噴水推進裝置進水結構水力流動及能量特性研究

羅 燦，雷帥浩，成 立，劉 浩

(揚州大學水利科學與工程學院，江蘇 揚州 225009)

0 引 言

不同于傳統開敞式的螺旋槳推進裝置，噴水推進裝置內藏于船舶，通過將吸入裝置內的水加速噴出，利用反向作用力推動船舶航行[1]。近年來，噴水推進裝置以其高效率、噪聲低和優異的抗汽蝕性能得到廣泛應用[2]。進水流道是噴水推進裝置進水結構中的關鍵部位，其性能不僅直接影響到推進泵的進水情況，還會影響到裝置的整體性能。已有研究結果表明[3]，約7%～9%的軸功率損失于流道內。金平仲[4]基于損失產生的基本原理，用數學推導的方式推導出噴水推進泵裝置效率的影響因素，指出進速比、邊界層和管道損失系數對管道效率有很大影響，減小管道損失是提高噴水推進效率的關鍵。Tatsuo Kashiwadani[5]針對表面效應艇MEGURO2，設計了噴水推進系統進水管道。P A Brandner和G J Walker[6-7]采用壓力探針和目測的實驗方法，對噴水推進泵裝置平進口流動進行了定量和定性的實驗研究，發現在很大范圍的運行工況唇部都有汽蝕發生。魏應三等[8]根據不同的流道傾角建立了6種不同的流道模型，研究了流道傾角對噴水推進泵裝置進水流道的影響。彭云龍等[9]以高速摩托艇的噴水推進器為研究對象，對流道幾何進行了優化，將噴水推進的效率提高了6%。羅燦等[10]分析了不同流量工況下進水流道各段的水力損失，驗證了水力損失與流量的正比關系，發現各段水力損失百分比受流量因素的影響很大。許慧麗[11]對一種平進口式噴水推進器流道建立數值模型，從流道的壁面壓力分布、流場均勻性和流動分離3個方面比較和分析了進流方向對流場特征的影響。李臣[12]利用參數化方法設計了4種不同流道傾角的噴水推進泵橢圓形進水流道，并采用三維雷諾平均N-S方程和RNGk-ε湍流模型對其流場和性能進行數值仿真。從流道的出流均勻性、流動分離方面分析在保持進口速比不變，不同流道傾角時流道內流場的變化情況，為噴水推進器進水流道傾角的設計提供依據。本文針對噴水推進裝置進水結構能量特性和水力流動特性展開分析，豐富噴水推進裝置理論，為進一步優化裝置性能提供技術支撐。

1 數值模擬方法

1.1 控制方程

自然界的流動需要同時遵循質量守恒、動量守恒和能量守恒三大定律，噴水推進裝置的運行忽略傳熱因素，不考慮能量方程，控制方程包括連續方程和動量方程。將噴水推進裝置看做空間固定的有限控制體，水由進口流入，由出口流出，控制體內的流動為常粘度不可壓縮的湍流，密度不隨時間發生變化。笛卡爾直角坐標系下，本文采用以下偏微分控制方程：

式中：ρ為水的密度；u為速度；P為作用于流體微元體上的壓力；μ為水的動力粘度；i，j為坐標軸方向；F為體積力。

1.2 三維幾何模型

受船底邊界層等因素的影響，噴水推進泵裝置進口處的水流為不均勻入流，噴水推進泵裝置的進口并非進水流道的進口。為保證數值模擬的準確性，不能僅對單獨的噴水推進泵裝置進行數值模擬，計算域還需包括船底水體部分。為便于網格剖分，將復雜的計算域分為結構相對簡單的子域分別繪制，按照水流的前進方向，計算域分為船底水體、進水流道進口收縮段、進水流道彎管段和出口水平段、葉輪進口過渡段、葉輪、導葉和噴嘴共計7個子域，如圖1所示。水體的三維尺寸為長30D，寬5D，深8D[13]。

1.3 網格剖分

根據作用和幾何特征的不同，將進水流道分為進口收縮段、彎管段和出口水平段。為了方便網格的剖分，分別對進口收縮段和彎管段、出口水平段進行建模。研究表明，進水流道的入流傾角、唇角和長度均為影響流道性能的重要因素，這些因素主要集中于進口收縮段，因此主要針對該部分網格展開無關性分析。當進口收縮段的網格數超過103萬，進水流道內的水力損失基本不變，計算域網格總數為325萬，圖2為噴水推進泵及進水流道收縮段的網格。

圖1 計算域Fig. 1 Computational domains

圖2 網格剖分Fig. 2 Mesh generation

1.4 邊界條件

船底水體進口取在離裝置進口足夠遠處，設置為速度進口，大小為8 m/s。出口設置為平均靜壓出口，參考壓力為1 atm。壁面邊界為噴水推進裝置進水流道、泵軸、葉輪、導葉和噴嘴的固體邊界，以及船底矩形水體除進出口外的其他4個面，設置為無滑移條件，并采用scalable壁面函數對壁面進行處理。基于多坐標系法，除與噴水推進泵葉輪進出口斷面的交界面設置為動靜交界面外，其他均設置為靜靜交界面，轉速設置為700 r/min。

