泵类推进器振动噪声优化

将进水流道、泵喷、出水流道和潜器装配为一体后，即形成内置式双泵喷推进系统。其中，泵喷导管的外壁面几何形状舍弃，进水流道出口面与泵进口面重合，如图7.12所示。进水流道、出水流道以及潜器尾部壁面的全结构化网格离散如图7.13所示，其中，单舷侧进水流道的网格节点数为215万个，网格最小正则度为0.5；单舷侧出水流道网格节点数为55.3万个，网格最小正则度为0.7；潜器网格节点数为912.6万个，网格最小正则度为0.25。与前述敞水性能预报时网格离散方法相同，单泵喷网格节点数为818.6万个，较敞水性能预报时适当加密处理，并且直接采用目标Y+值控制叶片表面的网格节点分布，使网格最小正则度最大化。

图7.12　潜器内置式双泵喷推进系统整体几何形状

图7.13　潜器和流道壁面结构化网格离散

定常RANS模拟时仍然选择SST湍流模型，单相流计算得到设计航速12 kn至巡曳航速6 kn区间内的无轴泵喷推进性能如表7.5所示，泵叶栅通道内流体流动性能如表7.6所示。此时，泵喷转子和定子叶片、泵喷导管和进水流道壁面以及潜器壁面Y+值分布如图7.14所示，可知最大Y+值小于230，满足CFX软件中SST湍流模型求解时模型尺度条件下Y+不大于300、实尺条件下不大于1 000的计算要求。航速12 kn和6 kn条件下，流经双泵喷叶栅通道的流体速度流线如图7.15所示，可知，无论是设计航速还是巡曳航速，流道内均无可见流动分离现象，泵叶栅通道内无可见二次流动及流动阻塞现象，从潜器舷侧部位进流的整体流动顺畅、平稳，总体来看，设计效果较好。

表7.5　潜器内置式泵喷（不含电机）系统推进性能

表7.6　潜器内置式泵喷（不含电机）系统中泵过流通道流体流动性能

图7.14　潜器内置式泵喷系统中特征壁面Y＋值分布

图7.15　潜器内置式泵喷系统特征航速时流经泵喷叶栅通道的速度流线

（a）航速为12 kn；（b）航速为6 kn

从壁面受力来看，两舷侧泵无论是推力还是功率，不平衡度均小于1%。泵喷水力效率达到86%，转子效率达到92%，较均匀来流条件下降2.6%。泵喷出口不均匀度小于0.16，进水流道、泵喷导管内壁和出水流道组成的管道壁面整体产生少量推力，对潜器减阻有利，且其与单泵轴向推力的比值小于4.4%，有利于集成电机嵌入后对泵喷推力的影响最小化。从极低航速4 kn至设计航速12 kn，泵喷水力效率减小量不大于3%，表明该进水流道能够为泵喷提供优秀进流品质，不仅满足设计航速需求，而且泵喷的高效运行区间可以兼顾到67%的航速区间，系统设计是较为成功的。设计航速为12 kn时，双泵喷总推力为53.57 kN，总功率为591.85 kW，总推力效率为55.87%，满足推进和效率指标要求且效率留有5%的余量，此时潜器阻力为23 kN，较裸体阻力几乎无变化，达到理想状态，与管道壁面整体受力为小量相对应；航速为6 kn时，双泵喷总推力为12.75 kN，总功率为72.63 kW，总推力效率为54.19%，同样满足推进和效率指标要求，效率留有4%的余量，此时潜器阻力为6.6 kN，较预估裸体阻力约5 kN略有增加。综合来看，若泵喷的确处于无空化或者是空化初生状态，则该内置式双无轴泵喷系统的推进性能已经达到设计指标要求，可以进一步考虑集成电机的嵌入影响。

为了定量判别泵喷此时所处的空化状态，同时采用单相流压力分析和两相流空化模拟方法来阐述。首先，类似于压力系数变量Cp，引入空化数σ

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式中，pref为参考压力；V∞为上游进流速度，分析时可取为航速；pv=3 540 Pa为汽化压力。借助“流场压力低于汽化压力时，存在空化核子时流体会产生空化”的物理概念，可由σ＜0定位最有可能产生空化的低压区。计算得到航速为12 kn、不考虑工作水深时，转子吸力面、导管内壁面、进水流道壁面以及潜器壁面的空化数云图分布如图7.16所示，可知，转子吸力面右舷侧叶梢部位、垂向底部叶根部位以及进水流道唇部上表面有可能产生空化。因前文已经判断该无轴泵喷在航速为12 kn时对应的空化临界水深约为15 m，则只需进一步证明增加水深15 m的静压后，若上述低压区部位消失或者是得到明显抑制，处于空化初生点之前，则可以明确无轴泵喷此时的空化状态，量化其推进性能。在该工况下，转子吸力面若以常规的压力分布来显示，其低压区部位同样非常直观明显，如图7.17所示，且与空化数小于0的可视化部位一致，可知，由空化数或者是压力分布来可视化表征叶片空化状态是一致的，后续应用时选择一种即可。

