泵喷推进器沟槽梢涡控制效果及敞水性能研究

2023-05-04孙大鹏叶金铭邹笑宇吴原润史宝雍

哈尔滨工程大学学报 2023年4期

孙大鹏, 叶金铭, 邹笑宇, 吴原润, 史宝雍

(1.海军工程大学舰船与海洋学院, 湖北武汉 430033; 2.91697部队, 山东青岛 266000)

泵喷推进器转子叶梢与导管内壁之间存在一个很小的叶梢间隙,该位置流场是整个泵喷推进器导管内流场中最复杂的。梢隙流场中时刻伴随着涡结构的生成、发展、输运和扩散,并与转子通道的主流场不断发生相互作用[1-2],整个过程伴随着剧烈的动量交换,极易引发推进器空化[3]。鹿麟等[4-5]在研究泵喷推进器流场特性时,通过分析不同转速和叶梢间隙条件下泵喷推进器的梢隙流场,详细地描述了梢隙流场中涡结构的生成、发展、输运和扩散过程。文献[6-8]通过试验研究了梢涡空化现象,Chesnakas等[6]采用三维激光多普勒测速仪对两个几何相似的泵喷推进器在不同工作雷诺数下的空化现象进行了研究,分析了不同Re数对空化形态与空化初生条件的影响,Oweis等[7-8]通过导管螺旋桨试验研究发现在转子尾缘后会发生涡空化。Wu等[9-10]使用透明材料加工制作了喷水推进器,并且在试验中发现空化首先出现在梢涡中,随着转子负载增加,叶梢端面也会发生空化。尽管泵喷推进器与导管螺旋桨和喷水推进器在结构上有所差异,但叶梢与导管内壁之间的梢隙流动是相似的。从上述研究中可以得出结论,梢隙流动中空化主要发生在梢涡中。空化发生后,推进器辐射噪声会急剧增加,进而限制水下航行体的隐蔽性。为解决泵喷推进器的梢涡空化问题,叶金铭等[11-12]类比处理机匣技术在压气机中的应用,在泵喷推进器导管内壁上布置了一系列沟槽来实现对梢涡的控制,使用STAR-CCM+研究了湍流模型、时间步长和网格数量等参数的选取对梢涡强度计算结果的影响,初步验证了沟槽结构对梢涡有控制效果。

为了深入研究沟槽结构对梢涡涡核压力的控制效果和泵喷推进器水动力性能的影响,本文将针对敞水条件下的某泵喷推进器,在导管内壁开设一定数量的轴向矩形沟槽,基于分离涡模拟方法并结合高质量结构化网格对泵喷推进器的梢隙流场进行了数值计算,设计并开展了基于拖曳水池的泵喷推进器敞水性能试验,通过数值计算研究了沟槽结构对梢涡的控制效果,并结合试验结果研究了沟槽结构对泵喷推进器敞水性能的影响。

1 梢涡流场数值计算方法及其验证

1.1 控制方程和湍流模型

在流体不可压缩的条件下,流场的连续方程和动量方程为:

(1)

(2)

本文使用分离涡模拟(detached eddy simulation,DES)[13-14]湍流模型,DES作为一种混合模型,将大涡模拟(large eddy simulation,LES)方法和雷诺平均法(Reynolds-averaged navier-stokes,RANS)的优点结合到了一起,在边界层内利用RANS模拟,在边界层外采用LES进行数值,对流场中梢涡的捕捉效果更好。目前DES模型在基于计算流体动力学方法的转子梢涡流动研究中被广泛使用。

1.2 梢涡流场数值计算方法验证

为了对数值计算方法的准确性进行验证,本文选取泰勒水池的DTMB 5168五叶桨为计算模型,螺旋桨直径Dm为402.7 mm,使用DES湍流模型对螺旋桨的梢涡流场进行数值计算。以桨盘面中心为坐标原点,计算域速度进口与桨盘面距离为5Dm,计算域压力出口与桨盘面距离为10Dm,外圆柱面直径为10Dm,计算域壁面设置为对称面,桨叶表面设置为无滑移壁面,对于DES的壁面处理选择Ally+壁面处理,最小允许壁面距离为1.0×10-6m。

