機(jī)械式泵噴與IMP推進(jìn)器的水力性能對比

彭云龍，王永生，劉承江，易文彬

(海軍工程大學(xué) 動力工程學(xué)院，湖北 武漢 430033)

機(jī)械式泵噴與IMP推進(jìn)器的水力性能對比

彭云龍，王永生，劉承江，易文彬

(海軍工程大學(xué) 動力工程學(xué)院，湖北 武漢 430033)

摘要：針對機(jī)械式泵噴與集成電機(jī)推進(jìn)器(IMP)泵噴存在的區(qū)別，運用計算流體力學(xué)方法預(yù)報了前置定子泵噴推進(jìn)器在設(shè)計轉(zhuǎn)速時的敞水性能，并在原機(jī)械式泵噴基礎(chǔ)上修改為IMP泵噴預(yù)報其敞水性能，成功捕捉到IMP泵噴電機(jī)定轉(zhuǎn)子之間氣隙內(nèi)逆向流動現(xiàn)象。對比分析兩種泵噴相同轉(zhuǎn)速不同進(jìn)速下的水力性能，主尺度相同的IMP泵噴效率比常規(guī)泵噴效率降低約5%；消耗功率比常規(guī)泵噴有所增加且增大幅值隨進(jìn)速增大而增大；產(chǎn)生推力比常規(guī)泵噴小且減小幅值隨進(jìn)速增加而減小。研究結(jié)論為新型推進(jìn)器的選擇設(shè)計提供參考。

關(guān)鍵詞：泵噴推進(jìn)器；集成電機(jī)推進(jìn)器；水力性能；計算流體力學(xué)；數(shù)值預(yù)報；前置定子

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.U.20160411.1559.048.html

泵噴推進(jìn)器通常由導(dǎo)管、定子(導(dǎo)葉)和轉(zhuǎn)子(葉輪)構(gòu)成[1]。由于導(dǎo)管的存在其工作流場相比噴泵工作內(nèi)流場和螺旋槳工作開式流場更為復(fù)雜，是一個復(fù)雜多連通區(qū)域，各部件之間以及推進(jìn)器與推進(jìn)載體之間的相互作用會直接影響到推進(jìn)器的性能[2-3]。近年來，泵噴推進(jìn)器(簡稱泵噴)以推進(jìn)效率高、輻射噪聲低、抗空化能力強和臨界航速高[4]等優(yōu)點廣泛應(yīng)用于水下航行器，尤其是潛艇和魚雷推進(jìn)。如美國的“Mk48”魚雷、海狼級弗吉尼亞級攻擊核潛艇，英國的機(jī)敏級攻擊核潛艇等。

當(dāng)今電力電子技術(shù)的飛速發(fā)展隨之推動了一種新型水下推進(jìn)裝置的誕生——集成電機(jī)推進(jìn)器(integrated motor pump-jet, IMP)。這種IMP泵噴主要有以下優(yōu)點：1)原動機(jī)與推進(jìn)器之間不再有機(jī)械傳動裝置，水下輻射噪聲的主要貢獻(xiàn)源之一減速齒輪箱被省去。電機(jī)轉(zhuǎn)子與葉片無縫連接，消除了螺旋槳和機(jī)械泵噴都有可能產(chǎn)生的稍渦空泡噪聲，提了高聲隱身性；2)避免了輸出軸處動密封等摩擦耗功損失，提高推進(jìn)系統(tǒng)效率。此外IMP始終工作在海水環(huán)境中電機(jī)產(chǎn)生熱量可通過海水自然冷卻；3)IMP可以作為獨立的推進(jìn)模塊直接安裝在推進(jìn)主體上提高了推進(jìn)系統(tǒng)的可靠性。目前，國內(nèi)外對IMP已有相關(guān)研究但可查閱文獻(xiàn)較少，主要集中在CFD仿真方面。1993年Luciano Verinesi對水下航行器的吊艙式IMP結(jié)構(gòu)做了詳盡地介紹[5]。楊瓊方運用計算流體力學(xué)(CFD)手段分析了“機(jī)電一體化”導(dǎo)管槳的水力性能并根據(jù)計算結(jié)果提出改進(jìn)優(yōu)化思路[6]。潘光采用雷諾時均方法對某泵噴推進(jìn)器進(jìn)行了定常水動力性能模擬[7]。何東林初步探索了集成電機(jī)泵噴推進(jìn)器技術(shù)并進(jìn)行數(shù)值模擬[8]。

