噴水推進器進水流道在來流含氣條件下的內部流動特性分析

潘中永, 張 帥, 劉月偉, 楊孟子

(江蘇大學 國家水泵及系統工程技術研究中心, 江蘇 鎮江 212013)

海洋工程裝備及高性能船舶作為“中國制造2025”十大領域之一,是我國當前科研領域的一項重要課題[1].噴水推進作為一種新型的船舶推進技術,其原理是利用噴水推進泵的高速運行從船底進水流道吸入水流,使水流從噴嘴射出,從而產生反作用力推動船舶前進.噴水推進器具有很多傳統螺旋槳沒有的優點,例如淺水區運行效果好,高航速時推進效率高,抗空化能力強等.因此,噴水推進器在高性能船舶上的運用變得越來越普遍.進水流道是噴水推進器的重要組成部分,其能否將水流均勻、穩定地送入噴水推進泵,對整個噴推系統性能起著至關重要的作用.

文獻[2-3]采用RANS進行仿真并結合試驗,總結出進水流道的整體型線以及進口平面形狀會對進水流道出流面均勻性造成影響,并通過PIV測試技術觀察到,當進水流道入口流速較低時,在進口唇部附近容易發生流動分離.文獻[4]采用數值模擬方法分析出在高航速運行時,進水流道斜坡處會出現大尺度的分離渦.文獻[5]對進水流道進行了增厚邊界層試驗,通過試驗結果發現,進水流道斜坡處二次流的強度降低,邊界層分離現象減弱.文獻[6]基于徑向基神經網絡和NSGA-Ⅱ算法對齊平進口式進水流道進行了結構優化,優化后改善了進水流道內流體流動的均勻度并使得唇口最低壓力改善明顯.文獻[7]對無軸式噴水推進泵的推力性能進行仿真分析,發現無軸式設計可以有效改善進水流道出流面的均勻程度.文獻[8]利用CFD技術對混流式噴水推進泵的各工況下各級監測點進行壓力脈動頻域分析,發現大流量工況加劇了泵內流體的振動.文獻[9]對不同航速下噴水推進器壓力脈動進行分析,發現推進器進水流道與首級葉輪處的壓力脈動主要受到首級葉輪的影響.

為了保證噴水推進器在實際運行情況下更加穩定、高效,文中主要借助數值模擬方法,考慮進口來流的含氣情況,研究在來流含氣條件下噴水推進器進水流道內部流動特性.

1 數值計算模型

1.1 模型參數

選用的噴水推進器主要組成部分為噴水推進泵(軸流泵、導葉、噴嘴)和進水流道,系統的額定流量為550 m3/h,揚程為35 m,設計轉速為5 500 r/min.

各部件主要參數如表1所示.

表1 噴水推進系統主要幾何參數

利用Creo6.0軟件對噴水推進器進行三維結構建模,得到模型如圖1所示.

圖1 噴水推進器三維模型

為了準確模擬噴水推進器的運行,需要在噴水推進器進水流道底部添加長30D,寬10D,高8D的流場控制體,D的值[10]為155 mm(葉輪外徑).整體計算域如圖2所示.

圖2 噴水推進器計算域

1.2 多相流模型

CFX計算氣液兩相流主要有歐拉-歐拉均相流和非均相流模型兩種.與均相流模型相比非均相流模型會對氣相和液相運動情況進行單獨求解,這樣能使兩相流之間的速度滑移以及能量傳遞更符合流體實際的運動情況.因此文中數值計算選用歐拉-歐拉非均相流模型,相間傳遞采用粒子模型,動量傳遞采用Schiller Naumann模型.

2 數值計算方法

2.1 網格劃分

采用TurboGrid軟件對葉輪、導葉以及噴嘴進行網格劃分,具體網格如圖3所示.

圖3 軸流式噴水推進泵網格劃分

進水流道和流場控制體采用ICEM進行結構化網格劃分,對進水流道進出口以及流場控制體交界面進行局部網格加密,具體網格如圖4所示.

