可调螺距螺旋桨快速性

报告主旨

在我国，近年来越来越广泛地采用可调螺距螺旋桨（调距桨）推进舰船航行。与采用定螺距螺旋桨不同，为满足船舶以不同航速航行的需要，除了和定距桨一样，可以用改变转数的办法来调节航速之外；因螺距可调，装备“调距桨”的船舶，还能用调节螺距的办法来调节航速。关于采用“调距桨”所带来的船舶在推进和操纵性能方面的优势，技术文献中有论述。但是，为满足船舶不同的航态要求，如何具体选择转数—螺距组合，达到较佳的综合效益，还需仔细权衡。实践中确有失算的事例，曾导致螺旋桨迅速剥蚀损坏，或未能充分发挥“调距桨”的效益。为解决所述课题，本文提出：类似“定距桨”快速性预报曲线（Vs-RPM；PB-RPM）那样，为“调距桨”建立“快速性网络”图，图中列出螺旋桨转数RPM、螺旋桨吸收功率PB、船舶航速Vs、螺距P/D，以及空泡限界等数据。

1 可调螺距螺旋桨的流体动力

可调螺距螺旋桨的设计，与“定距桨”的设计比，没有实质的差异。按任务书的要求，根据给定的转数，选定方案（包括直径D、螺距比P/D、桨叶数Z、盘面比EAR、剖面翼型等）后，通常已经知道螺旋桨的流体动力性能数据（推力系数KT、扭矩系数KQ和进速比JP）；在设定桨叶转叶轴位置后，流体动力设计基本完成。当实际航运中船舶阻力R（有效功率PE）变化时，螺旋桨载荷的改变，导致“定距桨”不适应，螺旋桨显得“重”或“轻”，这种情况在实船航行和交船试航中经常发生。采用“调距桨”的主要原因之一，就是调节螺距，使之适应所述变化。

1.1 可调螺距螺旋桨的推进性能

按任务书设计螺旋桨并设定桨叶转叶轴后，可以令螺旋桨叶绕该转叶轴转动，改变螺旋桨的推进性能，满足船—机—桨匹配需要。桨叶转动某个角度，会改变螺旋桨的流体动力性能数据。实际航行中，指令速度和方向、船舶阻力、主机输出功率等的改变，都会要求螺旋桨转动“桨叶片”来使之适应。通常，桨叶片转动的幅值在60～70°间，每改变一个角度，都得到一个“新”的螺旋桨，虽然在绕转叶轴转动桨叶时，螺旋桨叶的形状没有变化，但不同半径处的剖面与水流的相对位置变了，成为一个“新”的螺旋桨。需要了解绕转叶轴转动后的这个螺旋桨的流体动力性能。在以螺旋桨轴线为中心的圆柱展开面内观察，有所谓桨叶畸变问题；但当人们按设计螺旋桨图纸加工并试验模型时，无论是设计状态，还是转角后的状态，模型和实物都是几何相似、并一一对应的，只要满足流体动力相似律，则可以取得这个“新”螺旋桨的、可信的流体动力性能数据。给定一系列绕转叶轴的转动角，将得到一个螺旋桨“系列”。与一般螺旋桨图谱系列不同，这个“系列”是靠绕转叶轴转动形状已设定的螺旋桨桨叶而得到的。

为标记“调距桨”的位置，技术文件中仍采用相对半径2r/D=0.7处的螺距比值，写成（P/D）0.7，有时为简化起见，直接写P/D。例如，对于（P/D）0.7=1.0的螺旋桨，其2r/D=0.7剖面的“螺距角”γ为γ=tan-1[（P/D）0.7/0.7π]=24.45°，写为P/D=0.7π×tan24.45°=1.0，称P/D=1.0的螺旋桨。若将桨叶绕转叶轴转动Δγ=+4.17°，得“新”螺距角（γ+Δγ）=28.62°，及（P/D）0.7=1.2，称为P/D=1.2的螺旋桨；Δγ=-4.46°，得“新”螺距角γ-Δγ=19.90°，及（P/D）0.7=0.8，称为P/D=0.8的螺旋桨，其余类推。

