黃叢磊，戴 韌

（上海理工大學能源與動力工程學院，上海 200093）

0 引 言

噴水推進利用泵噴水流的反作用力推動船舶前進，理論上具有推進效率高、抗空泡性強、附體阻力小和變工況范圍廣等常規(guī)螺旋槳不及的優(yōu)點，在水陸兩棲車輛和高速船舶等領域得到了廣泛的應用。進水管是噴水推進器的重要組成部分，負責給推進泵輸運水流和傳遞能量。噴水推進泵進水口受船體結(jié)構(gòu)布局的限制，通常是彎管形的，導致泵進口流動不均勻，并帶有一定程度的渦流[1]，造成管路水力性能以及泵效率的下降。Hu 等[2]和Park 等[3]運用仿真技術(shù)在噴水推進泵的進流面捕捉到了兩對旋渦。Bulten[4]觀察到高航速時吸入流體受阻于斜坡處的逆壓梯度而發(fā)生流動分離，在進水管的斜坡處出現(xiàn)大尺度分離渦。現(xiàn)有工程實踐和試驗證明，進水管所損失的功率約占主機總功率的7%～9%[5],其與船體之間的相互作用對推進效率的影響甚至可以達到20%以上[6]。

目前噴水推進進水管大多通過優(yōu)化幾何參數(shù)提升水力性能[7-9]。丁江明等[10]提出進水管造型的參數(shù)化方法，為優(yōu)化設計進水管提供了很好的模型基礎，但未關注流道中分離和畸變的產(chǎn)生與控制。王洋等[11]用數(shù)值模擬的方法計算了非均勻進流下噴水推進泵的外特性，發(fā)現(xiàn)由于結(jié)構(gòu)造型的原因，進水管的非均勻出流演變?yōu)橹芟蚧兞?，擾動噴水推進泵的內(nèi)流場，造成葉片上的流動分離，泵性能局部降幅可達30%。

飛航彈體的平面埋入式進氣道與噴水推進器進水管十分類似。在航空動力領域，通過大量的實驗和數(shù)值CFD 分析研究，不僅掌握了S 形進氣道內(nèi)流動結(jié)構(gòu)，而且開發(fā)了多種主動和被動控制技術(shù)[12-13]，基本解決了亞/跨音速飛行時發(fā)動機S形進氣道所造成的壓氣機性能畸變與失穩(wěn)的問題。余安遠[14]通過設計梯形入口的平面埋入式進氣道方案改善了進氣道的氣動性能。對于噴水推進進水管，Brandner 等[15]也嘗試運用流動控制方法，消除進水管內(nèi)的分離和渦流，提高進水道的水力性能。但是成果還很少，對流道內(nèi)畸變現(xiàn)象的分析不深入，結(jié)果還不具有普遍性意義。

本文參考隱身進氣道，在進水口增加側(cè)棱，造成局部渦流以提升進水管的水力性能。通過數(shù)值模擬，在不同進速比工況下，對比分析增加入口側(cè)棱后流道的整體性能、分離程度和旋流畸變，研究入口側(cè)棱對噴水推進裝置進水管內(nèi)流動特性的影響，提出進水管設計的改進方案，使進入葉輪的流體能更高效地推動噴水推進器。

1 模型與網(wǎng)格

1.1 幾何模型

進水管出口截面為圓形，而入口截面的形狀通常為橢圓與矩形的綜合體，如圖1（a）所示。本文在某噴水推進進水管中，參考孫姝等[16]對進氣道的優(yōu)化結(jié)果，在入口截面設計側(cè)棱，依靠入口的三維效應產(chǎn)生渦流。為了避免卷入過多的低能流體，造成較大的損失，側(cè)棱角選擇為4°。入口截面通過將四邊形部分的L1變長，L2變短實現(xiàn)矩形到梯形截面的過渡，且L1與L2之和以及四邊形的長度不變以保證入口面積不發(fā)生較大變化，最終進水管入口形狀如圖1（b）所示。

1.2 網(wǎng)格劃分

計算區(qū)域分為噴水推進裝置進水管和船底流場控制體兩個部分。根據(jù)入口截面確定進水管的幾何外形，其出口截面的直徑為D。船底流場控制體計算域應盡量大，但是過大的計算域會增加計算量。劉承江等[17]建議入口前控制體長度不小于30D，而寬度和深度對計算結(jié)果基本沒有影響。本文在控制體入口處設置指數(shù)形式的邊界層速度分布，代替25D以上的船底邊界層的發(fā)展。經(jīng)過計算和對比分析，取實際計算域控制體的長為10D、寬為6D和深度為4D。出于計算穩(wěn)定性的考慮，數(shù)值模擬計算時在流道出口加裝一段2.5D的水平段更準確地模擬出流情況，最終數(shù)值計算區(qū)域如圖2 所示。計算域全部采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進行劃分，如圖3 所示，并對進水管壁面以及船底進行加密，第一層網(wǎng)格厚度給定0.01 mm，增長率為1.12，壁面y+控制在1附近，滿足計算要求。

