外置式无轴泵喷结构布置及其推进和空化性能数值预报

当前，国内外可供参照的舰艇尾部泵喷结构布置方案较少。除以“弗吉尼亚”级潜艇为代表的锥形艇尾轴驱动机械式泵喷主推及其可伸缩悬挂式无轴泵喷辅推外，泵喷的应用主要见著于试验模型和概念设计方案，如图7.64的水面舰船双轴泵喷推进、某水下潜器双无轴泵喷概念图、美军SSLW（X）项目尾部外置式双无轴泵喷推进结构布置所示。可知，无论是水面还是水下应用，当泵喷外置时，泵喷导管应与船体固定连接，且推荐采用的连接方式是导管外壁面内嵌，而不是支柱连接；当泵喷内嵌时，船体壁面局部内凹，相当于简易进水流道，为泵喷提供进流，为保证结构强度，无轴泵喷导管外壁面的内嵌深度明显大于传统机械式泵喷。

图7.64　水面与水下外置泵喷典型结构布置

（a）水面舰船双有轴泵喷推进（21世纪）；（b）美军USS Witek（DD-848）驱逐舰双轴泵喷推进；（c）潜器双无轴泵喷推进；（d）近水面潜艇战斗部双无轴泵喷推进

参照上述结构布置可知，当双无轴泵喷外置时，可以选择将泵喷置于船尾原轴系驱动部位，也可以选择将泵喷悬挂于船后两侧。前者两泵导管通过中间挡板固连且与船体相连，构成支撑加强结构，而后者通过导管壁面内嵌构成支撑加强结构。前者的优点在于船尾布局横向不超过潜器平行中体尺寸，利于操纵；缺点在于泵喷进流直接位于潜器光体和尾翼附体的伴流场中，周向非均匀进流会降低泵喷效率、诱导空化初生、增加非定常力幅值以及辐射噪声量级，牺牲了泵喷性能，而且因无轴泵喷相对较重，给潜器配重带来了较大困难。后者的优点在于除船体边界层流区域外，泵喷进流几乎为均匀来流，不仅可以最大程度发挥泵喷效率、延迟空化初生且抑制低频线谱噪声，而且能够使船体重心前移，适当减缓配重压力；缺点在于一定程度上牺牲了航行操纵性能，并且因进流部位缺少阻挡，大尺寸海洋垃圾（如木头、渔网等）直接吸入泵体，易导致叶片缠绕，损坏集成电机，在该情况下，可以参照“弗吉尼亚”级潜艇无轴泵喷辅推的结构形式，在泵喷上游处增加可伸缩式网格挡板，以保证航行安全。从理论上看，外置方案中无论是置于船尾还是悬挂于两侧，当船体水平转向操纵时，内侧泵喷因进流不畅将极大抑制其水动力性能，导致此时整个系统的推进性能要弱于内置泵喷方案，根本原因为进水流道的存在使得船和泵在性能上几乎解耦，当进流流量状态参数变化较小时，泵性能几乎不受影响。

因此，总的来说，从集成电机维修与使用管理的角度来看，无轴泵喷推进宜采用外置式结构布置方案，并且，在效率、抗空化和噪声性能约束的牵引下，无轴泵喷宜优先采用舷侧外置式结构布置方案。为了最大限度地减小船尾布局总的横向尺寸，艇尾壳体仍应采用锥形结构，单泵推进时可采用圆锥形艇尾，双泵推进时可采用扁平式或者锥形艇尾。因无轴泵喷装配部位相对较为灵活，泵与尾翼附体之间相对解耦，为了充分保证泵的推进和噪声性能，无轴泵喷宜安装于尾翼上游部位。并且，为了避免泵喷高速出流引起尾翼壁面局部空化，宜将泵喷与尾翼在横向和垂向方位上错开布置。

依据上述分析，将无轴泵喷本体平行移至潜器外部，泵喷进口轴向位置、垂向高度以及旋向均保持不变，得到舷侧外置式内嵌结构布置，如图7.65所示。出于结构安全考虑，导管外壁面的内嵌深度首先取为泵喷进口跨距的一半。此时，导管前缘与船体连结部位约为1/4圆周扇面角，泵喷进流和出流部位的船体局部适应性内凹后形成简易进水流道和出水流道，以最小化进流和出流阻碍。泵喷转子、定子、集成电机转子环以及气隙的几何参数和结构化网格离散均保持不变，泵喷进流与出流部位均进行网格加密处理，网格节点数增加至1 430万个，网格最小正则度保持0.25不变，再次得到潜器及导管外壁面的六面体结构化网格以及设计航速下特征壁面Y+值分布如图7.66所示。因壁面连结部位的几何参数细节处理，网格离散难度显著增加，但壁面网格离散仍然满足SST湍流模型使用时Y+不大于300的要求。

