噴水推進(jìn)組合體組合舵在不同航態(tài)下的內(nèi)部流動(dòng)數(shù)值模擬

龍 云，鐘錦情，諶 勇，張 巖，萬初瑞，朱榮生

(1.江蘇大學(xué)國家水泵及系統(tǒng)工程技術(shù)研究中心，江蘇鎮(zhèn)江 212013；2.上海交通大學(xué)機(jī)械系統(tǒng)與振動(dòng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240；3.中國船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院噴水推進(jìn)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200011；4.中國船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院，上海 200011)

0 引言

不同于19世紀(jì)就發(fā)展起來的螺旋槳推進(jìn)，噴水推進(jìn)是近40年發(fā)展成熟起來一種特殊推進(jìn)方式，它利用推進(jìn)泵噴出水流的反作用力推動(dòng)船舶前進(jìn)[1]。噴水推進(jìn)裝置主要有2種形式：內(nèi)置式和外懸式。隨著高性能船舶的發(fā)展，噴水推進(jìn)所具有的機(jī)動(dòng)性和操縱性好、淺吃水、振動(dòng)噪聲小、高航速下推進(jìn)效率高、抗汽蝕能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)使其得到了越來越廣泛的應(yīng)用[2]。

本文所研究的外懸式噴水推進(jìn)組合體是國內(nèi)獨(dú)創(chuàng)的一種節(jié)能型推進(jìn)裝置，其外形類似導(dǎo)管槳，大多安裝在具有隧道尾部線形的工程船舶上，推進(jìn)泵和組合舵是該裝置的主體，如圖1所示。噴水推進(jìn)的效率與泵的運(yùn)行效率息息相關(guān)，因此很多專家學(xué)者都對(duì)此進(jìn)行了深入研究。韓偉[3]對(duì)不同導(dǎo)葉與葉輪軸向間隙系數(shù)的噴水推進(jìn)泵模型進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究了不同軸向間隙系數(shù)下泵外特性、內(nèi)部流動(dòng)能量轉(zhuǎn)化以及推力特性的變化規(guī)律。易文彬[4]通過對(duì)某航速下噴泵外旋及內(nèi)旋時(shí)推進(jìn)器推力、流量、軸功率、泵效率及推力效率的比較，預(yù)報(bào)了某噴水推進(jìn)器外旋和內(nèi)旋對(duì)推進(jìn)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(huán)量分布規(guī)律，改變導(dǎo)邊與隨邊位置設(shè)計(jì)出多個(gè)噴水推進(jìn)泵葉輪并進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究了導(dǎo)邊與隨邊設(shè)計(jì)對(duì)噴水推進(jìn)泵性能的影響。張文[6]和史俊[7]建立了多種不同進(jìn)水口面積和進(jìn)口長度的流道模型，通過對(duì)不同進(jìn)速比(IVR)的模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算得到了流道內(nèi)流場的流動(dòng)特性，分別從流道出口速度加權(quán)平均角壁、面空化情況、流道過流損失等方面分析了不同進(jìn)水口面積和不同進(jìn)口長度對(duì)噴水推進(jìn)泵進(jìn)水流道流動(dòng)性能的影響。

