浸没式喷水推进自航试验及数值模拟

易文彬，王永生，刘承江，彭云龙

（海军工程大学动力工程学院，武汉430033）

浸没式喷水推进自航试验及数值模拟

易文彬，王永生，刘承江，彭云龙

（海军工程大学动力工程学院，武汉430033）

浸没式喷水推进器与船体高度融合，难以通过试验的方法测量推进器各部件受力，因此文中采用船模水池试验和数值模拟相结合的方法来分析浸没式喷水推进的水动力特点。该文首先开展了船模拖曳阻力试验，测量了船模阻力、纵倾角及重心升沉。然后开展船模自航试验，测量了船模纵倾角、升沉及轴的转速、力矩、推力等数据。基于CFX软件，对拖曳阻力试验及船模自航试验进行了数值模拟。在四个不同航速下的数值模拟中，阻力计算误差在3.7%以内，轴推力计算误差在2.7%以内，轴力矩计算误差在4.6%以内，试验测量值和CFD预报值吻合较好。通过数值模拟可以进一步得到浸没式喷水推进器上各部件的受力情况，泵的流量、扬程及其它流场信息，克服了浸没式喷水推进器推力测量和流场测量的困难。

CFD；自航试验；浸没式；喷水推进

0 引言

喷水推进以其推进效率高、抗空化性能好、水下辐射噪声低、操纵性好和船外无附体适合浅水航行等优点，已成为国外高速高性能舰船首选的推进方式[1-2]。相对于常规尾板式喷水推进器，浸没式喷水推进器的喷口置于船底水下，避免了进水流道中水流因位置提高和流向改变所引起的进水流道较大的流动损失，可进一步提高喷水推进在中低航速下的推进效率。采用浸没式设计后进水口处来流压头提高，降低了喷水推进器空化的风险。此外受喷泵外壳屏蔽作用水下射流表现出良好的声学特性，也不会出现尾板式喷水推进明显的水面尾迹。因此浸没式喷水推进技术有助于改善舰艇的推进性能和水下声辐射性能[3]。

汉堡JAFO科技公司（1994）在BMBF的资助下研制了线性喷泵（LINEAR-Jet）的浸没式喷水推进器作为平底高速船的推进系统，并在德国波茨坦造船试验研究所进行了试验[4]。Roll-Royce公司为美国海军开发了AWJ-21TM的完全水下喷射的先进喷水推进器。AWJ-21TM由混流泵、喷口及转向倒车机构组成，并安装在与船体高度集成的流线型吊舱内。AWJ-21TM已经进行了模型试验，并在美国海军42 m长的先进电力演示舰上进行了评估[3]。德国Voith公司研发新型水下喷射大功率喷水推进器，主要用于航速在20-40 Kn之间的船舶。它由一个特制的加速或减速导管、一个叶轮和导叶组成，完全浸没在水中，能实现进出流在同一直线方向，具有推进效率高、振动噪声性能好等优点[5]。

考虑到浸没式喷水推进器的工作特点与常规的尾板式喷水推进器有较大的不同，浸没式喷水推进器的自航试验推力测量不能运用常规尾板式喷水推进自航试验所采用的动量流量法[6]。而采用直接测量推进器推力的方法技术难度大，装置复杂，难以实现预期目的。本文采用船模自航试验与CFD相结合的方法来分析浸没式喷水推进的特点[7]。首先通过船模自航试验测量船模的升沉、纵倾以及轴转速、力矩及推力，然后通过数值计算得到喷泵流量等未测量的流场数据。船模试验与数值模拟既能相互验证，也能相互补充，取得了较好研究效果。

1 数学模型及控制方程

基于RANS进行数值求解，采用有限体积法离散控制方程，不可压缩粘性流体的控制方程如下：

公式（1）和（2）分别为连续性方程和动量方程。式中：ui分别为流体质点在i方向的速度分量，fi是质量力；p为流体的压力；μ是相体积分数平均的动力粘度系数；μt为湍流动力粘性系数。

上述方程需要结合湍流模型封闭方程组。本文选取应用较广的k-ω SST两方程湍流模型，具体方程可以查阅CFX的帮助文件[8]。

2 浸没式喷水推进试验

2.1 几何模型

试验模型的主尺度如表1所示，该船模采用单泵推进，泵叶片数为3叶，导叶数为6叶。相对于常规尾板式喷水推进，浸没式喷水推进在水下喷射水流，泵安装在与船体高度融合的吊舱中。试验在华中科技大学船模拖曳水池中进行。