现以上述（P/D）0.7=1.0的三叶螺旋桨为例进行讨论。该螺旋桨的盘面比为EAR=0.65，径向变螺距，由叶根到叶梢，螺距比变化量在5%（P/D）0.7内。每经螺距比变化ΔP/D=0.1或0.2，试验一只“螺旋桨”；并同时进行空泡初生（及等空泡数）试验，可测试得图1所示的螺旋桨性能图。为避免图面曲线过分拥挤，采用双层图，每图中只标出部分曲线。如图1所示，图的底层所示为涉及螺旋桨推力状态的数据推力系数KT和桨叶上空泡初生对应的数据。图的上层所示为支持螺旋桨旋转的扭矩需要（10KQ）和推进效率（ηP），即涉及功率的数据。比较图中KT、10KQ、ηP等和常用图谱（例如，B系列3 65图谱）的相应数值，可以发现数据差异在2%内，即在桨叶绕转叶轴转动4°～5°范围时，由转动桨叶所得螺旋桨，与按开发图谱的原创者所提出的系列，具有相当的推进性能。也就是说，当人们在船舶营运过程中，调节螺距角幅值不大时，获得的“新”螺旋桨的推进性能与常见图谱螺旋桨的推进性能相当。

图1 常规三叶可调螺距螺旋桨性能曲线及空泡斗（设计螺距比P/D=1.0）

1.2 可调螺距螺旋桨的空泡斗

关于螺旋桨的空泡斗，图1底层，标出背空泡初生及面空泡初生所对应空泡数σn（σn=2（p-e）/ρ n2D2，ρ—水密度，p—大气压，e—饱和蒸汽压，n—螺旋桨转数）。图中所示为σ0.5n=[2（p-e）/ρ]0.5/n D。常见民船螺旋桨的“σ0.5n”值大致在1.5左右；而高速军船螺旋桨的“σ0.5n”值可能低到1.0以下。图1中相同空泡数“σ0.5n”值条件下，不同P/D的桨“空泡斗”宽度，即由背空泡初生的JP到面空泡初生的JP值之间距ΔJP，相差较大，以σ0.5n=1.5情况为例，P/D=0.8，1.0，1.2时相应的ΔJP值约为0.27，0.17， 0.10。而文献[3]中发表的，四个系列螺旋桨的空泡斗数据，同一“σn”值下，各系列中不同P/D的螺旋桨的“空泡斗”宽度（ΔJP值）相差不大。造成这种差异的原因在于：绕转叶轴转动桨叶所得的“新”螺旋桨的螺据比的径向分布，即各半径当地剖面处螺距比P/D与2r/D=0.7处螺距比（P/D）0.7比值（P/D）/（P/D）0.7，与常见图谱螺旋桨中的螺距径向分布规律不同。常见图谱系列中不同螺距比螺旋桨的（P/D）/（P/D）0.7值变化规律基本相似，而转动桨叶所得螺旋桨的（P/D）/（P/D）0.7的变化是非线性的。的确，以图1所示三叶螺旋桨为例，该螺旋桨设计的（P/D）0.7=1.0，2r/D=0.95处螺距比P/D=（P/D）0.95=0.975，若将螺旋桨叶转动Δγ=+4.5°，得“新”螺旋桨的（P/D）0.7=P/D=0.7π× tan[24.45°+4.5°]=1.216；而2r/D=0.95处叶剖面螺距比变为（P/D）0.95=0.95π×tan[18.09°+4.5°]=1.242，原来的叶梢轻微卸载螺旋桨变成叶梢增载螺旋桨。若将螺旋桨叶转动Δγ=-4.5°，得螺距比（P/D）0.7=P/D=0.7π×tan[24.45°-4.5°]=0.798；这时2r/D=0.95处剖面的螺距比为P/D=（P/D）0.95=0.95π×tan（18.09°-4.5°）=0.721，明显是叶稍卸载螺旋桨。而螺旋桨图谱系列中不同螺距比P/D螺旋桨的叶载荷状态相近，[（P/D）/（P/D）0.7]值变化甚微。综上所述，转动桨叶，增大或减小螺距比，当以2r/D=0.7半径剖面为基准的情况，2r/D＞0.7处的剖面变化超前；2r/D＜0.7处的剖面变化滞后。因此，“调距桨”调距引起的P/D变化是非线性的。螺旋桨桨叶剖面要提供推力，粗略地讲，必须满足螺距角γ大于“进速角”β的条件，可以写成：β=tan-1[（v P/n D）/2r/D×π]，相应进速系数v P/n D=2r/D×π×tanβ，计及P/D=2r/D×π×tanγ，如图2所示，即各半径2r/D处剖面的P/D应不小于JP（v P/n D）。由于剖面螺距比变化超前，在往减小螺距角方向转动桨叶时，很“快”就出现叶稍局部P/D＜JP的情形，出现面空泡。鉴于图1所提及的螺旋桨，其原始设计P/D径向变化不大，基本上是等螺距的，现由于叶稍螺距变化超前，叶梢局部P/D增大更“快”，导致螺旋桨“背空泡初生线”沿横轴JP方向，大跨度向图面右移，背空泡起始点相对移动值更大，从而“空泡斗”宽度ΔJP变小（由0.17降到0.10）；同理，随螺距比P/D减小，叶梢局部P/D减小得更“快”，导致“背空泡初生线”沿横轴JP方向，大跨度向图面左移，从而“空泡斗”宽度ΔJP变大（由0.17升到0.27）。