圖1 噴水推進(jìn)組合體Fig.1 Water-jet assembly

有學(xué)者在噴水推進(jìn)器的參數(shù)優(yōu)化方法上進(jìn)行了研究。張?zhí)煨衃8]以推力作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，基于信噪比的概念，采用正交試驗(yàn)法分析轉(zhuǎn)子葉片數(shù)、定子葉片數(shù)及定子安裝角度對(duì)噴水推進(jìn)器參數(shù)的影響。郝宗睿[9]基于改進(jìn)粒子群算法和數(shù)值仿真技術(shù)，以升阻比和壓力分布為優(yōu)化目標(biāo)，對(duì)噴水推進(jìn)泵葉片進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。張巖[10]研究分析了支架葉片數(shù)、軸支架葉片出口安放角、軸支架與葉輪動(dòng)靜間距和葉輪葉頂間隙對(duì)等不同的幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)噴水推進(jìn)泵水力性能的影響。蔡佑林[11]為解決新型噴水推進(jìn)收縮流泵因徑向尺度小、導(dǎo)葉動(dòng)負(fù)荷大引起的水動(dòng)力問題，提出一種用于噴水推進(jìn)收縮流泵導(dǎo)葉水動(dòng)力設(shè)計(jì)的三元可控速度矩方法，其優(yōu)化效果也得到了驗(yàn)證。還有學(xué)者在空化問題上進(jìn)行了大量的研究。Xu[12]采用比例自適應(yīng)模擬（SAS）湍流模型和Zwart-Gerber-Belamari(ZGB)空化模型進(jìn)行了數(shù)值模擬，以了解葉尖區(qū)域的空化-渦相互作用。結(jié)果表明，所有的渦識(shí)別方法都能準(zhǔn)確預(yù)測葉尖區(qū)域的葉尖分離渦。Han[13]采用大渦模擬(LES)方法，結(jié)合ZGB空化模型，對(duì)推進(jìn)泵葉頂間隙附近的湍流空化流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了空化渦相互作用機(jī)理。TAN[14]使用高速攝像結(jié)合壓力和性能測量結(jié)果，研究了軸流式噴水推進(jìn)泵內(nèi)汽蝕破壞的具體機(jī)理。龍?jiān)芠15– 18]以某型噴水推進(jìn)泵為研究對(duì)象，采用高速攝像技術(shù)開展了噴水推進(jìn)泵臨界空化工況空化流動(dòng)結(jié)構(gòu)演變規(guī)律的試驗(yàn)，研究了空化流動(dòng)結(jié)構(gòu)演變規(guī)律及其對(duì)噴水推進(jìn)泵性能的影響，并通過對(duì)流速等值面漩渦結(jié)構(gòu)的分析，總結(jié)了影響高速流體區(qū)結(jié)構(gòu)發(fā)展的主要因素，其提出的一種基于單相介質(zhì)葉輪壓力等值面的汽蝕預(yù)測方法，也可以用于加快噴水推進(jìn)泵的水力優(yōu)化設(shè)計(jì)。

在諸多學(xué)者的深入研究下，噴水推進(jìn)泵的高效穩(wěn)定運(yùn)行已經(jīng)基本得到了保證。但事實(shí)上，系統(tǒng)效率也很大程度上決定了噴水推進(jìn)器的推進(jìn)效率，而系統(tǒng)效率主要受速比和管道損失系數(shù)2個(gè)因素影響，速比由噴口面積決定，管道損失系數(shù)則有噴口損失和進(jìn)口流道損失組成，由于噴水推進(jìn)組合體外懸式的特殊結(jié)構(gòu)，其進(jìn)口流道損失可以忽略不計(jì)，但與常規(guī)內(nèi)置式噴水推進(jìn)器不同，噴水推進(jìn)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(jìn)泵及進(jìn)水流道，由于操舵倒航機(jī)構(gòu)模型試驗(yàn)需要巨大的資金投入，目前國內(nèi)對(duì)于操舵倒航機(jī)構(gòu)的試驗(yàn)研究嚴(yán)重不足。王俊、李貴斌等[19–20]對(duì)2種常規(guī)型式的操舵倒航機(jī)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬，并結(jié)合公開的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法的有效性。對(duì)于噴水推進(jìn)泵組合體組合舵的研究更少，劉雪琴[21]曾針對(duì)噴水推進(jìn)泵組合體組合舵的受力和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行過研究分析，認(rèn)為組合體的結(jié)構(gòu)在強(qiáng)度上是合理的，但沒有對(duì)舵內(nèi)流動(dòng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化進(jìn)行更深入的研究。因此，本文在除受力分析之外對(duì)組合舵的內(nèi)部流場開展進(jìn)一步的研究分析，改善組合舵內(nèi)流動(dòng)結(jié)構(gòu)，提升噴水推進(jìn)組合體的推進(jìn)效率。

