0 引　言

气垫船是一种利用垫升风机和围裙气垫系统将船体全部或部分抬离水面，从而大幅减小船体水动阻力，再利用空气螺旋桨推进，实现贴水高速航行的高性能船舶^[1]。空气螺旋桨的推进性能直接决定了气垫船的航速、越阻力峰能力等总体性能^[2]。随着气垫船总体性能的不断提升，对空气螺旋桨推进性能的要求也越来越高。高性能气垫船的空气螺旋桨外部一般都安装有导管，形成导管空气螺旋桨构型。导管不仅可以保护空气螺旋桨的运行安全，屏蔽部分气动噪声，还能对空气螺旋桨产生有利的气动干扰，提升其推进效率。在导管空气螺旋桨构型中，导管的几何外形直接决定了导管自身以及整个推进装置的气动性能，进而影响推进效率。导管气动力优化设计也因此成为气垫船高性能推进装置研制过程中的一项重要内容^[3]。

针对导管外形的气动力设计与优化，国内外学者开展了大量研究工作。Yılmaz等^[4]基于风洞试验方法，研究了不同导管形状对某导管空气螺旋桨推进性能的影响，得到了一些重要结论。叶坤等^[5]基于数值仿真和等效桨盘面方法，开展了某函道飞行器的导管外形优化设计，证明了优化导管外形对于改善推进装置气动性能的积极作用。褚胡冰等^[6]基于参数化建模和优化搜索算法，建立了某气垫船导管空气螺旋桨气动力优化设计方法，并开展了导管最优化设计工作。

本文以某气垫船推进装置为研究对象，以保持其主尺度和功率需求不变为前提，开展导管外形优化设计，尽可能提升推进效率，有效满足该气垫船越阻力峰和高海况航行时的推力需求。采用参数化建模、试验设计、数值仿真、风洞试验等多种研究手段有机结合的设计方法，充分验证理论优化方案的有效性，有效化解技术风险，为最终实现优化导管方案装船应用奠定基础。

1 研究对象

本文研究的某气垫船推进装置采用导管空气螺旋桨构型，其几何外形和主要部件组成如图1所示。该推进装置包括桨叶、导管、桨根整流罩三部分。空气螺旋桨采用4叶等宽度叶片设计，空气螺旋桨外部加装有导管，桨叶叶梢与导管内壁面的最小间隙为5‰桨叶直径。

2 研究方法 2.1 推进性能预报方法概述

在导管外形优化设计过程中，需要预报配置不同导管外形方案的推进装置气动性能，从中筛选出性能更好的设计方案。

目前预报导管空气螺旋桨推进装置气动性能的方法主要有理论计算^[7]、数值仿真^[8]、模型试验^[9]等。理论计算方法如叶素理论是快速确定导管空气螺旋桨主要设计参数的有效方法，在导管空气螺旋桨初步方案设计中发挥重要作用。但该方法预报精度相对较差，且往往很难给出流场细节信息，不适于精细化设计。风洞试验在很长一段时间内是研究导管空气螺旋桨推进装置气动力特性和流动机理的主要手段，在确定设计方案的有效性方面具有不可替代的作用。但风洞试验准备周期长，经费需求大，不宜依托该方法开展大量的方案优选工作，而更适合对某一设计方案进行性能确认。数值仿真则是伴随着计算机技术的进步而发展起来的一种新的气动性能预报方法，其优点在于可以通过大规模并行计算进行广泛的参数优选，从而提高优化设计效率，且该方法可以给出详细的流场信息，对于指导优化设计具有重要参考价值。

基于以上几种研究方法的优缺点，为兼顾设计周期、预报精度和研究结果可信度，本文主要采用数值仿真与模型试验相结合的方法开展导管外形优化设计。首先，依托数值仿真方法开展导管外形理论优化设计，形成理论优化方案；然后，基于理论优化方案，设计制作缩尺试验模型，开展风洞试验研究，进一步验证理论优化效果。

