机械式泵喷与IMP推进器的水力性能对比

彭云龙，王永生，刘承江，易文彬

(海军工程大学 动力工程学院，湖北 武汉 430033)

机械式泵喷与IMP推进器的水力性能对比

彭云龙，王永生，刘承江，易文彬

(海军工程大学 动力工程学院，湖北 武汉 430033)

摘要：针对机械式泵喷与集成电机推进器(IMP)泵喷存在的区别，运用计算流体力学方法预报了前置定子泵喷推进器在设计转速时的敞水性能，并在原机械式泵喷基础上修改为IMP泵喷预报其敞水性能，成功捕捉到IMP泵喷电机定转子之间气隙内逆向流动现象。对比分析两种泵喷相同转速不同进速下的水力性能，主尺度相同的IMP泵喷效率比常规泵喷效率降低约5%；消耗功率比常规泵喷有所增加且增大幅值随进速增大而增大；产生推力比常规泵喷小且减小幅值随进速增加而减小。研究结论为新型推进器的选择设计提供参考。

关键词：泵喷推进器；集成电机推进器；水力性能；计算流体力学；数值预报；前置定子

网络出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.U.20160411.1559.048.html

泵喷推进器通常由导管、定子(导叶)和转子(叶轮)构成[1]。由于导管的存在其工作流场相比喷泵工作内流场和螺旋桨工作开式流场更为复杂，是一个复杂多连通区域，各部件之间以及推进器与推进载体之间的相互作用会直接影响到推进器的性能[2-3]。近年来，泵喷推进器(简称泵喷)以推进效率高、辐射噪声低、抗空化能力强和临界航速高[4]等优点广泛应用于水下航行器，尤其是潜艇和鱼雷推进。如美国的“Mk48”鱼雷、海狼级弗吉尼亚级攻击核潜艇，英国的机敏级攻击核潜艇等。

当今电力电子技术的飞速发展随之推动了一种新型水下推进装置的诞生——集成电机推进器(integrated motor pump-jet, IMP)。这种IMP泵喷主要有以下优点：1)原动机与推进器之间不再有机械传动装置，水下辐射噪声的主要贡献源之一减速齿轮箱被省去。电机转子与叶片无缝连接，消除了螺旋桨和机械泵喷都有可能产生的稍涡空泡噪声，提了高声隐身性；2)避免了输出轴处动密封等摩擦耗功损失，提高推进系统效率。此外IMP始终工作在海水环境中电机产生热量可通过海水自然冷却；3)IMP可以作为独立的推进模块直接安装在推进主体上提高了推进系统的可靠性。目前，国内外对IMP已有相关研究但可查阅文献较少，主要集中在CFD仿真方面。1993年Luciano Verinesi对水下航行器的吊舱式IMP结构做了详尽地介绍[5]。杨琼方运用计算流体力学(CFD)手段分析了“机电一体化”导管桨的水力性能并根据计算结果提出改进优化思路[6]。潘光采用雷诺时均方法对某泵喷推进器进行了定常水动力性能模拟[7]。何东林初步探索了集成电机泵喷推进器技术并进行数值模拟[8]。

经过近三十年的发展， CFD已经普遍应用于研究机构、生产厂家的新型推进器研发。2010年美国海军利用计算流体力学研究了浸没式喷水推进器的推进性能，分析了流道前不同进流面的选取对推进效率的影响[9]。Park等用RANS方法研究了带导叶的导管桨性能和流场[10]。刘业宝建立了环流理论与泵相似理论相结合的泵喷推进器设计方法，并应用CFD软件对设计泵喷推进器性能进行验证[11]。本文借助计算流体力学方法对相同工作条件下常规泵喷与无轴IMP泵喷的工作流场进行定常数值模拟，对比分析了两种泵喷推进器的水力性能差异，为后续IMP无轴泵喷设计人员的水力设计提供参考。

1数值计算方法验证

IMP结构示意图如图1，电机转子与叶轮叶片叶稍面无缝连接，定子安装在导管内，定、转子之间存在一定的间隙(水隙)来保证静止部件与旋转部件之间的润滑及冷却。

泵喷推进器主要做功部件为叶轮(转子)，在叶轮的后部会安置导叶(定子)对叶轮出流进行整流，或将导叶置于叶轮前部为叶轮进流提供一定的预旋。喷水推进泵的几何结构与泵喷类似(图2)，工作原理与泵喷相同都是通过叶轮对水做功将机械能转换为水流的动能和压能高速喷出，产生推力推动推进载体前进。本文以某混流式喷泵为对象进行水力性能分析，验证数值计算方法的可信性。