經(jīng)過近三十年的發(fā)展， CFD已經(jīng)普遍應(yīng)用于研究機(jī)構(gòu)、生產(chǎn)廠家的新型推進(jìn)器研發(fā)。2010年美國海軍利用計算流體力學(xué)研究了浸沒式噴水推進(jìn)器的推進(jìn)性能，分析了流道前不同進(jìn)流面的選取對推進(jìn)效率的影響[9]。Park等用RANS方法研究了帶導(dǎo)葉的導(dǎo)管槳性能和流場[10]。劉業(yè)寶建立了環(huán)流理論與泵相似理論相結(jié)合的泵噴推進(jìn)器設(shè)計方法，并應(yīng)用CFD軟件對設(shè)計泵噴推進(jìn)器性能進(jìn)行驗證[11]。本文借助計算流體力學(xué)方法對相同工作條件下常規(guī)泵噴與無軸IMP泵噴的工作流場進(jìn)行定常數(shù)值模擬，對比分析了兩種泵噴推進(jìn)器的水力性能差異，為后續(xù)IMP無軸泵噴設(shè)計人員的水力設(shè)計提供參考。

1數(shù)值計算方法驗證

IMP結(jié)構(gòu)示意圖如圖1，電機(jī)轉(zhuǎn)子與葉輪葉片葉稍面無縫連接，定子安裝在導(dǎo)管內(nèi)，定、轉(zhuǎn)子之間存在一定的間隙(水隙)來保證靜止部件與旋轉(zhuǎn)部件之間的潤滑及冷卻。

泵噴推進(jìn)器主要做功部件為葉輪(轉(zhuǎn)子)，在葉輪的后部會安置導(dǎo)葉(定子)對葉輪出流進(jìn)行整流，或?qū)?dǎo)葉置于葉輪前部為葉輪進(jìn)流提供一定的預(yù)旋。噴水推進(jìn)泵的幾何結(jié)構(gòu)與泵噴類似(圖2)，工作原理與泵噴相同都是通過葉輪對水做功將機(jī)械能轉(zhuǎn)換為水流的動能和壓能高速噴出，產(chǎn)生推力推動推進(jìn)載體前進(jìn)。本文以某混流式噴泵為對象進(jìn)行水力性能分析，驗證數(shù)值計算方法的可信性。

圖1　IMP泵噴推進(jìn)器示意圖Fig.1　Sketch map of IMP

圖2　噴水推進(jìn)泵示意圖Fig.2　Geometry of waterjet pump

該混流式噴水推進(jìn)泵標(biāo)稱直徑710 mm，葉輪6葉，導(dǎo)葉11葉。葉輪單通道網(wǎng)格數(shù)20萬，導(dǎo)葉10萬，泵內(nèi)流場網(wǎng)格總數(shù)約300萬，均為六面體網(wǎng)格。葉輪采用J型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，導(dǎo)葉采用H拓?fù)?，葉片周圍為O型網(wǎng)格，葉頂間隙用獨立的H型網(wǎng)格嵌入到周圍的O型網(wǎng)格之中[12]。文中所述計算模擬均以控制域內(nèi)流動為定常，不可壓縮流動為假設(shè)前提，動靜交界面采用穩(wěn)態(tài)多參考系方法來處理。噴泵壁面Y+值保持在185以下，滿足湍流模型求解要求。邊界條件設(shè)置為總壓進(jìn)口，靜壓出口，參考壓力為1個大氣壓。該泵幾何以及葉輪、導(dǎo)葉網(wǎng)格如圖3所示。

圖3　噴水推進(jìn)泵的幾何和網(wǎng)格Fig.3　Geometry and mesh of the mixed waterjet pump

采用SST模型、Realizable k-ε模型和標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型3種湍流模型預(yù)報了在不同轉(zhuǎn)速下混流泵軸功率值并與廠家提供實測值比較(見表1)，結(jié)果表明SST湍流模型與實測值最為接近。這是因為切應(yīng)力輸運(shear stress transport，SST)模型結(jié)合了k-ε和k-ω兩種湍流模型的優(yōu)點，能夠較好地模擬近壁面區(qū)域流動[13]。3種湍流模型的功率計算值都小于試驗值的原因是由于數(shù)值計算沒有考慮機(jī)械損失。此案例間接證明了本文選用湍流模型的適用性和所用數(shù)值方法的可信性。