為了驗證計算網(wǎng)格無關性，采用5套密度不同的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格計算原始進水管在進速比為0.7的設計工況下的性能，網(wǎng)格數(shù)依次如表1所示。通過對比進水管出流面的質(zhì)量流動速率RMF以及效率ηduct，發(fā)現(xiàn)計算結(jié)果的相對偏差均小于1%。綜合考慮計算精度及計算周期因素，本文采用第4 套網(wǎng)格方案。

表1 網(wǎng)格無關性驗證Tab.1 Verification of grid independence

1.3 數(shù)值計算

計算采用CFD 商業(yè)軟件FLUENT，基于定常RANS 解，流動介質(zhì)為水，溫度為25 ℃，湍流模型選用SSTk-ω模型，壓力-速度耦合迭代選取SIMPLEC算法，收斂精度為10-6。船體控制體區(qū)域上游來流面設為速度入口，由于邊界層流的攝入對流場有著一定的影響，在控制體入口平面設置一個速度剖面，以模擬邊界層沿船體表面的發(fā)展[4]：

邊界層厚度為

式中：u為入口速度分布；U∞為來流速度，取10 m/s；y為離壁面的距離；n為指數(shù)，取9；Re為進口雷諾數(shù)；x為進水管入口平面距船首距離，取30D。

其他邊界條件為：進水管出流面設為質(zhì)量流量出口，通過改變質(zhì)量流量實現(xiàn)進速比的變化；船底流場區(qū)域下游出口面設為壓力出口，出流壓力設置為環(huán)境壓力，環(huán)境壓力值不考慮水深的影響，數(shù)值計算中實際設定值為1 atm；控制體底部為自由滑移壁面，控制體沿來流方向的左右兩面設定為周期性邊界條件來模擬無限大空間，其余面設為無滑移壁面。

2 計算結(jié)果及分析

進速比RIV（進水管出口速度Vi與航速V∞之比）是表征噴水推進裝置工作狀態(tài)的一個重要參數(shù)，本文分析對比了噴水推進器原始進水管和增加4°入口側(cè)棱后，在不同進速比RIV=0.3～1.5范圍內(nèi)，入口側(cè)棱對整體性能、進水管內(nèi)流動分離和彎管出口截面的旋流度等性能的影響。

2.1 進水管整體性能

進水管的效率ηduct和出流不均勻度系數(shù)ξ是評判進水管總體性能的重要指標。進水管效率用來衡量進水管對來流能量的利用程度。不均勻度系數(shù)用來衡量進水管截面流場速度分布的均勻性。ξ越大，意味著所對應的截面流速場越不均勻。兩個指標的公式分別為

式中，Eout為出流面的總能量，Ein為流道進口捕獲區(qū)域即進流面的總能量。根據(jù)第24 屆ITTC 噴水推進專家委員會會議[18]的建議，進流面通常為位于進水管入口前1D剖面處，如圖4所示，同時保證流過進流面與出流面的流量相等，滿足質(zhì)量守恒。Q為流道截面體積流量，va為進水流道截面上軸向速度，vˉ為截面上的平均軸向速度。

圖5 給出了增加入口側(cè)棱后進水管效率的變化。從曲線中可以看出，在RIV=0.7的設計工況下，進水管的效率最佳。增加入口側(cè)棱主要提升了大進速下（RIV≥0.7）的流道效率，當RIV=1.5 時，進水管的效率從81.05%上升至82.29%。出流面不均勻度的變化如圖6 所示，流速的不均勻性隨著進速比的增加而逐漸降低。增加入口側(cè)棱對出流均勻性的影響并不明顯。

進水管出流的畸變特性也是影響進水管性能的重要因素。參考SAE 畸變的評價體系[19]，本文引入旋流度θ以及總壓畸變指數(shù)DC（60）分別來表征進水管出流的畸變特性。其中旋流度θ表征流向的畸變程度，總壓畸變指數(shù)DC（60）是測量進水管與噴水泵兼容性重要指數(shù)，隨著出流面DC（60）增大會造成噴水泵的性能惡化。兩個指標的公式分別為

式中，va、vt分別為出流面上軸向速度和周向速度，為截面平均壓力，為截面上相鄰60°扇形面上平均總壓的最小值，ρ為流體密度。

圖7 和圖8 分別給出了出流面旋流度θ和總壓畸變指數(shù)DC（60）的變化曲線。從曲線圖中可以看出，進速比較大時，增加進口側(cè)棱能夠較好地改善出流面的旋流畸變，降低旋流度，其效果隨著進速比的增加更為明顯。當RIV=1.5，出流面的旋流度從1.13°下降到0.70°?？倝夯冎笖?shù)DC（60）的變化趨勢與不均勻度系數(shù)一致，增加入口側(cè)棱對其影響同樣不明顯。

