泵类推进器振动与噪声控制

集成电机转子环和气隙大小由总体提供。电机转子环与泵喷转子叶片叶梢固结，转速相同，泵喷导管内壁面内凹，为转子环和气隙留出安装空间。转子环的轴向长度略大于转子叶片，如图7.20中轴面投影所示。前期设计经验表明，电机气隙使得泵喷转子出流与进流构成连通域，在逆压梯度的作用下产生逆向流动，一方面会使得泵喷流量和推力略有减小、效率下降，另一方面会增加泵喷进口处的流场压力，一定程度上有利于增强泵喷的抗空化性能。因此，嵌入集成电机几何后，关键就在于通过单相流和多相流数值模拟证明上述观点，定量得出包含集成电机时对推进和空化性能的影响。

图7.20　无轴泵喷包含集成电机转子环和气隙后轴面投影几何形状

增加集成转子环与气隙几何后，局部网格精细化处理以及转子环壁面Y+值分布如图7.21所示。其中，4 mm气隙内布置有16层网格节点，以充分捕捉精细流动。电机转子环壁面的Y+值同样满足小于300的SST湍流模型使用要求。计算得到的设计航速为12 kn时流经双无轴泵喷过流通道的速度流线如图7.22所示，与无集成电机相比没有明显变化。此时，泵喷进口面、转子出口面以及定子出口面的轴向速度和湍流速度脉动量分布如图7.23所示。可知，增加气隙逆向流动后，泵喷进口面和转子出口面的湍流速度脉动幅值均少量减小，特别是流道出口面的进流品质有了较为明显的改善，局部区域的不均匀程度有所减小。由此可以推断，增加电机转子环和气隙后，内置式无轴泵喷的空化性能不仅不会下降，反而会略有提升，这也是进水流道水平放置后弯管段背部区域的流场局部改善和气隙逆向流动共同带来的收益。此时，气隙内逆向流动以及其进口与出口的局部流动细节如图7.24所示。可知，气隙进口前方内侧出现了明显的漩涡区，而气隙出流与主进流汇合后一起进入转子叶片。尽管气隙很小，但该汇合流依然能够改变泵进流速度分布，尤其是近转子叶梢端面处流动，积分后会进一步改变泵流量和扬程。因气隙几何通常对应为矩形截面，气隙进口内侧以及气隙上端面拐角处因流动曲率的剧烈改变而出现涡量聚集现象，如图7.25所示，甚至有可能产生空化。并且，气隙进口处的涡量集聚几乎与转子叶片叶梢部位同步，表明该局部区域的流体空化甚至有可能使得泵喷空化初生提前，从而提醒设计人员在高航速无轴泵喷设计时尤其要重视气隙截面轮廓曲线的设计。

图7.21　无轴泵喷转子和定子壁面结构化网格离散及转子环壁面Y＋值

图7.22　航速为12 kn时流经内置式双无轴泵喷的流体速度流线

图7.23　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7.24　航速为12 kn时内置式无轴泵喷电机气隙内逆向流动特征

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图7.25　航速为12 kn时内置式无轴泵喷电机气隙内涡量特征

从上述宏观流动和局部流动细节可知，“潜器+进水流道+无轴泵喷（含集成电机）+出水流道”系统的流动模拟是合理可用的，嵌入集成电机几何后，无轴泵喷推进性能的影响较小。壁面积分得到无轴泵喷系统的推进性能参数、推进泵流动性能参数以及进水流道的性能参数如表7.8～表7.10所示。可知，泵推力略有减小，功率略有增加，总推力效率下降3%；潜器阻力略有增加，并且在气隙逆向流的影响下，管道整体受力由小推力变为小阻力；泵流量和扬程均略有减小，泵效率下降3%～4%，转子水力效率下降约3%；泵喷出口速度不均匀度略有增加，但进水流道出口的速度不均匀度有所减小，与前文分析一致。设计航速为12 kn时，两舷侧无轴泵喷总推力为51.62 kN，总功率为298.93 kW，推力留有约7%的安全余量；考核航速为6 kn时，泵喷总推力为12.46 kN，总功率为36.91 kW，推力留有约3%的余量，两个航速下推力效率均满足高于50%的设计指标且留有约3%的余量。进水流道的进速比保持约0.72不变，流道出口的轴向速度分量正则度系数微量增加，甚至大于0.99，加上不均匀度系数略有减小，极好地保证了泵喷水动力和空化性能非常接近于其在均匀来流条件下的敞水性能。由此，只要进一步证明无轴泵喷空化性能没有明显变化，则可以认为该内置式无轴泵喷推进系统已经满足推进和空化性能的设计指标要求，可以进一步开展辐射噪声评估工作。

表7.8　潜器内置式无轴泵喷（含集成电机）系统推进性能

表7.9　潜器内置式无轴泵喷（含集成电机）系统泵喷过流通道流体流动性能

表7.10　潜器内置式无轴泵喷（含集成电机）系统进水流道的流体性能参数

提取单相流计算得到的转子叶片和电机转子环压力分布后，再次引入改进Sauer空化模型，校核内置式无轴泵喷系统的空化性能。空化形态仍然以水蒸气体积分数αv=0.1来捕捉。计算得到的在水深15 m以及不考虑水深条件下的无轴泵喷空化形态如图7.26所示。可知，单相流模拟且不考虑水深静压时，增加电机转子环和气隙后，转子叶片的低压区有所改善，特别是底部叶片近叶根部位改善明显；引入空化模型后，不考虑水深静压时，模拟得到的空化区与单相流计算结果一致，但空化范围明显要大得多，表明双相流模拟对转子叶片空化的评估标准是严于单相流计算的，双相流模拟得到的叶片抗空化性能也将更加真实地接近实际，由此得到的设计样本应用于工程实际时的安全性也更高。水深为15 m时，泵喷仅两舷侧叶梢近导边局部产生空化，空化部位与无转子环和气隙时相同，空化面积由5.5×10-3m2减小至3.1×10-3m2，空化范围减小约40%，空化面积与转子盘面积的比值远小于1%，由此表明，前文所述无集成电机时所得出的“设计航速为12 kn时无轴泵喷的临界空化水深为15 m”的结论是安全的、合理的。

图7.26　航速为12 kn时潜器内置式无轴泵喷（含集成电机）空化形态

（a）无转子环，无水深、系统单相流模拟；（b）有转子环，无水深，系统单相流模拟；（c）有转子环，无水深，系统双相流模拟，空化面积0.32 m2；（d）有转子环，水深15 m，系统双相流模拟，空化面积3.1×10-3m2

综上所述，设计得到的潜器内置式双无轴泵喷推进系统满足几何尺寸限制并且在考虑轻型化设计需求的基础上，叶片厚度分布考虑静强度要求，泵喷水力效率为88.58%；设计航速为12 kn、转速为330 r/min时总推力为51.62 kN，总功率为298.93 kW，巡曳航速为6 kn、转速为165 r/min时总推力为12.46 kN，总功率为36.91 kW，总推力效率高于50%且留有约3%的余量；水深大于15 m时，全航速范围内无空化产生；满足推力需求、功率限额和效率考核指标要求，且空化裕度实现了最大化。尽管还没有达到极致设计效果，但可以作为优秀设计样本进一步开展水下辐射噪声性能的考核评估。