图2 桨叶剖面螺距速度图

为减小螺距，令桨叶绕转叶轴转动、减小螺距角γ，当绝对值|-Δγ|进一步更大时，叶梢极易出现面空泡，“面空泡初生线”将沿横轴JP方向，大跨度向图面左移。导致空泡斗变窄，即ΔJP值变小。此外，如图1中的三叶螺旋桨，当Δγ＞∣-20°∣，则2r/D=0.95处附近的剖面螺距角本身，就是负值，对于向前航行的螺旋桨，“进速角”是正值，在低进速比JP（v P/n D）运行，在σ0.5n很高（桨转速很低）条件下，都会遇到叶梢部面空泡、叶根部背空泡同时出现的情形。这时桨叶的绕流，不再是流线形物体的绕流问题，有时还涉及脱体绕流（分离）和涡流、空化，水流变得不稳定。

当桨叶转动角度过大，同一桨叶的叶根出现背空泡，叶梢出现面空泡，剖面大多处于大攻角的条件下，虽然实桨和模型几何完全相似，却不能保证流体运动和动力相似，非流线形物体（处于大攻角下的机翼形剖面）的流线分离，与雷诺数关系很大，运动不相似，将难以进行实物—模型的流体动力测试和换算。只有在几何形状、运动、流体动力都相似的条件下，进行模型试验，才能取得可靠的数据。就可调螺距螺旋桨的绕流，进行上述物理概念方面的讨论，目的在于解释桨叶转动角度过大后，试验结果不稳定、不可重复的原因。

2 可调螺距螺旋桨快速性网络

据技术任务书的要求，完成“定距桨”设计后，通常将提供快速性预报，其中包含船航速及螺旋桨吸收功率PD（主机输出功率PB），与螺旋桨转数的关系曲线。可根据有关预报，制订主机转数与航速关系的“车令”，并在交船试航时用做考核依据。按所述预报曲线，若船舶有效功率PE（阻力R）数值未变，则转数—航速一一对应，每个转数对应单一航速值，要调节船舶航速，只能改变螺旋桨转数。现在，采用了可调螺距螺旋桨，可以通过改变“螺距”和螺旋桨转数来调节船舶航速。有了二元调节的可能，如何具体操作，应考虑那些因素，就是本节希望提出和解决的问题。

