曹玉良,王永生,靳栓寶

(海軍工程大學(xué)動(dòng)力工程學(xué)院, 430033, 武漢)

浸沒(méi)式噴水推進(jìn)泵設(shè)計(jì)及裝船后性能預(yù)報(bào)

曹玉良,王永生,靳栓寶

(海軍工程大學(xué)動(dòng)力工程學(xué)院, 430033, 武漢)

為了設(shè)計(jì)浸沒(méi)式噴水推進(jìn)泵,以國(guó)外某噴水推進(jìn)混流泵為對(duì)象建立了浸沒(méi)式噴射模型,運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)瞬態(tài)模擬方法研究了2種轉(zhuǎn)速時(shí)浸沒(méi)式噴射對(duì)噴水推進(jìn)泵水力性能的影響。研究表明,無(wú)論是低轉(zhuǎn)速還是設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速,浸沒(méi)式噴射時(shí)噴水推進(jìn)泵的揚(yáng)程、軸功率、效率變化都小于1%,且葉片的空化無(wú)明顯變化。由此,運(yùn)用三元設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)了一型適用于常規(guī)尾板式噴水推進(jìn)的噴水推進(jìn)泵,即按常規(guī)尾板式噴水推進(jìn)的“船-泵-機(jī)”匹配方法選定噴水推進(jìn)泵的設(shè)計(jì)參數(shù),按基于環(huán)量的三元方法進(jìn)行噴泵的水力設(shè)計(jì),噴泵為6片葉片、9片導(dǎo)葉。最后,運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)方法對(duì)實(shí)尺浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器與船體的組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬,結(jié)果表明,在設(shè)計(jì)航速時(shí),該噴水推進(jìn)泵完全浸沒(méi)在水中工作的水力性能變化很小,進(jìn)而得出浸沒(méi)式噴水推進(jìn)泵可以按照常規(guī)尾板式噴水推進(jìn)泵的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行設(shè)計(jì)的結(jié)論。

噴水推進(jìn);浸沒(méi)式;噴水推進(jìn)泵;三元設(shè)計(jì);計(jì)算流體力學(xué)

浸沒(méi)式噴水推進(jìn)是基于尾板式噴水推進(jìn)發(fā)展起來(lái)的一種推進(jìn)方式,文獻(xiàn)[1-2]介紹了Advanced Waterjet 21(AWJ-21TM)浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器,AWJ-21TM如圖1所示。它是Rolls-Royce公司開(kāi)發(fā)的完全水下噴射的噴水推進(jìn)器,由噴水推進(jìn)泵、進(jìn)水流道和轉(zhuǎn)向倒車(chē)機(jī)構(gòu)組成,并安裝在流線型吊艙內(nèi)。AWJ-21TM已在電船演示艦(AESD)上進(jìn)行了試驗(yàn)評(píng)估,其研究報(bào)告表明,與常規(guī)尾板式噴水推進(jìn)相比,浸沒(méi)式噴水推進(jìn)可進(jìn)一步提高推進(jìn)效率,降低推進(jìn)器噪聲[1-2]。目前,國(guó)內(nèi)外也有不少學(xué)者對(duì)非推進(jìn)用浸沒(méi)式噴射的流動(dòng)狀態(tài)和空化情況進(jìn)行了研究[3-5],但是很少有人開(kāi)展浸沒(méi)式噴水推進(jìn)的研究。

圖1 AWJ-21TM浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器

噴水推進(jìn)泵是噴水推進(jìn)器的核心做功部件,其性能好壞將直接影響著整個(gè)噴水推進(jìn)器的性能[6]。對(duì)于安裝在尾板上的噴水推進(jìn)泵,船舶航行時(shí)噴射的水流都在自由液面以上。然而,浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器安裝在船尾底板上,噴水推進(jìn)泵浸沒(méi)在水中工作,工作環(huán)境的變化將對(duì)噴水推進(jìn)泵的性能造成多大的影響,浸沒(méi)式噴水推進(jìn)泵可否按照常規(guī)尾板式噴泵的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行設(shè)計(jì),目前還少有文獻(xiàn)研究。為了設(shè)計(jì)浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器,本文以國(guó)外某噴水推進(jìn)混流泵為基礎(chǔ)建立了浸沒(méi)式噴射模型,運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)方法研究了浸沒(méi)式噴射對(duì)噴水推進(jìn)泵水力性能的影響。文中按常規(guī)尾板式噴水推進(jìn)的方法設(shè)計(jì)了一型噴水推進(jìn)泵,將其安裝在浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器上,并對(duì)浸沒(méi)在水中噴射時(shí)的水力性能進(jìn)行了分析。

