噴水推進(jìn)器入口側(cè)棱對(duì)進(jìn)水管內(nèi)流動(dòng)影響的數(shù)值研究

黃叢磊，戴 韌

（上海理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200093）

0 引 言

噴水推進(jìn)利用泵噴水流的反作用力推動(dòng)船舶前進(jìn)，理論上具有推進(jìn)效率高、抗空泡性強(qiáng)、附體阻力小和變工況范圍廣等常規(guī)螺旋槳不及的優(yōu)點(diǎn)，在水陸兩棲車(chē)輛和高速船舶等領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用。進(jìn)水管是噴水推進(jìn)器的重要組成部分，負(fù)責(zé)給推進(jìn)泵輸運(yùn)水流和傳遞能量。噴水推進(jìn)泵進(jìn)水口受船體結(jié)構(gòu)布局的限制，通常是彎管形的，導(dǎo)致泵進(jìn)口流動(dòng)不均勻，并帶有一定程度的渦流[1]，造成管路水力性能以及泵效率的下降。Hu 等[2]和Park 等[3]運(yùn)用仿真技術(shù)在噴水推進(jìn)泵的進(jìn)流面捕捉到了兩對(duì)旋渦。Bulten[4]觀察到高航速時(shí)吸入流體受阻于斜坡處的逆壓梯度而發(fā)生流動(dòng)分離，在進(jìn)水管的斜坡處出現(xiàn)大尺度分離渦?，F(xiàn)有工程實(shí)踐和試驗(yàn)證明，進(jìn)水管所損失的功率約占主機(jī)總功率的7%～9%[5],其與船體之間的相互作用對(duì)推進(jìn)效率的影響甚至可以達(dá)到20%以上[6]。

目前噴水推進(jìn)進(jìn)水管大多通過(guò)優(yōu)化幾何參數(shù)提升水力性能[7-9]。丁江明等[10]提出進(jìn)水管造型的參數(shù)化方法，為優(yōu)化設(shè)計(jì)進(jìn)水管提供了很好的模型基礎(chǔ)，但未關(guān)注流道中分離和畸變的產(chǎn)生與控制。王洋等[11]用數(shù)值模擬的方法計(jì)算了非均勻進(jìn)流下噴水推進(jìn)泵的外特性，發(fā)現(xiàn)由于結(jié)構(gòu)造型的原因，進(jìn)水管的非均勻出流演變?yōu)橹芟蚧兞鳎瑪_動(dòng)噴水推進(jìn)泵的內(nèi)流場(chǎng)，造成葉片上的流動(dòng)分離，泵性能局部降幅可達(dá)30%。

飛航彈體的平面埋入式進(jìn)氣道與噴水推進(jìn)器進(jìn)水管十分類似。在航空動(dòng)力領(lǐng)域，通過(guò)大量的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值CFD 分析研究，不僅掌握了S 形進(jìn)氣道內(nèi)流動(dòng)結(jié)構(gòu)，而且開(kāi)發(fā)了多種主動(dòng)和被動(dòng)控制技術(shù)[12-13]，基本解決了亞/跨音速飛行時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)S形進(jìn)氣道所造成的壓氣機(jī)性能畸變與失穩(wěn)的問(wèn)題。余安遠(yuǎn)[14]通過(guò)設(shè)計(jì)梯形入口的平面埋入式進(jìn)氣道方案改善了進(jìn)氣道的氣動(dòng)性能。對(duì)于噴水推進(jìn)進(jìn)水管，Brandner 等[15]也嘗試運(yùn)用流動(dòng)控制方法，消除進(jìn)水管內(nèi)的分離和渦流，提高進(jìn)水道的水力性能。但是成果還很少，對(duì)流道內(nèi)畸變現(xiàn)象的分析不深入，結(jié)果還不具有普遍性意義。

