喷水推进器进水流道在来流含气条件下的内部流动特性分析

2024-01-13潘中永刘月伟杨孟子

江苏大学学报（自然科学版） 2024年1期

潘中永, 张帅, 刘月伟, 杨孟子

(江苏大学国家水泵及系统工程技术研究中心, 江苏镇江 212013)

海洋工程装备及高性能船舶作为“中国制造2025”十大领域之一,是我国当前科研领域的一项重要课题[1].喷水推进作为一种新型的船舶推进技术,其原理是利用喷水推进泵的高速运行从船底进水流道吸入水流,使水流从喷嘴射出,从而产生反作用力推动船舶前进.喷水推进器具有很多传统螺旋桨没有的优点,例如浅水区运行效果好,高航速时推进效率高,抗空化能力强等.因此,喷水推进器在高性能船舶上的运用变得越来越普遍.进水流道是喷水推进器的重要组成部分,其能否将水流均匀、稳定地送入喷水推进泵,对整个喷推系统性能起着至关重要的作用.

文献[2-3]采用RANS进行仿真并结合试验,总结出进水流道的整体型线以及进口平面形状会对进水流道出流面均匀性造成影响,并通过PIV测试技术观察到,当进水流道入口流速较低时,在进口唇部附近容易发生流动分离.文献[4]采用数值模拟方法分析出在高航速运行时,进水流道斜坡处会出现大尺度的分离涡.文献[5]对进水流道进行了增厚边界层试验,通过试验结果发现,进水流道斜坡处二次流的强度降低,边界层分离现象减弱.文献[6]基于径向基神经网络和NSGA-Ⅱ算法对齐平进口式进水流道进行了结构优化,优化后改善了进水流道内流体流动的均匀度并使得唇口最低压力改善明显.文献[7]对无轴式喷水推进泵的推力性能进行仿真分析,发现无轴式设计可以有效改善进水流道出流面的均匀程度.文献[8]利用CFD技术对混流式喷水推进泵的各工况下各级监测点进行压力脉动频域分析,发现大流量工况加剧了泵内流体的振动.文献[9]对不同航速下喷水推进器压力脉动进行分析,发现推进器进水流道与首级叶轮处的压力脉动主要受到首级叶轮的影响.

为了保证喷水推进器在实际运行情况下更加稳定、高效,文中主要借助数值模拟方法,考虑进口来流的含气情况,研究在来流含气条件下喷水推进器进水流道内部流动特性.

1 数值计算模型

1.1 模型参数

选用的喷水推进器主要组成部分为喷水推进泵(轴流泵、导叶、喷嘴)和进水流道,系统的额定流量为550 m3/h,扬程为35 m,设计转速为5 500 r/min.

各部件主要参数如表1所示.

表1 喷水推进系统主要几何参数

利用Creo6.0软件对喷水推进器进行三维结构建模,得到模型如图1所示.

图1 喷水推进器三维模型

为了准确模拟喷水推进器的运行,需要在喷水推进器进水流道底部添加长30D,宽10D,高8D的流场控制体,D的值[10]为155 mm(叶轮外径).整体计算域如图2所示.

图2 喷水推进器计算域

1.2 多相流模型

CFX计算气液两相流主要有欧拉-欧拉均相流和非均相流模型两种.与均相流模型相比非均相流模型会对气相和液相运动情况进行单独求解,这样能使两相流之间的速度滑移以及能量传递更符合流体实际的运动情况.因此文中数值计算选用欧拉-欧拉非均相流模型,相间传递采用粒子模型,动量传递采用Schiller Naumann模型.

2 数值计算方法

2.1 网格划分

采用TurboGrid软件对叶轮、导叶以及喷嘴进行网格划分,具体网格如图3所示.

图3 轴流式喷水推进泵网格划分

进水流道和流场控制体采用ICEM进行结构化网格划分,对进水流道进出口以及流场控制体交界面进行局部网格加密,具体网格如图4所示.

图4 进水流道及流场控制体网格

2.2 网格无关性验证

对不同网格方案进行推力性能验证,结果如表2所示,网格数由2 055 467到3 302 048个时,推力增加了37%,当网格数由3 302 048到5 005 639个时,推力变化范围在1%以内.所以考虑到计算结果的准确性,同时为了节省计算资源,最终选择计算网格数为3 302 048个.

表2 网格无关性检验

2.3 边界条件

采用CFX软件进行数值模拟,多相流模型采用欧拉-欧拉非均相流模型,湍流模型采用SSTk-ω模型.计算域中,轴流泵的叶轮设置为旋转域,其余部分设置为静止域,计算域壁面均设置为无滑移.进口边界条件为流场控制体(总进口边界)速度进口;出口边界条件为流场控制体出口自由出流,喷水推进器压力出口.采用定常计算,给定进口含气率和气泡直径,动静交界面设置为Frozen Rotor,残差收敛值设置为10-5.

