曹玉良,王永生,靳栓寶

(海軍工程大學動力工程學院, 430033, 武漢)

浸沒式噴水推進泵設計及裝船后性能預報

曹玉良,王永生,靳栓寶

(海軍工程大學動力工程學院, 430033, 武漢)

為了設計浸沒式噴水推進泵,以國外某噴水推進混流泵為對象建立了浸沒式噴射模型,運用計算流體力學(CFD)瞬態(tài)模擬方法研究了2種轉速時浸沒式噴射對噴水推進泵水力性能的影響。研究表明,無論是低轉速還是設計轉速,浸沒式噴射時噴水推進泵的揚程、軸功率、效率變化都小于1%,且葉片的空化無明顯變化。由此,運用三元設計方法設計了一型適用于常規(guī)尾板式噴水推進的噴水推進泵,即按常規(guī)尾板式噴水推進的“船-泵-機”匹配方法選定噴水推進泵的設計參數(shù),按基于環(huán)量的三元方法進行噴泵的水力設計,噴泵為6片葉片、9片導葉。最后,運用計算流體力學方法對實尺浸沒式噴水推進器與船體的組合結構進行了數(shù)值模擬,結果表明,在設計航速時,該噴水推進泵完全浸沒在水中工作的水力性能變化很小,進而得出浸沒式噴水推進泵可以按照常規(guī)尾板式噴水推進泵的設計方法進行設計的結論。

噴水推進;浸沒式;噴水推進泵;三元設計;計算流體力學

浸沒式噴水推進是基于尾板式噴水推進發(fā)展起來的一種推進方式,文獻[1-2]介紹了Advanced Waterjet 21(AWJ-21TM)浸沒式噴水推進器,AWJ-21TM如圖1所示。它是Rolls-Royce公司開發(fā)的完全水下噴射的噴水推進器,由噴水推進泵、進水流道和轉向倒車機構組成,并安裝在流線型吊艙內。AWJ-21TM已在電船演示艦(AESD)上進行了試驗評估,其研究報告表明,與常規(guī)尾板式噴水推進相比,浸沒式噴水推進可進一步提高推進效率,降低推進器噪聲[1-2]。目前,國內外也有不少學者對非推進用浸沒式噴射的流動狀態(tài)和空化情況進行了研究[3-5],但是很少有人開展浸沒式噴水推進的研究。

圖1 AWJ-21TM浸沒式噴水推進器

噴水推進泵是噴水推進器的核心做功部件,其性能好壞將直接影響著整個噴水推進器的性能[6]。對于安裝在尾板上的噴水推進泵,船舶航行時噴射的水流都在自由液面以上。然而,浸沒式噴水推進器安裝在船尾底板上,噴水推進泵浸沒在水中工作,工作環(huán)境的變化將對噴水推進泵的性能造成多大的影響,浸沒式噴水推進泵可否按照常規(guī)尾板式噴泵的設計方法進行設計,目前還少有文獻研究。為了設計浸沒式噴水推進器,本文以國外某噴水推進混流泵為基礎建立了浸沒式噴射模型,運用計算流體力學(CFD)方法研究了浸沒式噴射對噴水推進泵水力性能的影響。文中按常規(guī)尾板式噴水推進的方法設計了一型噴水推進泵,將其安裝在浸沒式噴水推進器上,并對浸沒在水中噴射時的水力性能進行了分析。

1 某混流泵水力性能數(shù)值分析

國外某噴水推進混流泵進口直徑為710 mm,6片葉片,11片導葉。在CFD模擬過程中,葉輪單通道網(wǎng)格數(shù)保持在20萬左右,導葉單通道網(wǎng)格數(shù)保持在10萬左右,泵內流場網(wǎng)格總數(shù)約300萬,均為六面體網(wǎng)格,y+控制在200以下。模擬時采用剪切輸運應力模型(SST模型),進口設為總壓,出口設為靜壓。該混流泵的幾何結構及葉輪、導葉的網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 混流泵的幾何結構及葉輪、導葉網(wǎng)格

