格栅安装角对喷水推进泵装置性能影响的数值模拟

罗 灿，成 立，刘 超

（扬州大学水利与能源动力工程学院，江苏 扬州225127）

格栅安装角对喷水推进泵装置性能影响的数值模拟

罗 灿，成 立*，刘 超

（扬州大学水利与能源动力工程学院，江苏 扬州225127）

为探究格栅安装角对喷水推进泵装置性能的影响，建立了“格栅+推进泵+进水流道+喷嘴+船底水体”的三维几何模型，基于计算流体动力学（CFD）技术对该模型进行数值计算，并对内流场特性、推力性能和水力性能展开分析.分析结果表明：格栅的安装会明显缩小泵装置纵剖面上的高速区范围，但格栅安装角对高速区范围变化影响不大；装设格栅后弯管断面和流道出口断面上的法向流速分布明显变化，随着安装角的增加，该影响减弱；流道出口断面水流较为平顺，法向流速均匀度欠佳，格栅的安装会加剧这种趋势；装设格栅后装置的推力减小，随着格栅安装角的增加，推力会逐渐恢复至无格栅方案时的推力水平；格栅安装角的变化对装置的水力性能影响并不明显；推荐格栅安装角γ选择5。.

喷水推进泵装置；计算流体动力学；格栅；安装角

一种新型喷水推进泵装置目前已广泛应用于船舶业，特别是高性能船舶领域［1-2］.为了更深入地了解喷水推进泵装置的性能，前人对其展开了相关的研究工作［3-5］.在装置的实际运行中常会遇到多杂物的环境，此时杂物会通过流道流入推进泵内，影响装置的安全运行，故在装置流道进口须装设可拆卸的格栅以保护装置的核心部件叶轮.对此，国内外学者均针对格栅展开了研究：周畅［6］从静力特性和动力特性两方面入手找出了流道进水口格栅的损坏原因；王永生等［7］运用计算流体动力学方法，按照装有格栅的进水口“流通能力保持不变”的设计准则，重新设计进水口并分析了某喷水推进高速巡逻艇航速未达设计值的原因；Dusablon［8］研制了一款安装于高速摩托艇上的喷水推进装置的格栅；Jordan［9］设计了与常规格栅配合使用的附加格栅.已有研究主要从栅条应力、进水口优化及格栅形式的设计等角度展开，而较少关注格栅安装角对喷水推进泵装置内外特性的影响.目前，CFD技术已经成为一种重要的研究手段［10］.本文以格栅安装角为切入点，建立了装设有不同安装角格栅的喷水推进泵装置三维几何模型，并采用CFX求解器对格栅安装角对装置性能的影响进行了数值计算.

1　计算模型及数值模拟

1.1控制方程及湍流模型

喷水推进泵装置内部流动为不可压缩流动，将雷诺时均N-S方程和连续性方程作为控制方程组，对该流动描述.在CFX求解器下对计算进行如下设置：①采用标准k-ε湍流模型作为本计算的湍流模型［11］；②控制方程的各项均采用一阶迎风格式进行离散；③基于CFX求解器内嵌的有限体积法对方程组进行求解；④认为默认监控参数的收敛精度达到10-5时计算收敛.1

.2 计算区域

喷水推进泵装置由进水流道、叶轮、导叶和喷嘴组成，其中叶轮为装置的核心部件.研究表明，船底边界层会造成流道进口发生不均匀入流，仅研究单独的装置是不合理的，因此须在船底建立水体计算域，装置安装于水体计算域宽向的中心线上，沿用文献［12］提供的建议尺寸，即船底水体的长、宽、高分别为30Dpo、5Dpo和8Dpo，其中Dpo为喷水推进装置进水流道的出口直径. 图1上方子图为整个计算域的正视图，下方子图为喷水推进泵装置进水流道的细节图，喷水推进泵的叶轮叶片数为6片，导叶数为7片；流道可分为进口收缩段、弯管段及出口水平段三部分，其中格栅装于流道收缩段进口处.各子域均在同一个三维直角坐标系下，z轴原点位于流道出口断面前0.029Dpo处.