本文對(duì)不同航態(tài)下的某型號(hào)噴水推進(jìn)組合體進(jìn)行流場數(shù)值計(jì)算，其航態(tài)由組合舵的舵板和舵殼協(xié)同控制，提取不同航態(tài)下的組合舵內(nèi)部流動(dòng)和尾流場進(jìn)行分析，探究其流動(dòng)規(guī)律，對(duì)噴水推進(jìn)組合體的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 噴水推進(jìn)組合體部件組成及計(jì)算設(shè)置

1.1 推進(jìn)泵

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

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

1.2 組合舵

如圖2 所示，組合舵由舵殼、兩側(cè)固定側(cè)板和中舵板組成，舵殼和中舵板通過套管舵桿與控制機(jī)構(gòu)相連接，可分別控制舵殼和中舵板繞軸旋轉(zhuǎn)，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(jié)構(gòu)，橫截面呈橢圓形。中舵板轉(zhuǎn)動(dòng)到一定角度時(shí)可與舵殼和側(cè)板貼合，實(shí)現(xiàn)流道的關(guān)死[1–2]。

圖2 組合舵三維結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Three-dimensional structure of built-up rudder

1.3 數(shù)值計(jì)算方法

根據(jù)文獻(xiàn)[22]建立噴水推進(jìn)泵組合舵靜止域幾何模型，經(jīng)實(shí)際計(jì)算發(fā)現(xiàn)，縮小組合舵靜止域尺寸并不會(huì)對(duì)舵內(nèi)流場造成可見的明顯影響，故為減少網(wǎng)格數(shù)量降低計(jì)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(jì)算域Fig.3 Calculation domain of built-up rudder

采用混合網(wǎng)格方案進(jìn)行計(jì)算前的網(wǎng)格劃分，使用Turbo Grid 對(duì)前支架、葉輪和導(dǎo)葉進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，增加了泵前進(jìn)水管并使用ICEM進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，組合舵靜止域采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，具體的網(wǎng)格如圖4 所示。

圖4 推進(jìn)泵流體域網(wǎng)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(jìn)泵組合體流動(dòng)計(jì)算。計(jì)算中液相為25℃水，其密度997 kg/m3，動(dòng)力粘度為8.899×10?4kg/(m·s)，采用SSTk-ω湍流模型。僅對(duì)噴水推進(jìn)泵設(shè)計(jì)工況點(diǎn)進(jìn)行計(jì)算，進(jìn)口邊界條件采用質(zhì)量流量速率，組合舵計(jì)算域邊界設(shè)置為opening[23]。壁面邊界條件采用無滑移壁面。葉輪計(jì)算域設(shè)置成轉(zhuǎn)動(dòng)，轉(zhuǎn)速為361 r/min，葉片和輪轂設(shè)置為轉(zhuǎn)動(dòng)，輪緣壁面速度設(shè)為Counter rotatingwall，導(dǎo)葉、前支架、進(jìn)口段和組合舵設(shè)置為靜止。轉(zhuǎn)動(dòng)部件和靜止部件交界面設(shè)置為Frozen Rotor Interface。對(duì)流項(xiàng)格式選擇High Resolution，采用預(yù)設(shè)迭代步數(shù)為1000。

將數(shù)值計(jì)算得到的揚(yáng)程H數(shù)據(jù)根據(jù)國際標(biāo)準(zhǔn)委員會(huì)標(biāo)準(zhǔn)（IEC）按照下式進(jìn)行無量綱轉(zhuǎn)化：