本文參考隱身進(jìn)氣道，在進(jìn)水口增加側(cè)棱，造成局部渦流以提升進(jìn)水管的水力性能。通過(guò)數(shù)值模擬，在不同進(jìn)速比工況下，對(duì)比分析增加入口側(cè)棱后流道的整體性能、分離程度和旋流畸變，研究入口側(cè)棱對(duì)噴水推進(jìn)裝置進(jìn)水管內(nèi)流動(dòng)特性的影響，提出進(jìn)水管設(shè)計(jì)的改進(jìn)方案，使進(jìn)入葉輪的流體能更高效地推動(dòng)噴水推進(jìn)器。

1 模型與網(wǎng)格

1.1 幾何模型

進(jìn)水管出口截面為圓形，而入口截面的形狀通常為橢圓與矩形的綜合體，如圖1（a）所示。本文在某噴水推進(jìn)進(jìn)水管中，參考孫姝等[16]對(duì)進(jìn)氣道的優(yōu)化結(jié)果，在入口截面設(shè)計(jì)側(cè)棱，依靠入口的三維效應(yīng)產(chǎn)生渦流。為了避免卷入過(guò)多的低能流體，造成較大的損失，側(cè)棱角選擇為4°。入口截面通過(guò)將四邊形部分的L1變長(zhǎng)，L2變短實(shí)現(xiàn)矩形到梯形截面的過(guò)渡，且L1與L2之和以及四邊形的長(zhǎng)度不變以保證入口面積不發(fā)生較大變化，最終進(jìn)水管入口形狀如圖1（b）所示。

1.2 網(wǎng)格劃分

計(jì)算區(qū)域分為噴水推進(jìn)裝置進(jìn)水管和船底流場(chǎng)控制體兩個(gè)部分。根據(jù)入口截面確定進(jìn)水管的幾何外形，其出口截面的直徑為D。船底流場(chǎng)控制體計(jì)算域應(yīng)盡量大，但是過(guò)大的計(jì)算域會(huì)增加計(jì)算量。劉承江等[17]建議入口前控制體長(zhǎng)度不小于30D，而寬度和深度對(duì)計(jì)算結(jié)果基本沒(méi)有影響。本文在控制體入口處設(shè)置指數(shù)形式的邊界層速度分布，代替25D以上的船底邊界層的發(fā)展。經(jīng)過(guò)計(jì)算和對(duì)比分析，取實(shí)際計(jì)算域控制體的長(zhǎng)為10D、寬為6D和深度為4D。出于計(jì)算穩(wěn)定性的考慮，數(shù)值模擬計(jì)算時(shí)在流道出口加裝一段2.5D的水平段更準(zhǔn)確地模擬出流情況，最終數(shù)值計(jì)算區(qū)域如圖2 所示。計(jì)算域全部采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，如圖3 所示，并對(duì)進(jìn)水管壁面以及船底進(jìn)行加密，第一層網(wǎng)格厚度給定0.01 mm，增長(zhǎng)率為1.12，壁面y+控制在1附近，滿足計(jì)算要求。

為了驗(yàn)證計(jì)算網(wǎng)格無(wú)關(guān)性，采用5套密度不同的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格計(jì)算原始進(jìn)水管在進(jìn)速比為0.7的設(shè)計(jì)工況下的性能，網(wǎng)格數(shù)依次如表1所示。通過(guò)對(duì)比進(jìn)水管出流面的質(zhì)量流動(dòng)速率RMF以及效率ηduct，發(fā)現(xiàn)計(jì)算結(jié)果的相對(duì)偏差均小于1%。綜合考慮計(jì)算精度及計(jì)算周期因素，本文采用第4 套網(wǎng)格方案。

表1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Tab.1 Verification of grid independence

1.3 數(shù)值計(jì)算

計(jì)算采用CFD 商業(yè)軟件FLUENT，基于定常RANS 解，流動(dòng)介質(zhì)為水，溫度為25 ℃，湍流模型選用SSTk-ω模型，壓力-速度耦合迭代選取SIMPLEC算法，收斂精度為10-6。船體控制體區(qū)域上游來(lái)流面設(shè)為速度入口，由于邊界層流的攝入對(duì)流場(chǎng)有著一定的影響，在控制體入口平面設(shè)置一個(gè)速度剖面，以模擬邊界層沿船體表面的發(fā)展[4]：

