韓 偉,李中恒,韓 陽,胥丹丹,郭 威

(1.蘭州理工大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,甘肅 蘭州 730050; 2.甘肅省流體機(jī)械及系統(tǒng)重點實驗室,甘肅 蘭州 730050)

潛艇噪聲一直是困擾諸多設(shè)計者的一項難題,隨著聲探測技術(shù)的飛速發(fā)展,潛艇的聲隱身性能已經(jīng)成為決定海戰(zhàn)勝負(fù)的關(guān)鍵[1]。因此如何減少潛艇的噪聲已經(jīng)成為潛艇研究的主要方向,而潛艇推進(jìn)器作為潛艇動力源[2],一直都是潛艇的一個最主要噪聲源,為此各種新型推進(jìn)器開始應(yīng)運而生。

目前泵噴水推進(jìn)的動力核心部件葉片泵[3]主要分為3種:軸流泵、混流泵和離心泵。雖然性能和可靠性技術(shù)比傳統(tǒng)的螺旋槳推進(jìn)方法更先進(jìn),但是還存在體積過大、傳動機(jī)構(gòu)復(fù)雜、葉輪易損壞、噪聲大等缺點[4]。國內(nèi)外對噴水推進(jìn)泵的研究并不匱乏,但多數(shù)只是針對這3種類型泵進(jìn)行細(xì)節(jié)上的優(yōu)化,沒有太多結(jié)構(gòu)上的大膽創(chuàng)新[5]。在現(xiàn)階段,噴水推進(jìn)泵主要采用大功率、大直徑、低軸轉(zhuǎn)速的動力裝置,以降低噪聲[6]。根據(jù)速度三角形,葉片上一點所能提供的線速度與葉輪直徑以及轉(zhuǎn)速成正比,而該點的流體速度與線速度成正比[7]。隨著葉輪尺寸逐漸增大,軸轉(zhuǎn)速逐漸減小,靠近輪轂處中心流域葉輪上受力較小,流速較低,空間利用率不高,泵的整體性能會有所下降。

近年來,無軸噴水推進(jìn)泵[8]這種新型推進(jìn)結(jié)構(gòu)受到世界各國廣泛關(guān)注。無軸泵本質(zhì)上就是將電動機(jī)中的定子和轉(zhuǎn)子進(jìn)行交換,把原本需要通過驅(qū)動軸驅(qū)動的葉輪,轉(zhuǎn)化為有磁性的反向加厚葉輪。通過集成在泵蝸殼內(nèi)的電機(jī)發(fā)出電磁力,驅(qū)動外圈輪轂帶動磁葉輪進(jìn)行旋轉(zhuǎn)。我國最新研制的095型核潛艇[9]即采用了螺旋槳與無軸電磁流體泵推進(jìn)器并聯(lián)共存的推進(jìn)方式,平時采用螺旋槳推進(jìn),在需要隱蔽性作戰(zhàn)時采用無軸電磁流體泵推進(jìn)器推進(jìn)。

參考無軸泵特殊的中空結(jié)構(gòu),我們很容易聯(lián)想到航空發(fā)動機(jī)中的雙涵道渦扇發(fā)動機(jī)[10],渦扇發(fā)動機(jī)擁有2個嵌入式平行管道,因此它也被稱為雙涵道發(fā)動機(jī)。渦扇發(fā)動機(jī)的涵道比是通過內(nèi)外涵道的空氣流量的比率。

水與空氣同為流體,在許多方面有著相似性,而泵和風(fēng)扇也一直作為流體機(jī)械進(jìn)行類比。在雙涵道結(jié)構(gòu)方面,潛艇噴水推進(jìn)泵的設(shè)計可以向航空領(lǐng)域?qū)W習(xí)和借鑒[11]。在無軸泵的基礎(chǔ)上,用高轉(zhuǎn)速的內(nèi)泵內(nèi)嵌在原本低流速的中心區(qū)域,設(shè)計了一種新型雙涵道泵。

1 雙涵道泵結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計

1.1 基本參數(shù)確定

對現(xiàn)有潛艇模型進(jìn)行建模,通過數(shù)值模擬得到潛艇模型設(shè)計航速1.4 m/s,并通過實驗臺實驗得出推力為7 N時可以克服該航速下的阻力。