2.1 计算螺旋桨推船航行的自航点

船舶要实现均速直线航行，必须满足的条件是：螺旋桨推力T与船体阻力R（计及推力减额t）平衡条件：ZP×T（1-t）=R。计及以下关系：全船有效功率PE（PE=R×v A），船舶阻力R（R=0.5ρv2A× CR×S，CR—船体阻力系数，S—船体湿面积，v A—船航速以m/s计），螺旋桨总数ZP，螺旋桨推力T（T=KTρn2D4），螺旋桨进速v P，v P=v A（1-w），w—伴流分数，进速系数JP（JP=v A（1-w）/n D）。由关系式ZP×T（1-t）=R可推得

ZP×KT/J2P=0.5CRS/（1-t）（1-w）2D2及ZP×KT/J2P=PE/ρv3A×（1-t）（1-w）2D2

当ZP=1，则KT/J2P=0.5CR×S/（1-t）（1-w）2D2及KT/J2P=PE/ρv3A×（1-t）（1-w）2D2

在设计螺旋桨前，已经知道螺旋桨总数ZP，PEv A曲线、t、w及螺旋桨轴线吃水、桨直径限制等条件。按给定的主机输出功率PB和螺旋桨转数RPM，选用螺旋桨直径D后，除了航速v A外，上列等式的右边已经确定；等式左边的“KT/J2P”是与螺旋桨性能曲线有关的数值，其中JP[JP=v A（1-w）/n D]所含的数值，也只有v A未知。若设定需达到的航速v A，则螺旋桨的进速系数JPd=v A（1-w）/n D，“JPd”（下标“d”指期望值）也已知，上述等式中唯一待定值为

KT=[PE/ρv3A×（1-t）（1-w）2D2]×（J2P/ZP）=KTd

从而肯定：用于设计船舶达到航速v A（v A=0.5144VS）的螺旋桨，应具有所设定的KTd、JPd。可通过理论计算或到图谱上查找满足所述条件的螺旋桨。对某特定螺旋桨系列，从图谱上查，KTd、JPd对应的只有单一的螺距比线上的“点”，其Pd/D是该系列中唯一的。的确，由图1底层图也可看到所述情况。

当螺旋桨的Pd/D、JPd值确定后，在图谱10KQJP中也只有唯一的10KQ值（由图1的上层图也可看到），意味着螺旋桨只能和必须吸收的功率值为

PD=2πρn3D5KQ

当给定的主机输出功率PB值，大于或等于计及传动和轴系损失（ηT和ηS）后的螺旋桨吸收功率PD，则螺旋桨可以推进船舶在以该给定的速度v A航行。亦即船舶自主均速直线航行—自航的另一条件为

PB≥PD/（ηT×ηS）=2πρn3D5KQ/（ηT×ηS）

在设计“定距桨”时，通常给定若干航速v A、直径D，找到充分利用给定主机输出功率PB[即PB=PD/（ηTηS）]，达到尽可能高航速v A的方案。

确定了“定距桨”几何参数后，螺旋桨就具有了唯一的一组KTJP、10KQJP曲线，就可以计算得出：用该“定距桨”推船航行时的航速、主机输出功率PB与桨（主机）转数RPM关系的快速性预报曲线。由于确定了几何参数的“定距桨”，现桨叶可以绕转叶轴转动，变成了“调距桨”，它有像图1“图谱”状的KTJP、10KQJP性能曲线族，从而增加了“调距”的办法，可用来调节航速。目前，实践中经常就是按设计“定距桨”的整套步骤来设计可调螺距螺旋桨的，开始时并不考虑在实际航行中转动桨叶调节螺距角后的各种问题。

2.2 计算可调螺距螺旋桨推船航行的快速性网络

既然可以用变动主机（螺旋桨）转数，也可以用调距——绕转叶轴转动桨叶的办法，来适应船舶调节航速的需要，具体如何运作，技术上希望能有个帮助抉择的参考材料。故提出建立快速性网络的办法，来协助解决问题。为便于说明技术思路，将以某双桨船为例，进行“快速性网络”预报计算。