1.3空间离散

分别用不同类型的网格对各子域进行空间离散，其中流道进口收缩段的网格为非结构网格，其余部分均为结构网格.网格无关性分析结果表明：核心部件推进泵叶轮的网格数超过约90万后，装置的扬程和效率基本不变.本文采用的网格数如下：船底水体为574 656，进水流道为5 466 504，叶轮为890 136，导叶为546 854，喷嘴为62 720.

1.4边界条件

进口、喷嘴出口和水体出口的位置如图1所示，其中进口设置为速度进口，大小为8 m·s-1，即为船速；水体出口设置为压力出口，平均静压为101.325 k Pa，喷嘴出口设置为流量出口；推进泵叶轮为旋转域，其转速设置为700 r·min-1；各子域间的接触面采用交界面进行耦合处理，其中叶轮的进出口交界面为动静交界面；采用可缩比例壁面函数对固体壁面进行处理.

图1　计算区域及边界示意图Fig.1 Computational domains and boundary condition

2　水力性能评判指标

2.1分析断面的选取

为了研究格栅对喷水推进泵装置性能的影响，共选取了3个分析断面，如图2所示.其中1-1断面为纵剖面x=0，2-2断面和3-3断面为沿水流方向所截取的横剖面，2-2断面为流道出口断面（z=0），3-3断面为弯管断面，该断面与x Oz面之间的夹角β为72.78。.

图2　分析断面示意图Fig.2 Scheme of analysis sections

2.2指标参数

推进泵的水力性能曲线包括流量扬程特性和流量效率特性，其中扬程H和效率η可由式（1），（2）计算获得；喷水推进装置的内流场特性参数包括速度均匀度和加权平均角，但考虑到弯管断面上的轴向速度并不垂直于断面，所以轴向速度不能作为特征速度计算均匀度和加权平均角，须引入法向速度.在该物理模型的坐标系下，可通过式（3），（4）计算断面法向速度均匀度van和法向速度加权平均角θ.van用于评判断面上的速度均匀程度，该值越大，断面上的法向速度分布越均匀；而θ为断面法向速度与断面之间的夹角，该值越大表明水流的平顺度越好.此外，推力也是反映装置水力性能的重要指标，定义其方向指向 z轴，其大小可由式（5）算出.

式中H为推进泵扬程；pin，t为推进泵进口总压；pout，t为推进泵出口总压；ρ为介质密度；g为重力加速度；η为推进泵效率；qV为体积流量；T为叶轮上的扭矩；N为水泵叶轮转速；van为法向速度分布均匀度；vn为断面上的平均法向速度；n为节点数；vxi，vyi，vzi分别为断面各节点上x，y，z方向上的速度；θ为断面法向速度加权平均角；Ft为喷水推进装置的推力；Anozzle为喷口面积；vout为喷口速度；vs为船速；α为边界层影响系数.

3　结果分析与讨论

本文所研究的格栅布置于装置进口唇部上侧，当安装角为0°时，格栅与进口之间的距离H′= 0.16Dpo，栅条为6根，各栅条等距分布，由连接件固定在一起，阴影部分为1-1断面的格栅横截面形状，将格栅的安装角定义为格栅与水平面之间的夹角，用符号γ表示，如图3所示，左上方子图为三维进水流道格栅布置示意图，右上方子图为带有格栅的进水流道剖面图，下方子图为γ=0。时的格栅细节图.为了研究格栅安装角对喷水推进泵装置性能的影响，本文设置无格栅，γ取0。，5。，10。，15。，20。，共6种方案.

