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(哈爾濱工程大學 船舶工程學院,哈爾濱 150001)

泵槳聯合推進集合了噴水推進和螺旋槳推進的優(yōu)點，既有低速時用螺旋槳推進，噴水推進只用于高速及緊急機動過程這樣的設計，也有低速時采用噴水推進以提高艦艇低速時的機動性，正常航行仍采用螺旋槳推進的設計[1-5]。南非海軍MEKO A-200型輕型護衛(wèi)艦是目前少數使用泵槳聯合推進的艦船之一，而國內尚無螺旋槳與噴水推進器混合使用作為推進方式的船舶。本文基于南非海軍MEKOA-200型輕型護衛(wèi)艦來研究泵槳聯合推進的推進性能。其噴水推進器與螺旋槳分布見圖1。

圖1 MEKO A-200 推進系統(tǒng)布置

所選模型噴水推進器與螺旋槳的功率比和直徑比與MEKOA-200相同，主要參數尺度見表1，螺旋槳選用可調螺距槳但計算時按照定螺距槳計算。

1 數值模擬結果驗證

泵槳聯合推進系統(tǒng)目前在國內尚無應用，也沒有試驗數據，無法進行數值模擬驗證。但噴水推進器及螺旋槳技術較為成熟，且有大量的試驗數據?？煞謩e對噴水推進器及螺旋槳進行數值模擬，與試驗數據比較來確保計算精度，保證泵槳聯合推進數值模擬的可行性。

對噴水推進器流場計算進行網格劃分時分進流段、動葉輪、導葉輪及出流段4個區(qū)域。由于噴水推進器的動葉輪及導葉輪的葉片形狀不規(guī)則，進行網格劃分時采用三角形網格面網格單元和四面體/六面體混合型體網格單元。葉輪及泵體之間生成了8層網格。對葉梢及導葉等區(qū)域進行局部網格加密。

1.1 Fluent相關參數設置

1)控制方程選取。由于本文計算內容為不可壓縮流體流動問題，不考慮熱交換，故在控制方程的選取中舍去能量方程，選取連續(xù)性方程和動量守恒方程。

2)湍流模型選取。目前，尚無普遍適用于各種工程問題的湍流模型，考慮湍流模型的應用范圍，本文選用SST的k-ω二方程湍流模型。

3)差分格式選取。速度壓力耦合方式采用SIMPLEC算法求解，使用默認的亞松弛因子。對于差分格式選取，各控制方程的離散格式均采用二階迎風差分格式。

1.2 數值模擬結果與實驗對比

從小流量到大流量計算多個工況點，得到流量與揚程、功率及效率的數值模擬結果和實驗值，見圖2～4。

圖3 流量與功率數值模擬結果曲線和實驗值曲線

圖4 流量與效率數值模擬結果曲線和實驗值曲線

由圖2～4可見,利用CFD方法計算得到的噴水推進器軸流泵各項數據與實驗值比較接近。產生誤差的主要原因是在動葉輪與導葉輪內有明顯的脫流現象存在，以后深入處理這個問題，現在主要考慮離體。三項數據中最大誤差為10%，同時根據螺旋槳數值模擬結果和實驗值比較，可知數據最大誤差為8.2%。認為用這種方法來模擬噴水推進器和螺旋槳作用于船體是可行的，可以用于初步的泵槳聯合推進數值模擬。

2 泵槳聯合推進系統(tǒng)建模

利用CFD軟件對流場進行數值模擬，創(chuàng)建三維模型非常關鍵，直接影響到模型計算的精確程度。

1)生成螺旋槳槳葉三維模型。繪制螺旋槳槳葉的二維平面圖，經過坐標轉換生成dat文件并導入Gambit里建立螺旋槳的三維模型。螺旋槳實體模型見圖5。

圖5 螺旋槳實體模型

2)建立噴水推進器模型。以X軸為旋轉軸，利用同樣的方法建立噴水推進器動葉輪與導葉輪的三維模型，并對進水段及出水段建立模型。噴水推進器實體模型見圖6。

圖6 動葉輪實體模型

3)建立船尾模型與外域。本文主要考慮噴水推進器與螺旋槳之間的相互作用，適當地簡化噴水推進器、螺旋槳與船體之間的相互作用，船體艉部模型采用規(guī)則的幾何模型。

4)對噴水推進器流場進行網格劃分時分為進流段、動葉輪、導葉輪及出流段四個區(qū)域。由于噴水推進器的動葉輪及導葉輪的葉片形狀不規(guī)則，進行網格劃分時采用三角形網格面網格單元和四面體/六面體混合型體網格單元。葉輪及泵體之間生成了8層網格。并對葉梢及葉根區(qū)域進行局部網格加密。由于螺旋槳表面形狀復雜，采用非結構網格進行劃分。在螺旋槳周圍建立小圓柱形流體域，周圍建立矩形大流體域。螺旋槳網格及計算域網格見圖7、8。