式中:EnD為無量綱能量系數(shù)；H為揚(yáng)程，m；n 為轉(zhuǎn)速，r/min；D為葉輪名義直徑m；g 為重力加速度，m/s2。

調(diào)整網(wǎng)格密度生成5套網(wǎng)格方案進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，方案詳情及計(jì)算結(jié)果如圖5 所示。從圖中可以看出，隨著網(wǎng)格的不斷加密，能量系數(shù)EnD和效率 η變化均很小，為了盡可能捕捉到更精細(xì)的流場結(jié)構(gòu)，綜合考慮計(jì)算消耗，最終選擇方案4 進(jìn)行計(jì)算，其網(wǎng)格總量為1129 萬。

圖5 網(wǎng)格方案及無關(guān)性驗(yàn)證Fig.5 Grid schemes and independence test

1.4 內(nèi)部流場分析

為了充分展現(xiàn)不同航態(tài)下的組合舵內(nèi)部流動(dòng)狀態(tài)，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(tǒng)一的云圖標(biāo)尺表示，此外還有能直觀表現(xiàn)整體流場的3D 流線圖等。最后對(duì)不同轉(zhuǎn)動(dòng)角度下的噴水推進(jìn)泵組合體進(jìn)行受力分析。

2 不同航態(tài)下對(duì)應(yīng)的組合舵形態(tài)

在實(shí)際應(yīng)用中，通常會(huì)在船舶兩側(cè)各裝配一套噴水推進(jìn)器，并通過兩側(cè)噴水推進(jìn)器間的配合完成對(duì)整船航態(tài)的控制[1]，本文對(duì)單個(gè)噴水推進(jìn)器進(jìn)行分析研究。

2.1 正航及正航轉(zhuǎn)向

分別選取舵殼與中舵板同步轉(zhuǎn)動(dòng)0°，15°和30°時(shí)的狀態(tài)開展數(shù)值計(jì)算并對(duì)流場進(jìn)行分析，其中當(dāng)舵殼與中舵板同步轉(zhuǎn)動(dòng)0°時(shí)為正車直航狀態(tài)，當(dāng)舵殼與中舵板同步轉(zhuǎn)動(dòng)15°和30°時(shí)為正車轉(zhuǎn)向狀態(tài)。組合舵模型如圖6所示。

圖6 正航時(shí)的同步轉(zhuǎn)動(dòng)角度Fig.6 Synchronous rotation angle of forward navigation

2.2 減速及倒航

可通過調(diào)節(jié)中舵板的轉(zhuǎn)動(dòng)角度實(shí)現(xiàn)對(duì)正車流道的控制以產(chǎn)生不同方向及流量的噴射水流，最終實(shí)現(xiàn)減速及倒航航態(tài)的控制，可在原動(dòng)機(jī)輸出功率及轉(zhuǎn)速不變的情況下實(shí)現(xiàn)對(duì)船舶航速及航向的無級(jí)調(diào)節(jié)。本文選取中舵板轉(zhuǎn)動(dòng)角度分別為15°，30°及舵板關(guān)死等幾種情況進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。組合舵模型如圖7所示。

圖7 減速及倒航時(shí)的中舵板轉(zhuǎn)動(dòng)角度Fig.7 Rotation angle of middle rudder plate during deceleration and reversing