圖4 進水流道及流場控制體網格

2.2 網格無關性驗證

對不同網格方案進行推力性能驗證,結果如表2所示,網格數由2 055 467到3 302 048個時,推力增加了37%,當網格數由3 302 048到5 005 639個時,推力變化范圍在1%以內.所以考慮到計算結果的準確性,同時為了節省計算資源,最終選擇計算網格數為3 302 048個.

表2 網格無關性檢驗

2.3 邊界條件

采用CFX軟件進行數值模擬,多相流模型采用歐拉-歐拉非均相流模型,湍流模型采用SSTk-ω模型.計算域中,軸流泵的葉輪設置為旋轉域,其余部分設置為靜止域,計算域壁面均設置為無滑移.進口邊界條件為流場控制體(總進口邊界)速度進口;出口邊界條件為流場控制體出口自由出流,噴水推進器壓力出口.采用定常計算,給定進口含氣率和氣泡直徑,動靜交界面設置為Frozen Rotor,殘差收斂值設置為10-5.

2.4 噴水推進器推力試驗

為了驗證數值模擬方法的準確性,要對噴水推進器的推力性能進行試驗.本次試驗搭建了靜水試驗臺,通過改變泵的轉速,對噴水推進器進行推力測量.試驗選取9種不同轉速工況,為避免試驗誤差,每組工況分別進行2次測量,結果如圖5所示.由圖可以看出,試驗結果與仿真數據變化趨勢相同,數值相差不大,尤其是在設計轉速時,誤差在3%,驗證了仿真方法的準確性.

圖5 推力試驗

3 數值計算結果分析

3.1 進水流道流場特征

為了便于分析進水流道不同位置的流動特性,根據進水流道結構,在進水流道由進口到出口劃分了8個截面(Ⅰ-Ⅷ),用來進行流場特性監測,如圖6所示.其中進水流道進口水平面為截面Ⅰ,進水流道出口豎直截面為截面Ⅷ.

圖6 進水流道各監測面示意圖

3.2 單相流不同航速進水流道內部流動分析

圖7分別為1、15、30 和45 kn 4種不同航速下的進水流道豎直方向中間截面壓力分布云圖.從壓力分布圖中可以看出,在低航速時,進水流道左下角彎管處出現較大范圍的低壓區.這主要是因為低航速運行時,流量較小,流體由進口斜管向水平方向過渡時受到幾何結構限制,在彎曲處產生了堆積,從而造成局部壓力降低.對比發現,隨著航速的逐漸提高,下部彎管處的低壓區完全消失.反觀流道上部彎管,在低航速時壓力最大,隨著航速的逐漸提高,上部彎管處壓力逐漸降低,且低壓范圍逐漸擴散,在45 kn航速時,可以明顯看出低壓區范圍占整個流道的2/3.這主要是因為高航速時,流量較大,流體流經上部彎管處產生流動分離,且受到轉軸的影響,導致在上部彎管處造成堵塞,從而造成局部壓力下降.

圖7 不同航速下進水流道壓力分布

進水流道是噴水推進系統的重要部分,外部流體首先要經過進水流道才能流入噴水推進泵,所以進水流道內流體流動的穩定性影響著噴水推進系統的推進性能.因此文中采用不均勻度ζ對進水流道不同流面進行定量分析.

(1)

式中：Q為流量,m3/h;vz為進流面微單元面上軸向速度,m/s;vz,av為進流面平均軸向速度,m/s.

ζ值為0時,表示通過截面時的流動均勻性最高,ζ值越大,則表示流動均勻性越差.

對不同航速下進水流道出口截面進行不均勻度分析,結果如下：1 kn時,ζ為0.018;15 kn時,ζ為0.011;30 kn時,ζ為0.120;45 kn時,ζ為0.280.