模型劃分完網格后，在Gambit里進行邊界條件定義，并生產*.mesh文件，導入Fluent內進行數值模擬。

圖7 螺旋槳網格

圖8 計算域網格

3 數值模擬結果分析

3.1 螺旋槳推力及轉矩

表2、3為Fluent計算得到的在相同條件下，泵槳聯合推進系統(tǒng)中兩個螺旋的推力及兩個螺旋槳單獨作用時的螺旋槳推力。

表2 泵槳聯合推進系統(tǒng)螺旋槳推力 N

表3 螺旋槳單獨作用螺旋槳推力 N

泵槳聯合推進系統(tǒng)中，左、右螺旋槳的推力分別為1.215×106、1.207×106N，較螺旋槳單獨作用時的螺旋槳推力1.149×106、1.137×106N,增幅為5.57%、6.13%。主要原因是噴水推進器出流作用于螺旋槳槳葉葉面處，使其壓力葉面壓力增加，提高螺旋槳推力。

泵槳聯合推進系統(tǒng)中左側螺旋槳的轉矩1.183×104N·m，較螺旋槳單獨作用時的螺旋槳轉矩1.124×104N·m增幅5.27%；右側螺旋槳的轉矩1.212×104N·m，較螺旋槳單獨作用時的螺旋槳推力1.144×104N·m增幅5.89%。泵槳聯合推進系統(tǒng)能有效提高螺旋槳的推力。同時，對螺旋槳的轉矩也有很大的影響。

泵槳聯合推進系統(tǒng)中，左側螺旋槳推進效率為ηBL=0.654，右側螺旋槳推進效率ηBR=0.635；當螺旋槳單獨作用時，左側螺旋槳的推進效率ηPL=0.651，右側螺旋槳的推進效率ηPR=0.633。泵槳聯合推進系統(tǒng)中，螺旋槳推進效率相比于螺旋槳單獨作用時略微提高。

3.2 噴水推進器推進性能

表4、5為由Fluent軟件計算得到的噴水推進器在泵槳聯合推進系統(tǒng)中及噴水推進器單獨作用時產生的推力。其中噴水推進器單獨作用時推力為7.566×105N，泵槳聯合推進系統(tǒng)中噴水推進器推力為7.545×105N，較單獨作用時減幅達0.28%。

表4 泵槳聯合推進系統(tǒng)噴水推進器推力 N

表5 噴水推進器單獨作用推力 N

噴水推進器單獨作用時轉矩為8.068×103N·m，泵槳聯合推進系統(tǒng)中噴水推進器轉矩為8.057×103N·m，較單獨作用時減幅0.36%。

由此可見泵槳聯合推進系統(tǒng)中，噴水推進器推進性能受影響較小，幾乎沒有變化。

1)泵槳聯合推進系統(tǒng)中，噴水推進器進水口流速v0=8.8 m/s，出水口流速vj=19.8 m/s，流經噴水推進器的流體流量Q=32 m3/s。

根據T凈=ρQ(vj-v0)得到噴水推進器產生的凈推力T=3.52×105N，泵槳聯合推進系統(tǒng)中噴水推進器的推進效率為0.467。

2)在噴水推進器單獨作用時，v0=8.7 m/s，vj=19.6 m/s，Q=31.73 m3/s，T=3.459×105N，泵槳聯合推進系統(tǒng)中噴水推進器的推進效率為0.457。

泵槳聯合推進系統(tǒng)中，噴水推進器的推進效率幾乎不受影響。數值計算所得噴水推進器效率僅為0.457是因本文并未對噴水推進器進、出水管道進行優(yōu)化，對噴水推進器推進效率影響較大。

4 結論

泵槳聯合推進系統(tǒng)中與兩種推進器單獨作用比較，螺旋槳推力增加6.0%，轉矩增加5.5%，推進效率略微提升；噴水推進器的推力、轉矩變化幅度均不超過0.5%。因此，泵槳聯合推進系統(tǒng)中，螺旋槳的推進性能對流場的變化更敏感，而噴水推進器受外部流場影響較小，在設計時應給于更多的關注。

[1] 孫存樓，王永生，丁江明，等.一種新式聯合動力裝置在現代戰(zhàn)斗艦艇上的應用分析[J].艦船科學技術，2006(10)：39-42.

[2] 孫存樓，王永生，丁江明，等．噴水推進器推力的動量計算法[J].武漢理工大學學報：交通科學與工程版，2006 (6)： 1098-1101

[3] 孫存樓，王永生，劉巨斌.混合推進系統(tǒng)噴水推進器與螺旋槳相互作用研究[J].中國造船，2010，51(1)：9-16.

[4] 沈海龍，蘇玉明．船體黏性非均勻伴流場中螺旋槳非定常水動力性能預報研究[J].水動力學研究與進展，2009，24(2)：232-241.

[5] 董世湯，王國強，唐登海，等.船舶推進器水動力學[M].北京：國防工業(yè)出版社，2009.