图3　格栅空间布置及安装角示意图Fig.3 Scheme of protecting grid with different angles

3.1内流场特性

图4为各方案泵装置纵剖面流线图及轴向速度云图.通过对比图4（a）～（f）发现：各方案纵剖面上的轴向速度分布和流线趋势相似，可见部分流入流道的水流在唇部转向流出，这是由于唇部几何形状较为尖锐，水流在该处发生流动分离，唇部上侧形成明显的低速区；装置流道进口处的轴向流速最大，沿着水流的方向速度逐渐减小；水流进入弯管段和直管段后速度变化趋势不再随水流的方向减小，而是呈现出泵轴上下速度分布不均的规律，泵轴上侧的流速较小，越靠近上壁，轴向速度越小，与此相对的是，越靠近下壁，轴向速度越大，无格栅方案下侧轴向流速高速区的范围明显大于其他方案.

表1为无格栅方案和格栅在安装角下弯管断面（3-3断面）和流道出口断面（2-2断面）上的法向速度均匀度van和法向速度加权平均角θ的大小.无格栅时，3-3断面上的van最小，与安装格栅后的3-3断面最优van相比，相差3.88%.无格栅方案下2-2断面上的van最大，安装格栅后，该断面上van减小，并且随着安装角度的增加越来越小，格栅角度为20。时van最小，与无格栅方案相比，降低了14.81%；随着格栅安装角度的增加，3-3断面上的van越来越小；这6种方案下，3-3断面上θ最大值与最小值仅相差0.09%，而2-2断面上θ最大值与最小值也只相差0.54%.总体而言，各方案3-3断面上θ要优于2-2断面，究其原因，一方面是因为流速分布较为均匀的水流经过弯管段和直管段后还未得到充分地调整，另一方面则是因为泵轴的旋转会对水流产生一定的干扰；2-2断面上θ要优于3-3断面，这表明水流的前进方向与断面垂直度较好，有利于水以平顺的流态流入推进泵.喷口的速度呈二次方关系.出现上述变化规律的原因是：随着安装角度的增大，装置的喷口速度增加，即装置最高效率点所对应的流量增加.

图4　纵剖面流线图及轴向速度云图Fig.4 Axial velocity contours with streamline on the middle profile

表13　-3断面与2-2断面法向速度均匀度van和法向速度加权平均角θTab.1 Normal velocity uniformity vanand velocity weighted average angleθ

3

.2 推力性能

由式（5）计算出推进泵最优工况BEP（best efficiency point）下的装置推力大小，以无格栅装置最优工况下的推力FtBEP为基准，计算出各格栅方案在最优工况下的相对推力.γ为0。，5。，10。，15。，20。时，各自对应的相对推力分别为0.959FtBEP，0.981FtBEP，0.989FtBEP，0.994FtBEP，0.998FtBEP.比较后发现：随着安装角的增加，装置的推力越来越大.其中安装角为5。时，推力的增幅最大，当安装角为20。时，装置的推力大小基本与无格栅时的推力大小相等.由式（5）可知，喷口速度为自变量，其余各物理量均为常数，推力与

图5　各安装角下推进泵的水力性能曲线Fig.5 Hydraulic characteristic curves of propulsion pump for each setting angles

3.3水力性能

各方案推进泵水力性能曲线如图5所示.在最优工况下，安装角为0。时，推进泵扬程最高，随着安装角的增加，扬程变小，与0。相比，20。的推进泵扬程下降了2.64%，但在该安装角下，装置扬程仍略高于无格栅装置，约为0.31%.在小流量工况（0.33qV BEP）到最优工况（qV BEP）的过程中，各格栅安装角下的推进泵效率相差很小，各流量效率曲线基本重合；随着流量的进一步增加，在1.17qVBEP处，安装角为20。的格栅方案效率比其他方案略大，该差值在大流量工况（1.33qVBEP）下达到最大，为3.6%.上述分析表明：各安装角度下，推进泵的水力性能基本相当.

综合考虑不同安装角下喷水推进泵装置的内流场特性、推力性能和水力性能，安装角为5。时，整体性能较其他安装角方案优越，故将5。作为格栅的推荐安装角.

