噴水推進組合體組合舵在不同航態下的內部流動數值模擬

龍 云，鐘錦情，諶 勇，張 巖，萬初瑞，朱榮生

(1.江蘇大學國家水泵及系統工程技術研究中心，江蘇鎮江 212013；2.上海交通大學機械系統與振動國家重點實驗室，上海 200240；3.中國船舶及海洋工程設計研究院噴水推進技術重點實驗室，上海 200011；4.中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200011)

0 引言

不同于19世紀就發展起來的螺旋槳推進，噴水推進是近40年發展成熟起來一種特殊推進方式，它利用推進泵噴出水流的反作用力推動船舶前進[1]。噴水推進裝置主要有2種形式：內置式和外懸式。隨著高性能船舶的發展，噴水推進所具有的機動性和操縱性好、淺吃水、振動噪聲小、高航速下推進效率高、抗汽蝕能力強等優點使其得到了越來越廣泛的應用[2]。

本文所研究的外懸式噴水推進組合體是國內獨創的一種節能型推進裝置，其外形類似導管槳，大多安裝在具有隧道尾部線形的工程船舶上，推進泵和組合舵是該裝置的主體，如圖1所示。噴水推進的效率與泵的運行效率息息相關，因此很多專家學者都對此進行了深入研究。韓偉[3]對不同導葉與葉輪軸向間隙系數的噴水推進泵模型進行了數值模擬，研究了不同軸向間隙系數下泵外特性、內部流動能量轉化以及推力特性的變化規律。易文彬[4]通過對某航速下噴泵外旋及內旋時推進器推力、流量、軸功率、泵效率及推力效率的比較，預報了某噴水推進器外旋和內旋對推進和噪聲性能的影響。常書平[5]采用相同的葉片軸面流線載荷分布和葉輪出口環量分布規律，改變導邊與隨邊位置設計出多個噴水推進泵葉輪并進行了數值模擬，研究了導邊與隨邊設計對噴水推進泵性能的影響。張文[6]和史俊[7]建立了多種不同進水口面積和進口長度的流道模型，通過對不同進速比(IVR)的模型進行數值計算得到了流道內流場的流動特性，分別從流道出口速度加權平均角壁、面空化情況、流道過流損失等方面分析了不同進水口面積和不同進口長度對噴水推進泵進水流道流動性能的影響。

圖1 噴水推進組合體Fig.1 Water-jet assembly

有學者在噴水推進器的參數優化方法上進行了研究。張天行[8]以推力作為評價指標，基于信噪比的概念，采用正交試驗法分析轉子葉片數、定子葉片數及定子安裝角度對噴水推進器參數的影響。郝宗睿[9]基于改進粒子群算法和數值仿真技術，以升阻比和壓力分布為優化目標，對噴水推進泵葉片進行了優化設計。張巖[10]研究分析了支架葉片數、軸支架葉片出口安放角、軸支架與葉輪動靜間距和葉輪葉頂間隙對等不同的幾何結構參數對噴水推進泵水力性能的影響。蔡佑林[11]為解決新型噴水推進收縮流泵因徑向尺度小、導葉動負荷大引起的水動力問題，提出一種用于噴水推進收縮流泵導葉水動力設計的三元可控速度矩方法，其優化效果也得到了驗證。還有學者在空化問題上進行了大量的研究。Xu[12]采用比例自適應模擬（SAS）湍流模型和Zwart-Gerber-Belamari(ZGB)空化模型進行了數值模擬，以了解葉尖區域的空化-渦相互作用。結果表明，所有的渦識別方法都能準確預測葉尖區域的葉尖分離渦。Han[13]采用大渦模擬(LES)方法，結合ZGB空化模型，對推進泵葉頂間隙附近的湍流空化流動進行數值模擬，研究了空化渦相互作用機理。TAN[14]使用高速攝像結合壓力和性能測量結果，研究了軸流式噴水推進泵內汽蝕破壞的具體機理。龍云[15– 18]以某型噴水推進泵為研究對象，采用高速攝像技術開展了噴水推進泵臨界空化工況空化流動結構演變規律的試驗，研究了空化流動結構演變規律及其對噴水推進泵性能的影響，并通過對流速等值面漩渦結構的分析，總結了影響高速流體區結構發展的主要因素，其提出的一種基于單相介質葉輪壓力等值面的汽蝕預測方法，也可以用于加快噴水推進泵的水力優化設計。