表1　混流泵功率的CFD計算值與廠家提供值對比

2兩種泵噴水力性能數(shù)值模擬

2.1常規(guī)泵噴水力性能預(yù)報

研究對象常規(guī)泵噴為作者所在研究團(tuán)隊研發(fā)的某型泵噴。泵噴軸向長度1.7 m，導(dǎo)管進(jìn)口直徑D=2.6 m，葉輪為9片葉片，導(dǎo)葉葉片數(shù)為11，葉頂間隙為5 mm。常規(guī)泵噴幾何見圖4，為前置導(dǎo)葉后置葉輪結(jié)構(gòu)。圖4中導(dǎo)管內(nèi)部深色部分為旋轉(zhuǎn)部件葉輪，其余淺色部分為靜止部件包括導(dǎo)葉和導(dǎo)管。泵噴導(dǎo)管是以荷蘭船模試驗池公開導(dǎo)管No.19A為基礎(chǔ)進(jìn)行了部分改進(jìn)優(yōu)化的19A改進(jìn)型。

采用計算流體力學(xué)(CFD)方法，對泵噴施加均勻進(jìn)流流場并進(jìn)行數(shù)值模擬得到其敞水性能，計算域見圖5。以圓柱體包裹泵噴推進(jìn)器，泵噴進(jìn)口距進(jìn)流邊界為3D；泵噴噴口距出流邊界為5D；直徑為3D，軸線與泵噴對稱軸重合。

圖4　常規(guī)泵噴幾何Fig.4　Geometry of the mechanical pumpjet

圖5　泵噴敞水性能計算域Fig.5　Computational domain of pumpjet

根據(jù)模擬流動現(xiàn)象的物理性質(zhì)，將計算域分為葉輪、導(dǎo)葉、噴口和外域4部分。其中，葉輪為旋轉(zhuǎn)域，導(dǎo)葉、噴口和外部流場計算域為靜止域。采用分塊六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對各部件進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由網(wǎng)格無關(guān)性計算曲線(圖6)可知當(dāng)泵噴內(nèi)部計算域網(wǎng)格達(dá)到330萬時泵噴的基本水力性能指標(biāo)楊程和效率不再有較大變化，即達(dá)到流場求解精度要求。此時葉輪單通道網(wǎng)格18.5萬，導(dǎo)葉12.5萬，壁面第一層網(wǎng)格厚度保持在0.02 mm，控制域總網(wǎng)格節(jié)點數(shù)690萬。

圖6　網(wǎng)格數(shù)目無關(guān)性驗證Fig.6　Effects of mesh number

圖7是泵噴整體網(wǎng)格和葉輪葉稍與導(dǎo)管內(nèi)壁間隙附近網(wǎng)格。計算過程中同樣采用SST湍流模型封閉方程組，得到壁面Y+值小于100(圖8)滿足SST湍流模型對壁面流動的模擬要求。

圖7　常規(guī)泵噴整體網(wǎng)格與葉稍間隙附近網(wǎng)格Fig.7　Meshes of mechanical pumpjet and grid between　 rotor tip and inner wall of duct

圖8　壁面Y+顯示Fig.8　Y+ plus of mechanical pumpjet

圖9　常規(guī)敞水流場內(nèi)外流線圖圖Fig.9　Streamlines of mechanical rotor blade tip

圖9顯示6 kn均勻來流常規(guī)泵噴內(nèi)外流場流線，可以看出流線基本光順無漩渦，說明導(dǎo)葉和葉輪匹配良好。常規(guī)泵噴在6節(jié)均勻進(jìn)流時的水力性能見表2。本文以流量Q、揚程H、功率P和效率η等泵的主要參數(shù)指標(biāo)來表征泵噴的水力性能，其中流量Q為單位時間內(nèi)流經(jīng)泵噴流體的質(zhì)量流量；揚程為導(dǎo)管出口與進(jìn)口流面流體總壓之差；力矩N為泵噴內(nèi)所有旋轉(zhuǎn)部件產(chǎn)生的力矩；軸向分量F表示泵噴射流在出口處水流軸向能量占總能量的百分比；功率P為葉輪、輪轂等旋轉(zhuǎn)部件消耗軸功率:

(1)

式中：N為力矩，N·M;n為泵噴轉(zhuǎn)速，r/min；效率η為泵噴吸收軸功率對流體做功使其獲得能量增加值占軸功率的比例，效率越高表明泵噴做功過程中的水力損失越少:

(2)

