泵类推进器振动和噪声控制机理及设计建议

在前文基础上，针对潜器-舷侧外置式双无轴泵喷全系统（导管外壁面内嵌1倍跨距、双泵内旋）计算分析航速为6 kn时的非定常力性能，以定量评估无轴泵喷低频线谱噪声的降噪边界。计算对象取为真实全系统而非简化处理的原因如下：因缺少真实进水流道，如果仍然简化针对无轴泵喷单系统，则需要在泵喷进口前方增加等效直管流道，以替代全系统对象中的简化进水流道。在该计算方法中，虽然等效直管流道进口处的进流速度分布可以在全系统计算结果中提取，非常真实，但是从直管进口到泵喷进口过渡区的边界层流动发展规律将有别于真实潜器外壁面的边界层流发展，进而直接改变泵喷进流，影响泵喷受力。依据分析经验，对于辐射噪声数值计算而言，该简化处理思路属于直接影响推进器进流的顶层因素方面，不宜采用。此外，尽管还可以直接取潜器中后部-外置双泵喷计算域作为分析对象，并且利用横向截面的非均匀轴向速度分布，可以一定程度减小网格计算量，但潜器中后部的静止域需要重新进行结构化网格离散，并且需要定量判断简化处理后对泵喷核心噪声源部件受力的影响，加上网格数量减小程度确实有限，所以，在计算条件允许的情况下直接针对真实全系统进行分析更加具有说服力。

SAS模拟时迭代时间步同样取为5×10-4s，对应每步转动0.495°。非定常计算得到的右舷侧无轴泵喷推力和功率的时域与频域曲线如图7.80所示。此时，泵喷均值推力为6.167 kN，均值功率为37.461 kW，与潜器-外置双无轴泵喷全系统定常计算结果之间的偏差分别为-1.17%和0.15%，再次阐明了前述分析计算结果的有效性。需要说明的是，泵喷总推力时域曲线中9个波峰幅值还存在一定的脉动，其周期性不如内置双泵转子轴向力一样优秀的原因如下：外置后泵喷总推力包含导管外壁面部件，外壁面直接处于潜器边界层流动区域内，外壁面脉动受力并不具有周期性，直接导致叠加后的泵喷总推力在波峰幅值上会表现出一定的非周期性。泵喷功率因只涉及转子叶片和电机转子环受力，周期性明显比总推力更好。无论是泵喷推力还是功率，均以叶频线谱为主，尤其明显的是，与内置双泵方案相比，一阶非定常力幅值下降了一个量级，实现了泵喷一阶轴向非定常力与时均推力比值达到1‰的优秀设计目标，甚至比课题组目前正在试验测量的潜艇泵喷2‰～5‰的正常水平还要好，十分令人鼓舞。

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图7.80　航速为6 kn时舷侧外置式双无轴泵喷轴向推力和功率脉动

再次采用非定常力紧致声源的经验公式估算方法，同样取特征临界频率为250 Hz，高于250 Hz按每倍频程下降10 dB处理，可得航速为6 kn时无轴泵喷的辐射噪声谱曲线，10 Hz～4 k Hz频带内外置泵喷总噪声比内置双泵方案减小6.6 dB，降噪收益明显，尤其值得采用。