杜友威，袁利国，蔡佑林，石 晓

(1. 青岛黄海学院 智能制造学院，山东 青岛 266427；2. 中国船舶及海洋工程设计研究院，上海 200011)

0 引 言

喷水推进器是一种新型的特种船艇推进装置，具有效率高、工作平稳以及附体阻力小等优点，在滑行艇、穿浪艇、水翼艇、气垫船等中高速船艇上得到广泛应用。喷水推进器工作时，进水流道造成的功率损失占总功率的7%～9%，船体形状对比喷水推进器的功率影响可达20%以上，该影响作用主要发生于进水流道的进口处。

针对喷水推进器的研究主要集中在进水流道的优化设计、泵的设计选型等方面，围绕进水流道的优化设计，国内外学者从倾斜角变化、唇部形状、进速比与喷速比、船底边界层影响等多方面进行了深入研究。围绕泵的设计选型，国内海军工程大学王永生团队以及江苏大学潘中永团队等从定子和转子的前后关系、喷速比、叶轮转向等多个方面对喷水推进泵内部水动力性能和推进特性等进行研究。

常见的喷水推进器均属于有轴喷水推进器，由于传动轴的遮挡，增加叶轮处流体的脉动，降低推进器效率，且易产生振动，影响推进器的寿命。国内关于无轴喷水推进器研究较少，刘瑞华等分别以SDPM-450型轴流式喷水推进泵、某小艇无轴泵喷推进器为研究对象，通过实验和数值模拟，进行水动力学和辐射噪声相关分析。

喷水推进船在设计航速范围内具有显著的纵倾和升沉变化，会导致喷水推进器进口处吃水深度和流道倾斜角的改变，影响推进器内部的水动力性能。因此，对计及航态无轴喷水推进器的研究显得尤为重要。本文借助CFD软件，从弯道出流均匀度、流动分离情况、压力分布情况以及功率转化率等4个方面，对比无轴和有轴2种喷水推进器的进水流道水动力学性能的差异，并进一步改变无轴喷水推进器不同纵倾角进行对比分析。

1 喷水推进器水动力性能分析

1.1 喷水推进器几何形状及主尺度参数

用喷水推进器模型参考KaMeWa公司生产的71SⅡ型喷水推进器，简化模型并进行等比例缩小以便于后期更好的进行模型加工和试验测量，且该型号喷水推进器在较大范围内CFD预报的结果和厂商提供的数据吻合较好，证明用CFD进行喷水推进器的水动力性能分析可行。

通过对比分析并参考文献[15]，确定船底流场区域控制体长度、宽度和深度分别为喷水推进泵叶轮进口处直径的30倍、10倍和8倍。喷嘴区域、进水流道及船底区域流场采用SolidWorks软件进行建模，流道进口采用椭圆形进口，叶轮区域和导叶区域流场采用Bladegen软件进行建模，其中叶轮叶片数为5 ，导叶叶片数为7（见图1），喷水推进器的主要尺寸参数如表1所示。为了更加清晰地表达流道进口到喷嘴出口间的内部流场，采用隐藏了船底区域流场的三维模型剖切视图（见图2）。

1.2 CFD建模计算与验证

1.2.1 边界条件及计算域设定

喷水推进器在船舶直航工况下，流场控制体的边界条件（见图3）设置如下：流场上游来流面和底部面设为速度入口，两侧壁设置为对称边界条件，船底流场区域下游出口面设为开放边界，喷水推进器喷嘴出口面设为压力出口，出口压力设为环境压力，所有固壁面设为无滑移壁面。另外，叶轮区域设置为旋转域，叶轮转速为3 600 r/min，导叶、喷嘴和其他区域为静止域，采用SST-模型模拟喷水推进器内部流场的流动。根据所研究的航行状态设定水流速度v=5 m/s。考虑船底边界层的影响，进流速度采用Wieghardt公式进行计算：