邊界層厚度為

式中：u為入口速度分布；U∞為來(lái)流速度，取10 m/s；y為離壁面的距離；n為指數(shù)，取9；Re為進(jìn)口雷諾數(shù)；x為進(jìn)水管入口平面距船首距離，取30D。

其他邊界條件為：進(jìn)水管出流面設(shè)為質(zhì)量流量出口，通過(guò)改變質(zhì)量流量實(shí)現(xiàn)進(jìn)速比的變化；船底流場(chǎng)區(qū)域下游出口面設(shè)為壓力出口，出流壓力設(shè)置為環(huán)境壓力，環(huán)境壓力值不考慮水深的影響，數(shù)值計(jì)算中實(shí)際設(shè)定值為1 atm；控制體底部為自由滑移壁面，控制體沿來(lái)流方向的左右兩面設(shè)定為周期性邊界條件來(lái)模擬無(wú)限大空間，其余面設(shè)為無(wú)滑移壁面。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

進(jìn)速比RIV（進(jìn)水管出口速度Vi與航速V∞之比）是表征噴水推進(jìn)裝置工作狀態(tài)的一個(gè)重要參數(shù)，本文分析對(duì)比了噴水推進(jìn)器原始進(jìn)水管和增加4°入口側(cè)棱后，在不同進(jìn)速比RIV=0.3～1.5范圍內(nèi)，入口側(cè)棱對(duì)整體性能、進(jìn)水管內(nèi)流動(dòng)分離和彎管出口截面的旋流度等性能的影響。

2.1 進(jìn)水管整體性能

進(jìn)水管的效率ηduct和出流不均勻度系數(shù)ξ是評(píng)判進(jìn)水管總體性能的重要指標(biāo)。進(jìn)水管效率用來(lái)衡量進(jìn)水管對(duì)來(lái)流能量的利用程度。不均勻度系數(shù)用來(lái)衡量進(jìn)水管截面流場(chǎng)速度分布的均勻性。ξ越大，意味著所對(duì)應(yīng)的截面流速場(chǎng)越不均勻。兩個(gè)指標(biāo)的公式分別為

式中，Eout為出流面的總能量，Ein為流道進(jìn)口捕獲區(qū)域即進(jìn)流面的總能量。根據(jù)第24 屆ITTC 噴水推進(jìn)專家委員會(huì)會(huì)議[18]的建議，進(jìn)流面通常為位于進(jìn)水管入口前1D剖面處，如圖4所示，同時(shí)保證流過(guò)進(jìn)流面與出流面的流量相等，滿足質(zhì)量守恒。Q為流道截面體積流量，va為進(jìn)水流道截面上軸向速度，vˉ為截面上的平均軸向速度。

圖5 給出了增加入口側(cè)棱后進(jìn)水管效率的變化。從曲線中可以看出，在RIV=0.7的設(shè)計(jì)工況下，進(jìn)水管的效率最佳。增加入口側(cè)棱主要提升了大進(jìn)速下（RIV≥0.7）的流道效率，當(dāng)RIV=1.5 時(shí)，進(jìn)水管的效率從81.05%上升至82.29%。出流面不均勻度的變化如圖6 所示，流速的不均勻性隨著進(jìn)速比的增加而逐漸降低。增加入口側(cè)棱對(duì)出流均勻性的影響并不明顯。

進(jìn)水管出流的畸變特性也是影響進(jìn)水管性能的重要因素。參考SAE 畸變的評(píng)價(jià)體系[19]，本文引入旋流度θ以及總壓畸變指數(shù)DC（60）分別來(lái)表征進(jìn)水管出流的畸變特性。其中旋流度θ表征流向的畸變程度，總壓畸變指數(shù)DC（60）是測(cè)量進(jìn)水管與噴水泵兼容性重要指數(shù)，隨著出流面DC（60）增大會(huì)造成噴水泵的性能惡化。兩個(gè)指標(biāo)的公式分別為

