作为典型的组合式推进器，泵喷部件之间的相互作用影响较常规螺旋桨要复杂得多，加上其应用对象对声隐身性和快速性能的要求较常规推进器要高得多，使得泵喷设计成为一个令人棘手的难题［41-48］。对于艇尾泵喷设计来说，以下因素必须考虑：
（1）泵喷叶栅通道内的三维流动特征。这是由泵喷自身的工作条件决定的，原因为艇体边界层尾流的利用程度直接关系到艇尾泵喷的推进效率。同时，伴流的利用也直接影响泵喷操纵性能。换句话说，对三维流动的过多简化将直接影响泵喷的水力设计效果。
（2）泵喷转子和定子叶片三维形状的确定以及叶片压力负载的确定。无论是采用螺旋桨设计方法中常用的涡格升力线理论、升力面理论、面元法等，还是采用泵类机械设计方法中常用的一元设计方法、二元设计方法、准三元设计方法等，都必须最终得出满足推进性能、空化性能和声学性能要求的叶片三维几何参数［49-51］。在这一过程中，确定叶片压力负载是核心问题。
（3）保证叶片压力负载的准确性和精度，这也是旋转机械叶片正向设计和逆向设计过程中都必须面对的难题。
在综合考虑以上三点要素的条件下，通常有以下四种设计方法可供选择：
一是环量理论与泵理论相结合。具体如下：首先由螺旋桨最佳环量分布理论与轴流泵升力法设计相结合以确定泵喷转子叶片几何参数，再由常用的流线法确定泵喷定子叶片几何参数，并根据面元法迭代计算结果确定导管截面形状，最终确定泵喷水力模型。该方法的最大缺陷是，对于泵喷最主要的做功部件转子叶片而言，设计时采用的是升力法，属于一元设计理论，对三维流动的简化条件太多，设计效果与经验设计参数的选取直接相关，无法直接控制叶栅通道内的二次流动损失，对于非定常脉动力和空化性能无法直接关注，需要迭代循环的次数非常多，难以保证设计效果。一元设计理论通常用于离心泵叶轮和低比转速水轮机转轮的设计，对于极高比转速的推进泵喷设计来说显得力不从心。
二是泵类二元设计理论。与一元理论一样，二元理论也假定转子是由厚度无限薄的无穷多个叶片组成的，同样认为转子内的流动具有轴对称特征，但其与一元理论的差别在于：转子轴面流速沿过流断面非均匀分布，轴面上任一点的运动是随轴面流线位置和过流断面位置变化的二元函数。因此，二元理论与一元理论确定轴面流线的方法不同。该方法的缺陷仍然是流动简化过多，设计时难以兼顾水动力性能和声学性能。
三是S1、S2流面准三元设计理论。该设计理论本质上是将泵喷三元流动分解为轴面和叶片到叶片的两个二元流动。具体如下：首先在平均S2m流面上进行反问题计算，得出初始叶片，然后进行Sl流面的正问题计算，最后通过S1/S2m流面正、反问题的迭代修正，得出满足设计要求的叶片形状。该方法的不足之处在于两个流面的解析确定非常复杂，流面流动与叶片负载之间没有建立起直接的联系，只能实现正向设计，无法实现基于性能参数的逆向设计。
四是全三元设计理论，主要包括空间奇点法、泰勒级数法、混合谱方法、拟流函数法和欧拉方程法等。在这些方法中，最具有代表性的是Zangeneh教授在三元无黏混合谱方法的基础上提出的一种无黏与黏性迭代的三维叶片逆向设计方法［52-57］。基本思想为在给定叶片的周向厚度分布规律和叶片表面的速度矩分布规律后，以叶片表面为流面建立三维反问题计算模型，流体黏性的影响通过无黏与黏性的迭代引入到设计中。叶片表面的速度矩分布规律直接由叶片负载控制，既可以实现基于推进性能指标要求的逆向设计，也可以实现负载分布控制，即实现声学性能逆向控制。经过近十年的发展，该设计方法已在西方国家喷水推进领域得到成熟应用，并且被称为参数化三元逆向设计方法。
在泵喷水力参数确定前，首先分析E1619 7叶桨的设计参数。其设计进速系数J=0.74，此时推力系数为0.234 2，力矩系数为0.471 4，敞水效率为0.592 7。SUBOFF-E1619 7叶桨推进系统数值自航时，航速为5.346 kn，转速为563.3 r/min（或555.48 r/min），由工作点基本不变推导得出航速为18 kn时转速为1 896.6 r/min（或1 870.27 r/min），由此得出螺旋桨消耗功率为11.544 kW，总推进效率为0.659。若初始假定泵喷总推进效率为0.7，则泵喷消耗功率为10.861 kW。因此，可以给定泵喷全局设计参数：功率为11 kW，转速为1 800 r/min，进口直径不大于0.28 m，与7叶桨B直径相同，满足航速至少为18 kn的推进需求。同样保持工作点不变，则航速为5.346 kn时，泵喷转速为534.6 r/min，略小于7叶桨的转速。定性来看，相当于直径减小、转速降低，可以降低叶频线谱辐射噪声。