1 某混流泵水力性能數(shù)值分析

國(guó)外某噴水推進(jìn)混流泵進(jìn)口直徑為710 mm,6片葉片,11片導(dǎo)葉。在CFD模擬過(guò)程中,葉輪單通道網(wǎng)格數(shù)保持在20萬(wàn)左右,導(dǎo)葉單通道網(wǎng)格數(shù)保持在10萬(wàn)左右,泵內(nèi)流場(chǎng)網(wǎng)格總數(shù)約300萬(wàn),均為六面體網(wǎng)格,y+控制在200以下。模擬時(shí)采用剪切輸運(yùn)應(yīng)力模型(SST模型),進(jìn)口設(shè)為總壓,出口設(shè)為靜壓。該混流泵的幾何結(jié)構(gòu)及葉輪、導(dǎo)葉的網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 混流泵的幾何結(jié)構(gòu)及葉輪、導(dǎo)葉網(wǎng)格

不同轉(zhuǎn)速時(shí)混流泵軸功率的CFD計(jì)算結(jié)果如表1所示。由表1可知,各轉(zhuǎn)速下混流泵軸功率的CFD計(jì)算值與廠家提供的值差別在1%以內(nèi),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(jì)算值與廠家提供值對(duì)比

本文以混流泵為基礎(chǔ)建立了浸沒(méi)式噴射模型,研究了浸沒(méi)式噴射對(duì)噴水推進(jìn)泵(簡(jiǎn)稱噴泵)水力性能的影響。噴泵在轉(zhuǎn)速為880 r/min時(shí)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(méi)式噴射對(duì)噴泵水力性能的影響

噴泵浸沒(méi)在水中噴射時(shí),進(jìn)出口會(huì)受到外部水域水深靜壓的作用,噴射出的水流會(huì)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(chǔ)建立了浸沒(méi)式噴射模型,在浸沒(méi)式模型中,水域長(zhǎng)、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(méi)式噴射模型對(duì)比如圖4所示。

圖4 噴射模型示意圖

浸沒(méi)式噴射模型中水體為靜止水體,在CFD模擬時(shí)參考?jí)毫闃?biāo)準(zhǔn)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(wàn),浸沒(méi)式噴射模型網(wǎng)格總數(shù)為398萬(wàn),兩種模型均采用瞬態(tài)模擬,計(jì)算總時(shí)間為10 s,時(shí)間步長(zhǎng)為0.005 s?？紤]重力的作用,本文采用剪切應(yīng)力模型(SST模型),水域邊界設(shè)為可自由出入邊界,計(jì)算域邊界上壓力隨著水深呈線性增加。

2.1 低轉(zhuǎn)速時(shí)水力性能的變化

對(duì)噴泵400 r/min的自吸工況進(jìn)行了數(shù)值模擬,CFD計(jì)算時(shí)葉輪轉(zhuǎn)速設(shè)為400 r/min,進(jìn)口設(shè)為總壓,出口設(shè)為靜壓,計(jì)算結(jié)果如表2所示。由表2可知,與空氣中噴射相比,浸沒(méi)式噴射時(shí)噴泵的流量增大了0.85%,揚(yáng)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(shí)噴泵的水力性能

浸沒(méi)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(huì)逐漸降低,水流逐漸分散。與此同時(shí),噴射的水流帶動(dòng)周?chē)乃w向前運(yùn)動(dòng),射流附近的壓力降低,水域中的水從外圍向射流附近流動(dòng),從而形成渦流。

圖5 自吸工況時(shí)浸沒(méi)式軸面流線圖

自吸工況時(shí)浸沒(méi)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(shí)針的渦流。

在軟件CFX后處理中以空化壓力為標(biāo)準(zhǔn),用灰色和黑色分別顯示噴泵葉輪和導(dǎo)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](méi)式噴射時(shí)葉輪和導(dǎo)葉的葉片壓力分布如圖6所示,從圖中可以看出,葉輪和導(dǎo)葉的葉片均為灰色,表明在400 r/min自吸工況時(shí)葉輪和導(dǎo)葉均未發(fā)生空化。