不同轉速時混流泵軸功率的CFD計算結果如表1所示。由表1可知,各轉速下混流泵軸功率的CFD計算值與廠家提供的值差別在1%以內,這間接證明了本文所用數(shù)值方法的可信性。

表1 混流泵功率的CFD計算值與廠家提供值對比

本文以混流泵為基礎建立了浸沒式噴射模型,研究了浸沒式噴射對噴水推進泵(簡稱噴泵)水力性能的影響。噴泵在轉速為880 r/min時的水力性能曲線如圖3所示。

圖3 噴泵的水力性能曲線圖

2 浸沒式噴射對噴泵水力性能的影響

噴泵浸沒在水中噴射時,進出口會受到外部水域水深靜壓的作用,噴射出的水流會受到外部水域黏性力和剪切力的作用。

以第1節(jié)中的噴泵為基礎建立了浸沒式噴射模型,在浸沒式模型中,水域長、寬、高分別為噴泵噴口直徑的30倍、9倍、9倍,噴口中心距離水面2 m,空氣中噴射模型及浸沒式噴射模型對比如圖4所示。

圖4 噴射模型示意圖

浸沒式噴射模型中水體為靜止水體,在CFD模擬時參考壓力為標準大氣壓,所有區(qū)域網(wǎng)格均采用六面體劃分,空氣中噴射模型網(wǎng)格總數(shù)為300萬,浸沒式噴射模型網(wǎng)格總數(shù)為398萬,兩種模型均采用瞬態(tài)模擬,計算總時間為10 s,時間步長為0.005 s?？紤]重力的作用,本文采用剪切應力模型(SST模型),水域邊界設為可自由出入邊界,計算域邊界上壓力隨著水深呈線性增加。

2.1 低轉速時水力性能的變化

對噴泵400 r/min的自吸工況進行了數(shù)值模擬,CFD計算時葉輪轉速設為400 r/min,進口設為總壓,出口設為靜壓,計算結果如表2所示。由表2可知,與空氣中噴射相比,浸沒式噴射時噴泵的流量增大了0.85%,揚程減小了0.54%,軸功率減小了0.05%,效率增大了0.25%。

表2 400 r/min自吸工況時噴泵的水力性能

浸沒在靜止水中的噴泵在外部水域黏性阻力和剪切力作用下,噴口噴射的水流速度會逐漸降低,水流逐漸分散。與此同時,噴射的水流帶動周圍的水體向前運動,射流附近的壓力降低,水域中的水從外圍向射流附近流動,從而形成渦流。

圖5 自吸工況時浸沒式軸面流線圖

自吸工況時浸沒式噴射的軸面流線如圖5所示,從圖中可以看出,在噴射水流的作用下,水域中形成了逆時針的渦流。

在軟件CFX后處理中以空化壓力為標準,用灰色和黑色分別顯示噴泵葉輪和導葉葉片上的壓力大于和小于汽化壓力的區(qū)域?？諝庵袊娚浜徒]式噴射時葉輪和導葉的葉片壓力分布如圖6所示,從圖中可以看出,葉輪和導葉的葉片均為灰色,表明在400 r/min自吸工況時葉輪和導葉均未發(fā)生空化。

圖6 自吸工況時葉片表面壓力圖

2.2 設計轉速時水力性能的變化

本文對浸沒式噴射時噴泵在設計轉速為880 r/min的水力性能進行了計算?？諝庵袊娚渑c浸沒式噴射時噴泵的軸功率對比如圖7所示,從圖中可以看出,浸沒式噴射時噴泵的軸功率大于空氣中噴射的軸功率,但是增幅非常小。空氣中噴射與浸沒式噴射時噴泵的效率對比如圖8所示,從圖8可以看出,浸沒式噴射時噴泵的效率略高于空氣中噴射時噴泵的效率。此外,從圖中還可以看出,無論是功率還是效率,浸沒式噴射時的變化趨勢與空氣中噴射時的變化趨勢相同。

圖7 噴泵軸功率對比

圖8 噴泵效率對比

在設計流量為5 000 kg/s時,浸沒式噴射與空氣中噴射的噴泵水力性能對比如表3所示。由表3可知,浸沒式噴射時噴泵的揚程增加了0.7%,軸功率增加了0.32%,效率提高了0.34%。