綜上可見，入口側(cè)棱對于進水管總體性能的影響主要體現(xiàn)在大進速比下對于其效率和旋流度的提升，同時對于其他工況以及性能指標并未帶來負面影響。

在進水管中截取了三個截面（截面A，截面B，截面C）來觀察內(nèi)部總壓的變化，沿流向依次分別位于彎管中間位置、進水管出流面位置和距離出流面1D處。由于大工況下進水管的效率變化較為明顯，圖9給出了RIV=1.5工況下流道各截面的總壓分布圖。從圖中可以看出，原始進水管的底部兩側(cè)存在顯著的對稱低壓區(qū)，且隨著流動方向不斷惡化，造成出流總壓的損失。增加入口側(cè)棱后，低壓區(qū)的面積減小并向上轉(zhuǎn)移，出流的總壓增加，因此在RIV=1.5時進水管效率得到提升。

2.2 進水管內(nèi)流動分離

當進速比較小時，由于管內(nèi)流速較低，受進水管斜坡側(cè)壓力梯度的影響，邊界層容易發(fā)生流動分離現(xiàn)象。圖10給出了RIV=0.5時，進水管中間平面上的流線圖和速度云圖。原始進水管的斜坡側(cè)靠近壁面處發(fā)生了顯著的流動分離，這一現(xiàn)象從進水管中部開始沿流動方向發(fā)展，造成了嚴重的失速。增加入口側(cè)棱后，斜坡側(cè)的流動分離區(qū)域變小，流動分離得到較好的改善。從圖11中可以看到，狹長的梯形兩棱增加了入水口前部的渦結(jié)構(gòu)，強化了入口對船底流場的卷吸能力，從而增加了進水管中主流的動能，促進了能量交換，減弱了流動分離。圖12為進水管出口截面上的速度云圖，受流動分離的影響，原始進水管的上半截面出現(xiàn)低速區(qū)。增加入口側(cè)棱后，由于進水管內(nèi)流動分離減弱，截面頂部低速區(qū)的面積減小，底部高速區(qū)的面積增加。

2.3 彎管出口截面的旋流

旋流是一種典型的橫向分離流動，它的產(chǎn)生與進水管內(nèi)部的分離渦和二次流動緊密相關。在大進速比的工況下，部分流體在唇部發(fā)生流動分離并誘發(fā)旋渦，進水管下緣會產(chǎn)生一對顯著的分離渦，產(chǎn)生旋流畸變，導致噴水推進泵的內(nèi)流場發(fā)生擾動，效率降低。

圖13 給出了RIV=1.5 的工況下進水管內(nèi)部的Q準則三維渦系分布。在原始進水管的唇部可以觀察到顯著的渦流，隨著流動一直發(fā)展至出口，造成了較大的旋流畸變。增加入口側(cè)棱后，受入水口狹長的梯形構(gòu)型影響，唇部的渦流減弱。

為了更直觀地對比大進速比下入口側(cè)棱對旋流畸變的影響，進水管內(nèi)各截面上的旋流角云圖如圖14所示，截面分布與圖9一致。旋流角α定義為流動截面上周向速度vt與軸向速度va的夾角。規(guī)定從進水管出口往入口看，逆時針為正向，取正值。

在原始進水管中，各截面上的旋流以對渦的形式存在，大旋流角的所在位置與圖9中的低壓區(qū)位置相對應，旋流的存在是造成大進速比進水管能量損失的主要原因。從圖14 中對比分析可以看出，進水管內(nèi)的旋流得到了顯著改善，入口側(cè)棱的引入在減小旋流角角度的同時，還改變了截面下緣的對渦分布，使其從通道底部向兩側(cè)發(fā)展。由于入口側(cè)棱的卷吸作用，入水口兩側(cè)進口寬度以外較大范圍的邊界層氣流也在進口漩渦的卷吸作用下拐彎進入了流道。這一部分邊界層流體在繞側(cè)棱流動的過程中不斷累積，使得葉輪前附近的低能流大為改善，原來在底部的漩渦被打散，形成了新的對渦，而新對渦的強度較小，位置往兩側(cè)移動，旋流度從1.13°下降到0.70°。

3 結(jié) 論

本文設計了一種帶有側(cè)棱的噴水推進器進水管梯形入口，采用雷諾時均模型和SSTk-ω湍流模型對進水管內(nèi)流場進行了數(shù)值模擬，得到如下結(jié)論：

（1）增加側(cè)棱后，入口處產(chǎn)生了沿流動方向的卷積渦，強化了對船底流場的卷吸能力，提高了進水管中主流的動能，促使主流中高動量流體和斜坡側(cè)邊界層內(nèi)低動量流體進行能量交換，減弱二次流的強度，抑制了小進速比工況下進水管斜坡側(cè)的流動分離，但卷積渦對出流的均勻性沒有產(chǎn)生較大影響。

（2）進水管內(nèi)對渦形式的旋流，是造成大進速比進水管能量損失的主要原因。入口側(cè)棱通過卷吸作用，形成新的渦流，能夠減小旋流角角度，并使其從通道底部向兩側(cè)發(fā)展，提升出流品質(zhì)。在大進速比工況下，入口側(cè)棱的作用明顯。當RIV=1.5 時，進水管的效率從81.05%上升至82.29%，旋流度從1.13°下降到0.70°，同時對于其他工況以及性能指標并未帶來負面影響。