图1　IMP泵喷推进器示意图Fig.1　Sketch map of IMP

图2　喷水推进泵示意图Fig.2　Geometry of waterjet pump

该混流式喷水推进泵标称直径710 mm，叶轮6叶，导叶11叶。叶轮单通道网格数20万，导叶10万，泵内流场网格总数约300万，均为六面体网格。叶轮采用J型拓扑结构，导叶采用H拓扑，叶片周围为O型网格，叶顶间隙用独立的H型网格嵌入到周围的O型网格之中[12]。文中所述计算模拟均以控制域内流动为定常，不可压缩流动为假设前提，动静交界面采用稳态多参考系方法来处理。喷泵壁面Y+值保持在185以下，满足湍流模型求解要求。边界条件设置为总压进口，静压出口，参考压力为1个大气压。该泵几何以及叶轮、导叶网格如图3所示。

图3　喷水推进泵的几何和网格Fig.3　Geometry and mesh of the mixed waterjet pump

采用SST模型、Realizable k-ε模型和标准k-ε模型3种湍流模型预报了在不同转速下混流泵轴功率值并与厂家提供实测值比较(见表1)，结果表明SST湍流模型与实测值最为接近。这是因为切应力输运(shear stress transport，SST)模型结合了k-ε和k-ω两种湍流模型的优点，能够较好地模拟近壁面区域流动[13]。3种湍流模型的功率计算值都小于试验值的原因是由于数值计算没有考虑机械损失。此案例间接证明了本文选用湍流模型的适用性和所用数值方法的可信性。

表1　混流泵功率的CFD计算值与厂家提供值对比

2两种泵喷水力性能数值模拟

2.1常规泵喷水力性能预报

研究对象常规泵喷为作者所在研究团队研发的某型泵喷。泵喷轴向长度1.7 m，导管进口直径D=2.6 m，叶轮为9片叶片，导叶叶片数为11，叶顶间隙为5 mm。常规泵喷几何见图4，为前置导叶后置叶轮结构。图4中导管内部深色部分为旋转部件叶轮，其余浅色部分为静止部件包括导叶和导管。泵喷导管是以荷兰船模试验池公开导管No.19A为基础进行了部分改进优化的19A改进型。

采用计算流体力学(CFD)方法，对泵喷施加均匀进流流场并进行数值模拟得到其敞水性能，计算域见图5。以圆柱体包裹泵喷推进器，泵喷进口距进流边界为3D；泵喷喷口距出流边界为5D；直径为3D，轴线与泵喷对称轴重合。

图4　常规泵喷几何Fig.4　Geometry of the mechanical pumpjet

图5　泵喷敞水性能计算域Fig.5　Computational domain of pumpjet

根据模拟流动现象的物理性质，将计算域分为叶轮、导叶、喷口和外域4部分。其中，叶轮为旋转域，导叶、喷口和外部流场计算域为静止域。采用分块六面体结构化网格对各部件进行网格划分。由网格无关性计算曲线(图6)可知当泵喷内部计算域网格达到330万时泵喷的基本水力性能指标杨程和效率不再有较大变化，即达到流场求解精度要求。此时叶轮单通道网格18.5万，导叶12.5万，壁面第一层网格厚度保持在0.02 mm，控制域总网格节点数690万。

图6　网格数目无关性验证Fig.6　Effects of mesh number

图7是泵喷整体网格和叶轮叶稍与导管内壁间隙附近网格。计算过程中同样采用SST湍流模型封闭方程组，得到壁面Y+值小于100(图8)满足SST湍流模型对壁面流动的模拟要求。

图7　常规泵喷整体网格与叶稍间隙附近网格Fig.7　Meshes of mechanical pumpjet and grid between　 rotor tip and inner wall of duct

图8　壁面Y+显示Fig.8　Y+ plus of mechanical pumpjet

图9　常规敞水流场内外流线图图Fig.9　Streamlines of mechanical rotor blade tip

图9显示6 kn均匀来流常规泵喷内外流场流线，可以看出流线基本光顺无漩涡，说明导叶和叶轮匹配良好。常规泵喷在6节均匀进流时的水力性能见表2。本文以流量Q、扬程H、功率P和效率η等泵的主要参数指标来表征泵喷的水力性能，其中流量Q为单位时间内流经泵喷流体的质量流量；扬程为导管出口与进口流面流体总压之差；力矩N为泵喷内所有旋转部件产生的力矩；轴向分量F表示泵喷射流在出口处水流轴向能量占总能量的百分比；功率P为叶轮、轮毂等旋转部件消耗轴功率:

(1)