使用O型网格对螺旋桨壁面附近的网格进行划分,同时对螺旋桨桨叶导边、叶梢和梢涡所在位置处的网格进行加密处理,整个螺旋桨计算域的网格数量为2 000万,对进速系数J为1.1时的螺旋桨梢涡流场进行计算,提取螺旋桨下游x/R为0.238 6处涡核轴线位置所在半径处一定角度θ范围内无因次轴向速度(Vx/U∞)、周向速度(Vt/U∞)和径向速度(Vr/U∞)的分布情况,并与试验值[15]进行比较,如图1所示,其中涡核轴线处周向角θ定为0。

图1 x/R=0.238 6处通过涡核轴线的周向速度分布Fig.1 Tangential velocity distribution across the vortex core axis at x/R=0.238 6

从图1中可以看出,计算结果与试验结果吻合度较高。这说明本文所建立的数值计算方法对梢涡涡核处速度分布的预报效果较好,具有较好的适用性。

2 泵喷推进器梢涡流场数值模拟

2.1 研究对象与计算模型

在叶梢压力面和吸力面压力差的作用下,流体从转子压力面流经叶梢间隙翻转到转子吸力面,在叶梢吸力面附近会形成梢泄涡,本文研究的重点为泵喷推进器梢泄涡,简称梢涡。

以某泵喷推进器为计算模型,如图2所示,泵喷推进器为前置定子式,导管采用加速型导管,转子7叶,定子13叶,叶片剖面均为NACA翼型,转子直径为248 mm,导管内壁与转子叶梢端面最小间隙为1.87 mm,最大为2.62 mm。

图2 泵喷推进器几何模型Fig.2 Geometry of pumpjet propulsor

在导管内壁开设一定数量的矩型沟槽,将转子叶梢前缘所对应的沟槽深度定义为沟槽深度H,转子叶梢轴向长度为L0。沟槽结构的示意图如图3、4所示,沟槽深度H为7.5 mm,沟槽宽度B为6 mm,沟槽数量为N为100。

图3 沟槽结构示意Fig.3 Schematic diagram of groove structure

图4 沟槽结构布置示意Fig.4 Schematic diagram of arrangement of groove structure

2.2 计算域与网格划分

将整个计算域划分为外域、定子域、转子域和叶顶域。以转子直径D为基础尺寸布置外域,转子盘面距外域进口和外域出口的距离分别为5D、11D,外域直径为7D,将桨毂延伸至外域进口。定子域、转子域以及叶顶域划分形式如图5所示。

图5 定子域、转子域、叶顶域划分形式Fig.5 Division of stator domain, rotor domain and blade top domain

在计算域中,外域进口设置为速度进口,外域出口设置为压力出口,外域圆柱壁面设置为对称面,导管、定子和转子壁面设置为无滑移壁面,对于DES的壁面处理仍选择Ally+壁面处理,最小允许壁面距离为1.0×10-6m,不同区域之间通过设置交界面进行数据传递。

在上述计算域的划分基础上,采用结构化网格对各区域进行网格划分,在划分定子域、转子域以及叶顶域网格时,先对单通道几何模型进行网格划分,再根据几何模型的周期性将单通道网格进行旋转和复制,得到全通道的网格域,外域、定子域和转子域网格如图6所示。