3 結(jié)果分析

3.1 正航時(shí)同步轉(zhuǎn)動(dòng)角度對(duì)舵內(nèi)流動(dòng)和尾流場的影響

對(duì)不同舵殼與中舵板同步轉(zhuǎn)動(dòng)角度下的模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，并對(duì)3D 流線圖和截面云圖及流線圖進(jìn)行提取，分析不同的同步轉(zhuǎn)動(dòng)角度對(duì)組合舵內(nèi)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(zhuǎn)動(dòng)改變了噴口后流體的流動(dòng)方向，噴射尾流方向改變的結(jié)果是船舶轉(zhuǎn)向力的產(chǎn)生，以此控制船舶正航轉(zhuǎn)向。不同同步轉(zhuǎn)動(dòng)角度同樣影響了舵流道內(nèi)部和尾流場的速度和壓力分布，轉(zhuǎn)動(dòng)方向一側(cè)的流道內(nèi)出現(xiàn)了低壓區(qū)，低壓區(qū)與速度分布中的高速區(qū)基本對(duì)應(yīng)。值得注意的是，在轉(zhuǎn)動(dòng)角度存在的情況下，雖然因?yàn)橄拗粕淞骱椭卸姘逅a(chǎn)生的康達(dá)效應(yīng)，左右流道的出流方向成對(duì)稱分布，但噴射尾流的分布并沒有與中舵板骨線成對(duì)稱分布，原因是組合舵轉(zhuǎn)軸在中舵板中部，在同步轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，雖然兩側(cè)流道沒有改變，但中舵板進(jìn)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(dǎo)致流速變化，再加上組合舵轉(zhuǎn)動(dòng)引起的左右流體域變化，最終射流發(fā)生了與同步轉(zhuǎn)動(dòng)方向相反的偏轉(zhuǎn)，高速流體沖擊造成的漩渦還使得舵后出現(xiàn)了較大區(qū)域的低壓區(qū)。

圖8 不同同步轉(zhuǎn)動(dòng)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(zhuǎn)動(dòng)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(zhuǎn)動(dòng)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(shí)中舵板轉(zhuǎn)動(dòng)角度對(duì)舵內(nèi)流動(dòng)和尾流場的影響

對(duì)不同中舵板轉(zhuǎn)動(dòng)角度下的模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，為了充分了解不同中舵板轉(zhuǎn)動(dòng)角度對(duì)組合舵內(nèi)部流場的影響，同樣提取最能直觀表現(xiàn)流動(dòng)狀態(tài)的舵內(nèi)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(zhuǎn)動(dòng)角度下的3D流線圖、截面流線及速度云圖、截面壓力云圖?？梢钥闯?，中舵板的轉(zhuǎn)動(dòng)使得流線方向產(chǎn)生了明顯的偏轉(zhuǎn)，在轉(zhuǎn)動(dòng)角度較小時(shí)，僅中舵板的轉(zhuǎn)動(dòng)就可起到和舵殼整體轉(zhuǎn)動(dòng)相似的效果。由于中舵板的旋轉(zhuǎn)，偏轉(zhuǎn)側(cè)內(nèi)流道進(jìn)口過流斷面擴(kuò)大，射流流量在左右流道的分配產(chǎn)生變化，偏轉(zhuǎn)側(cè)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(dāng)中舵板旋轉(zhuǎn)到一定程度時(shí)，射流卷吸產(chǎn)生的低能流體無法通過偏轉(zhuǎn)側(cè)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(huì)產(chǎn)生漩渦。兩側(cè)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(yù)見，當(dāng)中舵板轉(zhuǎn)動(dòng)角度進(jìn)一步增大時(shí)，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(guān)死時(shí)，舵后不再有流體流出而全部從間隙流出，實(shí)現(xiàn)船舶的減速及倒航。

圖11 不同中舵板轉(zhuǎn)動(dòng)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(zhuǎn)動(dòng)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(zhuǎn)動(dòng)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(zhuǎn)動(dòng)角度下的噴水推進(jìn)組合體受力分析