在低航速區間時,進水流道出口截面流動不均勻度處于較低水平,在高航速區間時,截面不均勻度有明顯增大,在最大航速時,不均勻度達到0.280,這很容易造成噴水推進泵性能下降,從而影響整個噴水推進系統的推進性能.這主要是因為在高航速區間運行時,流體在上部彎管處產生流動分離,從而堵塞在進水流道出口附近,影響進水流道出口截面的不均勻度.

3.3 含氣工況下不同航速進水流道內部流動分析

3.3.1進水流道內部氣體空間分布

圖8分別為1、15、30和45 kn 4種不同航速下,進水流道進口含氣率α為5%,氣泡直徑d為0.2 mm,氣相體積分數為0.25時的氣液空間分布圖(綠色部分為氣體).從氣液空間分布圖中可以看出,在低航速區,氣體分布主要集中在進水流道下部彎管及轉軸附近,并且沿進水流道豎直方向中間對稱分布.這主要是因為在低航速區運行時,流量較小,流體在下部彎管處造成堆積、堵塞,從而導致流體中所含氣體集中分布在下部彎管處,且轉軸旋轉時,也會影響流體流動,造成部分氣體分布于轉軸表面.當航速提升到高航速區時,氣體則主要集中分布在上部彎管及轉軸附近,且呈不對稱分布,下部彎管處的氣體逐漸減小,在45 kn時,完全消失.這主要是因為在高航速區運行時,流量變大,進水流道內流速變快,流體受到彎管結構的影響,在上部彎管處,流動分離更加明顯,流體內含有的氣體受流動分離區漩渦的影響,造成了堵塞,從而集中堆積到了上部彎管處.

圖8 進水流道內氣相體積分數為0.25時氣液空間分布

3.3.2進水流道內流動不均勻度分析

對不同航速下進水流道內各截面流動不均勻性進行分析,如圖9所示,在低航速區間時,進水流道內部流動不均勻度相似,且無明顯波動,一直持續在較低水平.在高航速區間時,進水流道內各截面不均勻程度變化較大,可以很明顯看出,在截面Ⅱ處,不均勻度均達到峰值,隨后不均勻度逐漸降低.這主要是因為在高航速時,流體由水平截面Ⅰ 流經斜面,受到下部彎管結構影響,流動角度產生較大變化,所以在斜面Ⅱ附近產生流動分離,造成堵塞,進而對截面Ⅱ處流動不均勻度造成較大影響.當航速由30 kn到45 kn時,變化趨勢相同,但航速更快、流量更大,所以流動不均勻度波動幅度更大.流體流經截面Ⅱ以后,流動變化角度逐漸變緩,所以從流面Ⅱ以后,不均勻度逐漸下降.

圖9 流動不均勻度沿進水流道分布特性

3.4 不同進口含氣率下進水流道內流場分析

通過以上分析,可以看出進水流道在高航速區間時不均勻度變化比較明顯,但在低航速區間時,參照高航速,變化幅度較小,且低航速時,氣體堆積程度大,進水流道穩定性受進口含氣率擾動強.所以需要對低航速時,不同進口氣相條件對進水流道的影響做進一步分析.

3.4.1進水流道各監測面氣相體積分數分布

圖10分別為5%、15%和25%這3種不同進口含氣率下,進水流道在1 kn航速下,氣泡直徑為0.2 mm時的各個截面氣相體積分數分布云圖.

根據云圖縱向對比可以看出,截面Ⅲ處,高氣相體積分數主要集中在截面底部,且對稱分布.隨著截面往出口逐漸移動,截面底部高氣相體積分數區逐漸減小,對稱性逐漸減弱.在出口截面(截面Ⅷ)處,除底部少部分高氣相體積分數區,轉軸周圍氣體分布相對均勻,且3種不同含氣率狀態下,變化趨勢均相同.這主要是因為在航速較低時,流量較小,截面Ⅲ處流道面積較大,受轉軸干擾較小,流體在下部彎管處造成堆積、堵塞,從而使其攜帶的氣體集中.在進水流道出口處,流道面積變小,且轉軸位于流道中心,流體受轉軸旋轉影響,導致流道底部氣體減少,轉軸周圍氣體增加.