图6 外域、定子域、转子域网格Fig.6 The mesh of outer domain, stator domain, rotor domain

由图7可知,叶顶域网格在轴向和周向上的网格节点分布并非均匀的。这是因为在研究沟槽结构对梢涡流场控制效果时,沟槽边缘附近的流动变化剧烈,为了对沟槽结构存在时的流场进行较为精准的计算,沟槽边缘处网格节点应进行加密,沟槽及导管内壁面上的第一层网格厚度设置为0.1 mm。同时为了避免网格划分不一致带来的计算误差,保持有无沟槽结构叶顶域网格在非沟槽部分的网格节点分布形式完全一致,从而真实反映沟槽结构对流场的控制效果。

图7 叶顶域网格Fig.7 The mesh of tip domain

2.3 网格无关性验证

本文主要研究的是泵喷推进器梢涡,因此转子域梢部附近区域和叶顶域的网格质量是本文研究的重点。由于梢部流动的捕捉情况会直接影响到梢涡涡核压力的结果,在研究网格无关性的过程中,重点关注梢涡涡核处的低压变化。选取转子半径R为基础尺寸,在距离转子尾缘轴向距离Δx分别为0、0.03R、0.06R、0.09R的位置处建立尾流横截面,横截面的直径与该位置处导管内流场的直径一致。待到所研究的不同网格数量下的算例计算完毕后,可以用横截面来监测梢涡涡核最小压力变化情况。

首先研究无沟槽状态下转子域和叶顶域网格质量对计算结果的影响,为了便于研究,先确定外域256万和定子域341万的网格划分保持不变,设置3组不同网格数量的计算域网格,如表1所示。

表1 计算域网格数量Table 1 Number of computational domain meshes

采用上述3组不同数量的网格进行计算,来流速度V=1.926 m/s,转子转速为1 100 r/min,进速系数J=0.423,转子单位时间步长内旋转角度设置为0.9°。待监测量在相邻2周期内的时均值变化率小于0.5%时可认为计算达到稳定状态,计算稳定后,提取一个周期内叶梢端面和0.03R横截面上低压极小值进行比较分析,如表2所示。计算结果显示,当转子域和叶顶域网格由mesh2变化至mesh3时,增加网格数量对计算结果的影响较小。

表2 各组计算域网格计算结果Table 2 Calculation results of computational domain meshes in each group

在导管内壁开设沟槽结构后,叶顶域网格发生变化,分别设置3套不同网格数量的带沟槽叶顶域网格mesh A, mesh B, mesh C,网格数量分别为450万、669万和912万。叶顶域以外的其他区域网格与mesh2相同,分别配合上述3套带沟槽叶顶域网格进行计算,转子单位时间步长转动角度设置为0.9°。待监测量在相邻两周期内的时均值变化率小于0.5%时可认为计算达到稳定状态,计算稳定后,提取一个周期内叶梢端面和0.03R横截面上低压极小值进行比较分析,如表3所示。

表3 各组叶顶域网格计算结果Table 3 Calculation results of each tip domain mesh

计算结果显示,当带沟槽叶顶域网格由mesh B变化至mesh C时,增加网格数量对计算结果的影响较小,采用mesh B进行数值计算得到的叶顶域导管内壁面y+如图8所示。

图8 叶顶域y+Fig.8 The tip domain of y+

3 数值计算结果与分析

3.1 梢涡形状比较分析

通过对转子域、有无沟槽叶顶域进行网格无关性验证,在后续研究中,无沟槽时网格选用组2,有沟槽时叶顶域以外的其他区域网格与组2相同,叶顶域网格选用mesh B。为了分析沟槽结构对导管内流场中涡结构形态的影响,采用基于Q-Criterion的等值面法将导管内流场中的涡结构形态进行可视化,取Q为3×106s-2,得到导管内流场中的涡结构形态如图9所示。

图9 导管内流场中的涡结构形态Fig.9 Vortex structure in flow field of duct

从图9中可以看出,在导管内壁开设沟槽结构后,采用相同Q等值面形成的涡结构形态体积变小,长度变短,且连续性较差,这说明沟槽结构可以减弱泵喷推进器梢涡的涡强。为分析沟槽结构对叶梢间隙内流体的流动状态的影响,建立过转子轴线的轴向剖面和与轴线垂直的横截面,轴向剖面和横截面与转子的相对位置如图10所示。