表1 试验船模的主尺度Tab.1 Main parameters of ship model

2.2 浸没式喷水推进船模拖泵阻力试验

考虑到浸没式喷水推进船型中叶轮和导叶所在的吊舱外形结构与船尾外形结构完全融合，因此船模拖曳阻力试验时应包括船尾吊舱部分。而泵与吊舱是同时安装加工的，无法拆分，因此在阻力试验中也包含叶轮自由旋转时的拖转阻力。在浸没式喷水推进船模拖泵阻力试验中，叶轮保持自由旋转，测量了不同航速下船模的纵倾角、升沉及总阻力。测量数据见表2，其中对2.348 m/s，2.817 m/s和3.005 m/s这三个航速进行了两次拖曳试验。纵倾角以尾倾为正，升沉以上浮为正。

图1 试验船模示意图Fig.1 Geometry of ship model

表2 船模各航速下拖曳阻力及航行姿态Tab.2 Drag and attitude of ship model

2.3 浸没式喷水推进船模自航试验

采用强迫自航法共做了四个不同速度的自航试验（1.690 m/s，2.348 m/s，2.817 m/s，3.005 m/s），每个航速下给定3-5个泵的转速，得到不同转速下的强制力，叶轮推力和力矩。保证摩擦阻力修正值在这几个强制力之间，进而插值得到该航速船模自航时的转速[9]。浸没式喷水推进器产生推力的部件应包括流道、吊舱、叶轮、导叶、喷口等部件。由于导叶，喷口，流道，吊舱等与船模刚性固定，难以测得其上的力，故在自航试验中仅测量轴上推力，力矩，船模的强制力，纵倾角及重心处的升沉。推进器总推力及其它流场信息可通过后续的CFD计算得到。

根据各航速下测量的数据，可以插值得到该航速下的转速、力矩、叶轮推力及船模纵倾、重心升沉等数据，见表3。

表3 各航速下船模自航点Tab.3 Self-propulsion point at different speeds

图2 自航及拖泵状态下船模纵倾角Fig.2 Trim of model at different speeds

图3 自航及拖泵状态下船模升沉Fig.3 Sinkage of model at different speeds

对比阻力试验和自航试验船模的姿态变化，可以看到：自航和拖泵工况下泵的转速和流量有较大的差别，船模的纵倾角有一定变化，自航状态下船模升沉略大于拖泵工况下船模升沉，主要原因是自航时推进器抽吸作用使得水流加速，导致船底压力下降。

3 浸没式喷水推进数值模拟

按照船模试验的实际尺寸几何建模并进行网格划分。由于船模尾部有吊舱及轴的存在，划分结构化网格较为困难，因此在船模周围采用非结构化网格，计算域外围采用结构化网格以减小计算量。图4为船模表面网格，在船艏、船艉和水线附近进行了网格加密，有利于捕捉兴波及船首尾压力分布。叶轮及导叶在Turbogrid中进行结构化网格划分。采用CFX软件进行数值求解，整个计算域网格节点总数为846万。

图4 船模表面网格划分示意图Fig.4 Grids on ship model surface

计算区域入口取船艏向前延伸1倍船长处，出口取船艉向后延伸3倍船长处，侧边界及下方边界均取1.2倍船长，上方边界取水线上方0.8倍船长[10-11]。进口边界条件为速度进口，出口边界条件为压力出口。采用VOF的方法来追踪自由液面，湍流模型采用k-ω SST模型，对流项离散选用二阶离散格式。

对1.69 m/s，2.348 m/s，2.817 m/s和3.005 m/s四个航速下船模的拖曳阻力进行了数值计算。在船模拖曳阻力试验中，叶轮与电机脱开，保持自由旋转。在数值计算的过程中，叶轮的转速、船模的纵倾角及重心升沉均按照试验测量值进行设置。计算介质为16摄氏度的水（密度为1 018.6 kg/m3，运动粘性系数为1.084 2E-6 m2/s）。

表4为船模阻力计算值与试验值的对比。虽然拖泵状态下流动较为紊乱，但是总阻力的计算值与试验值偏差在3.7%以内。表5为浸没式喷水推进船模自航状态下轴推力、力矩计算值与试验值的对比。在所比较的四个航速的自航试验数据，轴推力CFD计算值和试验值误差不大于2.7%，轴力矩CFD计算值和试验值误差不大于4.6%。数值模拟结果与船模试验吻合较好。其中流量为通过推进器叶轮的流量。叶轮及轴上推力只是推进器总推力的一个部分，因此两者差别较大。与船模试验相比，数值模拟可以较为精确地得到泵流量、扬程及各部件上的受力，同时也可以得到浸没式喷水推进的流场分布。