在諸多學者的深入研究下，噴水推進泵的高效穩定運行已經基本得到了保證。但事實上，系統效率也很大程度上決定了噴水推進器的推進效率，而系統效率主要受速比和管道損失系數2個因素影響，速比由噴口面積決定，管道損失系數則有噴口損失和進口流道損失組成，由于噴水推進組合體外懸式的特殊結構，其進口流道損失可以忽略不計，但與常規內置式噴水推進器不同，噴水推進組合體的反射水流是從噴口和組合舵的間隙噴出的，然而目前的研究主要集中在噴水推進泵及進水流道，由于操舵倒航機構模型試驗需要巨大的資金投入，目前國內對于操舵倒航機構的試驗研究嚴重不足。王俊、李貴斌等[19–20]對2種常規型式的操舵倒航機構進行了數值模擬，并結合公開的實驗數據驗證了數值模擬方法的有效性。對于噴水推進泵組合體組合舵的研究更少，劉雪琴[21]曾針對噴水推進泵組合體組合舵的受力和結構強度進行過研究分析，認為組合體的結構在強度上是合理的，但沒有對舵內流動結構優化進行更深入的研究。因此，本文在除受力分析之外對組合舵的內部流場開展進一步的研究分析，改善組合舵內流動結構，提升噴水推進組合體的推進效率。

本文對不同航態下的某型號噴水推進組合體進行流場數值計算，其航態由組合舵的舵板和舵殼協同控制，提取不同航態下的組合舵內部流動和尾流場進行分析，探究其流動規律，對噴水推進組合體的優化設計提供參考。

1 噴水推進組合體部件組成及計算設置

1.1 推進泵

推進泵主要由泵殼、前支架、動葉輪、噴口（含導葉片）和尾軸系組成。模型的基本參數如表1所示。推進泵通過泵殼與船尾的連接懸掛于船尾。

表1 模型基本參數Tab.1 Model geometric parameters

1.2 組合舵

如圖2 所示，組合舵由舵殼、兩側固定側板和中舵板組成，舵殼和中舵板通過套管舵桿與控制機構相連接，可分別控制舵殼和中舵板繞軸旋轉，形成不同的流道，控制噴射水流的方向和流量分配。舵殼為中空箱式焊接結構，橫截面呈橢圓形。中舵板轉動到一定角度時可與舵殼和側板貼合，實現流道的關死[1–2]。

圖2 組合舵三維結構圖Fig.2 Three-dimensional structure of built-up rudder

1.3 數值計算方法

根據文獻[22]建立噴水推進泵組合舵靜止域幾何模型，經實際計算發現，縮小組合舵靜止域尺寸并不會對舵內流場造成可見的明顯影響，故為減少網格數量降低計算消耗，最終建立直徑為5D，長為10D的圓柱形流體域捕捉舵后的尾流場，如圖3所示。

圖3 組合舵計算域Fig.3 Calculation domain of built-up rudder

采用混合網格方案進行計算前的網格劃分，使用Turbo Grid 對前支架、葉輪和導葉進行結構化網格劃分，增加了泵前進水管并使用ICEM進行結構化網格劃分，組合舵靜止域采用非結構網格，具體的網格如圖4 所示。

圖4 推進泵流體域網格Fig. 4 Fluid domain grid of waterjet assembly

采用商用軟件Ansys CFX 19.0完成噴水推進泵組合體流動計算。計算中液相為25℃水，其密度997 kg/m3，動力粘度為8.899×10?4kg/(m·s)，采用SSTk-ω湍流模型。僅對噴水推進泵設計工況點進行計算，進口邊界條件采用質量流量速率，組合舵計算域邊界設置為opening[23]。壁面邊界條件采用無滑移壁面。葉輪計算域設置成轉動，轉速為361 r/min，葉片和輪轂設置為轉動，輪緣壁面速度設為Counter rotatingwall，導葉、前支架、進口段和組合舵設置為靜止。轉動部件和靜止部件交界面設置為Frozen Rotor Interface。對流項格式選擇High Resolution，采用預設迭代步數為1000。

將數值計算得到的揚程H數據根據國際標準委員會標準（IEC）按照下式進行無量綱轉化：

式中:EnD為無量綱能量系數；H為揚程，m；n 為轉速，r/min；D為葉輪名義直徑m；g 為重力加速度，m/s2。

調整網格密度生成5套網格方案進行網格無關性驗證，方案詳情及計算結果如圖5 所示。從圖中可以看出，隨著網格的不斷加密，能量系數EnD和效率 η變化均很小，為了盡可能捕捉到更精細的流場結構，綜合考慮計算消耗，最終選擇方案4 進行計算，其網格總量為1129 萬。