2.4 喷水推进器推力试验

为了验证数值模拟方法的准确性,要对喷水推进器的推力性能进行试验.本次试验搭建了静水试验台,通过改变泵的转速,对喷水推进器进行推力测量.试验选取9种不同转速工况,为避免试验误差,每组工况分别进行2次测量,结果如图5所示.由图可以看出,试验结果与仿真数据变化趋势相同,数值相差不大,尤其是在设计转速时,误差在3%,验证了仿真方法的准确性.

图5 推力试验

3 数值计算结果分析

3.1 进水流道流场特征

为了便于分析进水流道不同位置的流动特性,根据进水流道结构,在进水流道由进口到出口划分了8个截面(Ⅰ-Ⅷ),用来进行流场特性监测,如图6所示.其中进水流道进口水平面为截面Ⅰ,进水流道出口竖直截面为截面Ⅷ.

图6 进水流道各监测面示意图

3.2 单相流不同航速进水流道内部流动分析

图7分别为1、15、30 和45 kn 4种不同航速下的进水流道竖直方向中间截面压力分布云图.从压力分布图中可以看出,在低航速时,进水流道左下角弯管处出现较大范围的低压区.这主要是因为低航速运行时,流量较小,流体由进口斜管向水平方向过渡时受到几何结构限制,在弯曲处产生了堆积,从而造成局部压力降低.对比发现,随着航速的逐渐提高,下部弯管处的低压区完全消失.反观流道上部弯管,在低航速时压力最大,随着航速的逐渐提高,上部弯管处压力逐渐降低,且低压范围逐渐扩散,在45 kn航速时,可以明显看出低压区范围占整个流道的2/3.这主要是因为高航速时,流量较大,流体流经上部弯管处产生流动分离,且受到转轴的影响,导致在上部弯管处造成堵塞,从而造成局部压力下降.

图7 不同航速下进水流道压力分布

进水流道是喷水推进系统的重要部分,外部流体首先要经过进水流道才能流入喷水推进泵,所以进水流道内流体流动的稳定性影响着喷水推进系统的推进性能.因此文中采用不均匀度ζ对进水流道不同流面进行定量分析.

(1)

式中：Q为流量,m3/h;vz为进流面微单元面上轴向速度,m/s;vz,av为进流面平均轴向速度,m/s.

ζ值为0时,表示通过截面时的流动均匀性最高,ζ值越大,则表示流动均匀性越差.

对不同航速下进水流道出口截面进行不均匀度分析,结果如下：1 kn时,ζ为0.018;15 kn时,ζ为0.011;30 kn时,ζ为0.120;45 kn时,ζ为0.280.

在低航速区间时,进水流道出口截面流动不均匀度处于较低水平,在高航速区间时,截面不均匀度有明显增大,在最大航速时,不均匀度达到0.280,这很容易造成喷水推进泵性能下降,从而影响整个喷水推进系统的推进性能.这主要是因为在高航速区间运行时,流体在上部弯管处产生流动分离,从而堵塞在进水流道出口附近,影响进水流道出口截面的不均匀度.

3.3 含气工况下不同航速进水流道内部流动分析

3.3.1进水流道内部气体空间分布

图8分别为1、15、30和45 kn 4种不同航速下,进水流道进口含气率α为5%,气泡直径d为0.2 mm,气相体积分数为0.25时的气液空间分布图(绿色部分为气体).从气液空间分布图中可以看出,在低航速区,气体分布主要集中在进水流道下部弯管及转轴附近,并且沿进水流道竖直方向中间对称分布.这主要是因为在低航速区运行时,流量较小,流体在下部弯管处造成堆积、堵塞,从而导致流体中所含气体集中分布在下部弯管处,且转轴旋转时,也会影响流体流动,造成部分气体分布于转轴表面.当航速提升到高航速区时,气体则主要集中分布在上部弯管及转轴附近,且呈不对称分布,下部弯管处的气体逐渐减小,在45 kn时,完全消失.这主要是因为在高航速区运行时,流量变大,进水流道内流速变快,流体受到弯管结构的影响,在上部弯管处,流动分离更加明显,流体内含有的气体受流动分离区漩涡的影响,造成了堵塞,从而集中堆积到了上部弯管处.

图8 进水流道内气相体积分数为0.25时气液空间分布

3.3.2进水流道内流动不均匀度分析

对不同航速下进水流道内各截面流动不均匀性进行分析,如图9所示,在低航速区间时,进水流道内部流动不均匀度相似,且无明显波动,一直持续在较低水平.在高航速区间时,进水流道内各截面不均匀程度变化较大,可以很明显看出,在截面Ⅱ处,不均匀度均达到峰值,随后不均匀度逐渐降低.这主要是因为在高航速时,流体由水平截面Ⅰ 流经斜面,受到下部弯管结构影响,流动角度产生较大变化,所以在斜面Ⅱ附近产生流动分离,造成堵塞,进而对截面Ⅱ处流动不均匀度造成较大影响.当航速由30 kn到45 kn时,变化趋势相同,但航速更快、流量更大,所以流动不均匀度波动幅度更大.流体流经截面Ⅱ以后,流动变化角度逐渐变缓,所以从流面Ⅱ以后,不均匀度逐渐下降.