式中，va、vt分別為出流面上軸向速度和周向速度，為截面平均壓力，為截面上相鄰60°扇形面上平均總壓的最小值，ρ為流體密度。

圖7 和圖8 分別給出了出流面旋流度θ和總壓畸變指數(shù)DC（60）的變化曲線。從曲線圖中可以看出，進(jìn)速比較大時(shí)，增加進(jìn)口側(cè)棱能夠較好地改善出流面的旋流畸變，降低旋流度，其效果隨著進(jìn)速比的增加更為明顯。當(dāng)RIV=1.5，出流面的旋流度從1.13°下降到0.70°?？倝夯冎笖?shù)DC（60）的變化趨勢(shì)與不均勻度系數(shù)一致，增加入口側(cè)棱對(duì)其影響同樣不明顯。

綜上可見(jiàn)，入口側(cè)棱對(duì)于進(jìn)水管總體性能的影響主要體現(xiàn)在大進(jìn)速比下對(duì)于其效率和旋流度的提升，同時(shí)對(duì)于其他工況以及性能指標(biāo)并未帶來(lái)負(fù)面影響。

在進(jìn)水管中截取了三個(gè)截面（截面A，截面B，截面C）來(lái)觀察內(nèi)部總壓的變化，沿流向依次分別位于彎管中間位置、進(jìn)水管出流面位置和距離出流面1D處。由于大工況下進(jìn)水管的效率變化較為明顯，圖9給出了RIV=1.5工況下流道各截面的總壓分布圖。從圖中可以看出，原始進(jìn)水管的底部?jī)蓚?cè)存在顯著的對(duì)稱低壓區(qū)，且隨著流動(dòng)方向不斷惡化，造成出流總壓的損失。增加入口側(cè)棱后，低壓區(qū)的面積減小并向上轉(zhuǎn)移，出流的總壓增加，因此在RIV=1.5時(shí)進(jìn)水管效率得到提升。

2.2 進(jìn)水管內(nèi)流動(dòng)分離

當(dāng)進(jìn)速比較小時(shí)，由于管內(nèi)流速較低，受進(jìn)水管斜坡側(cè)壓力梯度的影響，邊界層容易發(fā)生流動(dòng)分離現(xiàn)象。圖10給出了RIV=0.5時(shí)，進(jìn)水管中間平面上的流線圖和速度云圖。原始進(jìn)水管的斜坡側(cè)靠近壁面處發(fā)生了顯著的流動(dòng)分離，這一現(xiàn)象從進(jìn)水管中部開(kāi)始沿流動(dòng)方向發(fā)展，造成了嚴(yán)重的失速。增加入口側(cè)棱后，斜坡側(cè)的流動(dòng)分離區(qū)域變小，流動(dòng)分離得到較好的改善。從圖11中可以看到，狹長(zhǎng)的梯形兩棱增加了入水口前部的渦結(jié)構(gòu)，強(qiáng)化了入口對(duì)船底流場(chǎng)的卷吸能力，從而增加了進(jìn)水管中主流的動(dòng)能，促進(jìn)了能量交換，減弱了流動(dòng)分離。圖12為進(jìn)水管出口截面上的速度云圖，受流動(dòng)分離的影響，原始進(jìn)水管的上半截面出現(xiàn)低速區(qū)。增加入口側(cè)棱后，由于進(jìn)水管內(nèi)流動(dòng)分離減弱，截面頂部低速區(qū)的面積減小，底部高速區(qū)的面積增加。

