实尺度喷水推进船拖泵工况数值模拟与分析

靳栓宝，沈 洋，王 东，刘 涛，魏应三，胡鹏飞，祝 昊

（海军工程大学 舰船综合电力技术国防科技重点实验室，武汉430033）

实尺度喷水推进船拖泵工况数值模拟与分析

靳栓宝，沈 洋，王 东，刘 涛，魏应三，胡鹏飞，祝 昊

（海军工程大学 舰船综合电力技术国防科技重点实验室，武汉430033）

对于四泵推进的喷水推进船，在巡航工况时中间加速泵通常处于锁轴状态，其拖曳阻力的大小对喷水推进器的选型以及船泵机的最优匹配有着重要影响。然而，拖泵阻力很难通过船模试验的方法获得。为此，该研究在验证均匀和非均匀条件喷水推进器数值模型的准确性基础上，采用数值试验的方法对18节航速下某双泵推进喷水推进船的实尺度“船体+两台喷水推进器”系统带自由液面的流场进行了数值模拟，计算此时喷泵拖曳阻力及其所占船体阻力的百分比。以此喷泵拖曳阻力作为参考，对尺寸与上述喷水推进泵相近的某四泵推进喷水推进船的喷泵进行了选型和设计，并对该船在18节航速下加速泵拖曳阻力的大小进行了计算，进一步验证选型时拖曳阻力取值的合理性。为消除尺度效应的影响采用实尺度模型对“船体+四台喷水推进器”系统带自由液面的非定常流场进行计算，并探索了大尺度条件下船泵系统考虑自由液面和重力影响的非定常计算方法。

船舶；喷水推进器；实尺度；拖泵阻力；数值模拟；非定常

0 引 言

喷水推进技术应用于高速高性能舰船已成为国内外公认的发展趋势，其应用范围正不断地向大功率、大吨位舰艇延伸[1]。与常规螺旋桨推进相比，喷水推进具有机动性和操纵性优越、高航速时具有极佳的抗空泡能力和更高的推进效率、水动力噪声小等众多优点，在世界海军水面舰船上有着广泛的应用[2-3]。船舶喷水推进器设计前需要根据喷水推进基本原理以及船体阻力等参数对喷水推进器主要设计参数进行优化选取，使“船体—喷水推进器—原动机”三者之间达到最佳匹配。另外，对于多泵推进的喷水推进船，在巡航工况下加速泵处于锁轴工况，其将产生额外的阻力，该阻力连同船体阻力构成了整个船泵系统在巡航工况下的阻力，巡航所用喷泵的选型需要依据总阻力值进行主要参数的确定。然而，国外有关拖泵阻力计算鲜有报道，国内关于多泵推进喷水推进船舶的设计处于起步阶段，拖泵阻力的经验数据不足。

第21届至24届国际拖曳水池会议（ITTC）成立的喷水推进专家委员会指出，随着高性能计算机的出现和数值计算方法的改进，CFD技术在喷水推进研究中的应用将越来越广泛[4-7]。将喷水推进器与整个船体作为整体进行船舶粘性流场流体动力性能计算来分析船体与喷水推进器之间的相互作用，目前正成为喷水推进CFD研究的一个方向，其计算已达到较高的精度[8]。

本文采用数值计算方法对实尺度双泵推进喷水推进船的拖泵阻力进行计算，分析喷泵拖曳阻力特性，并以此拖曳阻力作为参考，对某四泵推进的喷水推进船所采用的喷泵进行最优化选型，进而完成喷水推进器的设计。为验证该四泵推进喷水推进船在18节工况下加速泵的拖曳阻力特性，对实尺度“船体+四台喷水推进器”系统带自由液面的非定常流场进行计算和分析，并探索了大尺度条件下船泵系统考虑自由液面和重力影响的瞬态计算方法。

1 喷水推进器数值计算模型校验

CFD方法已经广泛应用于船舶推进领域的设计和优化问题，计算精度已远达到工程应用许用误差。本研究主要基于CFD方法完成实尺度喷泵拖泵阻力的计算和分析，在喷泵和船体性能计算分析之前，首先对本研究所采用的计算模型进行校验。以KaMeWa 71SII混流式喷水推进泵为研究对象[9]，利用CAD软件（UG）构造该泵的几何模型（喷泵进口直径710 mm），图1（a）为该混流式喷水推进泵的几何模型，在实际工作中该泵通过泵进口前安装的进水流道从船底吸水，图1（b）显示了模拟该泵实际工作的几何模型，其主要由混流泵、进水流道、船底（用于模拟船底边界层对喷泵进流的影响）和水下计算域等组成。混流式喷水推进泵、进水流道及水下控制体各区域均采用六面体结构化网格进行离散，如图2所示。