式中：N为力矩，N·M;n为泵喷转速，r/min；效率η为泵喷吸收轴功率对流体做功使其获得能量增加值占轴功率的比例，效率越高表明泵喷做功过程中的水力损失越少:

(2)

式中：Q为质量流量,kg/s;g为重力加速度；H为扬程,m;P为轴功率,kW。

由表2可知该常规泵喷导管产生正向推力为推力导管，在设计转速设计航速下常规泵喷效率超过85%，导叶、导管、喷口等产生的摩擦损失约为5个百分点。图10所示为叶轮叶稍附近流线和稍涡，可见计算很好地扑捉到流场中的流动细节。在间隙处，流线从压力面被吸到吸力面，稍涡内大量的旋转能量造成叶稍附近流动损失较大。加速导管机械式泵喷推进器中叶轮叶片的梢涡空泡经常成为泵喷推进器噪声的贡献源之一同时也会导致泵喷水力性能的显著下降，本研究对象经Rayleigh-Plesset空化模型计算验证设计航速转速下泵喷内部并未出现空泡。

图10　叶轮叶片附近流线Fig.10　Streamlines around pumpjet in open water

转速(r·min-1)流量/(kg·s-1)扬程/m力矩/(N·M)功率/kW效率/%推力/N导管/N轴向分量/%叶轮效率/%65124980.5210757.673.1986.9916149.13707.599.4191.82

2.2 IMP泵喷水力性能预报

IMP泵喷与常规泵喷相比结构上最大的区别在于其导管内加装电机，叶轮叶片与电机转子连接为一体消除了叶顶间隙，避免了叶稍间隙流损失，但也因此增加了气隙的存在。为确保两种泵喷推进器对比分析条件的可比性即叶轮、导叶和导管的叶型、几何形状等均保持相同，作者在原常规泵喷导管内增加电机转子设置气隙来模拟电机的存在如图11，气隙宽度15 mm。需要说明的是实际IMP泵喷推进器加装电机的导管厚度较常规泵喷是有很大增加的，这会大大增加导管的迎水面积增大导管阻力，文中对此导管厚度变化带来的影响暂没有考虑。

图11　IMP泵喷几何Fig.11　Geometry of IMP pumpjet

IMP泵喷水力性能预报的计算域大小和边界条件设置与2.1节所述常规泵喷相同，主要不同体现在旋转部件除叶轮轮毂、叶片外还增加了电机转子。为精确捕捉气隙内流动，采用结构化网格对气隙内流通区域进行网格划分并加密处理，气隙内壁面第一层网格0.08 mm，厚度增长率1.2，全通道网格节点数78万(图12)。泵喷壁面Y+值最大值45.8满足湍流模型适用要求。

图12　IMP泵喷转子和气隙壁面网格Fig.12　Meshes of IMP pumpjet' rotor and gap

对CFD计算结果进行后处理，取得间隙流场剖面速度矢量如图13所示(只显示叶轮出流区域)。图中深色箭头部分为贴近电机转子壁面位置，因水流粘性力作用其速度值较大，方向与电机转子外壁面旋转方向切向矢量相同。气隙内流动为逆向流动与泵喷整体工作流场相反，此结论与文献[6]一致。表3为6 kn均匀来流情况下IMP泵喷水力性能。图14显示为流经泵喷内外流场和气隙的流线图，对比表2和表3轴向分量数值和内部流线图可以看出，与常规泵喷相比由于气隙的存在泵喷出流旋转分量增加。

图13　气隙内流场速度矢量图Fig.13　Velocity vector of gap's flow filed

转速/(r·min-1)流量/(kg·s-1)扬程/m力矩/(N·M)功率/kW效率推力/N导管力/N轴向分量/%叶轮效率/%6512443.90.5111066.575.2981.98156733287.799.2287.37

图14　流经IMP泵喷流线图Fig.14　Streamlines through IMP pumpjet

3性能对比分析

为分析对比两种泵喷水力性能，扩展计算了不同进流速度下泵喷敞水性能，对比曲线如图15。可以看出，相同进流速度条件下IMP泵喷相比常规泵喷流量减小、消耗功率增大，扬程和泵效率亦有所降低。这是由于相同进流情况下，电机定子与转子之间气隙的回流造成了IMP泵喷实际流量的减小、扬程降低，而电机转子作为旋转部件，其较大的旋转半径也大大增加了转矩，进而功率增大效率降低。

图15　常规泵喷与IMP泵喷不同进速敞水性能对比Fig.15　Hydrodynamic performance comparison between 　　mechanical pumpjet and IMP pumpjet

