喷水推进泵通用特性曲线的计算流体动力学分析

ISSN 1000 0054
CN 11 2223/N
清华大学学报(自然科学版)J T sing hua Un iv (Sci &Tech),2010年第50卷第8期2010,V o l.50,N o.838/391311 1315
喷水推进泵通用特性曲线的计算流体动力学分析
杨琼方, 王永生, 李 翔
(海军工程大学船舶与动力学院,武汉430033)
收稿日期:2009 06 15
基金项目:国防 十一五 预研项目
作者简介:杨琼方(1984!),男(汉),湖北,博士研究生。

通讯作者:王永生,教授,E mail:yongsh engw an g666@
摘 要:通过联合数值模拟求得设计转速下泵扬程 流量和效率 流量曲线和泵相似定理,计算得到混流式喷水推进泵量纲为一的特性曲线。

进一步由计算流体动力学(CF D)计算得到空化条件下泵扬程和效率随吸口比转速变化的修正函数曲线。

叶片面涡空化由降低进口总压来实现,转速和流量输入参数由非空化条件下喷水推进系统CF D 计算求得。

在全航速范围内,该特性曲线还可作为比转速与该泵相近的混流式喷水推进泵通用的特性曲线模型。

关键词:喷水推进泵;性能曲线;计算流体动力学;空化中图分类号:U 664.34
文献标志码:A
文章编号:1000 0054(2010)08 1311 05
C omputational fluid dynamics analyses
for generalized waterjet pump
performance curves
YA NG Q iongfan g,WANG Yongshen g,LI X iang (College of Architectu re and Power,Naval University of
Engineering,Wuhan 430033,China)
Abstract:Performance curves for a mix ed flow w aterjet pump w ere d eveloped usin g nu merical sim ulation s to calculate the pump head capacity and efficiency capacity curves at th e d esign speed u sing similarity.Then a correction fun ction cu rve w as d eveloped to m odify th e head and efficiency vers us s uction s pecific speed du ring cavitation u sing compu tational fluid dynamics (CFD).T he pum p s sheet cavitation is indu ced by reducing th e inlet total pressu re for a given capacity an d rotational speed an d flux in put parameters are obtain ed from CFD simulations of the w ater jet at th e same speed w ithout cavitation.T hes e p erforman ce curves over the entire speed range can als o be used as a generaliz ed model for mix ed flow waterjet pum ps having sim ilar s pecific speed.
Key words:w aterjet pu mp;p erforman ce cu rves;computation al fluid
dyn amics (CFD);cavitation
泵特性曲线(扬程 流量曲线、效率 流量曲线、扬程 吸口比转速曲线)反映了泵的运动参数(转速、周向和轴向速度)的内在联系,可以直观地度量泵的性能,包括能量转换效能、推进性能和抗
空化性能等。

近几年,计算流体动力学(co mputa tional fluid dy namics,CFD)在喷水推进器流动分
析、性能预报和设计开发中的应用已得到广泛认可[1 7]。

国内现有主战舰艇上采用的喷水推进器引进自国外厂商,其推进性能图谱也由厂商提供。

喷水推进器的运行工况点取决于进水流道系统需求的能量头(装置性能曲线)和泵扬程 流量曲线(泵性能曲线)的交点。

但是,厂商通常并不会提供泵性能曲线。

这对于喷水推进器推进性能的复核和喷水推进泵的自主设计无疑是一个大的障碍。

针对上述问题,本文以CFD 为工具,求取引进自KaM eWa 公司的混流式喷水推进泵实尺下量纲为一的性能曲线,包括非空化条件下不同转速时的扬程 流量曲线和效率 流量曲线以及空化条件下扬程和效率随吸口比转速变化的修正函数曲线,得到该喷水喷进器在常用航速范围内用于求解推进性能图谱的泵性能曲线这一核心模块。

同时,也作为该比转速下的混流式喷水推进泵量纲为一的通用特性曲线。

1 喷水推进器非空化性能计算校验
喷水推进器由进水流道、叶轮、导叶体和喷口组成。

喷水推进器和船底水数值计算域如图1所示。

喷水推进器精细几何建模、网格空间离散和各部件网格密度确定详见文[7 8],其叶片流道间表面网格如图2所示。

利用基于中心节点控制和有限体积法的计算流体力学程序来求解喷水推进器不可压粘性流场的RANS(Reynolds averaged Navier Strokes)方程,
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具体计算设置见文[7,9 10]。

