基于 CFD 的噴水推進(jìn)泵導(dǎo)葉三維反設(shè)計研究

常書平，石巖峰，錢明軍，姚丁元，李昆鵬(中國人民解放軍63969部隊，江蘇 南京 210028)

基于 CFD 的噴水推進(jìn)泵導(dǎo)葉三維反設(shè)計研究

常書平，石巖峰，錢明軍，姚丁元，李昆鵬(中國人民解放軍63969部隊，江蘇 南京 210028)

導(dǎo)葉整流效果不佳是某噴水推進(jìn)船未達(dá)到設(shè)計航速的一個重要原因。介紹基于三維理論的噴水推進(jìn)泵導(dǎo)葉設(shè)計方法，葉片形狀通過給定軸面輪廓和環(huán)量分布規(guī)律后經(jīng)迭代計算得出?；谟嬎懔黧w力學(xué)工具建立描述噴水推進(jìn)泵內(nèi)流場的數(shù)值模型，采用六面體網(wǎng)格劃分計算域，選用 SST 湍流模型封閉雷諾時均方程。通過周向動能與軸向動能的比值來評估導(dǎo)葉的整流效果，分析噴口直徑和導(dǎo)葉軸面形狀對噴水推進(jìn)泵性能的影響規(guī)律。結(jié)果表明：三維反設(shè)計方法和 CFD 可在噴水推進(jìn)泵導(dǎo)葉設(shè)計中發(fā)揮重要作用，導(dǎo)葉經(jīng)優(yōu)化設(shè)計后可使噴水推進(jìn)泵推力提高約 5%。

船舶；噴水推進(jìn)；導(dǎo)葉；反設(shè)計；計算流體力學(xué)；環(huán)量

0 引 言

噴水推進(jìn)是有別于螺旋槳的一種特殊船舶推進(jìn)方式[1]，它在高速高性能船舶中應(yīng)用廣泛。噴水推進(jìn)泵是噴水推進(jìn)裝置的核心部件，它的性能好壞直接影響到整體推進(jìn)效率。噴水推進(jìn)泵的設(shè)計要求較苛刻，如效率高、體積小、轉(zhuǎn)速高、抗汽蝕性能強(qiáng)等，噴水推進(jìn)泵的設(shè)計難度較常規(guī)水泵要大得多[2]。

Allison[3]回顧了噴水推進(jìn)泵的發(fā)展歷史，包括一維理論、二維理論和近期發(fā)展起來的三維理論及升力面理論，他預(yù)言：隨著計算機(jī)計算能力的提高，泵設(shè)計過程中的水動力問題將會更多地采用仿真手段來解決，從而可減少對物理模型的依賴。Tan[4]提出了一種給定環(huán)量分布的三維有勢流動計算方法，用置于葉片中心的渦面代替葉片對水流的作用。Borges[5]在相同設(shè)計條件下用常規(guī)方法和三維方法設(shè)計了 2 個葉輪，結(jié)果是三維方法得到的葉輪具有較高的效率和較寬的高效區(qū)。Bonaiuti[6]總結(jié)了三維設(shè)計中各參數(shù)對噴水推進(jìn)泵的效率和汽蝕性能的影響規(guī)律。

在國內(nèi)，噴水推進(jìn)泵的設(shè)計主要依靠一維或二維方法，往往需要大量試驗和反復(fù)修改才能得到滿足要求的葉片形狀，國內(nèi)噴水推進(jìn)泵的設(shè)計手段亟待改進(jìn)。本文分析某噴水推進(jìn)船未達(dá)到設(shè)計航速的原因，開展三維理論和 CFD 方法在噴水推進(jìn)泵導(dǎo)葉設(shè)計中的應(yīng)用研究，分析軸面形狀和噴口直徑對導(dǎo)葉及整個噴水推進(jìn)泵性能的影響，最終優(yōu)化設(shè)計導(dǎo)葉使噴水推進(jìn)泵的推力提高約 5%。

1 導(dǎo)葉對噴水推進(jìn)器推力的影響

噴水推進(jìn)器是利用噴出水流的反作用力推動船舶前進(jìn)的。建立噴水推進(jìn)與船體的控制體如圖 1所示，依據(jù)動量原理可得推力表達(dá)式為：