图1 KaMeWa 71SII混流式喷水推进泵数值计算几何模型Fig.1 Geometry model of KaMeWa 71SII

图2 KaMeWa 71SII混流式喷水推进泵数值计算网格示意图Fig.2 Surface mesh of KaMeWa 71SII model

采用SST湍流模型进行计算求解，其融合了k-ε和k-ω两种湍流模型，在自由流动区域使用k-ε模式，而在近壁面区域（y+<2.5）使用k-ω模型中的低雷诺数公式，两者之间通过混合函数来过渡，这样可以不需要使用壁面函数，能够较好地模拟粘性底层的流动[10]。

湍动能方程：

湍流耗散率方程：

SST模型中各系数是k-ε模型和k-ω模型中相应系数的线性组合，即模型中封闭系数选取如下。各系数取值为：

图3显示了该混流式喷水推进泵在各个转速下功率的计算结果，其中，基于SST湍流模型定常模拟计算了该混流泵7个转速下的流动特性，计算得到的叶轮功率与试验数据最大误差为2.9%，该混流泵在不均匀进流条件下三个工作转速的叶轮功率计算结果与厂商提供数据的最大误差为2.1%，验证了实尺度条件下喷水推进器在均匀和非均匀条件下数值计算模型的准确性和有效性。

图3 KaMeWa 71SII混流式喷水推进泵数值计算结果与试验值对比Fig.3 Comparison of power performance calculation of KaMeWa 71SII with test data

2 某双泵喷水推进船拖泵特性数值模拟

为研究在既定航速下喷泵锁轴时在来流冲压作用下，流体经进水流道、泵过流通道后从喷口流出所产生的拖泵阻力特性，本研究对某双泵推进的喷水推进船在18节航速下双泵处于锁轴状态下的流场进行了实尺度数值计算，该船长132 m，宽6 m，正常排水量船体吃水8 m，喷泵进口直径1.95 m，喷口直径1.2 m。为消除尺度效应的影响，准确模拟喷水推进器的实际不均匀进流，全面反映实船边界层对喷水推进泵进流特性和推进性能的真实影响，采用足尺1:1模型和SST湍流模型VOF模拟方法来求取“船体+喷水推进泵+进水流道”系统的带自由液面的粘性流场。应用不可压缩的三维N-S方程模拟船泵系统的流体性能，采用有限体积法离散控制方程，对流项采用一阶迎风格式，扩散项采用二阶中心差分格式，基于SIMPLEC算法实现速度和压力之间的耦合求解。

2.1 控制体的选取和边界条件设置

由于该计算模型沿船体纵中剖面呈镜像分布，只对纵中剖面一侧的流场进行建模与计算，以节省数值计算的时间。图1所示为“船体+喷水推进泵+进水流道”系统的数值计算模型和边界条件设置。计算域总长取5倍船长（船长L为132 m），宽度为1.5倍船长，船底至计算域最下端长度取0.5倍船长。采用了速度进口和压力出口边界条件，进口速度为18节，出口压力在水面以上为大气压力，水面以下为按照水深变化的水压，船体纵中剖面设置为对称面。

图4 “船体+喷泵+进水流道”数值计算模型和边界条件Fig.4 Numerical model and boundary conditions of the‘hull+waterjet+inlet duct’

图5 船艉板附近及喷泵表面网格Fig.5 Surface mesh of the ship stern and pumps

图6 拖泵工况下船泵系统自由液面分布图Fig.6 Free surface of ship and pump at towing condition

2.2 网格划分

“船体+喷水推进泵+进水流道”系统计算域采用全结构化六面体网格进行离散，总网格节点数约2100万，图5为船尾进水口附近及喷水推进泵网格分布图。

2.3 计算结果分析

由于此时喷泵转速为零，数值计算采用了基于SST湍流模型的稳态计算方法来求取拖泵工况的“船体+喷水推进泵+进水流道”系统在18节下的粘性流场。图6（a）显示了数值计算得到的船体周围的兴波示意图，图6（b）显示了拖泵工况下喷水推进泵的射流。我们可以看出，虽然喷泵处于锁轴状态，但是由于来流的冲压作用，有流体经进水流道、泵过流通道后从喷口流出。数值计算稳定后，采用壁面积分法计算了此时喷泵的拖曳阻力[9]，计算结果表明在18节下该喷泵的拖曳阻力占船体阻力的1.80%。