圖5 網格方案及無關性驗證Fig.5 Grid schemes and independence test

1.4 內部流場分析

為了充分展現不同航態下的組合舵內部流動狀態，選取與舵桿垂直的軸面截面，并獲得截面上的壓力分布、速度分布和流線圖。為了方便比較分析，不同方案下的截面圖均采用了統一的云圖標尺表示，此外還有能直觀表現整體流場的3D 流線圖等。最后對不同轉動角度下的噴水推進泵組合體進行受力分析。

2 不同航態下對應的組合舵形態

在實際應用中，通常會在船舶兩側各裝配一套噴水推進器，并通過兩側噴水推進器間的配合完成對整船航態的控制[1]，本文對單個噴水推進器進行分析研究。

2.1 正航及正航轉向

分別選取舵殼與中舵板同步轉動0°，15°和30°時的狀態開展數值計算并對流場進行分析，其中當舵殼與中舵板同步轉動0°時為正車直航狀態，當舵殼與中舵板同步轉動15°和30°時為正車轉向狀態。組合舵模型如圖6所示。

圖6 正航時的同步轉動角度Fig.6 Synchronous rotation angle of forward navigation

2.2 減速及倒航

可通過調節中舵板的轉動角度實現對正車流道的控制以產生不同方向及流量的噴射水流，最終實現減速及倒航航態的控制，可在原動機輸出功率及轉速不變的情況下實現對船舶航速及航向的無級調節。本文選取中舵板轉動角度分別為15°，30°及舵板關死等幾種情況進行數值計算。組合舵模型如圖7所示。

圖7 減速及倒航時的中舵板轉動角度Fig.7 Rotation angle of middle rudder plate during deceleration and reversing

3 結果分析

3.1 正航時同步轉動角度對舵內流動和尾流場的影響

對不同舵殼與中舵板同步轉動角度下的模型進行數值計算，并對3D 流線圖和截面云圖及流線圖進行提取，分析不同的同步轉動角度對組合舵內部流場的影響。

圖8～圖10分別為3D流線圖、軸面截面速度分布及流線圖。可以看出，組合舵的整體轉動改變了噴口后流體的流動方向，噴射尾流方向改變的結果是船舶轉向力的產生，以此控制船舶正航轉向。不同同步轉動角度同樣影響了舵流道內部和尾流場的速度和壓力分布，轉動方向一側的流道內出現了低壓區，低壓區與速度分布中的高速區基本對應。值得注意的是，在轉動角度存在的情況下，雖然因為限制射流和中舵板所產生的康達效應，左右流道的出流方向成對稱分布，但噴射尾流的分布并沒有與中舵板骨線成對稱分布，原因是組合舵轉軸在中舵板中部，在同步轉動時，雖然兩側流道沒有改變，但中舵板進口邊橫向位置的變化改變了左右流道的流量分配，左右流量變化導致流速變化，再加上組合舵轉動引起的左右流體域變化，最終射流發生了與同步轉動方向相反的偏轉，高速流體沖擊造成的漩渦還使得舵后出現了較大區域的低壓區。

圖8 不同同步轉動角度下的3D 流線圖Fig.8 3D streamline diagram under different synchronous rotation angles

圖9 不同同步轉動角度下的軸面截面流速及流線圖Fig.9 Sectional velocity and streamline of shaft surface under different synchronous rotation angles

圖10不同同步轉動角度下的軸面截面壓力分布Fig. 10 Pressure distribution of shaft section under different synchronous rotation angles

3.2 減速及倒航時中舵板轉動角度對舵內流動和尾流場的影響

對不同中舵板轉動角度下的模型進行數值計算，為了充分了解不同中舵板轉動角度對組合舵內部流場的影響，同樣提取最能直觀表現流動狀態的舵內及其周圍流體域的整體3D流線圖，及與舵桿垂直的軸面截面的壓力、速度及流線圖。

圖11～圖13分別為不同中舵板轉動角度下的3D流線圖、截面流線及速度云圖、截面壓力云圖。可以看出，中舵板的轉動使得流線方向產生了明顯的偏轉，在轉動角度較小時，僅中舵板的轉動就可起到和舵殼整體轉動相似的效果。由于中舵板的旋轉，偏轉側內流道進口過流斷面擴大，射流流量在左右流道的分配產生變化，偏轉側流量增加，而出口過流斷面減小，造成了不同程度的堵塞，使得整體流速下降壓力升高，當中舵板旋轉到一定程度時，射流卷吸產生的低能流體無法通過偏轉側的流道形成反射流并從舵與泵的間隙處流出，反射流與卷吸流的相互作用還會產生漩渦。兩側固定舵板的存在使反射流的方向得到了很好的控制，避免了反射流與噴口尾流的沖擊。可以預見，當中舵板轉動角度進一步增大時，舵后噴出的流體將逐漸減小，從舵與泵間隙流出的流體逐漸增多，最終在中舵板關死時，舵后不再有流體流出而全部從間隙流出，實現船舶的減速及倒航。