2 計算結果分析

2.1 分析參數

為了評價斷面上流動的均勻性和平順性，常選取軸向速度分布均勻度Vau和加權平均角θa展開分析，其計算公式如下式：

式中：va為流道出口斷面的平均軸向速度；n為節點數；vai為流量出口斷面節點上的軸向速度；vti為流道出口斷面節點上的橫向速度。

軸向速度分布均勻度Vau值越接近100%，斷面上的流速均勻性越好。加權平均角θa值越接近90°，流速方向與斷面垂直度越好，水流的平順性越好。

2.2 水力外特性

揚程和效率這2個參數直接反映了泵裝置的外特性性能，泵裝置的揚程和效率如下式：

式中：Q為體積流量，m3/s；ρ為水的密度，取103kg/m3；g為重力加速度，取9.81 m/s2；HT為推進泵揚程，m；Pint為推進泵進口總壓，Pa；Poutt為推進泵出口總壓，Pa；η為推進泵效率；P為軸功率，kW。

以最高效率點（BEP）的流量和效率為基準，對其他流量工況的流量和效率作歸一化處理。

圖3為該裝置的外特性曲線，包括裝置的Q-H曲線和Q-η曲線。圖中工況C的效率最高；在0.5QBEP附近，裝置進入水力不穩定區運行；B工況為水力不穩定區的拐點，文獻[14]將B工況和A工況分別稱為臨界失速工況點和深度失速工況點。隨著流量的增加，效率逐漸增加，在QBEP處達到最高效率點，流量繼續增加時，效率迅速下降。Q-η曲線中，高效區的范圍大致在0.76QBEP～1.1QBEP。

圖3 水力性能曲線Fig. 3 Hydraulic performance curve

2.3 進水流道三維流態

圖4為不同流量下流道內的三維流態側視圖和局部細節圖。其中，左側為流道內的三維流態側視圖，右側顯示的是三維流態側視圖黑框范圍內的局部加密流線圖。通過比較各子圖發現：水沿著船底和流道上側流入裝置；唇部附近的流線有凹陷的趨勢，流量越小，凹陷趨勢越明顯，隨著流量的增加，流線凹陷趨勢逐步減輕；流量為0.33QBEP時，可見在流道背部和彎管段后的流道上部兩側對稱分布著十分嚴重的回流和螺旋流，該回流幾乎充斥于唇部上側的整個進水斷面，唇部處的水彎折嚴重，螺旋流的范圍也較大，占據了近一半的流道空間，這樣的不良流態將嚴重影響水泵的入流流態和裝置的整體性能；流量超過0.5QBEP后，回流便消失，流量分別為0.5QBEP和0.67QBEP時，仍可見輕微螺旋流的發生，隨著流量的進一步增加，螺旋流逐漸消失不見，流道內的水流趨于平順。

圖4 進水流道三維流態側視圖及局部細節圖Fig. 4 Side view and partial detail view of 3-D flow pattern in the passage inlet

2.4 進水流道能量變化特性

為了詳細地捕捉進水流道各段關鍵斷面上的能量特性和流動特征，沿水流的流動方向依次截取了流道進口斷面、進口收縮段軸前斷面、進口收縮段出口斷面、彎管出口斷面和流道出口斷面等5個特征斷面，記為n-n斷面（n取1～5），如圖5所示。

假定噴水推進裝置內的工作介質為不可被壓縮的理想流體，因此可以采用伯努利方程計算不同流量工況下各分析斷面的能量特性，如下式：

圖5 進水流道能量系數曲線Fig. 5 Energy coefficient curve in the passage inlet

式中：γ進水流道進口斷面為參考面；Hi為斷面高程；Pi為斷面壓力；vi為斷面平均流速。

以最優工況進水流道出口斷面能量為基準，計算不同流量工況下各斷面能量與其的比值，將該比值定義為能量系數ζ。將不同流量工況下各斷面能量系數ζ的計算結果繪制成進水流道能量系數曲線，如圖5所示。其中，橫坐標為各斷面距進水流道出口的相對距離x/l，l為流道長度，縱坐標為斷面能量系數ζ。由于不考慮推進泵，流道內的能量損失為水力損失，不存在容積損失和泄漏損失。結果表明，0.33QBEP流量工況下，能量系數ζ變化量最大，隨著流量的增加，流道進口到出口斷面的能量持續降低，該趨勢逐漸下降，水力損失不斷增加。流道出口斷面能量隨著流量的增加而增加，不穩定區流量工況能量增加幅值較大。小流量工況下進水流道背部兩側的回流增加了水力損失，且在流道唇部上側水流發生偏折流出流道引起了流量損失，由1-1斷面過渡到2-2斷面、3-3斷面時，能量系數ζ曲線斜率較大，隨著流量的增加，斜率逐漸減小。由3-3斷面過渡到4-4斷面時，由于彎管段有螺旋流的存在，小流量工況下的能量系數ζ曲線斜率略高于其他工況。流量超過0.67QBEP后，即高效區附近，4-4斷面到5-5斷面的水力損失很小，尤其是最高效率點，但隨著流量的進一步增加，直管段水力損失增加，能量系數ζ曲線斜率略有增加。