图10 监测面相对位置Fig.10 Relative position of monitoring surface

图11为轴向剖面上叶梢附近的速度矢量分布情况,从图11(a)中可以看出,无沟槽时,由于转子压力面压力高,吸力面压力低,转子梢部流动有从压力面经叶顶间隙翻转到吸力面的趋势;从图11(b)可以看出,有沟槽时,由于转子叶片压力面压力整体高于沟槽内流场的压力,沟槽内流场的压力整体上高于转子叶片吸力面压力,在压力差的作用下,流体从转子压力面被吸入沟槽尾段,从沟槽尾段回流到沟槽前段,从沟槽前段喷射至梢隙区域,再从梢隙区域吸入到沟槽尾段,从而在沟槽内部和梢隙区域形成具有更大范围的回旋流,在叶顶间隙区域内的逆向回流趋势明显减弱。

图11 轴向剖面上叶梢附近的速度矢量分布Fig.11 Velocity vector distribution near blade tip on axial section

图12为横截面上的叶梢附近的速度矢量分布。

图12 横截面上叶梢附近的速度矢量分布Fig.12 Velocity vector distribution near blade tip on cross section

可以看出,导管内壁开设沟槽结构后,叶梢间隙内靠近叶梢压力面一侧的流体会被抽吸到沟槽内,并在沟槽内形成新的涡结构,反映出沟槽结构能减弱叶梢间隙内逆向回流的趋势。

3.2 梢涡涡核压力比较分析

监测距离转子尾缘后轴向距离为0、0.03R、0.06R和0.09R处横截面上的低压,待计算稳定后,提取一个周期内各横截面上的低压极小值和时均值进行比较,如表4所示。

表4 各横截面涡核低压比较Table 4 Comparison of minimum pressure of vortex core at each cross section

计算结果显示,在导管内壁开设沟槽结构后,各横截面上涡核的低压极小值和时均值均有明显提高,涡核相对压力时均值最少可提高36.57%。选取-0.06R和0.06R横截面,对计算结果做可视化比较,如图13和图14所示。

从图13和图14中可以看出梢涡涡核的低压变化,但图14却不能反映梢涡涡核的真实形状,主要是因为该横截面与梢涡之间的夹角较小,并且转子梢涡的轨迹不是等螺距的螺旋线,才会导致横截面上低压区域的形状与真实梢涡形状相差较大。

图13 -0.06R横截面压力分布Fig.13 Pressure distribution of -0.06R cross section

图14 0.06R横截面压力分布Fig.14 Pressure distribution of 0.06R cross section

为了更加直观的显示沟槽结构对梢涡涡核压力的控制效果,定义叶梢弦长为C,沿叶梢弦长方向每隔0.125C建立一个垂直叶梢弦长方向的监测面,所监测到的梢涡各截面处相对压力小于-60 000 Pa的压力分布如图15所示。

图15 涡核沿转子叶梢弦长方向的压力分布Fig.15 Pressure distribution of vortex core along chord length of rotor tip

对比图15(a)、(b)可以看出,在导管内壁开设沟槽后,不仅梢涡涡核的压力显著提高,梢隙泄涡的涡核压力也有一定的提高,而且各截面处低压区域的面积也明显减小,其中1C、1.125C、1.25C、和1.375C截面处低压区域的面积分别减少27.8%、60.3%、80.6%和65.2%。根据低压区域面积变化可以推断得到梢涡所在位置处的低压区域体积也明显减小,其中在转子尾缘后梢涡低压区域体积可以减少65.8%,说明沟槽结构可以有效延迟梢涡空化,当空化发生时,沟槽结构也可以减小梢涡空化体积,具体成效有待后续试验验证。