2.3 彎管出口截面的旋流

旋流是一種典型的橫向分離流動(dòng)，它的產(chǎn)生與進(jìn)水管內(nèi)部的分離渦和二次流動(dòng)緊密相關(guān)。在大進(jìn)速比的工況下，部分流體在唇部發(fā)生流動(dòng)分離并誘發(fā)旋渦，進(jìn)水管下緣會(huì)產(chǎn)生一對(duì)顯著的分離渦，產(chǎn)生旋流畸變，導(dǎo)致噴水推進(jìn)泵的內(nèi)流場(chǎng)發(fā)生擾動(dòng)，效率降低。

圖13 給出了RIV=1.5 的工況下進(jìn)水管內(nèi)部的Q準(zhǔn)則三維渦系分布。在原始進(jìn)水管的唇部可以觀察到顯著的渦流，隨著流動(dòng)一直發(fā)展至出口，造成了較大的旋流畸變。增加入口側(cè)棱后，受入水口狹長(zhǎng)的梯形構(gòu)型影響，唇部的渦流減弱。

為了更直觀地對(duì)比大進(jìn)速比下入口側(cè)棱對(duì)旋流畸變的影響，進(jìn)水管內(nèi)各截面上的旋流角云圖如圖14所示，截面分布與圖9一致。旋流角α定義為流動(dòng)截面上周向速度vt與軸向速度va的夾角。規(guī)定從進(jìn)水管出口往入口看，逆時(shí)針為正向，取正值。

在原始進(jìn)水管中，各截面上的旋流以對(duì)渦的形式存在，大旋流角的所在位置與圖9中的低壓區(qū)位置相對(duì)應(yīng)，旋流的存在是造成大進(jìn)速比進(jìn)水管能量損失的主要原因。從圖14 中對(duì)比分析可以看出，進(jìn)水管內(nèi)的旋流得到了顯著改善，入口側(cè)棱的引入在減小旋流角角度的同時(shí)，還改變了截面下緣的對(duì)渦分布，使其從通道底部向兩側(cè)發(fā)展。由于入口側(cè)棱的卷吸作用，入水口兩側(cè)進(jìn)口寬度以外較大范圍的邊界層氣流也在進(jìn)口漩渦的卷吸作用下拐彎進(jìn)入了流道。這一部分邊界層流體在繞側(cè)棱流動(dòng)的過(guò)程中不斷累積，使得葉輪前附近的低能流大為改善，原來(lái)在底部的漩渦被打散，形成了新的對(duì)渦，而新對(duì)渦的強(qiáng)度較小，位置往兩側(cè)移動(dòng)，旋流度從1.13°下降到0.70°。

3 結(jié) 論

本文設(shè)計(jì)了一種帶有側(cè)棱的噴水推進(jìn)器進(jìn)水管梯形入口，采用雷諾時(shí)均模型和SSTk-ω湍流模型對(duì)進(jìn)水管內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到如下結(jié)論：

（1）增加側(cè)棱后，入口處產(chǎn)生了沿流動(dòng)方向的卷積渦，強(qiáng)化了對(duì)船底流場(chǎng)的卷吸能力，提高了進(jìn)水管中主流的動(dòng)能，促使主流中高動(dòng)量流體和斜坡側(cè)邊界層內(nèi)低動(dòng)量流體進(jìn)行能量交換，減弱二次流的強(qiáng)度，抑制了小進(jìn)速比工況下進(jìn)水管斜坡側(cè)的流動(dòng)分離，但卷積渦對(duì)出流的均勻性沒(méi)有產(chǎn)生較大影響。

（2）進(jìn)水管內(nèi)對(duì)渦形式的旋流，是造成大進(jìn)速比進(jìn)水管能量損失的主要原因。入口側(cè)棱通過(guò)卷吸作用，形成新的渦流，能夠減小旋流角角度，并使其從通道底部向兩側(cè)發(fā)展，提升出流品質(zhì)。在大進(jìn)速比工況下，入口側(cè)棱的作用明顯。當(dāng)RIV=1.5 時(shí)，進(jìn)水管的效率從81.05%上升至82.29%，旋流度從1.13°下降到0.70°，同時(shí)對(duì)于其他工況以及性能指標(biāo)并未帶來(lái)負(fù)面影響。