槳效率。依據(jù)預(yù)試航數(shù)據(jù)重新設(shè)計(jì)表面槳，取得在目標(biāo)航速時(shí)的船機(jī)槳最佳匹配。

如檢查圖譜所示，既保持表面槳的推力又降低其所需功率是可以實(shí)現(xiàn)的, 只要減小螺旋槳直徑,增加螺距比，使主機(jī)轉(zhuǎn)速達(dá)到2 700 r/min即可。因轉(zhuǎn)速?gòu)? 550 r/min增至2 700 r/min和螺距比增加使推力增加，而螺旋槳直徑減小，進(jìn)速比略大，使推力減小，從而可以使推力基本不變，但螺旋槳效率卻因螺距比的增大而增加了。根據(jù)檢查圖譜大致可以估算得出：在平靜水面試航達(dá)到Vs=58 kn，如圖2所示，表面槳效率需從0.545提高到：

即提高1.14倍。

4.4 分析結(jié)果

通過分析計(jì)算找出航速達(dá)不到要求的主要原因如下：

1) 螺旋槳主要要素選擇不合理，使主機(jī)轉(zhuǎn)速不能達(dá)到2 700 r/min，僅為2 550 r/min,同時(shí)效率偏低；

2) 試航條件沒能滿足要求，在高速和小排水量的條件下，水面的波動(dòng)使艇產(chǎn)生仰俯運(yùn)動(dòng)大，增加了阻力，使艇速降低1 kn左右。

3) 表面槳的改進(jìn)方向是減小直徑、增加螺距比以及采用其它提高效率的措施。

5 結(jié) 論

通過實(shí)艇調(diào)整并結(jié)合理論計(jì)算分析，找出了船機(jī)槳不匹配的主要原因。根據(jù)分析結(jié)果，向表面槳的設(shè)計(jì)供應(yīng)商Rolla公司提出了表面槳改進(jìn)的要求和調(diào)整的技術(shù)方向，Rolla公司據(jù)此重新設(shè)計(jì)制造了一套新的表面槳，槳的直徑從0.698 m減小到0.668 m, 螺距比從1.34增加到1.41,同時(shí)減小了槳葉厚度。該表面槳裝艇后進(jìn)行了試航，主機(jī)最高轉(zhuǎn)速n=2 700～2 750 r/min，航速Vs=58.2 kn，滿足了59±1 kn的航速指標(biāo)。

[1] 朱樹文.船舶動(dòng)力裝置原理與設(shè)計(jì)[M].北京：國(guó)防工業(yè)出版社，1980.

[2] 徐莜欣.船舶動(dòng)力裝置[M].上海：上海交通大學(xué)出版社，2007.

[3] 趙連恩.高性能船舶水動(dòng)力原理與設(shè)計(jì)[M].哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)出版社，2001.

[4] 第605研究所. 14m艇模型試驗(yàn)報(bào)告[R]，2003.

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