導(dǎo)流板安放角對(duì)噴水推進(jìn)器倒車(chē)水斗性能影響

宗平，潘中永，岑春海

(江蘇大學(xué)國(guó)家水泵及系統(tǒng)工程技術(shù)研究中心，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

由于噴水推進(jìn)器具有高速時(shí)效率高、震動(dòng)噪聲小、抗空化能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，因此噴水推進(jìn)器在船舶上的使用越來(lái)越廣泛，人們對(duì)其性能要求也越來(lái)越高[1-4].目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)噴水推進(jìn)器的研究逐漸增多，但大多數(shù)都是集中于噴水推進(jìn)器葉輪和進(jìn)水流道上，而對(duì)其倒車(chē)水斗研究不多.傳統(tǒng)噴水推進(jìn)器倒車(chē)水斗的倒車(chē)效率低、水力性能差，這些都影響到船舶航行的安全性[5-6].因此，需要通過(guò)分析不同導(dǎo)流板安放角對(duì)倒車(chē)水斗水力特性的影響，從而提出優(yōu)化倒車(chē)水斗的方案，為后期提高倒車(chē)水斗性能提供借鑒.

噴水推進(jìn)器內(nèi)部流場(chǎng)穩(wěn)定性以及推力性能一直都是國(guó)內(nèi)外研究者關(guān)注的重點(diǎn)，但是對(duì)于噴水推進(jìn)器倒車(chē)水斗的研究還比較少.ESLAMDOOST等[7]提出了一種快速而穩(wěn)健的水射流船體相互作用模擬方法，通過(guò)將預(yù)測(cè)結(jié)果與測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行比較發(fā)現(xiàn)噴水推進(jìn)器的凈推力和總推力不相同并且彼此偏離.潘中永等[8]重點(diǎn)研究了噴水推進(jìn)器不同流量下內(nèi)部流動(dòng)不穩(wěn)定性情況，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，相較于大流量工況，在小流量工況下斜流式噴水推進(jìn)器運(yùn)行不穩(wěn)定性更加明顯.倪永燕等[9]通過(guò)CFD仿真技術(shù)對(duì)噴水推進(jìn)器以及噴嘴進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，并與試驗(yàn)對(duì)比達(dá)到期望要求.劉承江等[10]在證明數(shù)值模擬可行性的基礎(chǔ)上探究了噴水推進(jìn)器泵與船體相互作用對(duì)其性能的影響.楊曉楓等[11]對(duì)蝶型倒車(chē)水斗水力性能進(jìn)行理論與試驗(yàn)對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)計(jì)算蝶型倒車(chē)水斗推力時(shí)需要考慮其受力損失.

文中采用數(shù)值模擬的方法，對(duì)不同導(dǎo)流板安放角的蝶型倒車(chē)水斗在進(jìn)口流速6 m/s下內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行深入研究，探究其內(nèi)部的流動(dòng)特性，以及倒車(chē)水斗推力性能的變化和流道內(nèi)流場(chǎng)的分布變化情況，從而分析導(dǎo)流板安放角對(duì)噴水推進(jìn)器倒車(chē)水斗性能的影響.

1 計(jì)算模型及推力理論分析

1.1 計(jì)算模型

研究對(duì)象為自主設(shè)計(jì)蝶型噴水推進(jìn)器倒車(chē)水斗，倒車(chē)水斗的設(shè)計(jì)參數(shù)：進(jìn)口寬B1=108.0 mm,出口寬B2=97.2 mm,進(jìn)口高H1=158.0 mm,出口高H2=142.2 mm,進(jìn)出口法線(xiàn)夾角Φ=40°,出流下偏角β=20°,進(jìn)口V角θ=30°.圖1為倒車(chē)水斗二維結(jié)構(gòu)示意圖.