通過牛頓系列定律簡單計算,確定噴水推進(jìn)泵的各項參數(shù),對泵的各項參數(shù)建立相關(guān)的聯(lián)系公式,從而得到噴水推進(jìn)泵的基本參數(shù)[12]分別為

T=ρQ(vc-vj)=ρQvj(k-1),

(1)

(2)

(3)

(4)

k1=(k-1)2,

(5)

(6)

其中:T為噴水推進(jìn)泵產(chǎn)生的推力(N),由動能守恒定律推得;ρ為介質(zhì)密度(kg/m3),采用清水作為介質(zhì);Q為推進(jìn)泵的流量(m3/h),是葉輪泵設(shè)計的基本參數(shù)之一;H為推進(jìn)泵的揚程(m),泵的揚程會根據(jù)結(jié)算位置發(fā)生不同,一般在設(shè)計時采用葉輪出口處的揚程;v0為噴嘴出口處的速度(m/s);vi為泵進(jìn)水流道處的平均速度(m/s);k為推進(jìn)泵進(jìn)出口速度比,k=v0/vi;k1為損失系數(shù);P為推進(jìn)泵軸功率(kW);ηP為泵的理想效率,軸流泵效率較高,一般為90%。

外泵流量恒定Q=0.01 m3/s,進(jìn)口流速約等于航速,為1.4 m/s,揚程0.32 m,轉(zhuǎn)速1 000 r/min。

1.2 葉輪設(shè)計

設(shè)計時雙涵道內(nèi)外泵為等比轉(zhuǎn)速的軸流泵,水力性能具有相似性,涵道比為內(nèi)涵道流量與外涵道流量之比。以內(nèi)泵流量為0.002 m3/s,外泵流量為0.01 m3/s,涵道比為0.2的雙涵道泵為例展示雙涵道泵的水利設(shè)計流程。內(nèi)涵道泵為傳統(tǒng)軸流泵,在此不再做詳細(xì)說明,其中外徑D=48 mm,輪轂直徑dh=20 mm。

在計算外泵時要考慮能夠在容納內(nèi)泵尺寸下,滿足力學(xué)強度要求,需要重新確立輪轂比。首先通過與內(nèi)泵參數(shù)計算相同的步驟,我們可以先計算出普通非中空軸流泵Q=0.01 m3/s,輪轂比為0.4時,葉輪直徑D2=104 mm,輪轂直徑dh2=42 mm。

根據(jù)扭矩截面模量公式,計算出空心圓柱輪轂強度[13]為

(7)

其中:α=d/D;D為空心圓柱外徑;d為空心圓柱內(nèi)徑,等于內(nèi)泵葉輪直徑。

在相同設(shè)計流量揚程下,徑向力相近,雙涵道泵的外泵空心圓柱輪轂抗扭系數(shù)應(yīng)當(dāng)不小于普通實心輪轂抗扭系數(shù),才能滿足強度要求,即Wp相等。

代入數(shù)據(jù)求解方程組,選擇最小滿足強度的標(biāo)注件D2=110 mm,dh2=56 mm。在此基礎(chǔ)上可以依次設(shè)計出導(dǎo)葉和噴管以投入下一步研究。

1.3 三維建模及網(wǎng)格的劃分

為了尋找合適的涵道比來研究雙涵道泵,我們首先對較為簡單的單泵進(jìn)行初步研究,分別建立內(nèi)外涵道泵模型作單獨研究,在找到合適的涵道比的基礎(chǔ)上建立雙涵道泵,進(jìn)行后續(xù)研究。

我們通過Pro-E分別繪制內(nèi)外涵道泵的三維模型(見圖1),從而繪制水體圖。在繪制模型水體圖時,可以分別得出內(nèi)外涵道泵的水體圖,將其導(dǎo)入網(wǎng)格劃分軟件ICEM中進(jìn)行網(wǎng)格劃分,以便于導(dǎo)入FLUENT中進(jìn)行計算。