2.5 進水流道斷面速度分布情況

沿流動方向各斷面上的軸向速度分布也反映了流道內的流動特性，故分別將不同流量各斷面上的軸向速度分布圖如圖6所示。比較后發現：1-1斷面中心速度較大，2-2和3-3斷面上的軸向速度呈現出左右基本對稱的趨勢；除0.33QBEP流量工況外，斷面4-4上的軸向速度也呈左右對稱分布；流量在0.33QBEP～0.67QBEP的范圍內，2-2斷面近唇部處存在負流速，這表明該斷面上水流出現反向偏折；除0.33QBEP流量下，5-5斷面軸向速度分布左右不對稱較嚴重外，其余各流量下，5-5斷面軸向速度分布均較為對稱，該斷面上的軸向速度分布情況將直接影響到葉輪的進水流態，進一步會影響到裝置的性能。

圖6 不同流量下各斷面軸向速度分布圖Fig. 6 Axial velocity distribution of each section under different flow rates

為研究流道出口斷面軸向速度分布與裝置性能的關系，將5-5斷面作為研究對象，分析該斷面軸向速度的分布情況，通過式（3）和式（4）計算了各流量下該斷面上的軸向速度分布均勻度Vau和加權平均角θa，計算結果如表1所示，變化曲線如圖7所示。

通過比較發現：1）流量從0.33QBEP增加到0.67QBEP時，Vau分別依次增加了14.36%和10.88%，增幅變小；流量從0.67QBEP增加1.33QBEP時，Vau分別依次減小了1.22%，8.15%，21.43%和19.31%，減幅逐漸增大；0.67QBEP和1.33QBEP的流量工況下，Vau達到最大和最小，分別為68.78%和18.67%，二者之間的差值達50.11%。2）流量從0.33QBEP增加到0.5QBEP時，θa增加了3.63°；流量從0.5QBEP增加到0.67QBEP時，θa減小了0.07°。隨著流量的進一步增加，θa單調遞增，且增幅越來越小，分別為0.12°，0.11°，0.10°和0.05°；流量分別為0.33QBEP和1.33QBEP時，θa分別取最小值和最大值，分別為79.44°和83.40°。

流道出口斷面的Vau與流量之間的關系并非單調變化的，而是先增加后減小，其變化趨勢與揚程性能曲線相似，但曲線拐點不一致，這2條曲線的拐點分別發生在0.67QBEP和1.0QBEP。隨著流量的增加，出口斷面上的θa也非單調變化的，而是先增后減再增的變化趨勢，這與裝置揚程的整體變化趨勢完全相反，二者呈反相關關系，其產生變化的流量拐點亦完全吻合。這表明，裝置出口斷面上的流態與裝置性能有著較為密切的關系，但并非簡單的正相關或負相關的關系，最優工況對應的不一定是最優的出口斷面流態，這是由于推進泵性能的影響因素較多，流道出口斷面流態的好壞只是影響推進泵性能的一個方面。此外，它還反映著流道性能的好壞。

表1 流道出口斷面軸向速度分布均勻度和加權平均角Tab. 1 The uniformity and weighted average angle of the axial velocity distribution on the outlet of passage inlet

圖7 流道出口斷面軸向速度分布均勻度和加權平均角變化曲線Fig. 7 Distribution uniformity and weighted average angle curve of axial velocity on the outlet of the passage inlet

3 結 語

基于CFD技術對噴水推進裝置進水結構能量特性和水力流動特性展開研究，得出以下結論：

1）噴水推進裝置外特性曲線存在明顯的水力不穩定區，0.67QBEP流量工況和0.5QBEP流量工況分別為臨界失速工況點和深度失速工況點，高效區的范圍大致在 0.76QBEP～1.1QBEP；

2）小流量工況下，流道背部和彎管段后的流道上部兩側發生嚴重的回流和螺旋流，隨著流量的增加，回流和螺旋流均逐漸消失。

3）0.33QBEP流量工況下，能量系數ζ變化量最大，隨著流量的增加，流道進口到出口斷面的能量持續降低。由于回流的存在，進口收縮段在小流量工況下能量系數曲線斜率比較陡，該趨勢會隨著流量增加而趨于平緩。彎管段亦因為螺旋流的緣故，在小流量工況下呈現出較大的斜率。高效區附近的直管段能量系數曲線斜率接近于0，超出高效區，該斜率增加。

4）流道出口斷面軸向速度分布均勻度變化曲線與揚程性能曲線趨勢相似，但產生變化的流量拐點稍有差異。出口斷面速度加權平均角與裝置揚程曲線變化趨勢完全相反，二者呈反相關關系，產生變化的流量拐點亦完全吻合。