船舶喷水推进器推力分布研究

丁江明，王永生，张志宏

（海军工程大学a.船舶与动力学院;b.理学院,武汉 430033）

船舶喷水推进器推力分布研究

丁江明a，王永生a，张志宏b

（海军工程大学a.船舶与动力学院;b.理学院,武汉 430033）

应用计算流体力学方法对一典型内置推力轴承混流式喷水推进器的流场进行了数值模拟，计算和分析了叶轮、导叶体、进水流道等主要水力部件的推力分布。计算结果显示：（1）在推进特性线上的设计工况，内置推力轴承上的推力约为喷水推进器净推力（合力）的1.5倍，泵静止部件上的推力约为净推力的-0.5倍，进水流道上的推力很小，可忽略不计；（2）各部件上的推力占净推力的比例在推进特性线上的其它工况基本维持不变；（3）在非推进特性线上的工况，各部件上的推力分布不同于推进特性线上的工况，来流速度与泵转速的比值越高时泵静止部件上向后的推力越大，进水流道上的推力不再是可忽略的小量了。喷水推进器推力分布规律的研究结果可为喷水推进器和船尾结构的强度设计时加载水动力作用项提供参考。

船舶；喷水推进；计算流体力学；推力分布

1 引 言

船舶喷水推进器的推力分布特性直接关系到喷水推进器各部件的应力分布以及船尾结构水动力负载的大小，是喷水推进器和船体结构强度设计的重要依据之一，因而既是造船设计师也是轮机工程师所关心的问题[1-2]。但是喷水推进有别于螺旋桨推进，喷水推进器的推力分布比螺旋桨复杂，无法从推进轴系上直接测量求取。

随着计算流体力学（CFD）技术的快速发展和计算机硬件性能的快速提高，喷水推进器的水动力性能越来越多地采用数值模拟方法来计算和分析，并能取得较精确的计算结果[3-5]。采用CFD方法研究喷水推进器的推力分布是一种有效的途径。本文借助CFD方法对一典型混流式喷水推进器的流场进行了数值模拟，按推进特性和非推进特性两种工况详细地分析了喷水推进器在直航时各部件上的推力分布特性。

2 喷水推进器的两类结构及推力传递

不同厂商生产的喷水推进器的结构各不相同，根据推力轴承安装位置以及推力传递路径的不同可分成两种类型。第一类喷水推进器的推力轴承安装在导叶体轮毂内，动叶片上的流体作用力通过该推力轴承传递到导叶体后再作用到船体上。KaMeWa公司生产的喷水推进器大多属于这种类型 （图1）。第二类喷水推进器的轮毂内没有推力轴承，动叶片上的流体作用力通过叶轮轴传递到舱内的推力轴承后再传递到船体。Wartsila公司生产的喷水推进器大多属于这种类型（图2）。

此外，为了减小叶轮轮毂旋转时与导叶体轮毂间的磨损并减小推力轴承的负荷，叶轮轮毂上常采取水力平衡措施，即在叶轮轮毂内侧引入压力水。图1所示的喷水推进泵的叶轮轮毂上钻有平衡孔，连通轮毂内外侧，将流道内泵进口处的水流引入轮毂内以达到水力平衡的目的。图2所示的喷水推进泵没有在轮毂上钻平衡孔，而是从导叶体引入压力水连接到叶轮轮毂内部进行水力平衡。对于水力模型相同的喷水推进器，由于推力轴承的安装位置以及叶轮水力平衡措施的不同，各部件上推力分布是不同的。本文只限于研究图1所示的内置推力轴承、叶轮轮毂上钻平衡孔类型的喷水推进器的推力分布。这种类型的结构在大功率喷水推进器上有着广泛应用。

3 计算模型

装船工作的喷水推进器受船体边界层的影响，进入进水流道的水流是不均匀的。选取计算区域时应将进水口外船体下方的流体也包括在内，与进水流道以及泵内的流体共同组成整个喷水推进系统的数值计算域。船体下方的流体区域要求大小得当，边界与进水口之间的距离合适。距离太小时边界参数受进水口的影响不能忽略，造成边界条件设置困难；距离太大时，流场区域过大，计算量偏大。经研究，取计算域纵向长度为泵进水口直径的30倍，宽度为泵进水口直径的10倍，深度为泵进水口直径的 15 倍（图 3）[6]。