图1 叶轮和导叶的几何形状Fig. 1 Geometry of impeller and guide vanes

表1 喷水推进器主尺度参数Tab. 1 Main scale parameters of waterjet propeller

图2 部分流场的三维模型剖切视图Fig. 2 Cutaway view of 3D model of partial flow field

图3 流场控制域及边界条件定义Fig. 3 Definition of flow field control domain and boundary conditions

式中：为指数，一般为9；δ为边界层厚度，计算公式为：

式中，为进口雷诺数。

1.2.2 网格划分

将整个流场分为4个计算区域分别进行网格划分，其中进水流道和船底区域和喷嘴区域采用非结构化四面体网格进行网格划分，叶轮和导叶部分均采用正交性较好的六面体结构化网格，其中叶轮部分采用J形网格拓扑结构，导叶部分采用H形网格拓扑结构，叶轮和导叶叶片周围均采用O形网格，由于在喷水推进器进水流道内部以及进水口附近的流场速度梯度变化较大，因此分别对船底上表面、流道壁面以及喷嘴壁面定义边界层以进行加密处理，计算壁面=[80，110]。

经网格无关性检验（见图4），发现当总体网格数量在435万以上时，在叶轮转速为3 600 r/min，纵倾角为0°，航速为5 m/s的条件下，喷口出口流量与扭矩变化基本趋于稳定。考虑到计算精度和计算时长，最终确定网格数为4 382 319。

图4 网格无关性分析Fig. 4 Grid independence analysis

1.3 无轴喷水推进器水动力性能对比分析

选取相同尺寸的有轴喷水推进器，从弯道出流均匀度、流动分离情况、压力分布情况以及功率转化率等方面进行对比分析。

1.3.1 弯道出流均匀度

进水流道的出口连接喷水推进泵的进口，不均匀的速度分布会引起喷水推进泵负载脉动，振动噪声增大，空化现象加剧。因此流道出口的均匀程度直接影响喷水推进泵的效率。为了定量分析不均匀程度的大小，引入不均匀度，不均匀度系数的数学表达为：

ζ=0时，所有位置速度大小方向都一致，均匀度最高。

对比弯道出口有轴、无轴喷水推进器的不均匀度分别为0.095和0.116，发现后者较前者高出22.1%。进一步比较喷嘴出口处截面的不均匀程度，有轴、无轴喷水推进器的速度不均匀度分别为0.236和0.185，后者喷嘴出口处出流更加均匀，分析原因为经过叶轮后，轴不会直接对流体流动产生影响，在相同外形尺寸情况下，轴会增加叶轮之前的压力梯度，从而影响喷口的流量，使得在无轴情况下，喷口更加顺畅，均匀度更高。

1.3.2 流动分离情况

流道的设计要尽量地减小流动分离的程度，流动分离会使得流动损失增加，效率下降。通过观察流道中纵剖面的速度矢量分布情况（见图5），在唇部内侧均发生明显的流动分离现象。对比发现，有轴喷水推进器在轴线周围发生明显的流动分离现象，且速度变化梯度在该区域明显增大。

图5 喷水推进器速度矢量对比Fig. 5 Comparison of velocity vector of waterjet

在中纵剖面内，从流道出口到流道进口的下表面和上表面分别等距选取21个和34个观察点（见图6），读取并对比有轴和无轴喷水推进器所有监测点的数据。从下表面监测到的数据来看，2种喷水推进器的流速变化趋势基本一致，在流道进口（21号监测点）附近，由于流道的卷吸方向和船底外部流场的流动方向相反，导致该处流速较低，随后在唇部（20号监测点）流速急剧增大。除流道出口附近外，无轴喷水推进器的各个监测点的数据均高于有轴喷水推进器，流道出口附近推测是由于轴的存在，过流面积减小，导致有轴喷水推进器在流量不变情况下流速增加。

图6 总纵剖面上下表面监测点位置Fig. 6 Monitoring points on upper and lower surfaces of longitudinal profile

再对比上表面监测到的流速数据（见图7），无轴喷水推进器的各个监测点的数据均高于有轴喷水推进器，尤其是在15号监测点到25号监测点之间，主要原因是由于轴的影响，导致有轴喷水推进器在轴线处产生绕流，影响周围流体的正常流动，在轴线上缘处（17号监测点）流速影响达到最大。

