噴水推進(jìn)器進(jìn)水流道流動(dòng)性能的數(shù)值分析

吳 娜，王志東，呂紅皊，凌 杰，付 佳，李 洋

(江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江212003)

0 引 言

船用噴水推進(jìn)系統(tǒng)具有體積小、負(fù)重載能力強(qiáng)、防護(hù)性能好、操縱靈活、淺水效應(yīng)好等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于現(xiàn)代各類高性能艦船［1］。噴水推進(jìn)裝置中的推進(jìn)泵大多數(shù)使用導(dǎo)葉式混流泵和軸流泵，通過對推進(jìn)裝置中的進(jìn)水流道、葉輪、導(dǎo)葉和噴口等參數(shù)的合理設(shè)計(jì)，可以極大地提高混流泵的運(yùn)行穩(wěn)定性。流體流經(jīng)進(jìn)水流道后約有7% ～9%的功率損失［2］，故在設(shè)計(jì)噴水推進(jìn)器過程中選用相匹配的優(yōu)良進(jìn)水流道十分重要。

隨著CFD 技術(shù)的發(fā)展，各種計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)商業(yè)軟件在噴水推進(jìn)器的設(shè)計(jì)與研究中得到了非常廣泛的應(yīng)用。丁江明等［3－4］利用Fluent 軟件開展進(jìn)水流道參數(shù)化設(shè)計(jì)方法研究，通過噴水推進(jìn)器內(nèi)部流場的模擬結(jié)果評估流道水動(dòng)力性能;魏應(yīng)三等［5］利用Fluent 軟件對噴水推進(jìn)器進(jìn)水管道進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，提高了噴水推進(jìn)器進(jìn)水管道效率。由于來流速度、負(fù)壓、船底邊界層都會(huì)對進(jìn)水流道的進(jìn)口動(dòng)量和動(dòng)能產(chǎn)生影響［6］，對進(jìn)水流道進(jìn)行水動(dòng)力分析時(shí)，控制體應(yīng)包括船尾底部進(jìn)水口周圍區(qū)域的流場。劉承江等［7－8］對噴水推進(jìn)器所需流場的控制體的大小進(jìn)行研究，結(jié)果表明流場控制體體積、計(jì)算工況、轉(zhuǎn)速都會(huì)對推進(jìn)系統(tǒng)的效率等計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生影響。Chen 等［9］對S 形流道進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)流道中心線曲率和壓力梯度會(huì)導(dǎo)致流道流場中二次流的出現(xiàn)，使得流道出流口處速度場及壓力場不均勻。

本文利用CFD 軟件Fluent，基于粘性RANS 方法數(shù)值模擬了高速混流泵進(jìn)水流道的內(nèi)部流場，分析了不同進(jìn)水流道設(shè)計(jì)參數(shù)對流道性能的影響。

1 進(jìn)水流道參數(shù)化設(shè)計(jì)

本文選用平進(jìn)口進(jìn)水流道，進(jìn)水口形狀采用能很好利用來流動(dòng)能的橢圓形進(jìn)水口和矩形進(jìn)水口的綜合體，如圖1 所示，圖中主要參數(shù)定義如下［3］:D為流道出流口的直徑即推進(jìn)泵進(jìn)口直徑;L 為流道的縱向總長;H 為流道出口中心線距離流道進(jìn)口平面的垂直高度;L1為流道出口水平直管段長度;L2為流道彎管段和進(jìn)水口與船體過渡段之間的直管上沿長度;L3為進(jìn)水流道傾斜直管段下壁面長度;L4為唇部距離進(jìn)水流道出流口水平距離;R1為流道彎管段中心圓弧半徑;R2為流道唇部圓弧半徑;R3為流道與船底過渡段上邊緣圓弧半徑即斜坡半徑;α 為流道的傾斜角;d 為葉輪軸直徑。

圖1 噴水推進(jìn)器進(jìn)水流道中縱剖面幾何參數(shù)圖Fig.1 Parameters of longitudinal section plane of the inlet duct in marine waterjet

流道進(jìn)水口形狀對流道內(nèi)流動(dòng)性能影響較大，4種常用的進(jìn)水口形狀，如圖2 所示。本文原始模型進(jìn)水口形狀采用綜合形1。