圖1 倒車(chē)水斗二維結(jié)構(gòu)示意圖

倒車(chē)水斗進(jìn)口與轉(zhuǎn)向噴嘴出口之間需要有40 mm的間隙，避免船舶倒車(chē)轉(zhuǎn)彎與倒車(chē)水斗升降同時(shí)進(jìn)行時(shí)，倒車(chē)水斗和轉(zhuǎn)向噴嘴發(fā)生干涉.同時(shí)為了流體在噴嘴進(jìn)口充分發(fā)展且避免回流，適當(dāng)延長(zhǎng)噴嘴進(jìn)口.建立實(shí)體三維幾何模型如圖2所示.在泵的其他幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下，建立不同倒車(chē)水斗導(dǎo)流板安放角模型.

圖2 倒車(chē)水斗三維造型圖

原倒車(chē)水斗導(dǎo)流板設(shè)計(jì)參數(shù)：安放角λ為20°,基點(diǎn)安放距離L為20 mm,導(dǎo)流板的厚度d為5 mm.圖3為倒車(chē)水斗流道進(jìn)口面示意圖.

圖3 流道進(jìn)口面示意圖

1.2 倒車(chē)水斗推力理論分析

噴水推進(jìn)泵葉輪高速轉(zhuǎn)動(dòng)對(duì)從船底吸入的水流做功，使水流從噴嘴噴射，噴射出的水流進(jìn)入倒車(chē)水斗，最后從倒車(chē)水斗出口噴出，從而產(chǎn)生與噴嘴出口方向相反的推力.

倒車(chē)水斗進(jìn)口和出口存在動(dòng)量差，動(dòng)量差就是其推力大小.倒車(chē)水斗是由2個(gè)完全相同的流道組成的，因此不需要同時(shí)計(jì)算2個(gè)流道的推力，選取其中1個(gè)流道研究即可.當(dāng)舵角為0°時(shí)，建立圖4所示的坐標(biāo)系[12]，圖中S1和S2分別為其中1個(gè)流道的進(jìn)出口面積，v1和v2為進(jìn)出口流速.

圖4 倒車(chē)水斗受力分析

根據(jù)動(dòng)量定理可知：

(1)

(2)

(3)

倒車(chē)水斗左右兩流道是相同的，因此其在y方向上所受的力互相抵消，即：Py=0，x方向上的力為Px=2P′x，z方向上的力為Pz=2P′z.

當(dāng)噴嘴的舵角為δ時(shí)，則倒車(chē)水斗左右流道的流量不再相等.此時(shí)可以設(shè)左邊流道內(nèi)的流量與整個(gè)倒車(chē)水斗流量的比值為分流系數(shù)ξ，則噴口噴射出的水流進(jìn)入左右流道內(nèi)的流量分別為Qr=ξQ和vl=(1-ξ)·Q/S2，左右流道出口流速分別為vr=ξQ/S2和vl=(1-ξ)Q/S2，則：

(4)

Py=ρ(1-ξ)Qvlcosβsinγ-ρξQvrcosβsinγ.

(5)

分流系數(shù)ξ可以通過(guò)噴水推進(jìn)試驗(yàn)獲得，也可通過(guò)近似式得到：

ξ(δ)=(δmax-δ)/δmax,

(6)

式中：δmax為噴水推進(jìn)器噴嘴的最大轉(zhuǎn)動(dòng)角度[13].

2 數(shù)值計(jì)算及性能預(yù)測(cè)

2.1 網(wǎng)格劃分與邊界條件

采用ANSYS ICEM對(duì)倒車(chē)水斗各部件進(jìn)行六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，并且為提高數(shù)值計(jì)算的精度，對(duì)進(jìn)口面網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化.計(jì)算域網(wǎng)格如圖5所示.對(duì)比數(shù)值計(jì)算結(jié)果，進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，如表1所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)N超過(guò)106萬(wàn)時(shí)，推力F趨于穩(wěn)定.因此，最終網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)確定為1066174.