图9 流动不均匀度沿进水流道分布特性

3.4 不同进口含气率下进水流道内流场分析

通过以上分析,可以看出进水流道在高航速区间时不均匀度变化比较明显,但在低航速区间时,参照高航速,变化幅度较小,且低航速时,气体堆积程度大,进水流道稳定性受进口含气率扰动强.所以需要对低航速时,不同进口气相条件对进水流道的影响做进一步分析.

3.4.1进水流道各监测面气相体积分数分布

图10分别为5%、15%和25%这3种不同进口含气率下,进水流道在1 kn航速下,气泡直径为0.2 mm时的各个截面气相体积分数分布云图.

根据云图纵向对比可以看出,截面Ⅲ处,高气相体积分数主要集中在截面底部,且对称分布.随着截面往出口逐渐移动,截面底部高气相体积分数区逐渐减小,对称性逐渐减弱.在出口截面(截面Ⅷ)处,除底部少部分高气相体积分数区,转轴周围气体分布相对均匀,且3种不同含气率状态下,变化趋势均相同.这主要是因为在航速较低时,流量较小,截面Ⅲ处流道面积较大,受转轴干扰较小,流体在下部弯管处造成堆积、堵塞,从而使其携带的气体集中.在进水流道出口处,流道面积变小,且转轴位于流道中心,流体受转轴旋转影响,导致流道底部气体减少,转轴周围气体增加.

横向对比可以看出,随着进口含气率的增大,各截面整体上气相体积分数逐渐增大,且在各截面底部气体堆积现象加剧.在底部气体堆积区,通过矢量流线可以观察到流体产生了漩涡,随着进口含气率的增大,漩涡范围逐渐变大,流动不稳定性增加.

图10 不同进口含气率下进水流道各截面气相体积分数分布

3.4.2进水流道内流动不均匀度分析

图11分别为5%、15%和25%这3种不同进口含气率下,进水流道在1 kn航速和进口气泡直径为0.2 mm时,由进口到出口各截面流动不均匀度的变化曲线图.

图11 不同进口含气率下进水流道各截面流动不均匀度变化

从图11中可以看出,在3种不同进口含气率条件下,进口截面处不均匀度均为最大,出口截面处不均匀度为最低,整体不均匀度曲线的波动趋势相似,在前4个截面处,不均匀度先下降,后上升,截面Ⅳ到出口截面处,不均匀度逐渐降低,流动趋于稳定.这主要是因为流道前半部分受弯管结构影响,流体流入同一截面时,截面的上部和下部流速相差较大,造成流动的不均匀度变化较大.从截面Ⅳ到出口截面,流体流动方向逐渐水平,所以流动稳定性有所改善,不均匀度逐渐降低.当进口含气率增大时,整体不均匀度要高于低进口含气率,这是因为进口含气率变大,气体的堆积程度变强,更容易造成漩涡,影响流动的稳定性.

3.5 不同气泡直径下进水流道内流场分析

3.5.1进水流道各监测面气相体积分数分布

图12分别为0.1、0.2和0.3 mm这3种不同气泡直径下,进水流道在1 kn航速,进口含气率为15%时的各个截面气相体积分数分布云图.

图12 不同气泡直径下进水流道各截面气相体积分数分布

根据云图纵向对比可以看出,各截面处的气体主要堆积在流道底部,截面Ⅲ处气体分布比较对称,随着流体往出口发展,截面面积变小,转轴影响变大,底部气体分布对称性减弱,且截面底部气体堆积范围有所减小,转轴附近气相体积分数增加.

横向对比可以看出,随着气泡直径的增大,在截面底部和转轴周围气相体积分数有明显增大,且范围变广,在其他区域,气相体积分数并无明显变化.气体堆积区的矢量流线,随着气泡直径的增大变得紊乱,这是因为流体运动受到气泡的扰动,当气泡直径变大时,气泡对流体的扰动则会增强.

3.5.2进水流道内流动不均匀度分析

图13为在0.1、0.2和0.3 mm这3种不同气泡直径下,在1 kn航速,进口含气率为15%时,进水流道由进口到出口各截面流动不均匀度的变化曲线图.从图中可以看出,3种不同气泡直径下,进口截面处不均匀度均为最大,出口截面处不均匀度均为最低.气泡直径越大时,整体流道内不均匀度越大,流体流动越紊乱.这主要是因为气泡直径变大,其对流体流动的扰动会变强,使气体更容易堆积,从而造成流道内的堵塞,加剧流动紊乱.