圖2 常見進(jìn)水口形狀Fig.2 Typical shapes of intake

圖3 為利用上述方法生成的三維噴水推進(jìn)器進(jìn)水流道。

圖3 進(jìn)水流道三維模型Fig.3 3 －D configuration of inlet duct

2 進(jìn)水流道計(jì)算區(qū)域及邊界條件

圖4 為噴水推進(jìn)器進(jìn)水流道數(shù)值計(jì)算區(qū)域及邊界條件。其中船底水流控制體的長、寬、高分別是推進(jìn)泵進(jìn)口直徑的20 倍、10 倍和8 倍?？刂企w來流面、兩側(cè)及底部設(shè)定為速度入口(velocity inlet)，控制體頂部為船底，設(shè)為固壁(wall)，控制體出流面設(shè)為壓力出口(pressure outlet);進(jìn)水流道管壁及驅(qū)動(dòng)軸設(shè)置為固壁(wall)，進(jìn)水流道出口設(shè)置為壓力出口(pressure outlet)。本文根據(jù)推進(jìn)泵的吸入真空度設(shè)置流道出口負(fù)壓值(大約在0.6 倍大氣壓)。計(jì)算工況定為2 種:一是出流口為負(fù)壓，約為Ht=－60 795 Pa;二是出流口壓力Ht=0 Pa。

圖4 進(jìn)水流道計(jì)算區(qū)域及邊界條件Fig.4 Calculation domain and boundary conditions of the inlet duct

3 進(jìn)水流道流動(dòng)性能分析

3.1 流道傾斜角對進(jìn)水流道流場的影響

3.1.1 傾斜角設(shè)計(jì)方案

一般情況下，進(jìn)水流道傾角越小流道彎管損失越小，但在其他參數(shù)不變的情況下，流道的縱向總長度增加，流道的沿程損失亦增加，因此在原有模型傾斜角的基礎(chǔ)上增大或減小進(jìn)水流道傾角都有可能得到最優(yōu)傾斜角。計(jì)算工況共取9 種，傾斜角α=35°，32°，30°，28°，26°，25°，24°，22°，20°。通過分析進(jìn)水流道出口的速度均勻度、流道效率、能量損失等，確定最佳流道傾斜角。

3.1.2 傾斜角對流道出口速度的影響

表1 為不同傾角進(jìn)水流道出流口速度的數(shù)值計(jì)算結(jié)果，其中Ht為吸入真空度?？梢钥闯?，對于相同的流道傾角，由于負(fù)壓的存在，出流口的流體克服重力被進(jìn)水流道抽吸，具有比較高的速度。有負(fù)壓情況下出口單位體積流體的能量減去沒有負(fù)壓情況下出口單位體積流體的能量認(rèn)為是推進(jìn)泵的吸入真空度對流經(jīng)流道流體所做的有用功。

表1 不同傾角進(jìn)水流道的出流口速度Tab.1 Outlet velocity of the inlet duct under different duct angles

3.1.3 流道傾角對流道效率的影響

進(jìn)水流道對吸入真空度Ht的利用率η 即進(jìn)水流道效率，是選擇最優(yōu)進(jìn)水流道的重要參考依據(jù)之一。在其他條件相同的情況下，流體流經(jīng)流道損失的能量越少，對泵吸入真空度的利用率越高，推進(jìn)泵的出口速度越大，說明流道設(shè)計(jì)越優(yōu)良。流道效率計(jì)算公式為

式中:Ht為泵提供的吸入真空度;H1為進(jìn)水流道進(jìn)口與出口的高度差;v2為計(jì)算模型在負(fù)壓存在情況下流道出流口的速度;v1為計(jì)算模型在無負(fù)壓情況下流道出流口處的速度;Hξ為流道能量水頭損失。式中Ht和H1為定值，要使流道效率達(dá)到最高，則需達(dá)到最大值。

圖5 給出了不同傾角進(jìn)水流道的流道效率，其中Total 表示總流道效率，X －direction 表示只考慮X方向速度時(shí)的效率，根據(jù)已有文獻(xiàn)的數(shù)值模擬結(jié)果可知，流道的傾角越大，圓弧彎管處的局部能量損失越大。已知流道的縱向長度隨著流道傾角的增大而減小，流道的沿程損失必然降低。圖中流道對泵吸入真空度的利用率η 隨著進(jìn)水流道傾角α 的增大而增加，總利用率最高達(dá)到94%左右，其中X 方向最大的有效利用率為93%左右，說明此時(shí)由于傾角增加而減少的沿程損失遠(yuǎn)大于局部能量增加值。當(dāng)流道傾角大于32°左右時(shí)，隨著傾角的增加，X 方向的有效利用率反而降低，此時(shí)由于傾角增加而減少的沿程損失開始小于局部能量的增加值。因此本文選取進(jìn)水流道傾角為32°，流道效率η 達(dá)到最優(yōu)值。