给定某船的有效功率PE（k W）VS（kn）关系（见表1），拟采用双机双桨方案推进，要求航速不低于20kn。并已知与螺旋桨设计有关参数如下：

主机最大持续功率PB（MCR）：　 5740k W

螺旋桨设计功率PD：　5166k W

螺旋桨转数RPM： 　200r/min

伴流分数w：　0.13

推力减额t：　0.16

相对旋转效率ηr：　1.0

齿轮箱传动效率ηT：　0.97

轴系效率ηS：　0.98

螺旋桨直径D最大允许值：　3650mm

螺旋桨轴潜深H：　3000mm

表1 船舶有效功率数据（VS以kn计；PE以k W计）

设计的是叶梢卸载螺旋桨（叶梢/标称螺距比～0.72/1.126），主要参数如下：

螺旋桨直径D：　 3650mm

螺旋桨桨叶数：　4

EAR：　0.58

螺距比分布：　变

标称螺距比P/D=（P/D）0.7　1.126

侧斜角（按剖面基线中点计）　～40.74°

按施工图纸制作直径为250mm的“调距桨”模型，进行了标称螺距比P/D由1.4到-1.0的试验，其中（按常规精度可用于快速性计算的）部分数据及相应空泡斗示于图3。背、面空泡“初生线”的变化趋势与图1所示三叶（设计螺距比接近常值）螺旋桨类似。只是由于叶梢卸载，面空泡倾向加剧，随着P/D减小，“面空泡初生线”以更大“ΔJP”向左移。

照2.1节计算螺旋桨推船自航的办法，在已知螺旋桨直径D和船舶有效功率PE（见表1）后，按KT/J2P=[PE/ρv3A×（1-t）（1-w）2D2]/ZP）式，算出不同航速VS所对应KT/J2P。假定以某一指定转数推动船以各种不同航速航行，螺旋桨转数RPM（n）和船航速VS都已定，KT/J2P也已知。相应运行空泡数σn（σn=2（p-e）/ρn2D2）也已定，则按JP=v A（1-w）/n D算得JP及KT/J2P×J2P=KT。由图3查出螺距比P/D及10KQ，得出用指定转数RPM推动船以指定航速VS航行，应有螺距比P/D和需要提供的主机功率PB。例如，要实现190RPM*17kn航行，算得：σn=2（p-e）/ρn2D2=1.87，KT/J2P=0.299，JP=0.5144VS（1-w）/n D=0.658，KT=0.129。从图3查得：P/D=0.89、10KQ=0.237，得螺旋桨将吸收主机功率PB=3140k W，并查出螺旋桨处于“不出现空泡”状态。给定一系列转数—航速，进行同样计算，可得各VS为定值时的各有关数据，包括主机输出功率PB-RPM、螺距比P/DRPM组成的曲线族—快速性网络。再核查螺旋桨空泡状态（是否出现空泡，和出现何种空泡），找到出现空泡的临界值：σ0.5n及JP（VS-RPM），从而在快速性网络上绘出空泡限界线。得到图4所示的快速性网络预报图。利用该网络预报图，可以制订船舶航行指令。例如，指定螺旋桨转数RPM不变，则可以在该图“RPM=常值”线上读得不同航速VS所要求的螺距比P/D及主机输出功率PB；或要求船舶以某恒定航速VS航行，则可以由图中“VS=常值”（纵向直线）线上，找到各种满足航速要求的RPM-P/D组合，及相应主机输出功率PB。此外，参照图上所示“空泡初生线”还可进行空泡预估。

图3 变螺距四叶可调螺距螺旋桨性能曲线（图谱）及空泡斗

当螺旋桨锁定在P/D不变位置，得出类似“定距桨”的PB-RPM曲线，图4中标出有P/D=1.0及P/D=1.1的PBRPM，由底层图的P/D线与“VS=常值”各相交点，移到上层图中“VS=常值”曲线，即得需要的曲线，图中用箭头指出绘图过程。根据图中各“P/D=常值”的PB-RPM线，可以推测：达到任务书要求主机转数时的输出功率PB，螺距位置P/D及试航速度指标。