图7.65　舷侧外置式双无轴泵喷几何结构布置

图7.66　潜器尾部外壁面全结构化网格离散以及航速为12节时特征壁面Y＋值分布

计算得到的设计航速为12 kn时外置式无轴泵喷推进系统的整体流动如图7.67所示，可知，泵喷进流几乎来自潜器侧向区域，而潜器上、下方壁面外的流体很少被吸入到泵体，相当于泵喷进流除受潜器侧壁面类似于平板边界层流的进流影响外，几乎不受潜器上、下方壁面的流动干扰，即将传统围壳伴流场对螺旋桨的影响降到了最低，使泵喷受益的同时也利于潜器上甲板平台等附体布置。除定子毂涡区域外，泵喷出流几乎为轴向流束。因潜器壁面的附着影响，泵喷出流内侧局部区域与潜器尾流混合后出现低速区，表明两旁侧体可进一步减小直径，以减小流动干扰。此时，两舷泵喷进口面的轴向速度和湍流速度脉动量分布如图7.68所示，可知，周向与径向非均匀程度均非常小，绝大部分区域的径向速度分量接近于零，仅有近壁面局部区域受到艇体边界层流影响。依据等效平板边界层流厚度的计算表达式式中，L为特征长度；ReL为基于特征长度的雷诺数。可得泵喷进口轴向位置处的边界层厚度为79.44 mm，约占进口跨距的1/4，与湍流速度脉动量分布可以很好地对应起来，由此可以间接说明数值计算的合理性。从进口轴向速度分布仅有局部区域受到小扰动来看，泵喷水动力性能相比于敞水性能而言不会有明显下降。

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图7.67　设计航速为12 kn时舷侧外置式双无轴泵喷速度流线

图7.68　航速为12 kn时舷侧外置式双无轴泵喷进流特征

计算得到的航速为12 kn和6 kn时舷侧外置式双无轴泵喷的推进性能以及流动参数如表7.25和表7.26所示，表中同时给出了内置式双泵方案的计算数据。可知，从内置改为外置后，泵流量略有减小，泵喷推力略有下降、功率略有增加，总功率达到605.45 kW，略超过设计限额600 kW。若期望维持功率不超载，则总推力几乎没有了安全余量，主要原因为泵喷导管阻力较原管道系统阻力略有增加。船体阻力略有增加，双泵系统的总推力效率为51.65%，下降约2%。泵扬程和水力效率均随流量减小而增加，转子水力效率达到90%。泵出口轴向速度不均匀度减小，且进口轴向速度不均匀度显著减小。航速为6 kn时推进性能和流动参数相对于内置泵喷的变化规律基本与设计航速相同；航速下降一半，泵体水力效率仅下降约1%。总推力效率仍满足不低于0.5的设计要求，但考虑计算误差后几乎没有了安全余量。

表7.25　舷侧外置式双无轴泵喷推进性能

表7.26　舷侧外置式无轴泵喷过流通道流体流动性能

设计航速为12 kn时，无轴泵喷转子叶片以及电机转子环壁面的压力分布如图7.69所示。与内置泵喷比较可知，原进水流道近壁面对旋涡管诱导产生的转子叶片低压区已经得到明显抑制，仅剩下各叶片导边近叶梢处局部低压，因前文已经由空化多相流数值模拟证明临界水深为15 m时该低压不会产生空化，即从内置改为外置方案布置后，无轴泵喷的抗空化性能有所增强，临界水深可以有所减少。综合推进和空化性能的分析可知，从内置双无轴泵喷改变为舷侧外置式双无轴泵喷后，泵喷流量略有减小，推力效率略有下降，但仍满足设计输入要求，只是占据了安全余量，明显收益是泵喷水力效率略有增加、抗空化性能有所增强，而且泵喷进流不均匀度减小了一个量级，完全符合降噪改进设计的方向，若再结合集成电机维护便利的需求，不失为当前可行的一种较优推进方案选择。

图7.69　航速为12 kn时舷侧外置式双无轴泵喷转子叶片及电机转子环压力分布

（a）内置泵喷，无水深，系统单相流模拟；（b）外置泵喷，无水深，系统单相流模拟