根據(jù)文獻(xiàn)[24]對(duì)各部件進(jìn)行受力統(tǒng)計(jì)，由于組合舵轉(zhuǎn)軸方向?yàn)榭v向，故在此僅統(tǒng)計(jì)噴水推進(jìn)器各部件X軸方向即推進(jìn)泵橫向、Z軸方向即推進(jìn)泵軸向受力，而不對(duì)縱向受力進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，以正航時(shí)各部件的受力數(shù)據(jù)為基準(zhǔn),前支架、葉輪、導(dǎo)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(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，同步轉(zhuǎn)動(dòng)或相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)對(duì)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(zhuǎn)動(dòng)時(shí)開始表現(xiàn)出差異。如圖14(a)和圖14(b)所示，由于前支架和葉輪相對(duì)遠(yuǎn)離組合舵的原因，這2 個(gè)部件受組合舵轉(zhuǎn)動(dòng)角度的影響較小，受力變化差值在1 000 N 以內(nèi)。而導(dǎo)葉因?yàn)榕c組合舵相對(duì)較近，受組合舵轉(zhuǎn)動(dòng)角度的影響較大。如圖14(c)所示，在轉(zhuǎn)動(dòng)角度為30°時(shí)，2種轉(zhuǎn)動(dòng)方式所造成的Z軸方向受力的差值達(dá)到了12 821 N，且變化規(guī)律也不同，同步轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)受力變化不大，但相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)受力大幅減小，原因是此時(shí)流道堵塞產(chǎn)生的反射流使得導(dǎo)葉與組合舵間隙區(qū)域壓力升高抵消了導(dǎo)葉內(nèi)的受力，這也體現(xiàn)在導(dǎo)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(zhuǎn)動(dòng)狀態(tài)相比，中舵板關(guān)閉時(shí)的Z軸方向受力差值達(dá)到了225 498 N，轉(zhuǎn)動(dòng)30°時(shí)，2種轉(zhuǎn)動(dòng)方式的受力差值也有101 123N；同步轉(zhuǎn)動(dòng)30°時(shí)的X軸方向的受力相比于未轉(zhuǎn)動(dòng)狀態(tài)大了75874 N，2種不同轉(zhuǎn)動(dòng)狀態(tài)下的差值也到達(dá)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(duì)于組合舵來說都較小，所以整體受力主要受組合舵影響，規(guī)律上基本相同。總的來說，同步轉(zhuǎn)動(dòng)主要影響X軸即橫向受力，實(shí)現(xiàn)控船轉(zhuǎn)向；相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)主要影響Z軸即泵軸軸向受力，實(shí)現(xiàn)減速倒航，但值得注意的是，該型噴水推進(jìn)組合體在中舵板關(guān)死時(shí)仍存在較大的X軸（橫向）受力，故如若要實(shí)現(xiàn)直線倒航，應(yīng)對(duì)偶數(shù)個(gè)噴水推進(jìn)組合體對(duì)稱分布安裝。

圖14 不同轉(zhuǎn)動(dòng)角度下的噴水推進(jìn)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(jié) 語

為了研究噴水推進(jìn)組合體在不同航態(tài)下的組合舵內(nèi)部流動(dòng)及尾流場，本文通過對(duì)不同舵殼轉(zhuǎn)動(dòng)角度和中舵板轉(zhuǎn)動(dòng)角度下的噴水推進(jìn)器進(jìn)行數(shù)值模擬研究，分析了不同舵殼和中舵板同步轉(zhuǎn)動(dòng)或相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)角度對(duì)組合舵內(nèi)部流動(dòng)和尾流場以及各部件受力分布的影響，得出如下結(jié)論：

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

2）中舵板的較小角度的相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)也可起到和同步轉(zhuǎn)動(dòng)相似的效果。

3）通過對(duì)中舵板轉(zhuǎn)動(dòng)角度的調(diào)節(jié)可控制前后出流方向的流量，中舵板在較大相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)角度時(shí)將使得舵內(nèi)有效流道面積減小，噴口尾流從舵內(nèi)偏折并從間隙反向噴出，可控制船舶減速或倒航。

4）同步轉(zhuǎn)動(dòng)和相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)對(duì)噴水推進(jìn)組合體整體受力的作用規(guī)律主要由組合舵決定，2種轉(zhuǎn)動(dòng)在小角度時(shí)相似，在大角度時(shí)作用效果不同，同步轉(zhuǎn)動(dòng)主要影響X 軸即橫向受力，相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)主要影響Z 軸即泵軸軸向受力。

雖然opening 邊界的設(shè)置降低了邊界條件對(duì)組合舵外部流場的影響，使得射流的卷吸效應(yīng)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(duì)運(yùn)動(dòng)，實(shí)際流場可能會(huì)有所差別，未來還需對(duì)更多的邊界條件及流體域設(shè)置進(jìn)行計(jì)算研究。