图4 某螺旋桨的快速性网络预报图（D=3650mm方案）

由于“快速性网络预报图”是针对特定的船舶航行状态（装载排水量、船体污底、海况等）的PB-VS所制定的，若船舶航态未变，每一RPM和P/D对应唯一航速。当船舶状态变化后，该如何改动船舶航行指令，也可通过类似估算，提供参考。

3 利用快速性网络权衡设计“调距桨”

为评价船舶推进性能和验收船舶的快速性和主机外特性指标，在设计“定距桨”时，通常是在设计指定状态，试航检查螺旋桨，能否在设定输出功率PB下，达到指定航速，作为参考指标，有时检查螺旋桨激发的船体和机械振动情况。对于验收船用发动机，所述试验十分重要，因为只有通过试航，才能检查主机装船后的输出功率特性等，是否符合铭牌额定指标。但是，实际船舶，经常以低于最高航速的速度运行，鉴于“定距桨”在变动航速时，其进速系数JP变化甚微，达到更高设计航速的螺旋桨，较低航速时也是与设计工况相近效率较高的方案，随着航速（转数）的下降，螺旋桨的空泡状况也有改善。但是，一旦船舶航行状态（风浪、污底、装载、主机磨损等）发生变化，“定距桨”将显得不适应，故而提出采用“调距桨”的命题。当螺旋桨有可能进行二元调节，来适配船体—主机新的状态后，从20世纪80年代开始，还曾有的船舶、螺旋桨供货方提供的“调距桨”操作指南：仍指令螺旋桨转数不变，改变螺距直到实现要求的较低自航速；也有将“螺距”先调整到适配状态后，靠调节螺旋桨转数来实现要求降低航速的指令，直到转数低至额定值的～70%，才允许调节螺旋桨螺距。供货方均未对其提供的调速办法做出解释。下面将利用快速性网络预报图，来讨论可调螺距螺旋桨的运行指令问题。

3.1 满足船舶快速性要求的可调螺距螺旋桨技术指令

（1）由图4所示快速性网络可见，若指定螺旋桨以200RPM[1]转动，当螺距P/D≈1.15时，背空泡开始出现，航速可能达到VS≈21kn，螺旋桨吸收功率将超出主机输出功率极限；当螺距比调至P/D≈0.9时，航速VS降至约18kn以下，开始出现面空泡，若航速再下降，螺旋桨的推进效率越来越差，面空泡剥蚀也将越来越严重。

（2）该船以低于～19.5kn航行时，将螺旋桨置螺距P/D≈1.0（常值），采用降低螺旋桨转数的办法，在相同的航速VS条件下，使桨吸收功率相对低些，还有利于避免面空泡；在同一航速要求下，采用相对略低的转数、相对略高的螺距比P/D，甚至对效率和空化还更有利。由此可见，采用“调距桨”，不能取消主机的调速功能，至少主机应该有可能需降到70%额定转数区稳定运转的外特性。

2.2节中的示例，是取尽可能大的直径D来设计螺旋桨螺距比P/D，实船试航有可能在主机短期超载下，取得显著超过航速指标的效果，到日常航行时，再降低螺距比营运。按给定有效功率及螺旋桨试验数据计算，该船以P/D≈1.1试航，吸收功率PD≈5900k W时，可达到航速VS≈21kn。要达到设计要求状态，螺距应减小到P/D≈1.05，届时将达到主机输出功率PD=5166k W、航速VS≈20.4kn，满足技术任务书指标。严格地讲，试航和日常营运时用的螺旋桨，都“不是”原设计（P/D=1.126）的方案，而是个叶梢卸载程度（与原设计方案比）更甚的螺旋桨。