3 某四泵喷水推进船拖泵特性的数值模拟

以第一章中两泵推进喷水推进船的拖泵阻力特性作为参考，对尺寸与之相近的某四泵推进喷水推进船的拖泵阻力进行了预估（船长121 m，宽7.2 m，吃水6 m，大泵进口直径2.1 m，小泵进口直径1.6 m），然后结合该船阻力对其四台喷水推进器进行了选型（其舷侧的两台相同型号喷水推进器用于18节航速下工况，中间两台相同型号喷水推进器在高航速时使用）。进而，采用泵的三元设计方法与数值试验相互结合的方法完成喷泵的设计[11]，运用参数设计方法和数值模拟分析相互结合的方法完成进水流道的设计。

3.1 网格划分

“船体+喷水推进泵+进水流道”系统计算域采用全结构化六面体网格进行离散，船体外流场总网格节点数约2010万，喷水推进器流场总网格节点数约720万，总网格节点数约2730万。图7（a）为进水流道和船艉板附近网格分布图，图7（b）为两类喷水推进泵叶轮和导叶表面网格示意图。

图7 计算域各个部件表面网格Fig.7 Surface mesh of parts of the model

3.2 计算结果分析

采用足尺1:1模型和VOF模拟方法来求取“船体+四台喷水推进器”系统的带自由液面的粘性流场，运用与第一章中双泵推进喷水推进船相同的数值计算域大小和边界条件。该四泵推进喷水推进船拖泵工况与两泵喷水推进泵拖泵工况有所区别，四泵推进喷水推进船在18节的拖泵工况下其两台加速泵处于锁轴，另外两台弦侧泵处于正常工作，因此四泵推进喷水推进船的拖泵工况的流场更为复杂，其船泵系统的数值模拟需要分两步进行。第一步采用稳态计算来求取拖泵工况的“船体+四台喷水推进泵+四个进水流道”的全船流场。此时，喷泵转速设定为零，计算的时间步长适度加大，以加速模拟船体周围的兴波运动，直至整个计算域流场稳定。然后，以上一步拖泵工况的稳态流场为初始值，采用瞬态计算方法求取喷水推进泵开始转动后的流场，以精确求取进水流道进水口附近、喷水推进泵内部以及喷口射流场的流动特性。在瞬态计算时喷水推进器转速需要由小到大渐进的增加，直至舷侧泵转速增加到设计值。值得说明的是喷水推进器每一次转速增加后的瞬态计算需要以上一步计算的稳定流场为初始值，转速增加过快或流场未稳定急加转速都可能使得计算因为自由液面的剧烈变化而发散。图8（a）显示了巡航工况下加速泵处于锁轴、弦侧泵正常工作时的船体兴波流场，图8（b）为四泵均处于锁轴的数值计算中间过渡状态的喷泵射流情况，图8（c）显示了巡航工况下加速泵处于锁轴、弦侧泵正常工作时的四台喷泵射流情况，图8（d）显示了拖泵工况下弦侧泵内部流线分布图。从图中我们可以看出在拖带工况下弦侧泵（额定转速）和中间加速泵（锁轴）时喷射水流的区别，数值计算结果表明在18节下该加速泵的拖曳阻力占船体阻力的1.63%，进一步验证了选型时所采用的拖泵阻力预估值的合理性。

4 结 论

本研究采用实尺度模型对某双泵推进喷水推进船的船泵系统带自由液面流场和拖曳阻力特性进行了数值计算，并以此拖泵阻力为参考对尺寸与之相当的某四泵推进的喷水推进船的加速泵拖泵阻力进行了预估。进而，完成了该四泵推进喷水推进船所采用喷泵的选型和设计，并对该四泵推进的喷水推进船的“船体+四台喷水推进器”系统带自由液面的非定常流场以及拖泵阻力进行了计算，验证了拖泵阻力预估的合理性，也为喷水推进船拖泵阻力特性的研究提供有益参考。另外，本文探索了大尺度条件下船泵系统考虑自由液面和重力影响的瞬态计算方法，研究认为对于该尺度下拖泵数值模型复杂的非定常流场计算需要采用分步计算的方法进行，首先对该船在18节航速下全部泵处于锁轴工况时的稳态流场进行数值计算，计算的时间步长适度加大，以加速模拟船体附近的兴波流场；然后以稳态计算结果为初始值进行该工况下瞬态流场计算，以提高非定常计算的收敛速度和稳定性；最后，以上一步瞬态流场为初始值，逐步增加泵转速直到达到既定转速。

[1]Thor Peter Andersen.Design of rim driven waterjet pump for small rescue vessel[D].Gothenburg,Sweden:Chalmers University of Technology,2014.