4 泵喷推进器敞水性能试验研究

为研究沟槽结构对泵喷推进器敞水性能的影响,针对数值计算研究中的泵喷推进器设计并开展了基于拖曳水池的泵喷推进器敞水性能试验。为了减小试验测力仪安装模型的重量,在设计试验时,将除转子、转子毂以外的泵喷推进器分为3部分加工,分别为定子、定子毂及导管前段、导管中段和导管后段,将对强度要求较高的导管中段和转子采用金属材料数控加工,如图16所示,其余部分均采用光敏树脂材料3D打印加工。

图16 导管中段和转子模型Fig.16 Middle section of duct and rotor model

导管中段上的圆形凸台用于连接试验模型与固定部件测力仪,图17为试验模型的安装示意图,在试验前将泵喷推进器固定在测试仪器上,并浸入水池中,桨轴浸深0.43 m。

图17 试验模型安装示意Fig.17 Installation diagram of test model

试验所用的螺旋桨动力仪用于测量转动部件(转子、转子毂)的推力和扭矩,固定部件测力仪用于测量固定部件(定子、定子毂、导管以及连接支架)的受力。连接固定部件的支架阻力通过单独试验进行测量,并据此对推进器固定部件测得的力进行修正。根据“CB/T 346《螺旋桨模型敞水试验方法》”的规定,综合考虑临界雷诺数、动力仪量程等因素,确定转子的试验转速为1 100 r/min,以定转速变进速的方式进行试验,在试验过程中转子0.75倍半径处雷诺数大于3.0×105。

试验中分别测量拖车车速Va、转子转速n、转子推力Tb、转子扭矩Qb以及固定部件推力Tf,其中固定部件推力Tf可以分为2部分,一部分是导管产生的推力,另一部分是定子及定子毂产生的阻力。试验结果采用无因次化系数表示,得到转子的推力系数KTb、扭矩系数KQb、固定部件的受力系数KTf、推进器推力系数KT和泵喷推进器敞水效率η,由于本试验所使用的固定部件测力仪只能测量泵喷推进器前进方向的力,当导管产生的推力小于定子及定子毂产生的阻力时,固定部件推力大小就会超过测力仪的量程,所以仅得到进速系数为0～0.55时的固定部件推力系数。相关系数为:

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

图18为泵喷推进器敞水性能曲线。试验结果可以看出,在导管内壁开设沟槽结构后,转子的推力、扭矩系数和推进器推力系数减小,固定部件推力系数和泵喷推进器敞水效率增大。

图18 泵喷推进器敞水性能曲线Fig.18 Open water performance curves of pumpjet propulsor

以J=0.55为例,对比该进速系数下有无沟槽状态下泵喷推进器的敞水性能,泵喷推进器敞水性能试验结果与数值计算结果如表5所示。试验结果与数值计算结果虽然存在一定的差别,但差别较小,而且试验结果和数值计算结果均表明,在导管内壁开设沟槽结构后,泵喷推进器的推力系数和扭矩系数均略有减小,但扭矩系数减小幅度比推力系数大,使得敞水效率略有增加,这说明沟槽结构对该泵喷推进器的水动力性能影响较小,在推进效率上还有一定的改善作用。沟槽结构对泵喷推进器水动力性能的影响可以从以下2个方面进行分析:1)沟槽结构尾段对间隙内流体的抽吸作用和前段对间隙内流体的喷射作用,使转子梢部的径向流动趋势增大,梢部环量降低,使推力和扭矩有减小的趋势;2)沟槽结构能够显著降低转子梢涡的强度,从而转子梢涡的诱导速度也随之降低,梢涡诱导速度的降低会使转子推力增加,扭矩下降。其中,梢部卸载对负荷的影响占主要因素,梢涡诱导速度的下降对负荷的影响占次要因素,因此泵喷推进器的推力和扭矩均有所下降,但扭矩下降幅度更大,推进器的效率有所增加。