圖1 內(nèi)外涵道泵模型Fig.1 Model diagram of internal and external duct pump

劃分網(wǎng)格后需要對網(wǎng)格質(zhì)量進(jìn)行檢驗,如果網(wǎng)格質(zhì)量太低就無法完全覆蓋模型,導(dǎo)入FLUENT模擬過程中會導(dǎo)致模型殘缺,影響最后的整體水力性能。理論上來說,FLUENT計算結(jié)果的精確性與網(wǎng)格的密集程度正相關(guān),但是當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量無限多時,計算機(jī)的運算壓力也會同步增大,隨著計算迭代步數(shù)增多,運算誤差逐漸累計導(dǎo)致計算結(jié)果反而不如低網(wǎng)格。一般來說解決此問題的途徑在于網(wǎng)格質(zhì)量檢驗,網(wǎng)格質(zhì)量不能為負(fù)數(shù),最好不低于0.2。同時網(wǎng)格無關(guān)性[14]的檢驗也顯得尤為重要,當(dāng)網(wǎng)格加密到一定程度時,網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果的影響將大幅度減少,此時可以說網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果無影響。通過檢驗,單泵網(wǎng)格數(shù)量在130萬為最佳,組合雙涵道泵網(wǎng)格數(shù)量為290萬時最佳。

1.4 邊界條件設(shè)置

設(shè)計給定1.4 m/s的進(jìn)口流速,出口為自由出流,進(jìn)口流道、葉輪、導(dǎo)葉和噴管之間的接觸面設(shè)置為interface。模型設(shè)計旋轉(zhuǎn)方向為z軸負(fù)方向,旋轉(zhuǎn)流體方向為負(fù),壁面無滑移,旋轉(zhuǎn)流域同流體等速旋轉(zhuǎn),近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

2 雙涵道泵的組裝

2.1 影響最優(yōu)涵道比因子的確定

為了更加直觀地描述雙涵道泵的性能,我們定義了一項新的參數(shù)以衡量雙涵道泵的性能:雙涵道泵與普通軸流泵相比,包括輪轂在內(nèi)的單位進(jìn)口面積所通過的流量增幅為C,其公式為

(8)

其中:Q總為流經(jīng)雙涵道泵的總流量之和;D外為雙涵道泵中外涵道葉輪外徑;Q普通為普通軸流泵的流量;D普通為普通軸流泵葉輪外徑。

C值越大,說明單位時間單位進(jìn)口面積下,對于同比轉(zhuǎn)速同揚程的泵,通過的流量越大,即尾部噴管排出的同流速流體越多。根據(jù)動量守恒定律,C值越大,泵對潛艇做功越多,泵的推力越大,可以以C值作為衡量噴水推進(jìn)泵推進(jìn)性能的一項參數(shù)。

2.2 最優(yōu)涵道比的確定

為了更好地描述雙涵道噴水推進(jìn)泵推進(jìn)性能與涵道比的關(guān)系,以便分析出最優(yōu)涵道比,我們對多組不同涵道比的雙涵道泵進(jìn)行建模,得到了相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)和C值,如表1所列。

C值與內(nèi)外涵道比的關(guān)系如圖2所示。由圖2可知,C值在涵道比增大過程中呈拋物線型,在內(nèi)外涵道比為0～0.2時C值增長迅速,在內(nèi)外涵道比為0.2～0.4時C值穩(wěn)步增長,在內(nèi)外涵道比為0.44～0.45時C值達(dá)到峰值,在內(nèi)外涵道比超過0.45之后C值發(fā)生驟降。造成這種曲線走勢的原因可能是剛開始內(nèi)涵道泵轉(zhuǎn)速極快,葉輪做功提升明顯;隨著內(nèi)涵道直徑逐漸增大,內(nèi)泵的中心流域也出現(xiàn)了普通泵一樣的低流速現(xiàn)象。這種低流速現(xiàn)象達(dá)到一定程度導(dǎo)致泵的整體推進(jìn)性能下降甚至成為副作用,這時候需要第三級內(nèi)泵的出現(xiàn)來提升性能,這種現(xiàn)象和航空領(lǐng)域的多級嵌套并聯(lián)葉片有異曲同工之處。考慮到實際生產(chǎn)中標(biāo)準(zhǔn)件的限制,在毫米級以下的小范圍的數(shù)值變化很難表現(xiàn)出來,因此可以將0.45作為最優(yōu)涵道比,設(shè)計雙涵道泵,進(jìn)行后續(xù)深入研究。