式中：m 為質(zhì)量流量；ρ 為水密度；Q 為體積流量；Vout為平均噴射速度；Vin為平均來流速度。對于理想噴水推進(jìn)而言 Vin= Vship，則推力公式變?yōu)椋?/p>

可見，Vout為影響噴水推進(jìn)推力的最關(guān)鍵因素。

噴水推進(jìn)的射流為不可壓縮的軸對稱旋轉(zhuǎn)射流。根據(jù)圓柱坐標(biāo)系下的雷諾方程，忽略粘性應(yīng)力及紊動的正壓力項，可得下列簡化的基本微分方程組：

軸向 x 方向的運(yùn)動方程：

式中 τx=?ρu′v′；

連續(xù)性方程：

將上式兩端各乘 ρr，并積分得：

式中：

故式（5）變形為：

式（10）表示壓強(qiáng)與軸向動量通量之和沿 x 方向守恒，如導(dǎo)葉整流效果不理想，將有部分能量轉(zhuǎn)化為壓力能，不產(chǎn)生推力[8]。

某型噴水推進(jìn)器的結(jié)構(gòu)如圖 2所示，它裝船后未能達(dá)到設(shè)計航速。圖 3 給出了 CFD 計算得到的原導(dǎo)葉出口流線圖，可見，由于導(dǎo)葉內(nèi)壁線型使得導(dǎo)葉出口流線很不直，一部分旋轉(zhuǎn)動能不能產(chǎn)生推力。采用周向動能與軸向動能的比值來定量考察導(dǎo)葉的整流性能[9]：

周向動能定義為：

軸向動能定義為：

式中：uc為平均周向速度；ua為平均軸向速度。C 值越小說明整流效果越好。該噴水推進(jìn)器原導(dǎo)葉出口的周向速度與軸向速度的比值為 0.16。

2 導(dǎo)葉的三維反設(shè)計

本文采用一種基于勢流理論的三維反設(shè)計方法[10]，流場被認(rèn)為無旋且定常，葉片骨面以一系列的渦代替，其強(qiáng)度通過速度環(huán)量 2πrVθ控制（Vθ是圓周平均速度），通過迭代求解拋物線形偏微分方程得到最終葉片形狀。需要輸入?yún)?shù)有：1）葉輪的軸面形狀，包括輪轂、輪緣和葉片的進(jìn)、出口邊；2）轉(zhuǎn)速、葉片數(shù)，導(dǎo)葉的轉(zhuǎn)速為 0；3）流體屬性；4）進(jìn)口壓力；5）設(shè)計流量；6）葉片厚度；7）各軸面流線上的包角分布；8）葉片進(jìn)、出口邊的渦強(qiáng)度（即環(huán)量）分布；9）葉片載荷，即沿軸面流線的分布規(guī)律，m 為軸面流線上點的相對位置，導(dǎo)邊處 m = 0，隨邊處 m = 1。由式（14）可得，葉片載荷參數(shù)與壓力分布密切相關(guān)。

式中：B 為葉片數(shù)；Wmbl為相對軸面速度。

采用分段函數(shù)來描述葉片載荷的分布形式如圖 4所示，由 2 段拋物線和一段直線組成，調(diào)整 NC 和 ND的大小可方便控制載荷分布規(guī)律。為了避免導(dǎo)邊沖擊和隨邊脫流，導(dǎo)邊和隨邊處的載荷都設(shè)為 0。

3 CFD 數(shù)值模型

3.1 控制方程

采用基于單元中心的有限體積法來求解雷諾時均方程，選擇 SST 剪切應(yīng)力輸運(yùn)模式來對湍流進(jìn)行模擬，它在邊界層邊緣和自由剪切層采用 κ-ε 模式，在靠近固體壁面的區(qū)域采用 κ-ω 湍流模式，兩者之間通過一個混合函數(shù)來過渡。

葉輪內(nèi)部流動處于旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下，對應(yīng)的質(zhì)量方程和動量方程為[10]：

式中：f 為質(zhì)量力，水流從船底吸入管道時勢能改變，故水流的重力也應(yīng)考慮在內(nèi)；P 為流體旋轉(zhuǎn)對應(yīng)的壓力；μ 為海水的動力粘性系數(shù)；μt為湍流動力粘性系數(shù)。