圖5 噴嘴和倒車(chē)水斗網(wǎng)格

表1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)

采用三維湍流數(shù)值模擬時(shí)均雷諾N-S動(dòng)量方程和更適用于分離流動(dòng)計(jì)算的SSTk-ω湍流模型[14].邊界條件設(shè)置為速度進(jìn)口，壓力出口；環(huán)境域邊界設(shè)置為opening；壁面定義為無(wú)滑移壁面，相鄰計(jì)算域之間采用靜-靜交界面連接.

2.2 計(jì)算方案

在倒車(chē)水斗進(jìn)口流速為6 m/s的條件下，對(duì)導(dǎo)流板不同安放角的倒車(chē)水斗進(jìn)行數(shù)值模擬，并將圖6所示的0°截面、70°截面、140°截面的壓力、速度分布進(jìn)行對(duì)比分析，從而揭示倒車(chē)水斗流道內(nèi)部的流動(dòng)特性.

圖6 倒車(chē)水斗截面示意圖

2.3 性能預(yù)測(cè)

圖7為試驗(yàn)臺(tái)布置簡(jiǎn)圖.圖8為倒車(chē)水斗推力試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)物圖.從圖8a中可知，板環(huán)式拉力傳感器一端與試驗(yàn)固定支架連接，另一端連接噴水推進(jìn)器試驗(yàn)系統(tǒng)的移動(dòng)底座.試驗(yàn)中，數(shù)據(jù)采集器接收到電信號(hào)，在多通道數(shù)據(jù)采集軟件中顯現(xiàn)出所得到的數(shù)據(jù).

圖7 試驗(yàn)臺(tái)布置簡(jiǎn)圖

圖8 倒車(chē)水斗試驗(yàn)采集系統(tǒng)

噴水推進(jìn)器倒車(chē)水斗的實(shí)際運(yùn)行工況非常復(fù)雜，其倒車(chē)水斗的進(jìn)口與轉(zhuǎn)向噴嘴的出口之間存在一定的間隙，由于間隙的存在使環(huán)境流體與噴射流相互作用形成卷吸環(huán)層流，從而會(huì)使環(huán)境流體與噴射流被一起卷入倒車(chē)水斗流道中，且實(shí)際運(yùn)行中其推力還受吃水深淺、航速等因素的影響.數(shù)值模擬時(shí)沒(méi)有考慮以上因素，因此導(dǎo)致倒車(chē)水斗模擬推力值高于試驗(yàn)推力值.

采用數(shù)值模擬的方法計(jì)算不同進(jìn)口流速下倒車(chē)水斗(加設(shè)導(dǎo)流板)的推力大小，并將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖9所示.從曲線(xiàn)圖中可以看出，當(dāng)進(jìn)口流速在3～7 m/s時(shí)，模擬值與試驗(yàn)值相差較小，且進(jìn)口流速6 m/s時(shí)相差最小；而當(dāng)進(jìn)口流速較小與較大的工況下，模擬值與試驗(yàn)值存在較大的偏差.這表明數(shù)值模擬對(duì)噴水推進(jìn)器倒車(chē)水斗優(yōu)化設(shè)計(jì)具有較好的可靠性[15].

圖9 噴水推進(jìn)器倒車(chē)水斗推力性能曲線(xiàn)