式中：Q為質(zhì)量流量,kg/s;g為重力加速度；H為揚程,m;P為軸功率,kW。

由表2可知該常規(guī)泵噴導(dǎo)管產(chǎn)生正向推力為推力導(dǎo)管，在設(shè)計轉(zhuǎn)速設(shè)計航速下常規(guī)泵噴效率超過85%，導(dǎo)葉、導(dǎo)管、噴口等產(chǎn)生的摩擦損失約為5個百分點。圖10所示為葉輪葉稍附近流線和稍渦，可見計算很好地?fù)渥降搅鲌鲋械牧鲃蛹?xì)節(jié)。在間隙處，流線從壓力面被吸到吸力面，稍渦內(nèi)大量的旋轉(zhuǎn)能量造成葉稍附近流動損失較大。加速導(dǎo)管機(jī)械式泵噴推進(jìn)器中葉輪葉片的梢渦空泡經(jīng)常成為泵噴推進(jìn)器噪聲的貢獻(xiàn)源之一同時也會導(dǎo)致泵噴水力性能的顯著下降，本研究對象經(jīng)Rayleigh-Plesset空化模型計算驗證設(shè)計航速轉(zhuǎn)速下泵噴內(nèi)部并未出現(xiàn)空泡。

圖10　葉輪葉片附近流線Fig.10　Streamlines around pumpjet in open water

轉(zhuǎn)速(r·min-1)流量/(kg·s-1)揚程/m力矩/(N·M)功率/kW效率/%推力/N導(dǎo)管/N軸向分量/%葉輪效率/%65124980.5210757.673.1986.9916149.13707.599.4191.82

2.2 IMP泵噴水力性能預(yù)報

IMP泵噴與常規(guī)泵噴相比結(jié)構(gòu)上最大的區(qū)別在于其導(dǎo)管內(nèi)加裝電機(jī)，葉輪葉片與電機(jī)轉(zhuǎn)子連接為一體消除了葉頂間隙，避免了葉稍間隙流損失，但也因此增加了氣隙的存在。為確保兩種泵噴推進(jìn)器對比分析條件的可比性即葉輪、導(dǎo)葉和導(dǎo)管的葉型、幾何形狀等均保持相同，作者在原常規(guī)泵噴導(dǎo)管內(nèi)增加電機(jī)轉(zhuǎn)子設(shè)置氣隙來模擬電機(jī)的存在如圖11，氣隙寬度15 mm。需要說明的是實際IMP泵噴推進(jìn)器加裝電機(jī)的導(dǎo)管厚度較常規(guī)泵噴是有很大增加的，這會大大增加導(dǎo)管的迎水面積增大導(dǎo)管阻力，文中對此導(dǎo)管厚度變化帶來的影響暫沒有考慮。

圖11　IMP泵噴幾何Fig.11　Geometry of IMP pumpjet

IMP泵噴水力性能預(yù)報的計算域大小和邊界條件設(shè)置與2.1節(jié)所述常規(guī)泵噴相同，主要不同體現(xiàn)在旋轉(zhuǎn)部件除葉輪輪轂、葉片外還增加了電機(jī)轉(zhuǎn)子。為精確捕捉氣隙內(nèi)流動，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對氣隙內(nèi)流通區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分并加密處理，氣隙內(nèi)壁面第一層網(wǎng)格0.08 mm，厚度增長率1.2，全通道網(wǎng)格節(jié)點數(shù)78萬(圖12)。泵噴壁面Y+值最大值45.8滿足湍流模型適用要求。

圖12　IMP泵噴轉(zhuǎn)子和氣隙壁面網(wǎng)格Fig.12　Meshes of IMP pumpjet' rotor and gap

對CFD計算結(jié)果進(jìn)行后處理，取得間隙流場剖面速度矢量如圖13所示(只顯示葉輪出流區(qū)域)。圖中深色箭頭部分為貼近電機(jī)轉(zhuǎn)子壁面位置，因水流粘性力作用其速度值較大，方向與電機(jī)轉(zhuǎn)子外壁面旋轉(zhuǎn)方向切向矢量相同。氣隙內(nèi)流動為逆向流動與泵噴整體工作流場相反，此結(jié)論與文獻(xiàn)[6]一致。表3為6 kn均勻來流情況下IMP泵噴水力性能。圖14顯示為流經(jīng)泵噴內(nèi)外流場和氣隙的流線圖，對比表2和表3軸向分量數(shù)值和內(nèi)部流線圖可以看出，與常規(guī)泵噴相比由于氣隙的存在泵噴出流旋轉(zhuǎn)分量增加。

