混流式喷水推进泵台架试验

靳栓宝，王永生

(海军工程大学动力工程学院，湖北武汉430033)

运动和相互作用，随着数值计算方法的发展和计算机技术的提高，水力机械三维湍流的数值模拟也越来越精确，其为准确地预测水力机械流体动力学性能奠定了技术基础，也在水力机械的研究、设计开发、优化中得到了广泛应用［1-4］。近年来，计算流体力学(CFD)已越来越多地应用于指导喷水推进器设计。国外喷水推进器主要生产厂家，如英国的Rolls-Royce公司、芬兰的Wärtsilä公司、瑞典的 MJP公司等越来越多地借助计算流体力学手段设计新型喷水推进器，其产品开发速度和质量均取得了很大的成功［5-9］。

文献［10］中运用三元不考虑粘性的反问题计算与全三维考虑粘性的正问题计算相互迭代的方法对某混流式喷水推进泵进行设计，将满足性能指标的混流泵叶轮和导叶水力模型进行了加工。作为泵主要做功部件的叶轮对泵整体性能起决定作用，但其叶片复杂三维几何的加工精度和质量如何，无法用直观的方法判断。为此，对加工后的混流泵叶轮进行台架试验和相应的数值试验，以验证其加工质量。最后，对该混流泵装船后性能进行了快速性预报和实船试航。

1 混流泵台架试验及其数值模拟

1.1 计算对象

图1为该混流泵台架试验的管路图，主要部件为混流泵、进水流道和推进电机。为保证流道的有效抽水，在进水流道前增加了进口段，其由进水流道进口不规则的形状逐渐过渡到圆形直筒;为了对混流泵流量的控制以及对泵出口压力的有效测量，泵的出口设置了闸阀和一段较长的出口段，流量的大小通过闸阀的开度控制，并通过电磁流量计获得其读数。该台架试验的主要测试目标是获得该混流式喷水推进器(包括混流泵和进水流道)的扬程和功率，进而可以推算其效率。按照扬程的定义，两测压点的扬程等于这两点的压头差、速度头差、势头差之和。为了测试数据读数的稳定性，测压点要选择在流动较为均匀的截面，进而该点的速度可以通过所在截面的流量面积平均的方法获得。这样压头差可以通过真空表测试测压点的的压力值获得，速度头差可以通过测压点所在截面的流量面积平均获得，势头直接通过测试两测压点的竖直高度差获得。为了获得有效的测压点及测压截面，将进口测压点布置在进口段的流动较为均匀的圆筒内，出口的测压点选择在泵出口较远的直管端。整个测试过程电机转速不变，通过改变闸阀的开度大小来改变泵的流量，进而得到该转速下不同流量时喷水推进器特性曲线，其他转速的特性曲线可以通过相似换算获得。

根据图1台架试验管路及喷水推进器几何图纸利用CAD软件(UG)构造该台架试验几何模型，如图2所示，其主要由3部分组成:进口段、出口段、混流泵及其进水流道。

图1 台架试验管路示意图Fig.1 The bench test of the new waterjet

图2 台架试验数值计算模型Fig.2 The CAD model of the bentch test

1.2 数值模型

应用不可压缩的三维N-S方程模拟混流泵流体性能，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。

1.2.1 数值模型

采用SST湍流模型进行计算求解，该模型考虑了剪切应力的输运，既能对各种来流进行准确的预测，还能在各种压力梯度下精确模拟分离流、漩涡流等现象，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［11］。

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ΦSST=F1Φkω+(1-F1)Φkε。模型中封闭系数选取如下，各系数取值为:

1.2.2 网格划分

混流泵各区域均采用六面体结构化网格进行离散，如图3所示。叶轮和导叶体分别采用了J型和H型拓扑结构，叶片附近采用O型网格进行加密。计算得到所有壁面y+小于100，满足该求解器使用SST湍流模型对壁面流动模拟的要求，叶轮和导叶的全通道网格节点数约210万，整个计算域网格网格节点约350万。

图3 喷泵叶片表面和流道表面网格Fig.3 Themesh distribution of the bentch testmodel

1.2.3 边界条件设置

根据混流泵台架试验实际流动的控制方式，将台架试验数值模型的边界条件设为总压进口和流量出口，基于稳态多参考系方法处理旋转叶轮区与静止导叶区及进流区的数据传递问题，叶轮的叶片和轮毂设为相对静止无滑移壁面条件，叶轮轮缘和进流区、导叶区及出流区以及试验管路各壁面均设为绝对静止无滑移壁面条件。

1.3 计算结果分析

台架试验模型的非定常计算分两步进行:首先进行台架试验模型的定常计算，然后将定常计算结果作为非定常计算的初始值，以提高非定常计算时的收敛速度和稳定性。为了充分捕捉混流泵内部非定常流动特性，设非定常数值模拟过程中物理时间步长等于叶轮旋转周期的1/360，总时间取为叶轮旋转周期的8倍［12］，混流式喷水推进器的扬程和功率通过将非定常计算稳定后的若干个周期内监控的功率和扬程值取平均的方法获得。