圖6 自吸工況時(shí)葉片表面壓力圖

2.2 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速時(shí)水力性能的變化

本文對(duì)浸沒(méi)式噴射時(shí)噴泵在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速為880 r/min的水力性能進(jìn)行了計(jì)算?？諝庵袊娚渑c浸沒(méi)式噴射時(shí)噴泵的軸功率對(duì)比如圖7所示,從圖中可以看出,浸沒(méi)式噴射時(shí)噴泵的軸功率大于空氣中噴射的軸功率,但是增幅非常小?？諝庵袊娚渑c浸沒(méi)式噴射時(shí)噴泵的效率對(duì)比如圖8所示,從圖8可以看出,浸沒(méi)式噴射時(shí)噴泵的效率略高于空氣中噴射時(shí)噴泵的效率。此外,從圖中還可以看出,無(wú)論是功率還是效率,浸沒(méi)式噴射時(shí)的變化趨勢(shì)與空氣中噴射時(shí)的變化趨勢(shì)相同。

圖7 噴泵軸功率對(duì)比

圖8 噴泵效率對(duì)比

在設(shè)計(jì)流量為5 000 kg/s時(shí),浸沒(méi)式噴射與空氣中噴射的噴泵水力性能對(duì)比如表3所示。由表3可知,浸沒(méi)式噴射時(shí)噴泵的揚(yáng)程增加了0.7%,軸功率增加了0.32%,效率提高了0.34%。

表3 設(shè)計(jì)流為5 000 kg/s時(shí)噴泵水力性能

在設(shè)計(jì)流量時(shí)浸沒(méi)式噴射的軸面流線如圖9所示。與自吸工況時(shí)類似,在設(shè)計(jì)工況時(shí)隨著噴泵噴射的水流向前運(yùn)動(dòng),噴射水流速逐漸減小,并且在離噴口稍遠(yuǎn)處形成渦流。

圖9 設(shè)計(jì)流量為5 000 kg/s時(shí)浸沒(méi)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(méi)式噴射時(shí)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(shí)葉片導(dǎo)邊頂部的部分區(qū)域發(fā)生了空化,浸沒(méi)式噴射時(shí)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(shí)一致。在設(shè)計(jì)工況時(shí),噴泵的流量、來(lái)流流速未發(fā)生變化,泵的轉(zhuǎn)速也未變化,所以浸沒(méi)式噴射時(shí)葉片的空化沒(méi)有明顯的改變。

圖10 設(shè)計(jì)工況時(shí)葉片空化區(qū)域分布

3 浸沒(méi)式噴泵的設(shè)計(jì)及驗(yàn)證

本文設(shè)計(jì)了一型適用于尾板式噴水推進(jìn)器的噴泵,將其安裝在以AWJ-21TM為原型設(shè)計(jì)的浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器上,并將該浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器和船體一起進(jìn)行數(shù)值模擬,對(duì)船舶在設(shè)計(jì)航速時(shí)噴泵的水力性能變化進(jìn)行了分析。

3.1 噴泵的設(shè)計(jì)及性能分析

設(shè)計(jì)時(shí)按照常規(guī)尾板式噴水推進(jìn)的“船-泵-機(jī)”匹配方法選定噴泵的設(shè)計(jì)參數(shù),按照基于環(huán)量的三元方法進(jìn)行噴泵的水力設(shè)計(jì)[6],運(yùn)用CFD方法分析噴泵的水力性能。新設(shè)計(jì)噴泵為6片葉片,9片導(dǎo)葉,葉片和導(dǎo)葉的網(wǎng)格如圖11所示。

圖11 新設(shè)計(jì)噴泵的葉片和導(dǎo)葉網(wǎng)格

在CFD模擬時(shí)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(wàn),y+保持在200以下。均勻來(lái)流時(shí)噴泵性能(簡(jiǎn)稱敞水泵性能)的CFD計(jì)算結(jié)果如表4所示。

表4 新設(shè)計(jì)噴泵的水力性能

3.2 實(shí)尺浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器與船體的組合結(jié)構(gòu)CFD模擬

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

仿照AWJ-21TM的形式設(shè)計(jì)了一款浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器,其將噴泵與進(jìn)水流道和噴口組合成一個(gè)整體。浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器與船體的組合結(jié)構(gòu)如圖12所示。

圖12 浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器與船體的組合結(jié)構(gòu)