2.2 数值仿真方法

本文数值仿真主要采用求解雷诺平均N-S方程的方法来获得整个推进装置的流场以及各部件的流动特性，并通过数值积分得到整个推进装置以及各部件的宏观气动力。

在本文研究的导管空气螺旋桨推进装置中，桨叶和桨根整流罩的前部为运动部件，其他部件则为静止部件，其气动性能预报属于动静结合问题求解。为准确模拟导管空气螺旋桨运动部件和静止部件之间的耦合流动，提高数值预报精度，计算过程中引入了多重参考法MRF^[10]。此外，为提高计算效率，数值仿真过程中采用定常方法^[11]求解雷诺平均N-S方程。具体方法和计算过程为：将桨叶和桨根整流罩前部等运动部件所在的流场计算域划分为运动域，其他区域则划分为静止域；在运动域上定义旋转坐标系，在静止域上定义静止坐标系。计算过程中，2个计算域均基于本域内的坐标系同步进行流场求解，每一步计算完成后，2个计算域再通过两者之间的公共边界（交界面）进行流场信息交换，以保证全流场域的通量守恒。

数值计算过程中用到的边界条件主要有：无滑移绝热壁面、流量入口、压力出口、交界面等。数值计算域划分和边界条件定义如图2所示。

由于本文研究的导管空气螺旋桨推进装置的桨叶与导管之间存在较为强烈的气动耦合，且计算域中存在压力梯度变化较大的区域，为增强对流场细节的捕捉能力，提高数值仿真预报精度，所有部件周围的流场域以及部件表面均采用六面体结构网格进行离散，同时对各部件表面以及流场变化剧烈的区域进行网格加密处理。整个计算域的网格节点总数约600万，网格生成效果如图3所示。

2.3 模型试验方法

本文推进装置模型试验主要是在风洞中开展带螺旋桨动力的气动力测量试验，得到导管和整个推进装置的推力、功率、推进效率等参数，为分析气动性能和验证理论优化设计方案的有效性提供数据支撑。

模型气动力测量试验在某低速开口式回流风洞中进行，该风洞流场品质满足GJB1179A-2012《低速风洞和高速风洞流场品质要求》^[12]相关规定。

为准确掌握导管外形优化对导管自身以及整个推进装置气动性能的具体影响，在试验模型的导管底部和整个试验装置支撑台上各安装1个6分量测力天平。同时为准确测得螺旋桨的轴功率，在推进轴系中段还安装有扭矩传感器，两端用膜片联轴器与推进轴系相连。试验装置和气动力测量方案如图4所示。

在本文的推进装置气动性能测量试验中，试验台架在对试验模型和测量设备起辅助支撑作用的同时，也会带入额外的气动阻力，从而对试验结果造成一定干扰。因此在带螺旋桨动力的推进装置气动力测量试验完成之后，还需进行试验台架气动力干扰扣除试验，以便修正试验数据。台架干扰扣除试验方法参照GJB 6753-2009《旋桨飞机带动力模型低速风洞试验方法》^[13]进行。

3 导管外形优化设计 3.1 导管外形参数化方法

在导管外形优化过程中，为方便生成新的导管外形，需对导管原始外形进行参数化建模，然后通过控制相关造型参数重构导管几何外形。目前参数化建模方法主要有B样条法、扰动函数法、Parsec特征参数法、CST基函数法等^[14]。本文采用B样条法^[15]对导管原始外形进行参数化。

图5为采用B样条法重构的导管几何外形与原始外形的对比。图中x/c为无量纲导管剖面长度，y/c为无量纲导管剖面高度。可以看出，通过在导管剖面上下表面设置15个控制点，重构的导管外形与原始外形的重合度已经非常好。而在导管外形优化过程中，保持其剖面前后缘处的3个控制点参数不变，只调整中间的12个控制点参数（上下表面各6个），以此来获得不同的导管外形，如图6所示。

3.2 优化设计方法

为获得较好的优化设计效果，同时尽可能提高优化设计效率，需在给定的设计变量变化范围以尽可能少的样本点数量生成更为合理的控制参数分布。为此，基于试验设计方法DOE^[16]生成样本点，并根据各样本点变量值重构导管几何外形，再对配置不同导管外形的推进装置气动性能进行仿真计算，从中筛选出气动性能更好的方案。导管外形优化的基本流程如图7所示。