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 倒車(chē)水斗流道0°截面處流線(xiàn)圖

圖10—12為不同導(dǎo)流板安放角下倒車(chē)水斗流道內(nèi)速度流線(xiàn)變化圖.導(dǎo)流板將倒車(chē)水斗流道分為左右2個(gè)流道，定義左右流道分別為內(nèi)流道和外流道.從圖10倒車(chē)水斗流道0°截面處流線(xiàn)圖可知，當(dāng)導(dǎo)流板安放角λ小于15°時(shí)，旋渦主要出現(xiàn)在內(nèi)流道左側(cè)區(qū)域，這是因?yàn)楦咚偕淞髦饕性趦?nèi)流道右側(cè)，導(dǎo)致倒車(chē)水斗流道內(nèi)產(chǎn)生較大速度梯度，流動(dòng)不穩(wěn)定性增加，同時(shí)由于內(nèi)流道左側(cè)壁面附近滯水區(qū)的存在，使得此區(qū)域更易產(chǎn)生旋渦；隨著導(dǎo)流板安放角增加到大于15°時(shí)，外流道左側(cè)上半?yún)^(qū)域開(kāi)始出現(xiàn)旋渦，這是由于安放角的增加使得外流道內(nèi)部流體離心力增大，導(dǎo)致內(nèi)流道左側(cè)出現(xiàn)低速區(qū)，形成旋渦.倒車(chē)水斗內(nèi)流道內(nèi)部流動(dòng)不穩(wěn)定性也隨著安放角的增大而加劇，在內(nèi)流道上半?yún)^(qū)域出現(xiàn)反向渦對(duì)，且從圖10d,10e以及10f可以看出，外流道內(nèi)部二次渦的尺度也隨著安放角的增加逐漸增大.

圖10 0°截面不同安放角速度流線(xiàn)圖

3.2 倒車(chē)水斗流道70°截面處的流線(xiàn)圖

圖11為倒車(chē)水斗流道70°截面處流線(xiàn)圖，結(jié)合圖10可知，內(nèi)流道左側(cè)旋渦以反向渦對(duì)為主，這是由于流體沿著倒車(chē)水斗流道流轉(zhuǎn)時(shí)，其所受到的離心力增大，使得內(nèi)流道流動(dòng)不穩(wěn)定性加劇，內(nèi)流道左側(cè)區(qū)域低速流體和右側(cè)區(qū)域高速流體各自向彼此區(qū)域流動(dòng)，導(dǎo)致內(nèi)流道上半?yún)^(qū)域內(nèi)單個(gè)旋渦逐漸演變成反向渦對(duì)；隨著導(dǎo)流板安放角的增大，內(nèi)流道上半?yún)^(qū)域的反向渦對(duì)開(kāi)始相互靠近并融合，形成了1個(gè)尺度較大的大旋渦，如圖11f所示.受到流體所受離心力增大的影響，外流道流動(dòng)紊亂加劇，同時(shí)由于安裝導(dǎo)流板，外流道出流向左側(cè)偏轉(zhuǎn)λ，向Z軸偏轉(zhuǎn)的β角，使得高速水流聚集在外流道左下方，外流道流動(dòng)不均勻性變強(qiáng)，從而在其上壁面低壓區(qū)發(fā)生回流，且隨著導(dǎo)流板安放角的增加，該區(qū)域回流現(xiàn)象加劇.

圖11 70°截面不同安放角速度流線(xiàn)圖

3.3 倒車(chē)水斗流道140°截面處的流線(xiàn)圖

圖12為倒車(chē)水斗流道140°截面處流線(xiàn)圖，從圖中可以看出，當(dāng)安放角小于20°時(shí)，該截面處流動(dòng)均較為平穩(wěn)；當(dāng)安放角大于20°時(shí)，內(nèi)流道上半?yún)^(qū)域及外流道中部區(qū)域均出現(xiàn)旋渦，表明此時(shí)導(dǎo)流板安放角大于20°時(shí)，并沒(méi)有起到改善倒車(chē)水斗流道內(nèi)部流場(chǎng)分布的作用.

圖12 140°截面不同安放角速度流線(xiàn)圖

圖13為不同安放角λ下倒車(chē)水斗出口面最大流速vmax曲線(xiàn)圖，圖中λ為0°代表無(wú)導(dǎo)流板.從圖中可知，相較于無(wú)導(dǎo)流板，安裝導(dǎo)流板能夠增大倒車(chē)水斗出口最大流速值.并且隨著導(dǎo)流板安放角的增加，倒車(chē)水斗出口最大流速值逐漸增大，并在λ為15°時(shí)達(dá)到最大值，隨后其最大流速值開(kāi)始減小，研究表明導(dǎo)流板安放角為15°時(shí)，倒車(chē)水斗出流速度最佳.