計(jì)算區(qū)域入口在船艏向前延伸1倍船長(zhǎng)處,出口在船尾向后延伸3倍船長(zhǎng)處,側(cè)邊界取1.4倍船長(zhǎng),水面以下取0.8倍船長(zhǎng),水面以上取0.2倍船長(zhǎng)。因?yàn)榇w對(duì)稱,計(jì)算時(shí)只取一半船體進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,對(duì)應(yīng)的網(wǎng)格僅為半個(gè)船體的情況[7]。由于吊艙與船體緊密結(jié)合,船體與傳動(dòng)軸的夾角非常小,所以對(duì)船體、吊艙、進(jìn)水流道和傳動(dòng)軸的網(wǎng)格采用四面體劃分,壁面處均用棱柱網(wǎng)格進(jìn)行加密,該部分的網(wǎng)格總數(shù)為2 650萬(wàn),節(jié)點(diǎn)數(shù)為536萬(wàn)。對(duì)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(guò)交界面結(jié)合起來(lái)。整個(gè)流體計(jì)算域的網(wǎng)格總數(shù)為3 659萬(wàn),節(jié)點(diǎn)總數(shù)為1 596萬(wàn)。船體表面的網(wǎng)格如圖13所示,船尾吊艙及進(jìn)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(duì)流項(xiàng)離散選用二階離散格式,船體縱面設(shè)為對(duì)稱面,進(jìn)口邊界設(shè)為速度,出口邊界設(shè)為靜壓,底面及側(cè)面邊界設(shè)為光滑壁面,邊界條件及流場(chǎng)控制域如圖15所示。

圖15 邊界條件及流場(chǎng)控制域

圖16 船體興波圖

圖17 船尾流線圖

采用軟件CFX進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)為0.000 5 s。計(jì)算時(shí)噴泵的初始轉(zhuǎn)速為0,穩(wěn)定后將泵的轉(zhuǎn)速逐漸調(diào)整為設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速。用CFD方法計(jì)算了船舶在設(shè)計(jì)航速30 kn時(shí)噴泵的流體動(dòng)力性能[8],該航速下船體周?chē)呐d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(méi)在自由液面以下工作,其噴出的水流也浸沒(méi)在水中。在設(shè)計(jì)航速時(shí),安裝在船尾底部的浸沒(méi)式噴泵(簡(jiǎn)稱船后泵)的性能參數(shù)如表5所示。由表5可知,在設(shè)計(jì)航速時(shí),船后泵的揚(yáng)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(guò)1.5%。噴泵裝船后,由于受到船底邊界層影響,噴泵的進(jìn)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(duì)比

考慮到船底的邊界層和不均勻進(jìn)流對(duì)噴泵水力性能的影響,可以認(rèn)為采用尾板式噴泵的設(shè)計(jì)方法能夠滿足浸沒(méi)式噴水推進(jìn)的要求,即浸沒(méi)式噴泵可以按照尾板式噴泵的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行設(shè)計(jì)。

4 結(jié) 論

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

此外,本文按尾板式噴水推進(jìn)的方法設(shè)計(jì)了一型噴泵,將其安裝在浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器上,用CFD方法對(duì)實(shí)尺浸沒(méi)式噴水推進(jìn)器與船體的組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬。CFD計(jì)算結(jié)果顯示,在設(shè)計(jì)航速時(shí),噴泵完全浸沒(méi)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(duì)誤差均不超過(guò)1.5%。本文的研究表明,浸沒(méi)式噴射對(duì)噴泵的水力性能有一定的影響,但是影響很小,浸沒(méi)式噴泵可以按照尾板式噴泵的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行設(shè)計(jì)。

[1] GILES W, DINHAM-PEREN T. The advanced waterjet: propulsor performance and effect on ship design[EB/OL]. [2013-01-20]. http:∥www.bmtdsl.co.uk/media/5045591/BMTDSL-The-Advanced-Waterjet-Confpaper-INEC-May10.pdf.

[2] DINHAM-PEREN T. CFD and submerged waterjets [EB/OL]. [2013-01-20]. http:∥www.bmtdsl.co.uk/media/1082411/BMTDSL-CFDandSubmergedWaterjets- Naval Architect-Jul10-Pressclipping.pdf.

[3] HUTLI E A F, NEDELJKOVIC M S. Formula for upstream pressure, nozzle geometry and frequency correlation in shedding/discharging cavitation clouds determined by visualization of submerged cavitating jet [C]∥15th International Conference on Fluid Mechanics. Berlin, Germany: Springer, 2009: 194-197.