图4和图5显示了台架试验中3次实测的该混流式喷水推进器扬程和功率数据与数值计算结果的对比，其中Qd表示设计流量，Hd和Pd表示在设计流量下，3次实测混流泵扬程和功率的平均值。在设计流量下，扬程的误差为1.3%，功率的误差2.3%，在整个计算流量范围内扬程和功率的最大误差小于4%，验证混流泵叶轮的数控加工满足要求。

图4 混流泵的扬程特性曲线Fig.4 Head performance of mixed-flow pump

图5 混流泵的功率特性曲线Fig.5 Power performance of mixed-flow pump

2 混流泵装船后性能数值计算及实船试航

完成喷泵和流道的设计后，首先采用数值计算的方法来预报该船的航速，“混流式喷水泵+进水流道+船体”计算域和边界条件设置如图6。在喷泵最高转速时，将不同航速下计算得到的喷水推进器所能提供的净推力曲线和艇体曲线叠加，通过两曲线的交点来预报船的航速，如图7所示。数值预报得到新设计的混流式喷水推进器可达到的最高航速超过设计航速10.9%。为进一步验证所设计的喷水推进器装船后性能，对其进行了实船试航，得到该推进器所能推进的最高航速超过设计航速9.4%，该结果说明了所设计泵的优异性能。另外，数值预报航速和实船试航航速误差在1.5%左右，也验证了数值模型的准确性和数值计算方法的有效性。

图6 “混流式喷水泵+进水流道+船体”计算域Fig.6 Calculation domain of the“pump+duct+hull”

图7 “混流式喷水泵+进水流道+船体”快速性预报Fig.7 Ship speed prediction of the"mixed flow pump+inlet duct+hull"system

3 结论

本文验证了数值模型的准确性，也间接说明了该混流泵加工制造精度满足要求。对该混流泵装船后性能进行了数值计算和实船试航，试航结果表明新设计混流泵的推进航速超过设计航速9.4%，并且数值预报航速与试航结果误差为1.5%，进一步验证了本文数值模型的有效性，也说明了利用台架试验与数值模拟相结合的方法指导和检查混流式喷水推进泵叶轮加工制造精度，以及采用实船试航与数值试验相结合的方法检验推进器装船后性能的可行性。

［1］KOBAYASHIK.Numerical simulaton of cavitating flow in mixed flow pump with closed type impeller［C］//Proceedings of the ASME 2009 Fluids Engineering Division Summer Meeting.Colorado，USA，2009.

［2］MUGGLIF，HOLBEIN P.CFD calculation of amixed flow pump characteristic from shut of f to maximum flow［J］.Transactions of the ASME，2002，124:798-802.

［3］YAMADE Y，KATO C.Large eddy simulation of internal flow of amixed-flow pump［C］//Proceedings of the ASME 2009 Fluids Engineering Division Summer Meeting.Colorado，USA，2009.

［4］MAJIDIK.Numerical study of unsteady flow in a centrifugal pump［J］.ASME Journal of Turbomachinery，2005，127(2):363-371.

［5］MOREN N ，PAVLOV S.Active ruder control［C］//International Conference on Waterjet PropulsionⅤ.RINA.London，UK，2008.

［6］BULTEN N ，VERBEEK R.Off-design behaviour of waterjets［C］//International Conference on Waterjet PropulsionⅤ.RINA.London，UK，2008.

［7］SEIL G J.the Effect of the shaft，shaft sotation and scale on the flow in waterjet inlets［C］//International Conference on Waterjet PropulsionⅢ.RINA，Sweden，2001.

［8］VERBEEK R，BULTEN N W H.Interpretation of model scale test results with aid of CFD calculations［C］ //International Conference on Waterjet PropulsionⅢ.Stockholm，Sweden，2001.

［9］ALLISON J L，BECNEL A J ，PURNELL JG.Research in waterjet inlet，hull，and jet interactions［C］//International Conference on Waterjet PropulsionⅢ.Stockholm，Sweden，2001.

［10］靳栓宝，王永生，丁江明.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，2012，3(10):1223-1227.JIN Shuanbao， WANG Yongsheng，DING Jiangming.Three-dimensional design of mixed-flow waterjet with CFD［J］.Journal of Harbin Engineering University，2012，3(10):1223-1227.

［11］ESPANOLES L G.A best practice guidelines for marine applications of computational fluid dynamics［R］.(s.l.):WSAtkins Consultants and Members of the NSC，MARNET-CFD Thernatic Network，2002.

［12］王福军，张玲，黎耀军.轴流式水泵非定常湍流数值模拟的若干关键问题［J］.机械工程学报，2008，44(8):73-77.WANG Fujun，ZHANG Ling，LIYaojun.Some key issues of unsteady turbulent numerical simulation［J］.Chinese Journal of Mechanical Engineering，2008，44(8):73-77.