圖13　氣隙內(nèi)流場速度矢量圖Fig.13　Velocity vector of gap's flow filed

轉(zhuǎn)速/(r·min-1)流量/(kg·s-1)揚程/m力矩/(N·M)功率/kW效率推力/N導(dǎo)管力/N軸向分量/%葉輪效率/%6512443.90.5111066.575.2981.98156733287.799.2287.37

圖14　流經(jīng)IMP泵噴流線圖Fig.14　Streamlines through IMP pumpjet

3性能對比分析

為分析對比兩種泵噴水力性能，擴(kuò)展計算了不同進(jìn)流速度下泵噴敞水性能，對比曲線如圖15。可以看出，相同進(jìn)流速度條件下IMP泵噴相比常規(guī)泵噴流量減小、消耗功率增大，揚程和泵效率亦有所降低。這是由于相同進(jìn)流情況下，電機(jī)定子與轉(zhuǎn)子之間氣隙的回流造成了IMP泵噴實際流量的減小、揚程降低，而電機(jī)轉(zhuǎn)子作為旋轉(zhuǎn)部件，其較大的旋轉(zhuǎn)半徑也大大增加了轉(zhuǎn)矩，進(jìn)而功率增大效率降低。

圖15　常規(guī)泵噴與IMP泵噴不同進(jìn)速敞水性能對比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

進(jìn)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

圖16中對比了常規(guī)機(jī)械式泵噴與IMP泵噴在6節(jié)進(jìn)速時導(dǎo)管內(nèi)外壁的壓力分布，其中橫坐標(biāo)z為軸向進(jìn)口到出口空間位置，縱坐標(biāo)為壓力數(shù)Cp，

(3)

式中：pa為參考壓力，v為自由來流速度。常規(guī)泵噴與IMP泵噴外壁面壓力分布幾乎重合，IMP內(nèi)壁面存在兩個壓力階躍，即對應(yīng)葉輪進(jìn)口處氣隙位置和葉輪出口處氣隙位置，葉輪出口處壓力較高進(jìn)口處壓力較低。這與圖13間隙內(nèi)流場在逆向壓力作用下為逆向流動相吻合。因為IMP泵噴導(dǎo)管內(nèi)壁面在葉輪對應(yīng)縱向位置為電機(jī)定子內(nèi)壁面，所以沒有出現(xiàn)像常規(guī)泵噴壁面壓力持續(xù)增加而是在氣隙進(jìn)出口出現(xiàn)階躍，導(dǎo)管內(nèi)壁面其他位置壓力分布大致相同。

圖16　常規(guī)泵噴與IMP泵噴6 kn進(jìn)速導(dǎo)管內(nèi)外壁壓力分布Fig.16　Comparison of pressure distribution between mechanical 　pumpjet and IMP pumpjet at 6 kn inflow

4結(jié)論

本文通過經(jīng)驗證的數(shù)值計算方法對常規(guī)機(jī)械式泵噴推進(jìn)器和IMP泵噴推進(jìn)器設(shè)計轉(zhuǎn)速下的水力性能進(jìn)行預(yù)報，成功捕捉到IMP電機(jī)轉(zhuǎn)子與定子之間氣隙內(nèi)逆向流動現(xiàn)象，并對比不同進(jìn)速下其存在的差異，分析得出了噪聲指標(biāo)等其他性能優(yōu)越的IMP泵噴水力性能下降的主要原因和變化趨勢，為新型推進(jìn)器的性能設(shè)計及優(yōu)化提供參考。本文結(jié)論主要有以下幾點：

1)由于氣隙的存葉輪出口與葉輪進(jìn)口形成局部“短路”以至進(jìn)出口壓力下降，泵噴葉輪做功能力減弱，相同進(jìn)速轉(zhuǎn)速下IMP泵噴敞水效率比常規(guī)機(jī)械式泵噴低約5%。

2)IMP泵噴電機(jī)轉(zhuǎn)子與葉輪葉片直接相連同為旋轉(zhuǎn)部件，所以旋轉(zhuǎn)部件摩擦表面積約為常規(guī)機(jī)械式泵噴的2.2倍，力矩增大摩擦損失增加，相同進(jìn)速轉(zhuǎn)速下消耗功率增大。

3)相同轉(zhuǎn)速不同進(jìn)速下，隨著進(jìn)速的增加IMP泵噴與常規(guī)泵噴流量、推力差值逐漸減小，功率差值逐步增大。

4)IMP泵噴從安裝結(jié)構(gòu)和工作原理上分析其噪聲性能將比機(jī)械式泵噴有顯著提高，但會犧牲部分水力性能指標(biāo)。IMP噪聲性能相比常規(guī)機(jī)械式泵噴降低的量值有待進(jìn)一步對比分析。

參考文獻(xiàn)：

[1]李錫群, 王志華. 電機(jī)/推進(jìn)器一體化裝置(IMP)介紹[J]. 船電技術(shù), 2003, 23(2): 5-6, 31.