［1］CARLTON J.Marine propellers and propulsion［M］.Oxford：Butterworth-Heinemann Ltd，2012.

［2］ALLISON J.Marine waterjet propulsion［J］.SNAME Transaction，1993，101：275-335.

［3］BULTEN N W H.Numerical analysis of a waterjet propulsion system［D］.Eindhoven：Eindhoven University of Technology，2006.

［4］BRANDNER P A，WALKER G J.An experimental investigation into the performance of a flush water-jet inlet［J］.J Ship Res，2007，51（1）：1-21.

［5］GAO Hong，LIN Wanlai，DU Zhaohui.Numerical flow and performance analysis of a water-jet axial flow pump［J］. Ocean Engin，2008，35：1604-1614.

［6］周畅.流道格栅强度和模态分析及船体总纵强度计算可视化编程［D］.上海：上海交通大学，2007.

［7］王永生，王绍增，靳栓宝，等.装有格栅的进水流道进水口流通能力的研究［J］.华中科技大学学报：自然科学版，2012，40（10）：72-77.

［8］DUSABLON P.Inlet grate for a water jet propulsion system：US，US2011/0053440 A1［P］.2011-03-03.

［9］JORDAN J P.Marine jet propulsion inlet duct and method：US，US5683276［P］.1997-11-04.

［10］金燕，梁豪杰，刘超，等.前置灯泡贯流泵装置内部流动数值模拟［J］.扬州大学学报：自然科学版，2013，16（1）：71-74.

［11］祁卫军.喷水推进泵装置失速非稳定区及控制研究［D］.扬州：扬州大学，2014.

［12］刘承江，王永生，张志宏.喷水推进器数值模拟所需流场控制体的研究［J］.水动力学研究与进展：A辑，2008，23（5）：592-595.

Numerical simulation on the performance of waterjet propulsion system with the protecting grid for different setting angles

LUO Can，CHENG Li*，LIU Chao
（Sch of Hydr，Energy&Power Engin，Yangzhou Univ，Yangzhou 225127，China）

The protecting grid is used to avoid the impeller damaging from garbage in the water，and it also affects the performance of the waterjet propulsion system.The 3-D geometrical model which consists of the protecting grid，propulsion pump，passage inlet，nozzle and the water body under the ship is built and simulated numerically by CFD software so that the effect of the setting angle of the waterjet propulsion system on the performance of the waterjet propulsion system is discussed. The conclusions below can be draw：the area of high velocity zone on the middle profile of the device with protecting grid decreases and the setting angles have small influence on the area of high velocity.There is an obvious change of the normal velocity distribution on both belt pipe section and passage outlet section when the protecting grid is installed，this kind of change deceases as the setting angles increases.The water flows smoothly on the passage outlet section，but the normal velocity uniformity is not desirable，the trend expands when the protecting grid is installed.The thrust gets smaller when the protecting grid is installed.As the setting angle gets bigger，the thrust recovers to the value of the original case in which there is no protecting grid installed gradually.No evident effect on the hydraulic performance as the setting angle changes.It’s recommended that the setting angle of protecting grid is 5。.

waterjet propulsion system；computational fluid dynmmics；protecting grid；setting angle

U664.34

A

1007-824X（2015）02-0065-05

（责任编辑 贾慧鸣）

2015-01-22.*联系人，E-mail：chengli@yzu.edu.cn.

国家自然科学基金资助项目（51179167）；江苏高校优势学科建设工程资助项目；江苏省高校自然科学重大项目（12KJA570001）；江苏省青蓝工程中青年学术带头人项目；江苏省普通高校研究生科研创新计划项目（KYLX-1345）；扬州大学拔尖人才计划项目.

罗灿，成立，刘超.格栅安装角对喷水推进泵装置性能影响的数值模拟［J］.扬州大学学报：自然科学版，2015，18（2）：65-69.