圖5 不同傾角的進(jìn)水流道效率Fig.5 Efficiency of the inlet duct under different inlet duct angles

3.1.4 流道傾角對加權(quán)平均角的影響

加權(quán)平均角是描述出流口速度的垂直度。出流口出流速度與出流截面間的夾角越接近90°，進(jìn)水流道水力性能越優(yōu)越?，F(xiàn)引入加權(quán)平均角θ 的定義:

式中，uai為出口截面第i 個(gè)單元x 方向上的速度;uti為出口的合成速度。

圖6 給出了流道傾斜角對加權(quán)平均角的影響，可以看出，進(jìn)水流道的傾角α 對加權(quán)平均角θ 的影響很小，加權(quán)角平均角的波動(dòng)范圍在83°～86°之間，波動(dòng)幅度不明顯。當(dāng)選取流道傾角為32°時(shí)，流道的加權(quán)平均角約為84.3°，具有較佳的流動(dòng)性能。

圖6 流道傾斜角對加權(quán)平均角的影響Fig.6 Effect of inlet duct angle to weighted average angle

3.1.5 進(jìn)水流道傾角對流動(dòng)不均勻系數(shù)的影響

引入?yún)?shù)不均勻系數(shù)ξ 來衡量出口速度的不均勻性，其定義為:

式中:Q 為出口橫截面的體積流量;ua為出口橫截面dAx 方向上的速度分量;U 為出口截面上的平均速度;ξ 為定量分析出口截面上的速度不均勻程度，其值越小流道出口截面上的速度分布越均勻。

圖7 給出了傾角對流道不均勻系數(shù)的影響，可以看出，隨著流道傾斜角α 的增大流道不均勻系數(shù)ξ 增大，在進(jìn)水流道傾角區(qū)間為20° ～35°時(shí)，流道的不均勻系數(shù)ξ 在0.085 ～0.2 之間，船尾空間狹窄，在流道高度不變的前提下，流道的傾角越小，流道縱向的長度勢必會(huì)增加，故傾角不能過小，當(dāng)進(jìn)水流道傾斜角取32°時(shí)，不均勻系數(shù)為0.18，具有較佳的流動(dòng)性能。

圖7 傾角對流道不均勻系數(shù)的影響Fig.7 Influence of inlet duct angle to the velocity unevenness coefficient

3.2 唇角對進(jìn)水流道流場影響

3.2.1 唇角設(shè)計(jì)方案

進(jìn)水口的唇部易發(fā)生回流現(xiàn)象，能量損失增大，唇角半徑和唇角的形狀對進(jìn)水流道的水力性能影響較大，因此改進(jìn)唇角，可以提高流道效率。設(shè)定2 種唇部形狀方案:一種是圓弧;另一種是拋物線。計(jì)算工況共8 種，唇角半徑R2=0 mm，1 mm，3 mm，10 mm，20 mm，30 mm，40 mm，50 mm。

3.2.2 唇部對進(jìn)水流道效率的影響

圖8 給出了不同唇角半徑的進(jìn)水流道效率，其中，Total 表示總效率，X －Direction 只考慮X 方向速度的效率，1 表示圓弧形唇角，2 表示拋物線唇角。從圖中可以看出，隨著唇角半徑的增大，進(jìn)水流道效率η 降低;當(dāng)唇角半徑相同時(shí)，圓弧形唇角比拋物線形唇角的效率高。選取唇角為圓弧形，半徑為3 mm，效率η 可以達(dá)到93%，具有較佳的流體性能。