表3 設計流為5 000 kg/s時噴泵水力性能

在設計流量時浸沒式噴射的軸面流線如圖9所示。與自吸工況時類似,在設計工況時隨著噴泵噴射的水流向前運動,噴射水流速逐漸減小,并且在離噴口稍遠處形成渦流。

圖9 設計流量為5 000 kg/s時浸沒式噴射的軸面流線圖

以常溫下噴泵的汽化壓力為分界線做出的空氣中噴射和浸沒式噴射時葉片空化區(qū)域分布如圖10所示,圖中黑色表示發(fā)生空化的區(qū)域。從圖中可以看出,空氣中噴射時葉片導邊頂部的部分區(qū)域發(fā)生了空化,浸沒式噴射時噴泵葉片上也存在少量的空化區(qū)域且空化區(qū)域的位置和面積與空氣中噴射時一致。在設計工況時,噴泵的流量、來流流速未發(fā)生變化,泵的轉速也未變化,所以浸沒式噴射時葉片的空化沒有明顯的改變。

圖10 設計工況時葉片空化區(qū)域分布

3 浸沒式噴泵的設計及驗證

本文設計了一型適用于尾板式噴水推進器的噴泵,將其安裝在以AWJ-21TM為原型設計的浸沒式噴水推進器上,并將該浸沒式噴水推進器和船體一起進行數(shù)值模擬,對船舶在設計航速時噴泵的水力性能變化進行了分析。

3.1 噴泵的設計及性能分析

設計時按照常規(guī)尾板式噴水推進的“船-泵-機”匹配方法選定噴泵的設計參數(shù),按照基于環(huán)量的三元方法進行噴泵的水力設計[6],運用CFD方法分析噴泵的水力性能。新設計噴泵為6片葉片,9片導葉,葉片和導葉的網(wǎng)格如圖11所示。

圖11 新設計噴泵的葉片和導葉網(wǎng)格

在CFD模擬時采用了SST湍流模型,網(wǎng)格均采用六面體劃分,網(wǎng)格總數(shù)為584萬,y+保持在200以下。均勻來流時噴泵性能(簡稱敞水泵性能)的CFD計算結果如表4所示。

表4 新設計噴泵的水力性能

3.2 實尺浸沒式噴水推進器與船體的組合結構CFD模擬

3.1節(jié)中噴泵按照尾板式噴水推進的方法設計,而浸沒式噴水推進器是完全浸沒在水中工作,所以本文主要研究這種工作環(huán)境的變化對噴泵水力性能的影響。

仿照AWJ-21TM的形式設計了一款浸沒式噴水推進器,其將噴泵與進水流道和噴口組合成一個整體。浸沒式噴水推進器與船體的組合結構如圖12所示。

圖12 浸沒式噴水推進器與船體的組合結構

計算區(qū)域入口在船艏向前延伸1倍船長處,出口在船尾向后延伸3倍船長處,側邊界取1.4倍船長,水面以下取0.8倍船長,水面以上取0.2倍船長。因為船體對稱,計算時只取一半船體進行數(shù)值計算,對應的網(wǎng)格僅為半個船體的情況[7]。由于吊艙與船體緊密結合,船體與傳動軸的夾角非常小,所以對船體、吊艙、進水流道和傳動軸的網(wǎng)格采用四面體劃分,壁面處均用棱柱網(wǎng)格進行加密,該部分的網(wǎng)格總數(shù)為2 650萬,節(jié)點數(shù)為536萬。對船體外圍的水域網(wǎng)格采用六面體劃分,噴泵的網(wǎng)格在前文中已經(jīng)給出,這里只需將泵的網(wǎng)格和船體的網(wǎng)格通過交界面結合起來。整個流體計算域的網(wǎng)格總數(shù)為3 659萬,節(jié)點總數(shù)為1 596萬。船體表面的網(wǎng)格如圖13所示,船尾吊艙及進水流道的網(wǎng)格如圖14所示。