边界条件取为速度进口和喷口出流大气压出口,与实际情况稍有差异,认为喷口射流收缩截面正好位于喷口处。

设计工况下计算得泵本体壁面y+值为4~80,满足湍流模型求解要求。

计算时船底湍流边界层厚度 采用Wieg hardt公式近似求取[11],
=0.27L x Re-1/6.(1)其中:L x为进水流道进口至船首的距离,Re为基于航速v和船长L的Renold数。

计算某高速船的 船 泵匹配特性线上设计工况点和5个非设计工况点,并与厂商提供推进性能图谱值进行比较,结果如图3所示。

其中:T为推力;P为功率;v为航速。

各参量相对于设计工况值进行量纲一化处理。

下标d对应为设计点。

设计点推力误差0.56%、功率误差1 39%。

其余5个非设计工况点推力预报误差小于4%,功率预报误差小于2%。

因未包含轴承的机械损失,故CFD计算功率要稍低于厂商提供值。

同时,因为忽略流管表面压力的贡献[2],计算推力曲线与厂商提供值于约0.76V d处相交。

由此可说明建立的几何模型是可行的。

2 喷水推进泵量纲为一的特性曲线求取
2.1 设计转速下泵特性曲线的C FD计算
喷水推进器设计选型时泵本体与进水流道是分开考虑的。

泵特性曲线只对应泵本体,因此这里取泵本体(含喷口)进行分析。

将进水流道简化为一直管,与泵台架试验一致[12]。

CFD
计算时边界条件取
图3 船 泵匹配特性曲线
为压力进口和流量出口,如图4所示。

采用与第1节中同样的网格密度设置和计算方法,在设计转速下,通过改变泵流量来求取扬程 流量曲线和效率
流量曲线。

图4 喷水推进泵本体几何
与真实的进水流道相比,对应简化直管的泵的进口来流非均匀度减小,泵效率应该提高。

将第1节中在设计航速和转速下计算得到的喷水推进器流量作为此时泵本体分析的输入流量,计算得到泵本体产生的推力和功率,与真实的喷水推进器计算结果比较为:
T s/T r=1.20, P s/P r=0.99.
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轴向推力增加,消耗功率减小,证明了效率提高的分析结论。

下标s 和r 分别代表带简化直管和真实进水流道的喷水推进器。

在不考虑流体张力强度、泵工作时间和流体中未溶解气体的影响时,泵空化初生区域对应为压力低于流体汽化压力区域[13 14]。

计算得到泵局部低压区如图5所示。

局部低压区位于叶片吸力面靠近导边部位,且在叶梢截面附近沿流线方向距离最长,与文[14]中结论一致。

基于第1节中的计算精度校验和本节从积分量和微观流场量的两方面间接验证,
可以较充分地说明计算得到的泵特性曲线是可信的。

图5 喷水推进泵局部低压区
计算得到设计转速下喷水推进泵特性曲线如图6所示。

其中:H 为扬程;Q 为体积流量; 为效率。

对效率最大点处的流量而言,效率曲线并不呈现明显的对称特征。

过流量时效率急剧下降,而在60%~100%的Q d 范围内泵都能维持较高效率,该范围正好对应于巡航速度到设计航速的常用航速区间,从而满足喷水推进器总推进效率的要求,而过流量区间因为受到主机负荷的限制,在额定航速裕度内泵工作时间非常少,所以此时对泵效率的要求并不像常用航速区间那样严格。

偏离设计工况较大工作范围内的推进泵高效率也正是与传统泵仅要求设计工况附近高效率明显不同的地方。

图6 设计转速下喷水推进泵特性曲线
2.2 喷水推进泵量纲为一的特性曲线求取
由Bucking han 定理推导得到的相同直径改变转速时的相似换算关系为:
H =
N N d
2
H d , Q =H H d 12
Q d ,
P =
H H d
3/2
P d .
(3)
其中:N d 、H d 、Q d 、P d 、 d 为设计转速下效率最高点处性能参数;N 、H 、Q 、P 、 为任一分析工况点性能参数。

再结合几何尺寸改变时的换算,统一进行量纲归一化后,可以得到泵通用特性曲线。

结合图6和式(3)得到喷水推进泵量纲为一的特性曲线如图7所示。

图6中转速比n =N /N d 。

为便于分析取值
,将等效率曲线也作于H Q 平面内。

图7 喷水推进泵量纲为一的特性曲线
2.3 空化条件下量纲为一的特性曲线修正函数求取
当喷水推进船处于启航、紧急加速、高速大舵角转向等航行工况时会使喷水推进器进入空化限制区。