[4] QIN Z, BREMHORST K. Simulation of cavitation bubbles in a convergent-divergent nozzle water jet [M]. Cambridge, UK: Cambridge University Press, 2007: 1-11.

[5] SOYAMA H, YANAUCHI Y, SATO K, et al. High-speed observation of ultrahigh-speed submerged water jets [EB/OLJ]. [2013-01-20]. http:∥www.researchgate.net/publication/256622805_High-speed_observation_of_ultrahigh-speed_submerged_water_jets.

[6] 靳栓寶, 王永生. 混流式軸流泵三元設(shè)計(jì)及數(shù)值試驗(yàn) [J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào), 2012, 33(10): 1-3. JIN Shuanbao, WANG Yongsheng. Three-dimensional design of mixed-flow waterjet with CFD [J]. Journal of Harbin Engineering University, 2012, 33(10): 1-3.

[7] MILLER R, GORSKI J. Resistance predictions of high speed mono and multihull ships with and without water jet propulsors using URAN [C/OL]∥26th Symposium on Naval Hydrodynamics. [2013-01-02]. http:∥www.taoxing.net/web_documents/miller_2006.pdf.

[8] RISPIN P. Waterjet self-propulsion model test for application to a high-speed sealift ship [R]. Los Angeles, CA, USA: California State University, 2007.

[本刊相關(guān)文獻(xiàn)鏈接]

李千軍,劉光耀,韓偉,等.采用噴射式熱泵提高火電機(jī)組給水溫度的理論研究.2013,47(11):25-28.[doi:10.7652/xjtuxb201311005]

于立娟,王小東,張學(xué)成.軸向柱塞泵流量脈動(dòng)主動(dòng)控制方法及仿真研究.2013,47(11):43-47.[doi:10.7652/xjtuxb2013 11008]

張薇,彭學(xué)院,尤利超,等.余熱直接利用型燃?xì)鈾C(jī)熱泵變轉(zhuǎn)速特性實(shí)驗(yàn)研究.2013,47(8):141-144.[doi:10.7652/xjtuxb201308024]

吳越,楊志剛,劉勇,等.壓電振子對(duì)壓電泵極限輸出壓力的影響.2013,47(4):64-72.[doi:10.7652/xjtuxb201304013]

楊小強(qiáng),夏源,金磊,等.雙螺桿多相混輸泵輸送特性的實(shí)驗(yàn)研究.2013,47(3):30-35.[doi:10.7652/xjtuxb201303006]

孫毅,李陽(yáng),姜繼海.柱塞泵滑靴卡盤(pán)與球碗的受力分析及試驗(yàn)研究.2013,47(2):103-108.[doi:10.7652/xjtuxb201302 018]

王秀禮,袁壽其,朱榮生,等.離心泵汽蝕過(guò)渡過(guò)程瞬態(tài)特性分析.2012,46(7):38-43.[doi:10.7652/xjtuxb201207008]

韓曉紅,閔旭偉,李鵬,等.一種利用氣泡泵效應(yīng)重力輔助回路熱管的實(shí)驗(yàn)研究.2012,46(3):9-14.[doi:10.7652/xjtuxb 201203002]

賴芬,吳裕遠(yuǎn),歐陽(yáng)前武,等.新型部分自復(fù)疊熱泵的理論研究.2012,46(3):15-20.[doi:10.7652/xjtuxb201203003]

楊孫圣,孔繁余,宿向輝,等.泵及泵用作透平時(shí)的數(shù)值模擬與外特性實(shí)驗(yàn).2012,46(3):36-41.[doi:10.7652/xjtuxb 201203007]

董亮,劉厚林,談明高,等.離心泵四面體網(wǎng)格質(zhì)量衡量準(zhǔn)則及優(yōu)化算法.2011,45(11):100-105.[doi:10.7652/xjtuxb 201111019]

馮焱,周海東,忤婷,等.多模式定位系統(tǒng)接收機(jī)中的分?jǐn)?shù)頻率綜合器.2011,45(8):85-91.[doi:10.7652/xjtuxb201108 015]

(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(jiǎn)介: 曹玉良(1988—),男,碩士生;王永生(通信作者),男,教授,博士生導(dǎo)師。 基金項(xiàng)目: 國(guó)家自然科學(xué)基金青年基金資助項(xiàng)目(51309229);國(guó)防科技“十二五”預(yù)研資助項(xiàng)目。

時(shí)間: 2014-02-26 網(wǎng)絡(luò)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