圖8 不同唇角半徑的進(jìn)水流道效率Fig.8 Efficiency of inlet duct under different lip radius

3.2.4 唇角對渦量的影響

唇角處的壓力大，易產(chǎn)生漩渦，漩渦會(huì)降低進(jìn)水流道的效率，且會(huì)對出流口流動(dòng)的均勻程度產(chǎn)生不利影響，使得葉輪震動(dòng)加劇，影響整個(gè)推進(jìn)器的性能。圖9 給出了唇角形狀及半徑對渦量的影響，可以看出:唇角越尖銳，即唇角半徑越小，唇部的渦量值越大，流道的能量損失越大;在相同的唇角形狀的情況下，隨著唇角半徑的增大最低中心渦量的位置向上移動(dòng)，因?yàn)樵诖讲堪l(fā)生了流動(dòng)分離現(xiàn)象，低壓區(qū)下移，高壓區(qū)下移，唇部的駐點(diǎn)位置向下移動(dòng)。唇角半徑取3 mm 時(shí)，圓弧形唇角優(yōu)于拋物線形唇角。

圖9 唇角對渦量的影響Fig.9 Effect of vorticity magnitude under different lips

3.3 斜坡半徑對進(jìn)水流道流場影響

3.3.1 斜坡設(shè)計(jì)方案

流道和船體過渡段的背部稱為斜坡，連接著船體和進(jìn)水流道傾斜直管段。為了能更好利用來流的動(dòng)能，本文在保證進(jìn)水流道長、寬、高等參數(shù)不變的情況下，計(jì)算工況共取7 種，斜坡半徑R3=1 200 mm，1 100 mm，1 050 mm，1 000 mm，950 mm，900 mm，800 mm。

3.3.2 斜坡對進(jìn)水流道效率的影響

表2 為斜坡半徑相對應(yīng)的坡角β 及傾斜直管段長度L2的值。

表2 斜坡半徑和坡角Tab.2 Radius and angle of the ramp

圖10 是在航速40 kn，不同斜坡半徑下進(jìn)水流道的效率?？梢钥闯隽鞯佬师?隨著斜坡半徑R3的增大先增加后減小，流道對泵吸入真空度的利用率存在最大值，其總效率約為94.2%，有效利用率約為93%，進(jìn)水流道在斜坡半徑區(qū)間為1 050 ～1 100 mm時(shí)，能量損失最小，進(jìn)水流道的水力性能最佳。流道的斜坡半徑為1 100 mm 時(shí)，雖然流道的總效率最高，但是其有效利用率反而降低，故選取斜坡半徑為1 050mm，流道效率最優(yōu)。

圖10 不同斜坡半徑下的流道的效率Fig.10 Efficient of inlet duct on different ramp radius

結(jié)合表2，在保證其他參數(shù)不變的前提下，隨著斜坡半徑的增加，坡角β 和傾斜直管段長度L2減小，喉部以下的體積增大，入口速度降低，故斜坡半徑取1 050 mm。

3.3.3 斜坡半徑對加權(quán)平均角的影響

圖11 斜坡半徑對加權(quán)平均角的影響Fig.11 Effect of ramp radius to weighted average angle

圖11 給出了斜坡半徑對加權(quán)平均角的影響，可以看出負(fù)壓Hi=60 795 Pa 時(shí)，進(jìn)水流道的斜坡半徑對加權(quán)平均角的影響很小;在負(fù)壓Ht=0 Pa 時(shí)，加權(quán)平均角隨著流道的斜坡半徑增加而增大。

結(jié)合斜坡半徑對流道效率、加權(quán)平均角等的影響，本文最終取斜坡半徑1 050 mm，流道性能達(dá)到最佳。

4 結(jié) 語

本文針對原始進(jìn)水流道的參數(shù)，通過調(diào)整局部參數(shù)——流道傾斜角、唇角半徑、唇角形狀和斜坡半徑，建立優(yōu)選方案并進(jìn)行數(shù)值模擬。通過對流道效率η，出流面加權(quán)平均角θ 和不均勻系數(shù)ξ 的計(jì)算與分析，得出以下結(jié)論:進(jìn)水流道效率受流道縱向長度的影響很大，流道傾斜角越小，流道出流口速度越均勻，加權(quán)平均角越大，所以流道的傾斜角應(yīng)適量減小;圓弧唇角的流體動(dòng)力特性優(yōu)于拋物線唇角，唇角應(yīng)適量尖銳;當(dāng)進(jìn)水流道傾斜角取32°、唇角形狀取圓弧、唇角半徑取3 mm、斜坡半徑取1 050 mm、其余參數(shù)與原始進(jìn)水流道的整體參數(shù)相同時(shí)，進(jìn)水流道的效率達(dá)到94.2%，優(yōu)于原始進(jìn)水流道80.4%的效率。

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