[2]Ronald O’Rourke.Navy Littoral Combat Ship(LCS)program:Background,issues,and options for congress[R].America Congressional Research Service Report for congress,2011.

[3]靳栓宝.高性能喷水推进器与泵喷推进器的设计与性能分析[D].武汉:海军工程大学,2013. Jin Shuanbao.Design and analysis of high performance waterjet and pumpjet[D].Wuhan:College of Naval Architecture and Power,2013

[4]Kruppa C.Report of the specialist committee on waterjets[R].Paris:21st ITTC,1996.

[5]Hoyt III J G．Report of the specialist committee on waterjets[R]．Netherlands:22nd ITTC,1999.

[6]Van T.The specialist committee on validation of waterjet test procedure[R].Italy:23rd ITTC,2002.

[7]Van T.The specialist committee on validation of waterjet test procedure[R].UK:24th ITTC,2005.

[8]易文彬,王永生,靳栓宝等.雷诺数相似喷水推进船模预报实船推进性能[J].武汉理工大学学报,2014,38(5):1074-1078. Yi Wenbin,Wang Yongsheng,Jin Shuanbao,et al.Prediction of ship propulsion performance using Reynolds similarity waterjet ship model[J].Journal of Wuhan University of Techonlogy,2014,38(5):1074-1078.

[9]董新国.混流式喷水推进泵动叶轮、导叶体结构强度分析[D].上海:上海交通大学,2011. Dong Xinguo.Structure strength analysis of impeller and guide vane chamber of mixed flow waterjet pump[D].Shanghai：Shanghai Jiaotong University,2011.

[10]孙存楼,王永生.喷水推进器推力预报的两种不同方法比较[J].船舶力学,2008,14(11):1208-1212. Sun Cunlou,Wang Yongsheng.Comparison of two different methods for thrust prediction of marine waterjet[J].Journal of Ship Mechanics,2010,14(11):1208-1212.

[11]靳栓宝,王永生,丁江明,苏永生.混流式喷水推进泵三元设计及数值试验[J].哈尔滨工程大学学报,2012,33(10): 1223-1227. Jin Shuanbao,Wang Yongsheng,Ding Jiangming,et al.Three-dimensional design and numerical experiment of mixedflow waterjet[J].Journal of Harbin Engineering University,2012,33(10):1223-1227.

Research on the pump towing drag of full scale waterjet ship with CFD

JIN Shuan-bao,SHEN Yang,WANG Dong,LIU Tao,WEI Ying-san,HU Peng-fei,ZHU Hao
(National Key Laboratory of Science and Technology on Vessel Integrated Power System,Naval University of Engineering,Wuhan 430033,China)

Accelerating pump towing drag of the ship propelled by four waterjet pumps at cruising condition has great influence on the process of waterjet selection and optimal match between hull,waterjets and the main engine.However,the pump towing drag is difficult to be obtained from the ship model test,and so far there is little record about the pump towing drag at home and abroad.For this reason,CFD method of waterjet in uniform and non-uniform flow were validated,and CFD method was used for the simulation of the viscous flow of the full scale ship propelled by two waterjets,and the pump towing drag and its percentage on the ship drag could be calculated.Taking this pump towing drag as a reference,the waterjet pumps of the ship propelled by four waterjet were selctected and designed.And then the towing drag of accelerating pumps of the ship could be calculated with CFD simulation,the results indicate that the percentage of the pump towing drag on the ship drag were roughly the same as hypothetical.In order to eliminate the scale effect,the method for calculating the unsteady viscous flow of full scale‘hull+four waterjets’model with gravity and free surface was researched and introduced briefly.

ship;waterjet;full scale;pump towing drag;numerical simulation;unsteady

U664.34

A

10.3969/j.issn.1007-7294.2016.07.004

1007-7294（2016）11-1381-07

2016-04-03

国家自然科学基金资助项目（51309229，51307177，51409256）

靳栓宝（1983-），男，博士后，E-mail：hjgcjin@163.com；沈 洋（1983-），男，讲师。