图7 各监测点流速对比Fig. 7 Comparison of velocity at monitoring points

1.3.3 压力分布情况

上下表面各个监测点的压力如图8所示。对比上下2个推进器表面压力，可以明显看出无轴喷水推进器的流道进口压力低于有轴喷水推进器，而流道出口处，无轴喷水推进器的压力明显高于有轴喷水推进器。

图8 各监测点压力对比Fig. 8 Pressure comparison at monitoring points

进一步对比2种喷水推进器在流道进出口处的平均压力（见表2），明显无轴喷水推进器的流道进出口压力差更小，表明无轴喷水推进器的流动损失更小，且无轴喷水推进器的进口压力更低，在相同尺寸和环境压力的条件下，无轴喷水推进器的流量将更大。

表2 输入输出参数对比Tab. 2 Comparison of input and output parameters

1.3.4 功率转化率

功率转化率主要体现在喷水推进器是否能通过较低的功率输入获得较大的功率输出，如流量和速度输出。在相同转速的条件下，功率输入的大小主要通过叶轮转矩大小来体现，而功率输出大小可以通过喷嘴出口的速度和流量来体现。

对比表2中2组参数可得，有轴、无轴喷水推进器的喷嘴出口流量，后者比前者高出18.95%；有轴、无轴喷水推进器的喷嘴出口轴向平均流速（面积加权），后者比前者高出18.83%。进一步对比叶轮功率输出，有轴、无轴喷水推进器的叶轮转矩，前者反而比后者高出6.9%，可见无轴喷水推进器的功率转化率明显高于有轴喷水推进器。

1.4 纵倾对无轴喷水推进器性能的影响分析

航行状态的2个重要参数为吃水和纵倾，主要由航速和压载情况决定，其中吃水主要影响进口处的压力，对流道流动影响较小，本文暂不考虑吃水变化的影响，主要讨论纵倾（考虑船舶航态主要为尾倾，尾倾所对应的纵倾角为正）变化对无轴喷水推进器流道的影响，从2°～30°每隔2°进行一次计算，获得不同纵倾角条件下喷口流量和叶轮转矩的数值。

从图9可以发现，随着纵倾角的增加，监测到的叶轮转矩越来越小，在相同转速的情况下，说明功率消耗更小。同时随着纵倾角的增加，喷口流量逐渐增加，主要是由于随着纵倾角的增加，流道进口截面在水流垂直方向的投影面积增加，水流流入流道更加顺畅。但是伴随着喷口出流在水平方向上的分量也越来越小，能提供向前的冲量也会减小。通过计算获得喷口流量的水平分量，发现随着纵倾角的增加，喷口流量水平分量先增加后减小，在纵倾角为20°时达到峰值。

图9 流量和转矩随纵倾角的变化Fig. 9 Change of flow and torque with trim angle

通过图10可发现纵倾为20°时，流道流速更高也更加流畅，在唇部流动分离现象更小，流动损失更小，说明纵倾为20°时流道水动力性能更加优越。

2 结 语

通过以上对无轴和有轴喷水推进器的对比，结合纵倾角变化对于流道影响分析，可得出以下结论：

1）从弯道出流均匀度、流动分离情况、压力分布情况以及功率转化率等方面，对比分析无轴喷水推进器和有轴喷水推进器的水动力性能，结果显示。无轴喷水推进器具有更小的流动分离，以及更高的功率转化率。

图10 进口流道速度矢量对比Fig. 10 Comparison of velocity vector at inflow channel

2）随着船体纵倾角的增加，喷口的流量也随之增加，叶轮转矩随之减小，喷口流量的水平分量先增加后减小，在纵倾为20°时达到最大，且此时唇部流动分离更小，进口流道流动损失更低。

3）由于船舶的航态航速、压载、风向等多种因素影响，本文主要考虑压载因素，因此在研究航态时，未充分考虑到航速、风向等因素变化对于船舶航行状态的影响，在以后的研究中将充分考虑多种因素影响下的航态变化。