LI Xiqun, WANG Zhihua. Introduction to integrated motor/propulsor (IMP)[J]. Marine electric & electronic technology, 2003, 23(2): 5-6, 31.

[2]王天奎, 唐登海. 泵噴推進(jìn)器——低噪聲的核潛艇推進(jìn)方式[J]. 現(xiàn)代軍事, 2006(7): 52-54.

[3]王濤, 周連第, 張鑫. 軸對稱體與導(dǎo)管推進(jìn)器組合體的三維復(fù)雜流場的計算與分析[J]. 船舶力學(xué), 2003, 7(2): 21-32.

WANG Tao, ZHOU Liandi, ZHANG Xin. Numerical simulation of 3-D integrative viscous complicated flow field around axisymmetric body with ducted propulsion[J]. Journal of ship mechanic, 2003, 7(2): 21-32.

[4]楊龍塾. 潛艇聲隱身技術(shù)[J]. 現(xiàn)代艦船, 2009(11): 23-25.

[5]VERONESI L. Integral motor propulsor unit for water vehicles: US, 5220231[P]. 1993-06-15.

[6]楊瓊方, 王永生, 范露. CFD在“機(jī)電一體化”導(dǎo)管槳性能分析及優(yōu)化設(shè)計中的應(yīng)用[J]. 機(jī)械工程學(xué)報, 2010, 46(1): 162-168.

YANG Qiongfang, WANG Yongsheng, FAN Lu. Hydrodynamic performance analysis and optimization design of mechatronic ducted Propeller with CFD[J]. Journal of mechanical engineering, 2010, 46(1): 162-168.

[7]潘光, 胡斌, 王鵬, 等. 泵噴推進(jìn)器定常水動力性能數(shù)值模擬[J]. 上海交通大學(xué)學(xué)報, 2013, 47(6): 932-937.

PAN Guang, HU Bin, WANG Peng, et al. Numerical simulation of steady hydrodynamic performance of a pump-jet propulsor[J]. Journal of Shanghai jiaotong university, 2013, 47(6): 932-937.

[8]何東林. 集成電機(jī)泵噴推進(jìn)器技術(shù)研究[D]. 西安: 西北工業(yè)大學(xué), 2005.

[9]DINHAM-PEREN T. CFD and submerged waterjets[J]. The Naval Architect, 2010(7/8): 34-35.

[10]PARK W G, JANG J H. Numerical simulation of flow field of ducted marine propeller with guide vane[C]//Proceedings of the 4th international conference on pumps and fans. Beijing, China, 2002: 307-314.

[11]劉業(yè)寶. 水下航行器泵噴推進(jìn)器設(shè)計方法研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工程大學(xué), 2013.

LIU Yebao. Study on design method of pump jet thruster for underwater vehicles[D]. Harbin: Harbin Engineering University, 2013.

[12]彭云龍, 王永生, 靳栓寶. 軸流式噴水推進(jìn)泵的三元設(shè)計[J]. 中南大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版, 2014, 45(6): 1812-1818.

PENG Yunlong, WANG Yongsheng, JIN Shuanbao. Three-dimensional inverse design method applied to waterjet axial-flow pump[J]. Journal of central south university:science and technology, 2014, 45(6): 1812-1818.

[13]LLOYD G, ESPANOLES A. Best practice guidelines for marine applications of computational fluid dynamics[R]. WS Atkins Consultants and Members of the NSC, MARNET-CFD Thernatic Network, 2002.

本文引用格式：

彭云龍，王永生，劉承江，等. 機(jī)械式泵噴與IMP推進(jìn)器的水力性能對比[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報， 2016, 37(5): 684-689.

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.

基金項目：國家自然科學(xué)基金青年基金資助項目(51209212).

作者簡介：彭云龍(1989-), 男, 博士研究生； 通信作者：彭云龍，E-mail:flydragonboys@163.com.

DOI:10.11990/jheu.201501033

中圖分類號：U664.33

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1006-7043(2016)05-0684-06

網(wǎng)絡(luò)出版時間：2016-04-11.

王永生(1955-), 男, 教授, 博士生導(dǎo)師.