图7.16　设计航速为12 kn时单相流计算无轴泵喷系统壁面的空化数分布

两相流空化模拟时，空化模型依然采用改进Sauer空化模型，且以上述无空化计算结果为初值，完成迭代计算。计算完成后，空化区再次以最严格的标准“水蒸气体积分数αv=0.1”来表征。计算得到水深分别为10 m、15 m和20 m条件下的转子吸力面空化形态如图7.17所示。可知，水深为10 m时，右舷侧叶梢部位以及其余叶片的导边叶梢处均产生空化，与单相流模拟结果一致性较好，并且在水深静压作用下，底部叶片叶根部位以及流道唇部上表面的低压区已经完全被抑制。工作水深增加至15 m时，空化面积减小一半，仅剩下右舷侧叶梢局部空化，此时空化面积与转子盘面积的比值为0.84%，小于模型桨空泡筒试验测量时1%的常用可视空化初生标准。因实尺比模型尺度空化更早产生，可以认定为无轴泵喷系统的空化初生临界水深为15 m。当水深进一步增加到20 m时，该区域的局部空化面积进一步减小，几乎处于消失边缘。

图7.17　设计航速为12 kn时单相流模拟转子叶片压力分布及多相流模拟转子空化形态

（a）单相流，不考虑水深；（b）水深10米，空化面积1.14×10-2m2；（c）水深15 m，空化面积5.5×10-3m2；（d）水深20 m，空化面积1.4×10-3m2

不同航速下进水流道的流体性能参数如表7.7所示，其中，进速比IVR定义为航速与泵进口平均速度的比值。可知，因对应为低航速应用，流道进速比仅为0.72，明显小于中高航速流道（设计航速高于30 kn）通常所在范围1.3～1.8，而且几乎不随航速变化而改变。在整个航速区间内，两舷侧流道都可以实现出口轴向速度的正则度系数大于0.98，几乎接近理想的垂直入射来流。尽管速度幅值相对于平均速度有偏差，存在不均匀度，但可主要归因于径向方向，特别是近管壁处的速度梯度，而周向方向却具有很好的一致性，这也是将进水流道水平放置的同时取消驱动轴所带来的收益。正是由于转子主要承载叶截面几乎接近理想进流角的垂直入射来流，使得无轴泵喷的抗空化性能基本上未受潜器边界层流的弱化影响，保持了临界水深15 m不变。上述数据表明该进水流道的设计品质非常优秀，流道与无轴泵喷的匹配性能较佳。

表7.7　潜器尾部进水流道不同航速时流体性能参数

进一步以轴向速度分布以及湍流速度脉动量的分布来考量流道与泵喷的匹配设计效果。设计航速为12 kn时，泵喷进口面、转子出口面以及定子出口面的轴向速度分量以及湍流速度脉动量分布如图7.18所示，流道内涡量场分布如图7.19所示。因对应为时均模拟，湍流速度脉动量与时均速度的变化趋势是一致的。可知，流道出口面的流场分布除了径向方向上壁面和下壁面由于流线轨迹长度不同而必然存在的不均匀外，主叶片区域扰动非常小，与正则度系数接近于1相互印证。与均匀来流相比，转子出口面的不均匀程度增加，尤其是底部受到速度梯度的影响表现更为明显，甚至将该扰动一直延伸至定子叶片出口处。因定子出口部位轮毂曲率收缩过快，导致定子毂帽处出现了较为明显的周向速度分量，且出现了明显的涡量集聚，将进一步诱导产生毂涡流动，还有可优化设计的空间。流道进口截面处因宽度略小、过早限制流动，出现了对旋涡管的集聚现象，直接影响流道出口的轴向速度不均匀度，表明流道设计也还没有达到极致，降噪设计时可进一步优化改进。

图7.18　设计航速为12 kn时内置式泵喷特征截面处轴向速度分量与湍流速度脉动量分布

（a）泵喷进口面；（b）转子出口面；（c）定子出口面

图7.19　设计航速为12 kn时内置式管道内部涡量场分布

综上所述，在未嵌入集成电机转子环以及气隙几何时，内置式无轴泵喷系统的推进性能和空化性能均满足设计指标要求，且设计航速下总推力留有11%的安全余量，效率留有约6%的余量，可以进一步开展嵌入集成电机后对泵喷性能影响的评估工作。进水流道设计、泵喷叶型设计以及两者的流场匹配均较为成功，虽然还有可以局部优化调整的空间，但已经充分挖掘出了低速、重载型泵喷推进系统高效和抗空化性能的潜在技术优势，已经可以称为低速泵推系统的较佳样本。