3.2 改变可调螺距螺旋桨设计（选用）直径后的快速性

本来在设计螺旋桨时，直径、螺距比分布、剖面翼型、侧斜、纵倾等等，都是需要仔细考虑的参量，鉴于2.2节中所述方案偏重，为探讨利用快速性网络，进行螺旋桨权衡设计及制订“调距桨”操作指令的可行性，尝试改变螺旋桨直径，看看会出现什么情况。先假定减小2.2节中示例螺旋桨的直径，在船舶有效功率PEVS关系不变的条件下，试算出快速性网络。选择计算方案之前，先按“定距桨”要求，选择满足设计要求的“定距桨”，算得俄罗斯1973年手册资料推荐四叶螺旋桨：D=3530mm、P/D=1.1、EAR=0.58[4]；还算得B系列螺旋桨可用方案之一：B455、D=3550mm、P/D=1.1[5]。现假定选用与图3所示模型形状完全相似的，直径减小到D=3400mm实桨，按同一流体动力数据图3，进行快速性网络计算。直径D=3400mm算例的选择，是随意的，只是希望充分显示改变螺旋桨直径的影响。按计算图4同样步骤进行，得图5所示快速性网络预报结果。

3.3 选用不同直径的“调距桨”的综合评估

比较图4、图5可见，当200r/min时，两个方案都满足达到航速VS≥20kn的任务书要求。其中，D=3650mm的螺旋桨以P/D≈1.05运行，可达到约20.4kn航速；而D=3400mm的螺旋桨以P/D≈1.26运行，只能达到约20.2kn航速，且在试航最大航速时，出现背空泡。按计算，D=3650mm螺旋桨，在均匀流场中不会出现背空泡。证实“定距桨”设计时，采用工程允许的更大直径螺旋桨，确实是有利的。

图5 某船螺旋桨的快速性网络预报图（D=3400mm方案）

船舶在实际营运或执勤时，大多以低于“交船试航”速航行。为适应非“设计工况”航行需要，本是以更高的技术含量制造、采用“调距桨”的原因之一。除了一般工程设备的可靠性外，为安全利用在水中运动的船舶推进器——螺旋桨，必须保证桨叶的抗剥蚀强度，不致出现按工程经验不可接受的“空蚀”——流体空化所导致的剥蚀。现有的共识是：在螺旋桨实际运行中，只要高速时未导致螺旋桨“失推”（因空泡导致推力系数KT不随进速系数JP的减小而增大，反而降低），出现背空泡是可以允许的，但面空泡却应该极力避免，它会造成螺旋桨从“导边”附近起出现叶面剥蚀。严重的面空泡，经短期营运（例如有挖泥船仅作业两周）螺旋桨就剥蚀损坏；“轻微的”面空泡，也会在螺旋桨叶面留下剥蚀痕迹，如曾有“调距桨”减小螺距轻载全转数试航后，桨叶压力面表面就出现粉状金属析出物。另外，在指令航速下，螺旋桨消耗功率，或耗油最低的方案，也是实船营运中的选项。基于以上考虑，进行以下比较。

1）相同转数RPM下，螺旋桨“无空泡运行区”的速度范围

指定螺旋桨转数后，为改变航速，需调节螺距，从而螺旋桨的流体动力性能随之发生变化，会导致空泡现象次第出现，具体数据可由图4、图5读得，结果见表2。表中部分背空泡“高速端值”由图面外插得出，未考虑增大螺距比后，螺旋桨的功率需求，是否是主机所能满足（拖动）的。出现面空泡的“低速端”速度，指该转数下为船舶减速而减小螺距后，桨叶出现面空泡的相应航速。装备直径D=3650mm的“调距桨”的船舶，以转数200r/min运转，指定以18kn的速度航行的话，要准备遇到面空泡。装备直径D=3400mm“调距桨”的船舶，以转数200r/min运转，航速低到15.5kn，仍可以避免面空泡。前者的“无空泡运行速度”范围为ΔVS=21.3-18=3.3kn；而后者为ΔVS=19.5-15.4=4.1kn。这也意味着在不均匀伴流场中，后者适应伴流不均匀的性能更好。综合地看，D=3400mm“调距桨”的空泡性能，优于D=3650mm“调距桨”。这个比较还提示：据试验认定可以避免面空泡的叶梢卸载可调螺距螺旋桨，在实际运行中最好避免进一步减小螺距，以防出现与面空泡有关的技术问题。有研究显示，据设计要求将“母型调距桨”螺距比减小后，试验曾发现螺旋桨叶梢“导边”出现面空泡，后采取措施在实验中消除，并改进设计方案，若试航中再进一步调低螺距比，就要有再次遇到面空泡的准备。当然，应该承认，“调距桨”出现上述问题，也不是与有效功率PE的给定无关，随着PE的变化，要保持同样的航速VS及转数RPM，必须改变螺距比P/D，从而遇到不同的空泡现象，及面临可能的面空泡危险。通常随着营运期的增长，船舶污底、阻力增大，在主机功率允许条件下，要保持原有转数RPM与航速VS关系不变，必须加大螺距，从而有利于避免面空泡。