当空化发展到一定程度时会使喷水推进器的推力性能下降。

通常采用净正吸头NPSH (net posi tive suction head)参量来描述空化,用来表征进入泵流体的抗空化裕度(m)。

NPSH =p 01-p v
!g
.
(4)
其中:p 01为进口流体总压强,p v 为工作温度下流
体汽化压强。

常用空化指数为吸口比转速N ss ,
N ∀ss =
N Q (NPSH )3/4
.(5)
令U =1r #m in -1#(m 3#s -1)1
2#m -3
4,
N ss =
N ∀ss
U
.对N ∀s s 进行量纲一化得到N ss 。

N ss 用来判定泵对空化的敏感性。

喷水推进器厂商(包括KaM eWa 公
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司)通常采用等吸口比转速在推进性能图谱上划分喷水推进泵工作区域,用以界定泵产生空化与否以及空化发生的程度
[15]。

给定工况点时,泵进口
NPSH 值为一常数,N ss 也为一定值。

文[5]采用混合物均相流空化模型较好地预报了本文第1节中分析的喷水推进器在轻度空化区工作时的推进性能。

本文尝试在图7的基础上,引入空化条件下泵扬程和效率的修正函数,进而得到空化和非空化条件下完整的喷水推进泵量纲为一的通用特性曲线。

修正函数利用CFD 计算来求取。

在给定泵转速和流量的前提下,通过改变泵进口总压来改变N ss 值,从而得到扬程和效率随N ss 的变化关系。

此时流场控制方程中的物理量采用液相与气相的混合物来描述,表述了未考虑速度滑差下的两相三组分系统的空化过程。

其数学模型详见文[4]。

湍流模型取为与无空化计算时相同的剪切应力输运(shear stress transport,SST )模型。

经计算比较,该湍流模型与上述均相流空化模型组合时鲁棒性较好。

空化状态下性能模拟时分析对象仍取为图4所示的带简化导管的泵本体。

以第1节中对整个系统在设计转速下求得的流量为输入值,首先对设计转速进行分析。

计算得到扬程随NPSH 变化曲线如图8所示,扬程和效率随N ss 变化曲线如图9所示。

曲线变化规律与已成熟的泵理论知识吻合。

当转速一定,由降压来改变泵空泡数时,扬程和效率的相对变化值随N ss
变化规律几乎重叠。

图8 设计转速下喷水推进泵扬程变化曲线
在此基础上,用同样方法分析船舶航速制对应的转速和流量状态下的喷水推进泵空化性能。

在不同的泵转速下,对应到图9中的修正函数曲线几乎重合。

经拟合后得到修正函数f (N ss )如图10
所示。

当N ss =193.99时修正函数值开始小于1,用于判定泵空化的产生与否。

与文[15]所述KaM eWa 公司在划定第一条空化限制线时其N ss 值基本一致。

此时喷水推进器的能量头下降0.99%,效率下降0.06%。

拟合得到f (N ss )表达式为
f (N s s )=
1, 95<N ss ∃193.99;
1.5-6.9%10-3N ss +3.5%10-5N 2
ss -5.9%10-8
N 3
ss ,
193.99<N ss <330.当N ss =232.16时,能量头下降1.82%,效率下降0.8%。

当N ss =249.32时,能量头下降2.47%,效率下降 1.3%。

当N ss =263时,能量头下降3 52%,效率下降2.3%。

进而拟合得到扬程和效
率修正公式为:
H corr =H #f (N ss ),
(6)
corr = #f (N ss ).(7) 结合图7、式(6)和(7)可以得到空化条件下任一工况点的扬程和效率,与图7进行相同的量纲归一化处理后,即得到了空化条件下的量纲为一的特性曲线。

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3 结 论
针对引入喷水推进器时厂商通常只提供装船后的推进性能图谱却并不提供喷水推进泵特性曲线这一核心技术的问题,采用求解RANS方程计算得到喷水推进泵设计转速下的性能曲线,结合泵相似定理,求解得到泵量纲为一的特性曲线。

进一步由CFD计算得到空化条件下泵扬程和效率随吸口比转速变化的修正函数曲线,进而得到了空化条件下泵扬程和效率的修正公式。

文中所有计算分析均采用厂商提供值或厂商给出的理论分析报告进行了最大可能的校验,证明了计算分析是可信的,得到了比转速与该喷水推进泵相同或相近的喷泵完整的量纲为一的通用特性曲线。

该曲线在喷水推进器的选型设计以及推进性能预报中的应用将是下一步研究的重点。

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