表1 不同雙涵道泵的參數(shù)

圖2 C值與內(nèi)外涵道比的關(guān)系Fig.2 Relationship diagram between C value and internal and exteral duct

2.3 雙涵道泵的組裝

通過添加進(jìn)水流道與出口流道噴管,我們將原本單獨運作的內(nèi)外涵道泵組合起來,對雙涵道泵的整體進(jìn)行研究。在組裝雙涵道泵的時候應(yīng)該尤其注意各零部件大小的沖突,合理組裝,減少泵的體積和質(zhì)量;其次是合理選擇進(jìn)水流道和出口噴管,要求盡可能減少進(jìn)出口流體互相干擾的作用。

普通的噴水推進(jìn)泵實驗通常不會仔細(xì)描繪進(jìn)水流道結(jié)構(gòu),多數(shù)情況下直接采用直管圓柱段代替進(jìn)水流道,最大程度上保留軸流泵自身的水力特性。但是在實際生活中,泵與潛艇的連接軸直徑一般小于輪轂直徑,導(dǎo)致進(jìn)水流道的進(jìn)口面積比葉輪處的進(jìn)口面積大。在等流速來流下,葉輪進(jìn)口端的流速比預(yù)計流速更高,導(dǎo)致流量偏高,在一定程度上出現(xiàn)偏工況現(xiàn)象,在繪制曲線圖時會整體向小流量方向偏移。

出口處,我們選擇單噴管結(jié)構(gòu),將內(nèi)外涵道的導(dǎo)葉出口流直接合并,再由同一噴管流出。由于內(nèi)外涵道的導(dǎo)葉出口流流速壓力均不同,可能出現(xiàn)大規(guī)模流動干擾情況,降低水力效率。

圖3為雙涵道泵內(nèi)外流道葉片組合后的網(wǎng)格圖,在繪制大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)網(wǎng)格時,可以對導(dǎo)葉葉輪等精密部件進(jìn)行單獨局部加密[15],在不降低網(wǎng)格質(zhì)量的情況下減少網(wǎng)格數(shù)量。對雙涵道泵的整體進(jìn)行數(shù)值計算,可以更好地觀察雙涵道泵的整體性能。

圖3 雙涵道泵的網(wǎng)格圖Fig.3 Grid diagram of double-duct pumps

3 雙涵道泵的水力特性的初步研究

3.1 噴管收縮系數(shù)

為了研究雙涵道泵的水力性能,并對一些變量做出對比,我們對噴管結(jié)構(gòu)進(jìn)行一系列研究。由于噴管出口流速為固定值,即出口面積不變,我們改變噴管過渡段長度定義了一項新的參數(shù),即噴管收縮系數(shù)K:

(9)

其中:R1為噴管入口半徑,與導(dǎo)葉出口半徑相當(dāng),與導(dǎo)葉外流線相匹配;R2為出口半徑,具有唯一確定性;L0為噴管過渡段的軸向水平長度,對于漸縮噴管而言,必須保證K>0。

為了研究收縮比對雙涵道泵水力性能的影響,我們分別取K為0.2、0.3、0.4、0.5繪制噴管。

3.2 不同收縮比下水力性能分析

對雙涵道泵進(jìn)行數(shù)值模擬,分別得到葉輪出口處、導(dǎo)葉出口處和噴管出口處的揚程。對比普通同設(shè)計參數(shù)下的軸流泵,泵葉輪出口處揚程0.39 m,效率89.3%,噴管出口處揚程0.34 m,效率77.6%。

收縮比與揚程關(guān)系曲線如圖4所示。由圖4可知隨著收縮比增大,雙涵道泵的各處揚程均有增大趨勢,在葉輪出口處尤為明顯。在葉輪出口處基本呈線性上升趨勢,數(shù)值上約等于內(nèi)外泵單泵運行下的平均值,效率約有5%的下降。導(dǎo)葉出口處揚程隨收縮比增大而增大,增幅比較明顯,中間段K為0.3～0.4時比較平緩。噴管出口處揚程隨收縮比增大而增大,雖有增幅但是不明顯,特別是K為0.3～0.5之間時,基本保持不變。