圖13 船體表面網(wǎng)格

圖14 船尾及吊艙網(wǎng)格

采用VOF方法追蹤自由液面,湍流模型采用SST模型,對流項離散選用二階離散格式,船體縱面設為對稱面,進口邊界設為速度,出口邊界設為靜壓,底面及側面邊界設為光滑壁面,邊界條件及流場控制域如圖15所示。

圖15 邊界條件及流場控制域

圖16 船體興波圖

圖17 船尾流線圖

采用軟件CFX進行數(shù)值計算,計算時間步長為0.000 5 s。計算時噴泵的初始轉速為0,穩(wěn)定后將泵的轉速逐漸調整為設計轉速。用CFD方法計算了船舶在設計航速30 kn時噴泵的流體動力性能[8],該航速下船體周圍的興波如圖16所示,船尾流線如圖17所示。從圖17可以看出,噴泵浸沒在自由液面以下工作,其噴出的水流也浸沒在水中。在設計航速時,安裝在船尾底部的浸沒式噴泵(簡稱船后泵)的性能參數(shù)如表5所示。由表5可知,在設計航速時,船后泵的揚程、軸功率和效率均比敞水泵的小,但是船后、敞水泵二者值差別不超過1.5%。噴泵裝船后,由于受到船底邊界層影響,噴泵的進流不均勻,因此效率下降。

表5 船后泵與敞水泵水力性能參數(shù)對比

考慮到船底的邊界層和不均勻進流對噴泵水力性能的影響,可以認為采用尾板式噴泵的設計方法能夠滿足浸沒式噴水推進的要求,即浸沒式噴泵可以按照尾板式噴泵的設計方法進行設計。

4 結 論

本文采用瞬態(tài)模擬的方法分析了靜止水體中噴射對噴泵水力性能的影響。在低轉速自吸工況下,與空氣中噴射相比,浸沒式噴射的噴泵流量、揚程、軸功率和效率的變化均小于0.9%。在設計轉速和設計流量時,浸沒式噴射的噴泵揚程、軸功率、效率變化均小于0.7%,葉片的空化也沒有明顯變化。

此外,本文按尾板式噴水推進的方法設計了一型噴泵,將其安裝在浸沒式噴水推進器上,用CFD方法對實尺浸沒式噴水推進器與船體的組合結構進行了數(shù)值模擬。CFD計算結果顯示,在設計航速時,噴泵完全浸沒在水中工作,且船后泵的性能參數(shù)與敞水泵性能參數(shù)的相對誤差均不超過1.5%。本文的研究表明,浸沒式噴射對噴泵的水力性能有一定的影響,但是影響很小,浸沒式噴泵可以按照尾板式噴泵的設計方法進行設計。

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(編輯 苗凌)

DesignofSubmergedWaterjetPumpandPerformancePredictionafterInstallation

CAO Yuliang,WANG Yongsheng,JIN Shuanbao

(College of Marine Power Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China)

To design submerged waterjet pump, a submerged model for a mixed-flow pump is established and the performances at different rotating speeds are analyzed with CFD transient method. The head, power and efficiency of the pump change less than 1% at either low or designed rotating speed, and the impeller cavitation almost appears constantly. A traditional waterjet pump is chosen by matching ship, waterjet and engine, and designed with three-dimensional strategy according to the velocity circulation, the impeller vanes are taken as six and the guide vanes as nine. A full-scale ship propelled by the waterjet pump is investigated, and it is found that at the designed speed, the performances of the waterjet pump working under water change slightly, so submerged waterjet pump can be designed following the traditional waterjet pump designing method.

waterjet propulsion; submersion; waterjet pump; three-dimensional design; computational fluid dynamics

10.7652/xjtuxb201405017

2013-09-30。 作者簡介: 曹玉良(1988—),男,碩士生;王永生(通信作者),男,教授,博士生導師。 基金項目: 國家自然科學基金青年基金資助項目(51309229);國防科技“十二五”預研資助項目。

時間: 2014-02-26 網(wǎng)絡出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20140226.1158.008.html

U664.33

:A

:0253-987X(2014)05-0096-06