整个计算域采用多块六面体结构化网格划分，网格单元总数为340万。在设定边界条件时，根据Svenssen对喷水推进船实船的测量结果来考虑船体边界层的影响，采用Wieghardt公式求取边界层厚度[7]。计算过程采用了多参考系方法来处理叶轮的旋转，控制方程采用SST k-ω湍流模型进行封闭，压力与速度的耦合采用SIMPLE算法，对流项采用二阶迎风离散格式。

4 计算结果及分析

4.1 功率和推力计算结果的校验

为了保证喷水推进器各个部件上推力计算的可信性，需对喷水推进器数值计算结果进行验证。喷水推进泵内部以及进水流道的受力比较复杂，难以测量，对各过流部件推力分布的数值计算值直接进行校验难度较大。为此，采用对功率、推力等外特性的数值计算值进行校验的方法来判断整个喷水推进器数值计算的精度。表1是本文研究的某喷水推进船在推进特性线上的四个工况下喷水推进器的推力和功率的数值计算值与厂商提供的外特性数据的比较结果。从工况1到工况4，航速依次为设计航速的100%、87.5%、75%和62.5%。从表1可见，从高速到低速的各个推进特性工况下，推力和功率的数值预报结果与厂商的性能数据较接近，推力计算结果的最大误差4.34%；功率计算结果的最大误差-4.07%。喷水推进器厂商提供的外特性数据与实船试航数据也吻合较好。这间接地证明用于分析喷水推进器推力分布的数值计算方法及其结果是可信的。

表1 推力和功率的数值计算值与厂商数据的比较（以厂商数据为基准）Tab.1 Comparison between the thrust and power calculated by CFD code and that provided by waterjet manufacturer

4.2 推进特性线上各工况的推力分布

表2为直航正车推进时推进特性线上的四个工况下喷水推进器各部件上的推力分布情况。推力大小以占净推力（合力）大小的百分比来表示。表2中的工况对应表1中的工况，推进泵属于图1所示的类型。因轮毂上平衡孔的存在，可近似地认为叶轮轮毂内外侧压力相等，流体作用在轮毂内外侧壁面上的推力互相抵消，内置在泵内的推力轴承所承受的推力近似等于动叶片上推力。

从表2的计算结果可以看出，喷水推进器的推力分布与螺旋桨推进的推力分布有较大的不同，其净推力不等于推力轴承上的推力，而是推力轴承、泵静止部件以及进水流道上的轴向推力之和。本文研究的混流式喷水推进器，推力轴承上的推力大小约为净推力的1.5倍；泵静止部件上的推力与净推力方向相反，其大小约为净推力的0.5倍；进水流道上的推力很小，可忽略不计。从工况1到工况4，随着航速的减小，各部件上的推力占所在工况净推力的比值变化幅度较小（图5），进水流道的推力由向前逐渐转变为向后，其余部件上的推力幅值略有下降。

表2 推进特性线上各工况喷水推进器的推力分布Tab.2 Thrust distribution on waterjet components in various operating conditions along propulsive performance curve

4.3 非推进特性线上各工况的推力分布

表3为额定航速时不同泵转速下喷水推进器各部件上的推力分布的计算结果。从工况5至工况9，转速依次从额定转速的 100%降低为 90.9%、85.2%、80.5%、75.7%。从表3和图6可以看出，在相同航速的前提下，随着泵转速降低，进水流道、推力轴承以及泵静止部件上承受的流体作用力都发生了较大的变化，其变化幅值比表2中各工况大。从工况5至工况9，随着转速降低，推力轴承上的推力占净推力的百分比从153.5%增加到165.9%，增幅不大；但泵静止部件上的推力从-56.3%增加到-98.9%，向后的作用力增加了约一倍；进水流道上的推力从所处工况净推力的2.8%增加到了33.0%，流道推力绝对值也增加到工况5流道推力的5.3倍，约为工况5净推力的7.4%。进水流道上的推力不可再忽略不计了。

表3 相同航速不同泵转速时喷水推进器各部件推力分布Tab.3 Thrust distribution on waterjet components in operating conditions with same ship velocity and different pump speed

表4 相同转速不同航速时喷水推进器各部件推力分布Tab.4 Thrust distribution on waterjet components in operating conditions with same pump speed and different ship velocity

表4为泵转速在90.9%额定转速时不同航速下喷水推进器各部件上推力分布的计算结果。从工况10至工况13，航速依次从设计航速的100%降低为87.5%、75.0%、62.5%。在泵转速不变的前提下，随着航速增加，进水流道上的推力由向船后方向逐渐增加到向船前方向；泵静止部件上向后的推力随航速的增加其幅值也逐渐增大（图7）。