導(dǎo)葉體和進(jìn)流管道內(nèi)部流動處于固定坐標(biāo)系下，質(zhì)量方程與葉輪內(nèi)流場一樣，動量方程變?yōu)椋?/p>

3.2 計算域和網(wǎng)格

考慮到船底邊界層對進(jìn)流的影響，在噴水推進(jìn)器下方建立 1 個足夠大的流場域，如圖 5所示。葉片周圍嵌入 O 型網(wǎng)格進(jìn)行加密，保證了網(wǎng)格正交性和質(zhì)量。在導(dǎo)邊、隨邊及葉頂間隙附近都進(jìn)行了網(wǎng)格加密。進(jìn)水流道采用分塊六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，在進(jìn)水流道壁面、軸及船底附近添加了 10 層三棱柱網(wǎng)格，以使 y+ 滿足湍流模型的要求。整個計算域的網(wǎng)格為117 萬。各部件網(wǎng)格如圖 6所示。

3.3 邊界條件

船底流場的兩側(cè)和靠近船頭的來流面設(shè)為速度進(jìn)口；噴口壓力和船底出流壓力設(shè)為環(huán)境壓力；導(dǎo)葉壁面、進(jìn)水流道壁面、船底等設(shè)為無滑移壁面；葉輪外殼設(shè)為絕對靜止壁面，葉輪的輪轂和葉片設(shè)為相對靜止壁面?；?Ansys CFX 軟件求解速度與壓力的耦合方程，采用穩(wěn)態(tài)多參考系方法。

4 導(dǎo)葉的優(yōu)化設(shè)計

MJP 和 KaMeWa 公司的導(dǎo)葉多采用輪轂收縮成一點的形式，本文導(dǎo)葉優(yōu)化設(shè)計也采用了該類結(jié)構(gòu)。若設(shè)計航速時通過噴水推進(jìn)泵的流量與噴水推進(jìn)泵最高效率點的流量基本一致，可認(rèn)為“船-泵-機(jī)”實現(xiàn)了較好匹配。參照文獻(xiàn)[10]，為了優(yōu)化葉輪通道內(nèi)二次回流，導(dǎo)葉的載荷分布為輪轂載荷比輪緣載荷更靠前。輪轂流線上 NC，ND 和 SLOPE（SLOPE 為直線斜率）設(shè)為0.15，0.3 和 0.1，輪緣流線上 NC，ND 和 SLOPE 設(shè)為0.45，0.7 和 0.1。圖 7 給出了噴口直徑為 124 mm 時的葉片形狀。圖 8 是其內(nèi)部流線，其周向動能與軸向動能的比值為 0.04，整流效果較原導(dǎo)葉有了大幅提高。

噴口直徑是影響通過噴水推進(jìn)泵流量的一個重要因素，它直接關(guān)系到 Vout的大小。為了選出最優(yōu)噴口直徑以實現(xiàn)“船-泵-機(jī)”的較好匹配，建立了 6 個不同噴口直徑的軸面輪廓，如圖 9所示。

圖 10 給出了不同噴口直徑時通過噴水推進(jìn)泵的流量和噴水推進(jìn)泵產(chǎn)生的推力。流量隨噴口直徑的增大而增大，推力隨噴口直徑的增大呈先增大后減小的趨勢。當(dāng)噴口直徑為 124 mm 時推力最大，此時通過噴水推進(jìn)泵的流量恰好與噴水推進(jìn)泵最高效率點的流量相差不大，都約為 350 kg/s。圖 11 給出了原導(dǎo)葉與改型導(dǎo)葉后噴水推進(jìn)泵的推力，在各個航速工況下改型后導(dǎo)葉的推力都要比原導(dǎo)葉大約 5%。