圖13 不同安放角水斗出口最大流速曲線(xiàn)

3.4 倒車(chē)水斗流道壁面靜壓分布云圖

圖14為不同安放角下倒車(chē)水斗壁面靜壓圖.從圖中可以看出，安裝導(dǎo)流板能夠改善倒車(chē)水斗壓力p分布.無(wú)導(dǎo)流板時(shí)，倒車(chē)水斗流道上側(cè)及外側(cè)壁面處可以明顯觀察到大面積的高壓區(qū)域；相較于無(wú)導(dǎo)流板，安裝導(dǎo)流板后，倒車(chē)水斗流道上側(cè)及外側(cè)壁面處僅出現(xiàn)局部高壓區(qū)，流道壁面上的壓力分布得到很大程度改善，且隨著導(dǎo)流板安放角的增加，流道壁面上高壓區(qū)域面積呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì).尤其當(dāng)導(dǎo)流板安放角為15°時(shí)，倒車(chē)水斗流道壁面上高壓區(qū)面積減小最為明顯，有效改善了其流道壁面上的壓力分布.從以上分析可知，合適的安放角能有效改善倒車(chē)水斗壁面壓力分布.

圖14 不同安放角倒車(chē)水斗壁面壓力分布圖

從圖15中的曲線(xiàn)變化可以發(fā)現(xiàn)，0°截面壓差(此截面最大壓力與最小壓力的差值Δp)最小值、70°截面壓差最小值、140°截面的壓差最小值均在λ為10°～20°之間，表明導(dǎo)流板安放角為10°～20°時(shí)，倒車(chē)水斗流道內(nèi)的流動(dòng)較平穩(wěn).各截面壓差值隨著導(dǎo)流板安放角的增加呈現(xiàn)出先增加后減小、最后再增加的趨勢(shì)，這說(shuō)明需要選擇合適的導(dǎo)流板安放角，不宜過(guò)大或過(guò)小.

圖15 不同安放角各截面壓力差曲線(xiàn)圖

3.5 倒車(chē)水斗推力大小變化圖

圖16為不同安放角下倒車(chē)水斗推力F曲線(xiàn)圖.從圖中可知，隨著導(dǎo)流板安放角的增加，倒車(chē)水斗的推力值先增大后減小，并且在λ為15°時(shí)達(dá)到最大值.結(jié)合圖15可以看出，倒車(chē)水斗流道內(nèi)壓差的增大與推力的減小相對(duì)應(yīng).

圖16 不同安放角水斗推力曲線(xiàn)

4 結(jié) 論

采用CFX軟件對(duì)不同導(dǎo)流板安放角倒車(chē)水斗進(jìn)行數(shù)值模擬及對(duì)比分析，得到結(jié)論如下：

1) 在噴水推進(jìn)器倒車(chē)水斗流道中安裝導(dǎo)流板能夠很大程度上改善倒車(chē)水斗壁面的壓力分布，增大其出口最大流速.

2) 各截面壓差值隨著導(dǎo)流板安放角的增加呈現(xiàn)出先增加后減小、最后再增加的趨勢(shì).因此合適的導(dǎo)流板安放角可以有效避免壓差過(guò)大，使倒車(chē)水斗流道內(nèi)發(fā)生流動(dòng)分離.

3) 倒車(chē)水斗推力的大小與流道中壓力梯度有很大的關(guān)系，安放角λ為15°時(shí)水斗的推力值達(dá)到了最大.

4) 綜合分析，λ在5°～30°之間變化時(shí)，在大約15°時(shí)倒車(chē)水斗流道內(nèi)流場(chǎng)分布較好，同時(shí)其推力值較大.