表2 比较“调距桨”的“无空泡运行速度”（kn）范围

2）以不同螺旋桨转数RPM推进船舶以指定航速VS航行的效率比较

既然可以以不同RPM-P/D组合，来满足指定速度VS航行的需要，希望比较一下，选用不同直径的“调距桨”后，怎样影响船舶航行的能耗、推进效率。为此，在指令VS=常值（75%设计航速以上）的情况下，取若干螺旋桨转数RPM推船运动，由“快速性网络”图4、图5中，读出主机输出功率PB及“调距桨”设置螺距比P/D，列于表3中。可以看到，对于选作比较的两个螺旋桨方案，所有比较的航态，为达到同一航速VS，采用较低螺旋桨转数（螺距比更高）后，螺旋桨向主机所索取的功率PB总是低些。再者，在低于设计最高航速的航态（约低于18.5kn时），较小直径D=3400mm的“调距桨”，反而效率高出约4～10个百分点。这是因为：较小直径D的“调距桨”，将以更高的进速系数JP及更高的螺距比P/D运行，桨正好处于相对高效率范围。

表3 以不同RPM～P/D组合推船航行的推进功率比较

综上所述，对于选作示例的、带“减振降噪”要求设计的叶梢卸载螺旋桨，采用更小直径、更高“螺距比”的方案，在实际运行中，将具有更优的推进和空泡（抗剥蚀、振动）性能。

4 结语

除了利用“快速性网络”图进行可调螺距螺旋桨的权衡设计外，本报告推荐用“快速性网络”图来管理船舶的操作指令，充分发挥“调距桨”所带来的工程效益。所引述的算例证实，曾有由供货方提出的“令转数RPM不变、仅靠调节螺距角”的办法，用来设定操船指令，会导致严重的面空泡剥蚀——“空蚀”及推进效率极差。相比之下：按管理定螺距螺旋桨操作指令的传统，在一定航速区，只准用改变螺旋桨转数RPM的办法，来调节航速，直到航速足够低时，才允许“调距”，虽然限制了“调距桨”效能的发挥，但实际效果较好。本计算例子还表明，有可能选用不同的转数—螺距（RPM-P/D）组合，来取得更好的应用效果。例如，在降低转数的同时，增大“螺距”，就有可能提高效率、消除面空泡威胁。当船舶在营运中有效功率PE（阻力）变化后，也应针对变化后的PB，计算“快速性网络”图，制订新的操船指令。

在设计可调螺距螺旋桨时，可以权衡选择的参量很多，作为演算示例，本报告只选了直径D一个变量，工程中各种船舶有各自的要求，应该选择最主要的影响参量，进行“快速性网络”图计算，加以权衡评估。例如，以最高交船航速时减小振动为目的的叶梢卸载方案，不一定是满足执勤航速减振降噪要求的较佳螺旋桨。也有可能选用另一种螺距分布，当全功率高速试航时，加大“螺距”运行，在试航时也能考核主机额定功率及达到设计航速，可能取得实际执勤航行时效能较佳的结果。

[1]RPM指转/分。