圖4 收縮比與揚程關(guān)系曲線Fig.4 Curve diagram of relationship between contraction ratio and lift

流體從葉輪出口處開始,受到各項干擾因素影響,揚程上每次均有5%左右的下降,效率上由84%左右下降至78%左右,再下降至75%左右?？傮w來說葉輪出口處揚程效率比同比轉(zhuǎn)速普通軸流泵葉輪下降了約8%,噴管出口處總體下降了2%,雖然葉輪出口處下降明顯,但是最終噴管出口處差距不大?？傮w而言,單看揚程曲線,當(dāng)K為0.3～0.5時雙涵道泵性能最佳。

葉輪工作面壓力云圖如圖5所示。從圖5可以看出隨著噴管收縮系數(shù)K逐漸增大,內(nèi)涵道泵的工作面壓力分布逐漸變得均勻,葉輪進(jìn)口處壓力最大,向出口處依次遞減,葉輪外側(cè)壓力普遍大于葉輪內(nèi)側(cè)壓力,這種壓力分布與普通軸流泵區(qū)別不大。但是外涵道泵葉片的工作壓力分布略有不同,表現(xiàn)為外涵道泵葉片的壓力分布明顯更為均勻,低壓區(qū)和高壓區(qū)明顯減少,以中壓區(qū)為主。但是在葉輪進(jìn)口處有明顯的降壓現(xiàn)象,而一般軸流泵葉輪進(jìn)口處壓力都會偏高。造成這種現(xiàn)象的主要原因是盡管內(nèi)葉輪轉(zhuǎn)速較高,但是平均線速度反而更低,總體吸力沒有外泵強,導(dǎo)致一部分原本歸屬內(nèi)涵道的流體被外涵道吸入,增加了外涵道的進(jìn)口速度,流體沒有充足受力,葉輪做功不足,導(dǎo)致進(jìn)口處葉片工作面壓力偏低。隨著收縮比的增大,外葉輪壓力分布也變得均勻,但是過渡流段太短,K=0.5時,葉輪外圈出現(xiàn)了一定的增壓。同時隨著收縮比的逐漸增大,外涵道葉輪進(jìn)口處壓力下降情況也發(fā)生一定變化:先減小后增大?？傮w來說,葉輪在K=0.4的時候壓力分布比較均勻,K=0.3的時候進(jìn)口處壓力流失較輕。

圖5 葉輪工作面壓力云圖Fig.5 Cloud diagram of pressure on impeller surface

葉輪背面壓力分布如圖6所示。葉輪背面的壓力云圖證實了之前的猜想:外涵道吸力更大。內(nèi)涵道葉片進(jìn)水口背面呈現(xiàn)輕微負(fù)壓,主要集中在葉輪外緣,這邊的部分流體被外涵道吸收,導(dǎo)致流體沖擊力不足,無法像普通軸流泵一樣在葉片進(jìn)口處背面造成一定的沖擊壓力,在K=0.2時沖擊壓損失尤為明顯,隨著收縮比增大,逐漸趨于正常,在K為0.3～0.5時低壓區(qū)域明顯減少。相應(yīng)地外涵道葉輪進(jìn)口處受到的沖擊壓力明顯增大,但是被均勻分布在葉輪進(jìn)口處,說明雙涵道結(jié)構(gòu)能夠有效減輕內(nèi)涵道泵在葉片背面上的沖擊損失,而外涵道上的沖擊力則被均勻吸收。在K=0.3時無論是壓力分布均勻度還是進(jìn)口處的沖擊損失都優(yōu)于其他幾種。

圖6 葉輪背面壓力云圖Fig.6 Cloud diagram of pressure on impeller back

雙涵道泵全流域的速度云圖如圖7所示。在進(jìn)水流道處,不同K值下雙涵道泵流速區(qū)別不明顯。在導(dǎo)葉出口處,外涵道外側(cè)流速較高,內(nèi)側(cè)流速較低;而內(nèi)涵道流速分布較為均勻,中間流域流速稍高?？赡艿脑蚴峭夂牢Ω?導(dǎo)致一部分內(nèi)涵道外緣流體被吸入外涵道,以致本該是高流速段的內(nèi)涵道外側(cè)流速不足。導(dǎo)葉出口處云圖與普通軸流泵相比,流速分布更為均勻,未出現(xiàn)明顯的不同流速段分層。而外涵道則因為噴管更早收縮,外側(cè)流體向內(nèi)側(cè)擠壓,導(dǎo)致外涵道內(nèi)側(cè)流體加速,外側(cè)流體升壓,不能有效膨脹提供流速。