橫向對比可以看出,隨著進口含氣率的增大,各截面整體上氣相體積分數逐漸增大,且在各截面底部氣體堆積現象加劇.在底部氣體堆積區,通過矢量流線可以觀察到流體產生了漩渦,隨著進口含氣率的增大,漩渦范圍逐漸變大,流動不穩定性增加.

圖10 不同進口含氣率下進水流道各截面氣相體積分數分布

3.4.2進水流道內流動不均勻度分析

圖11分別為5%、15%和25%這3種不同進口含氣率下,進水流道在1 kn航速和進口氣泡直徑為0.2 mm時,由進口到出口各截面流動不均勻度的變化曲線圖.

圖11 不同進口含氣率下進水流道各截面流動不均勻度變化

從圖11中可以看出,在3種不同進口含氣率條件下,進口截面處不均勻度均為最大,出口截面處不均勻度為最低,整體不均勻度曲線的波動趨勢相似,在前4個截面處,不均勻度先下降,后上升,截面Ⅳ到出口截面處,不均勻度逐漸降低,流動趨于穩定.這主要是因為流道前半部分受彎管結構影響,流體流入同一截面時,截面的上部和下部流速相差較大,造成流動的不均勻度變化較大.從截面Ⅳ到出口截面,流體流動方向逐漸水平,所以流動穩定性有所改善,不均勻度逐漸降低.當進口含氣率增大時,整體不均勻度要高于低進口含氣率,這是因為進口含氣率變大,氣體的堆積程度變強,更容易造成漩渦,影響流動的穩定性.

3.5 不同氣泡直徑下進水流道內流場分析

3.5.1進水流道各監測面氣相體積分數分布

圖12分別為0.1、0.2和0.3 mm這3種不同氣泡直徑下,進水流道在1 kn航速,進口含氣率為15%時的各個截面氣相體積分數分布云圖.

圖12 不同氣泡直徑下進水流道各截面氣相體積分數分布

根據云圖縱向對比可以看出,各截面處的氣體主要堆積在流道底部,截面Ⅲ處氣體分布比較對稱,隨著流體往出口發展,截面面積變小,轉軸影響變大,底部氣體分布對稱性減弱,且截面底部氣體堆積范圍有所減小,轉軸附近氣相體積分數增加.

橫向對比可以看出,隨著氣泡直徑的增大,在截面底部和轉軸周圍氣相體積分數有明顯增大,且范圍變廣,在其他區域,氣相體積分數并無明顯變化.氣體堆積區的矢量流線,隨著氣泡直徑的增大變得紊亂,這是因為流體運動受到氣泡的擾動,當氣泡直徑變大時,氣泡對流體的擾動則會增強.

3.5.2進水流道內流動不均勻度分析

圖13為在0.1、0.2和0.3 mm這3種不同氣泡直徑下,在1 kn航速,進口含氣率為15%時,進水流道由進口到出口各截面流動不均勻度的變化曲線圖.從圖中可以看出,3種不同氣泡直徑下,進口截面處不均勻度均為最大,出口截面處不均勻度均為最低.氣泡直徑越大時,整體流道內不均勻度越大,流體流動越紊亂.這主要是因為氣泡直徑變大,其對流體流動的擾動會變強,使氣體更容易堆積,從而造成流道內的堵塞,加劇流動紊亂.

圖13 不同氣泡直徑下進水流道各截面流動不均勻度變化

4 結 論

1) 進水流道氣體堆積區域受航速影響變化較大,低航速時流量小、流速慢,受彎管結構影響,流體主要堆積在下部彎管,當高航速時流量變大,流道上部彎管處流體流速升幅較大,導致上部彎管附近產生流動分離,從而形成流體堆積.

2) 來流含氣時,隨著進口含氣率和氣泡直徑的增大,氣相堆積區域變大,氣體對流體擾動加強,導致堆積區流線紊亂,不均勻度提高,影響進水流道的穩定性.