3.3 优化设计结果与分析

基于优化设计方法，筛选出导管外形若干优化方案。带优化导管的推进装置在额定功率下的推进性能与原设计方案的对比见表1。为方便比较，表中所有方案均取相同的螺旋桨吸收功率，并采用无量纲化表达。其中：J为进速比；C_TD为导管推力系数；C_T为总推力系数；C_P为功率系数；V为自由来流速度，m/s；n为螺旋桨转速，r/min；D为螺旋桨直径，m；ρ为空气密度，kg/m³；T为推进装置总推力，N；P为螺旋桨吸收功率，W。进速比J、推力系数C_T和C_TD、功率系数C_P的具体定义如下：

$ J = \frac{V}{{nD}} ，$

(1)

$ {C_{TD}} = \frac{{{T_D}}}{{\rho n_{}^2{D^4}}}，$

(2)

$ {C_T} = \frac{T}{{\rho n_{}^2{D^4}}} ，$

(3)

$ {C_P} = \frac{P}{{\rho n_{}^3{D^5}}} 。$

(4)

从表1可以看出：优化导管外形可以提高导管空气螺旋桨装置的推进效率；在额定功率系数C_P=0.479时，最优方案的导管推力增加了约21%，整个推进装置的总推力则提高了近3%。对于气垫船而言，阻力峰处的推力储备在2.5%以上时可有效保证其越峰性能。本文在保持推进装置的主尺度和功率消耗不变的情况下，通过导管外形优化获得了近3%的总推力增益，这对于改善该气垫船的越阻力峰性能意义重大。

从表1还能看出：导管推力系数越大的优化方案，其所对应的推进装置总推力系数和产生的总推力增益也越大。由此可见，导管外形优化对于提升导管自身以及推进装置气动性能的积极作用。

图8进一步给出了导管外形优化方案（优化方案8）与原始方案的几何外形对比。可以看出，优化导管的剖面外形整体上拱度更大，且在前缘附近的几何外形也更为饱满。结合图9导管表面压力分布对比可知，上述变化使得导管前缘附近产生了更大的负压区和负压值，从而带来了宏观气动力的积极改变，为产生更大的导管推力和总推力增益创造了有利条件。

4 风洞试验研究 4.1 风洞试验过程

为验证导管外形理论优化方案的有效性，有效化解技术风险，为最终实现优化导管方案装船应用奠定基础，进一步开展推进装置缩尺模型气动性能风洞试验研究工作。

风洞试验基本过程如下：首先在试验模型上安装原始导管，开展不同桨叶转速和桨距角下的推进装置气动力测量试验，得到导管以及整个推进装置的气动力参数。完成上述试验之后，保持试验模型其他部件不变，换装优化导管，再次进行气动力测量试验。通过对比相同状态下的2次试验结果，得到导管优化外形。

4.2 试验与仿真结果对比

为更好地分析数值仿真和模型试验2种方法的研究结果，将相同状态下两者预报的风洞试验模型推力和功率参数进行对比分析，结果如图10所示。可以看出，2种研究方法给出的优化导管外形对于改善导管和整个推进装置气动性能的影响规律吻合良好，证明了导管外形优化的有效性。绝对量值上，风洞试验预报的导管外形优化效果要更好一些，尤其是在高功率状态下，风洞试验给出的推力收益比数值仿真更为明显。

5 结　语

本文通过对某气垫船推进装置导管外形的优化设计，提升推进效率，提高推力裕度，增强了越阻力峰的能力，显示导管外形优化设计的良好效果和重要性，主要研究结论如下：

1）基于B样条参数化方法对导管外形进行参数化造型，并通过合理布置B样条控制点数目和控制点的分布位置，可以获得良好的导管外形重构效果。而通过改变B样条控制点参数和控制点位置，可以生成丰富的导管外形变化效果，为获得更好的优化设计效果奠定基础。

2）通过合理选取B样条控制点数目，结合试验设计方法DOE，可以在保证优化设计效果的前提下有效减小优化所需的样本点数量，从而提高优化设计的效率。

3）采用数值仿真和模型试验相结合的方法开展导管外形优化设计，不仅提高了优化设计效率，也提高了优化设计结果的可信度，有效化解技术风险，为最终实现导管优化方案实船应用提供了有力的技术支撑和可靠依据。

4）本文所提出的优化设计方法具有较强的通用性，也可为其他产品的气动力优化设计提供借鉴与参考。