表4 浸没式喷水推进船模阻力计算Tab.4 Resistance prediction of ship model

表5 浸没式喷水推进船模自航计算Tab.5 Self-propulsion prediction of ship model

图5为船尾兴波试验值与计算值的对比（V=2.817 m/s，n=994 rpm），船尾兴波的计算值与试验值吻合较好。图6为船模兴波及流线示意图。相对于尾板时喷水推进，浸没式喷水推进器流道较短，没有折转和弯曲，进流较为平直。浸没式喷水推进器在水下喷射水流，没有明显尾迹，对削弱喷水推进舰船尾迹具有重要意义。

图5 船尾兴波的试验值与计算值（V=2.817 m/s）Fig.5 Stern wave making of test and calculation

图6 V=2.817 m/s，n=994 rpm船尾流线Fig.6 Streamline near ship stern

以V=2.817 m/s，n=994 rpm为例，比较泵装船后性能变化，具体数据见表6。在流量相同的情况下，自航时泵的扬程及力矩都有所增大，效率有所下降，主要原因是装船后进流不均匀度较大。图7为叶轮前方进流速度分布，受船体边界层及泵抽吸的影响，泵前方进流产生了较大的不均匀度。图8为泵表面压力分布情况，叶背靠导边处存在少部分低压区，但是均高于空化压力。

表6 敞水泵与船后泵性能对比Tab.6 Performance change of pump

图7 叶轮前方进流速度分布Fig.7 Inflow velocity coutour before rotor

图8 喷泵表面压力分布Fig.8 Pressure coutour of pump

4 结论

本文采用船模自航试验与CFD计算相结合的方法来分析浸没式喷水推进器的水动力特性,得到以下结论。

（1）通过物理试验和数值计算相结合的方法，可以获得浸没式喷水推进器各部件受力及详细的流场信息，克服了浸没式喷水推进船模试验推进器推力测量和流场测量的难题。物理试验与数值计算既相互验证又相互补充，为浸没式喷水推进器水动力性能研究进行了有益的探索。

（2）在同一航速下的船模自航试验中船模的纵倾及升沉相对于阻力试验均有所变化，其中自航状态下船模升沉略大于拖泵工况下船模升沉，主要原因是自航时推进器抽吸作用使得水流加速，导致船底压力下降。

（3）比较敞水泵和船后泵的水力效率，在相同流量下船后泵的水力效率略有降低，主要是船后泵进流不均匀性较大，敞水效率有所降低。

（4）浸没式喷水推进水流在船底喷出，相对于尾板式喷水推进没有明显尾迹。

（5）采用数值模拟的方法计算了浸没式喷水推进船模阻力试验及自航试验，并将计算结果与试验值进行比较，阻力、推力及力矩等参数均吻合较好：阻力误差不大于3.7%，推力误差不大于2.7%，力矩误差不大于4.6%。该模型试验证实了数值计算的可信性和有效性。

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Submerged waterjet self-propulsion test and numerical simulation

YI Wen-bin,WANG Yong-sheng,LIU Cheng-jiang,PENG Yun-long
(College of Marine Power Engineering,Naval University of Engineering,Wuhan 430033,China)

Because the submerged waterjet propulsor is fully integrated in the ship,the force on propulsor is hard to measure in towing tank test.In this paper,towing tank test method and numerical simulation method were combined to predict the performance of submerged waterjet.The resistance,trim angle and sinkage of ship model were measured in towed resistance test.And the self-propulsion test was conducted and the rotation speed,torque and thrust of shaft,etc.were measured.The towed resistance test and selfpropulsion test were numerically simulated based on CFX software.The predicted resistance error was within 3.7%,the shaft thrust error was within 4.7%and the shaft torque error was within 4.6%at four different speeds.Proved by towing tank test,numerical simulation could get the thrust of submerged waterjet propulsor,massflow,head and other flow field information in addition,solving the difficulties in measuring thrust and flow field.

CFD;self-propulsion test;submerged;waterjet

U661.3

A

10.3969/j.issn.1007-7294.2017.04.004

1007-7294（2017）04-0407-06

2016-11-27

国家自然科学基金资助项目（51209212）

易文彬（1990-），男，博士研究生，E-mail：yiwenbinhjgc@163.com；王永生（1955-），男，教授，博士生导师。