圖11 不同中舵板轉動角度下的3D流線圖Fig.11 3D streamline diagram under different middle rudder plate rotation angles

圖12 不同中舵板轉動角度下軸面截面流速及流線圖Fig.12 Sectional velocity and streamline of shaft surface under different middle rudder plate rotation angles

圖13 不同中舵板轉動角度下的軸面截面壓力云圖Fig.13 Pressure distribution of shaft surface under different middle rudder plate rotation angles

3.3 不同轉動角度下的噴水推進組合體受力分析

根據文獻[24]對各部件進行受力統計，由于組合舵轉軸方向為縱向，故在此僅統計噴水推進器各部件X軸方向即推進泵橫向、Z軸方向即推進泵軸向受力，而不對縱向受力進行統計，以正航時各部件的受力數據為基準,前支架、葉輪、導葉、組合舵以及整體的受力變化曲線如圖14所示。

可以看出，在小角度轉動時，同步轉動或相對轉動對各部件以及整體受力分布的作用效果差別很小，但在較大角度轉動時開始表現出差異。如圖14(a)和圖14(b)所示，由于前支架和葉輪相對遠離組合舵的原因，這2 個部件受組合舵轉動角度的影響較小，受力變化差值在1 000 N 以內。而導葉因為與組合舵相對較近，受組合舵轉動角度的影響較大。如圖14(c)所示，在轉動角度為30°時，2種轉動方式所造成的Z軸方向受力的差值達到了12 821 N，且變化規律也不同，同步轉動時受力變化不大，但相對轉動時受力大幅減小，原因是此時流道堵塞產生的反射流使得導葉與組合舵間隙區域壓力升高抵消了導葉內的受力，這也體現在導葉X軸方向受力大小的改變上。如圖14(d)所示，組合舵的受力變化不言而喻是最大的，與未轉動狀態相比，中舵板關閉時的Z軸方向受力差值達到了225 498 N，轉動30°時，2種轉動方式的受力差值也有101 123N；同步轉動30°時的X軸方向的受力相比于未轉動狀態大了75874 N，2種不同轉動狀態下的差值也到達了36460 N。從圖14(e)中可以看出，由于其他部件的受力變化相對于組合舵來說都較小，所以整體受力主要受組合舵影響，規律上基本相同。總的來說，同步轉動主要影響X軸即橫向受力，實現控船轉向；相對轉動主要影響Z軸即泵軸軸向受力，實現減速倒航，但值得注意的是，該型噴水推進組合體在中舵板關死時仍存在較大的X軸（橫向）受力，故如若要實現直線倒航，應對偶數個噴水推進組合體對稱分布安裝。

圖14 不同轉動角度下的噴水推進器各部件及整體的受力分布Fig.14 Force distribution of each component and the whole of water-jet propulsion assembly under different rotation angles

4 結 語

為了研究噴水推進組合體在不同航態下的組合舵內部流動及尾流場，本文通過對不同舵殼轉動角度和中舵板轉動角度下的噴水推進器進行數值模擬研究，分析了不同舵殼和中舵板同步轉動或相對轉動角度對組合舵內部流動和尾流場以及各部件受力分布的影響，得出如下結論：

1）舵殼和中舵板的同步轉動改變了組合舵內部流道的壓力和速度分布以及噴口后流體的流動方向，以此控制船舶正航轉向。

2）中舵板的較小角度的相對轉動也可起到和同步轉動相似的效果。

3）通過對中舵板轉動角度的調節可控制前后出流方向的流量，中舵板在較大相對轉動角度時將使得舵內有效流道面積減小，噴口尾流從舵內偏折并從間隙反向噴出，可控制船舶減速或倒航。

4）同步轉動和相對轉動對噴水推進組合體整體受力的作用規律主要由組合舵決定，2種轉動在小角度時相似，在大角度時作用效果不同，同步轉動主要影響X 軸即橫向受力，相對轉動主要影響Z 軸即泵軸軸向受力。

雖然opening 邊界的設置降低了邊界條件對組合舵外部流場的影響，使得射流的卷吸效應能被更好地捕捉，但由于沒有考慮組合舵在流體域中的相對運動，實際流場可能會有所差別，未來還需對更多的邊界條件及流體域設置進行計算研究。