圖7 全流道流速Fig.7 Flow rate diagram of whole passage

噴管進(jìn)口處流動較為混亂,內(nèi)外涵道在此合流進(jìn)入噴管,相互間擾流嚴(yán)重。高流速區(qū)域主要集中在中間流域,中心流域和外側(cè)流域流速較低。等到噴管基本收縮完畢后,外側(cè)流域流速達(dá)到峰值,向中心流域遞減。出口處K=0.2與K=0.3兩組流速分布較為均勻,K=0.4時中心流域有少量低速區(qū)域,K=0.5時非常明顯。

綜合揚程圖、葉輪受力圖與全流域流速圖三者綜合分析,在設(shè)計工況下,K=0.3時,導(dǎo)葉內(nèi)未出現(xiàn)速度陡降,速度變化相對較小,噴管內(nèi)速度變化均勻,噴管出口處揚程較高,水力損失系數(shù)較小,推進(jìn)泵效率較高。我們以此作為最優(yōu)泵,進(jìn)行后續(xù)研究。

3.3 外特性曲線研究

以K=0.3為最優(yōu)收縮比,選擇最優(yōu)雙涵道泵,進(jìn)行外特性曲線的繪制,深入研究其水力性能。

流量與揚程效率如圖8所示。該涵道比下雙涵道泵額定流量為Q=13 L/s,雙涵道泵的馬鞍區(qū)峰值在0.6Q左右,與傳統(tǒng)的0.65Q左右相比有所偏移。在數(shù)據(jù)模擬時,通過改變進(jìn)口流速改變流量,按照百分比在初始進(jìn)口流速1.4 m3/s上直接取值,而在組合雙涵道泵時,進(jìn)口處進(jìn)行了合并,使得進(jìn)口處原本的隔離層也成為了流道的一部分,同進(jìn)口流速下,進(jìn)口面積增大了約3%,流量會產(chǎn)生約3%的增大偏移,因此流量揚程效率曲線會整體向左偏移3%。受到雙涵道內(nèi)外泵相互作用的影響,馬鞍區(qū)曲線出現(xiàn)了多次起伏,并不平緩,應(yīng)該是內(nèi)外涵道泵馬鞍區(qū)峰值區(qū)域不同,相互影響造成的。

從流量與效率來看,最高效率點距離額定流量點偏左,符合因為實際流量偏大造成的曲線偏左。雙涵道泵高效率區(qū)域比一般軸流泵稍窄,效率在60%以上的高效率區(qū)間在0.62Q～1.08Q,峰值明顯,曲線平滑。雖然可以憑借雙涵道泵內(nèi)外涵道各自的獨立性增大動力源的可調(diào)節(jié)度,但是其本身的高效區(qū)域比較窄。

4 結(jié)論

當(dāng)內(nèi)外涵道泵性能相似(比轉(zhuǎn)速與揚程相同),最優(yōu)涵道比為0.44～0.45,此時雙涵道泵單位進(jìn)口面積的流量最大。

圖8 流量與揚程效率Fig.8 Efficiency diagram of flow and lift

在內(nèi)外涵道泵進(jìn)行合并時,進(jìn)口流速不變會導(dǎo)致實際流量變大,出現(xiàn)偏工況的現(xiàn)象。雙涵道泵揚程隨收縮比增大而增大,在收縮比K=0.3左右揚程較高,葉輪受力均勻,全流域流速分布平緩。

雙涵道泵葉輪出口處流量揚程效率較低,但是噴管出口處基本相等。流量揚程曲線出現(xiàn)多個峰值,高效區(qū)域較窄,在0.62Q～1.08Q之間。雙涵道泵在流量推力方面有顯著提升,但是在揚程效率方面有待進(jìn)一步優(yōu)化。