5 結(jié) 語

本文基于三維理論和 CFD 工具，探討了一種葉片設(shè)計方法在噴水推進(jìn)泵導(dǎo)葉設(shè)計中的應(yīng)用，導(dǎo)葉片形狀通過給定軸面輪廓和環(huán)量分布規(guī)律后迭代計算得出。建立了描述噴水推進(jìn)泵內(nèi)流場的數(shù)值模型，經(jīng)對6 個噴口直徑條件下通過噴水推進(jìn)泵的流量和噴水推進(jìn)泵產(chǎn)生的推力進(jìn)行比較，選取出了最優(yōu)噴口直徑，實現(xiàn)了“船-泵-機(jī)”的最佳匹配。改型導(dǎo)葉的整流效果較原導(dǎo)葉有了較大改善，使各個航速下噴水推進(jìn)泵的推力提高了約 5%。本文結(jié)果表明，三維理論和 CFD 工具可在噴水推進(jìn)泵導(dǎo)葉設(shè)計中發(fā)揮重要作用。

[1]WANG Yong-sheng, DING Jiang-ming. Research on the relationship between waterjet power absorption and vessel speed[C]// International Conference on Waterjet Propulsion 4. London, UK: The Royal Institution of Naval Architects (RINA), 2004.

[2]ZANGENEH M, DANESHKHAH K. A multi-objective automatic optimization strategy for design of waterjet pumps[C]// International Conference of Waterjet Propulsion 5. London, UK: The Royal Institution of Naval Architects (RINA), 2008.

[3]ALLISIN J L, JIANG C, STRICKER J G. Modern tools for waterjet pump design and recent advance in the field[C]// International Conference on Waterjet Propulsion 2. Amsterdam, The Netherlands: The Royal Institution of Naval Architects (RINA), 1998.

[4]TAN C S, HAWTHORNE W R, WANG C. Theory of blade design for large deflection, Part II, annular cascades[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 1984, 106: 354–365.

[5]BORGES J E. A three-dimensional inverse method for turbomachinery: Part I-theory[J]. Journal of Turbomachinery, 1990, 112: 347–354.

[6]BONAIUTU D, ZANGENEH M, AARTOJARVI R. Parametric design of a waterjet pump by means of inverse design, CFD calculations and experimental analyses[J]. ASME Journal of Fluids Engineering, 2010, 132: 1–15.

[7]TERWISGA V. Report of the specialist committee on validation of waterjet test procedures to the 24thITTC[C]// The 24thInternational Towing Tank Conference. Edinburgh, UK: ITTC, 2005: 471–508.

[8]孫存樓. 噴水推進(jìn)器與螺旋槳混合推進(jìn)艦船推進(jìn)性能研究[D]. 武漢: 海軍工程大學(xué), 2011.

[9]劉承江, 王永生, 王立祥. 采用CFD方法的噴水推進(jìn)軸流泵導(dǎo)葉整流性能改進(jìn)研究[J]. 船舶力學(xué), 2010, 14(5): 466–471. LIU Cheng-jiang, WANG Yong-sheng, WANG Li-xiang. Research on commutating effect optimization of waterjet axialflow pump stator based on CFD method[J]. Journal of Ship Mechanics, 2010, 14(5): 466–471.

[10]GOTO A, ZANGENEH M. Hydrodynamic design of pump diffuser using inverse design method and CFD[J]. Journal of Fluids Engineering, 2002, 124: 319–328.

3D inverse design of waterjet stator based on CFD

CHANG Shu-ping, SHI Yan-feng, QIAN Ming-jun, YAO Ding-yuan, LI Kun-peng
(No.63969 Unit of PLA, Nanjing 210028, China)

The bad commutating performance of a waterjet stator is one important reason that the waterjet ship failed to achieve the expected speed. The 3D inverse design method of waterjet stator is introduced, the blade shape is designed for a specified distribution of circulation and meridional geometry. A numerical model based on CFD describing interior flow of waterjet is built up, which is meshed with hexahedral grids and computed by solving RANS equations and SST turbulent model. Ratio of the circumferential energy to the axial energy at nozzle outlet is used to check commutating performance of the stator. The results show that 3D inverse design method and CFD tool can play a important role in waterjet stator design and optimization. The optimized stator largely increases the waterjet thrust about 5%.

ship；waterjet；stator；inverse design；CFD；circulation

U664.34

A

1672–7619(2017)03–0036–05

10.3404/j.issn.1672–7619.2017.03.007

2016–08–23；

2016–10–24

國家自然科學(xué)基金資助項目（51009142）

常書平(1984–)，男，工程師，主要從事船艇論證與設(shè)計研究。