实际上，在工况6～13的这些过渡工况下，泵转速和航速分别对喷水推进器性能的影响程度不同，这改变了推进特性线上稳态工况下流体作用在各过流部件上的推力分布状态。

5 结 语

（1）喷水推进器的推力分布与传递有别于螺旋桨推进，叶轮、导叶体以及进水流道上的流体作用力的合力构成了喷水推进器的净推力。用试验手段测量喷水推进器各部件的推力分布难度较大，而采用CFD进行数值计算和分析是一种有效而便捷的方法。

（2）本文研究的内置推力轴承、叶轮轮毂开有平衡孔类型的混流式喷水推进器，流体在各个部件上的推力与净推力的比值在推进特性线上各工况下基本维持不变。推力轴承上的推力约为净推力的1.5倍；泵静止部件上的推力与推力轴承上的推力方向相反，其大小约为净推力的0.5倍；进水流道上的推力幅值很小，可忽略不计。在非推进特性线上的各过渡工况下，各部件上的推力分布发生了明显变化。随着航速与泵转速的比值逐渐增加，来流对喷水推进器性能的影响越来越大，流体作用在泵静止部件上向后的推力也越大，作用在进水流道上的推力由向后逐渐变成向前且占净推力的比值也不断增加，成为一个不可忽略的推力分量。

（3）喷水推进器推力分布的计算结果可用于喷水推进器和船尾结构强度有限元分析时流体负载的输入项。

（4）本文只研究了喷水推进器在正车直航时的推力分布规律。倒航工况、转向工况等机动工况下的推力分布规律有待进一步深入研究。

[1]Verbeek R.Waterjet forces and transom flange design[C]//International Conference of Waterjet Propulsion 1.London:RINA,1994.

[2]Alexander K.Loads in waterjet inlet ducts[C]//The 12th Fast Ferry International Conference.Copenhagen,1996.

[3]Bulten N.Numerical analysis of a waterjet propulsion system[D].Eindhoven,The Netherlans:The Eindhoven University of Technology,2006.

[4]丁江明,王永生,张志宏.基于动量流量法对喷水推进系统推力的CFD计算[J].海军工程大学学报,2008,20(2):91-95.

Ding J M,Wang Y S,Zhang Z H.Thrust computation of waterjet propulsion system based on momentum flux method and CFD code[J].Journal of Naval University of Engineering,2008,20(2):91-95.

[5]丁江明.船舶喷水推进器推进性能预报研究[D].武汉:海军工程大学,2009.Ding J M.Research on propulsive performance of marine waterjet[D].Wuhan:Naval University of Engineering,2009.

[6]刘承江,王永生,张志宏.喷水推进器数值模拟所需流场控制体的研究[J].水动力学研究与进展（A集）,2008,23(5):592-595.

Liu C J,Wang Y S,Zhang Z H.Study on flow control volume in numerical simulation of waterjet propulsor[J].Chinese Journal of Hydrodynamics(Part A),2008,23(5):592-595.

[7]Svensson R,Grossi L.Trial result including wake measurements from the world’s largest waterjet installation[C]//International Conference of Waterjet Propulsion 2.Amsterdam:RINA,1998.

Research on thrust distribution of marine waterjet

DING Jiang-minga,WANG Yong-shenga,ZHANG Zhi-hongb
(a.College of Naval Architecture and Power;b.College of Science,Naval University of Engineering,Wuhan 430033,China)

The flow of a typical mixed-flow waterjet with thrust bearing imbedded was simulated by means of computational fluid dynamics(CFD)code in order to investigate its thrust distribution on each components.Some conclusions are drawn from the calculation results:(1)The thrust fraction on waterjet components is almost constant in different operating conditions along propulsive performance curve.(2)In the operating conditions along the propulsive performance curve the thrust fractions of thrust-bearing and statorbowl are approximately equal to 1.5 and-0.5 respectively;and the thrust on inlet duct is ignorable.(3)When the operating conditions deviate from the propulsive performance curve,the thrust distribution characteristics are changed.Both the positive thrust fraction on thrust-bearing and the negative thrust fraction on stator-bowl increase along with the ratio of ship velocity to pump speed,and the thrust on inlet duct rises gradually to a significant magnitude.These conclusions can be referenced to determine the hydraulic load during finite element analysis of waterjet and stern hull.

ship;waterjet propulsion;computational fluid dynamics;thrust distribution

U664.34

A

1007-7294（2010）08-0841-06

2010-02-09

国防“十一·五”预研项目资助

丁江明（1976-），男，海军工程大学船舶与动力学院讲师，博士生，E-mail：goodluckdjm@sina.com。