Table 5Increment of some hydrodynamic character om mechanical pumpjet to IMP pumpjet at different inflow velocity

进速/kn流量增加/%功率增加/%推力增加/%4-0.981.14-3.836-0.432.87-2.958-0.075.92-1.19

图16中对比了常规机械式泵喷与IMP泵喷在6节进速时导管内外壁的压力分布，其中横坐标z为轴向进口到出口空间位置，纵坐标为压力数Cp，

(3)

式中：pa为参考压力，v为自由来流速度。常规泵喷与IMP泵喷外壁面压力分布几乎重合，IMP内壁面存在两个压力阶跃，即对应叶轮进口处气隙位置和叶轮出口处气隙位置，叶轮出口处压力较高进口处压力较低。这与图13间隙内流场在逆向压力作用下为逆向流动相吻合。因为IMP泵喷导管内壁面在叶轮对应纵向位置为电机定子内壁面，所以没有出现像常规泵喷壁面压力持续增加而是在气隙进出口出现阶跃，导管内壁面其他位置压力分布大致相同。

图16　常规泵喷与IMP泵喷6 kn进速导管内外壁压力分布Fig.16　Comparison of pressure distribution between mechanical 　pumpjet and IMP pumpjet at 6 kn inflow

4结论

本文通过经验证的数值计算方法对常规机械式泵喷推进器和IMP泵喷推进器设计转速下的水力性能进行预报，成功捕捉到IMP电机转子与定子之间气隙内逆向流动现象，并对比不同进速下其存在的差异，分析得出了噪声指标等其他性能优越的IMP泵喷水力性能下降的主要原因和变化趋势，为新型推进器的性能设计及优化提供参考。本文结论主要有以下几点：

1)由于气隙的存叶轮出口与叶轮进口形成局部“短路”以至进出口压力下降，泵喷叶轮做功能力减弱，相同进速转速下IMP泵喷敞水效率比常规机械式泵喷低约5%。

2)IMP泵喷电机转子与叶轮叶片直接相连同为旋转部件，所以旋转部件摩擦表面积约为常规机械式泵喷的2.2倍，力矩增大摩擦损失增加，相同进速转速下消耗功率增大。

3)相同转速不同进速下，随着进速的增加IMP泵喷与常规泵喷流量、推力差值逐渐减小，功率差值逐步增大。

4)IMP泵喷从安装结构和工作原理上分析其噪声性能将比机械式泵喷有显著提高，但会牺牲部分水力性能指标。IMP噪声性能相比常规机械式泵喷降低的量值有待进一步对比分析。

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本文引用格式：

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PENG Yunlong，WANG Yongsheng，LIU Chengjiang， et al. Comparative analysis of the hydrodynamic performance of a mechanical pump-jet and an integrated motor pump-jet[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2016, 37(5): 684-689.

Comparative analysis of the hydrodynamic performance of a mechanical pump-jet and an integrated motor pump-jet

PENG Yunlong，WANG Yongsheng，LIU Chengjiang，YI Wenbin

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

Abstract：To analyze the difference in hydrodynamic performance between a mechanical pump-jet and an integrated motor pump-jet (IMP), a computational fluid dynamic (CFD) method was used to predict the open water performance of a front-stator pump-jet propeller at its design speed of rotation. Then IMP was modeled based on the geometry of the mechanical pump-jet, and a numerical simulation was carried out in the same way, in which the reverse stream phenomena in the gaps between the motor's rotor and stator was captured successfully. The comparative analysis indicates that the efficiency of an IMP is about 5 percent lower than that of the mechanical pump-jet at the same speed with a different inflow velocity. The power needed by the IMP is larger than that of the mechanical pump-jet, but the thrust of the IMP is lower. For the IMP, the amount of power required increases as the inlet velocity increases, while the thrust is smaller than that of the mechanical pump-jet; in addition, the thrust amplitude decreases with the increase in inlet velocity. The conclusions of the research provide a reference for the selection and design of new propulsion systems.

Keywords：pump-jet; integrated motor pump-jet; hydrodynamic performance; computational fluid dynamic (CFD); numerical prediction; pre-swirl stators

收稿日期：2015-01-18.

基金项目：国家自然科学基金青年基金资助项目(51209212).

作者简介：彭云龙(1989-), 男, 博士研究生； 通信作者：彭云龙，E-mail:flydragonboys@163.com.

DOI:10.11990/jheu.201501033

中图分类号：U664.33

文献标志码：A

文章编号：1006-7043(2016)05-0684-06

网络出版时间：2016-04-11.

王永生(1955-), 男, 教授, 博士生导师.