初始假定泵喷导管为零推力导管，轴向推力完全由转子叶片提供，将全局设计参数代入选型程序，得到不同喷速比下的水力参数如表8.8所示。注意，此时喷速比定义为喷口速度与航速的比值。可知，喷速比取较为合适的1.1～1.2时，泵喷进口直径与艇体型宽的比值为0.55，小于“海狼级”潜艇泵喷进口直径与艇体型宽之比0.765和“弗吉尼亚级”潜艇泵喷进口比值0.75，也符合推进器主尺度逐渐减小的发展趋势。因此，全三元设计时，泵喷初始水力参数取值如下：转速为1 800 r/min，进口直径为0.28 m，体积流量为0.32 m3/s，要求泵喷推进系统理论航速大于18 kn，消耗功率小于11 kW，理想推进效率大于0.85，无空化产生，既满足推力、功率和效率要求，也满足几何参数限定和空化性能要求。泵喷导管外壁面轮廓曲线直接借鉴Rolls-Royce公司公布的潜艇泵喷专利研究成果。结合泵喷进口和出口直径、进口和出口毂径比，确定泵喷轴面投影几何形状如图8.50中实线所示（虚线为中间设计结果）。其中，泵喷进口轮毂直径取为102.621 mm，与艇体最大直径的比值为0.202，大于SUBOFF AFF-8标模潜艇的尾径比0.117 5，相当于艇尾变粗了，向“弗吉尼亚级”泵喷推进潜艇（尾径比大于0.35）靠拢。泵喷转子盘面直径为240.6 mm，与艇体最大直径的比值为0.474，小于E1619 7叶桨直径262 mm以及7叶桨B直径280 mm。装配至艇尾后，尾翼随边至泵喷进口的轴向距离为255.05 mm，与艇体最大直径的比值为0.502，如图8.51所示，符合MIT所推荐的较优总体结构布置，如图8.52所示，通过使泵喷尽可能轴向远离艇尾，减小泵喷脉动推力系数幅值以及泵喷叶片的脉动压力，有利于降低辐射噪声。泵喷转子与定子叶片叶梢截面间轴向距离甚至略大于转子叶片的叶梢轴向长度，以尽量弱化两者之间的流场与声场相互干扰作用。
表8.8 泵喷水力参数选型结果
图8.50 SUBOFF AFF-8潜艇泵喷轴面投影几何形状
图8.51 带星形尾翼SUBOFF潜艇-泵喷推进系统几何结构
(www.xing528.com)
图8.52 艇尾桨轴向布置位置及其对推力减额系数的影响（麻省理工学院研究成果）
泵喷叶片三维几何参数仍采用参数化三元逆向设计方法完成。通过设计摸索，设计该前置定子式泵喷时具体技术细节如下：①转子叶片轮毂和轮缘、定子叶片轮毂和轮缘均采用中载型负载，以减轻转子叶片近导边处负载，期望减弱定子叶片尾流与转子叶片导边的相互作用发声；②转子进口环量采用沿径向抛物线环量分布，且最大负载位于0.7倍半径截面处；③定子叶片导边处负载取极小值，以维持极小攻角；④转子叶片随边处采用正堆叠角10°设计；⑤转子和定子叶片均采用NACA 66（Mod）翼型厚度分布规律。上述技术措施能够有效保证叶型设计效果。
依据设计经验，定子和转子叶片数分别取为13叶和9叶，转子叶片叶梢叶顶间隙取为0.5 mm。定子和转子叶片负载沿轴向分布规律、三维几何形状以及叶片压力面与吸力面之间的静压差分布如图8.53所示。图中同时给出了叶根截面、叶梢截面和中间跨距截面处的静压曲线分布。可以看出，定子叶片进口叶梢截面具有小的负攻角，转子叶片出口叶梢截面具有小的正攻角，用于修正迭代设计过程中的无黏影响。转子引入50%后侧斜和尾纵倾特征、定子叶片引入40%前侧斜特征，相当于采用了课题组最新提出的定、转子叶片反向侧斜技术，总侧斜度达到90%，同时能够保证叶片强度满足要求。无论是定子还是转子叶片，主要承载部位均位于中间跨距部位，叶片上部承载要大于叶片下部。转子叶片叶根截面存在局部低压区，在艇尾泵喷推进系统的空化性能校核时需要重点关注其是否会加剧毂涡影响。
图8.53 前置定子式泵喷定子和转子叶片负载分布、三维几何形状及压力分布
（a）定子叶片负载分布；（b）转子叶片负载分布；（c）定子叶片三维几何形状；（d）转子叶片三维几何形状；（e）定子叶片压力分布；（f）转子叶片压力分布
设计得到泵喷三维几何形状后，同样采用CFD计算来校核泵喷水动力性能，求取其敞水性能曲线和外特性曲线。分析时，泵喷进流取为均匀来流，给定转速变进流速度来改变进速系数。定子和转子叶片单通道全结构化六面体网格分布如图8.54所示。叶片周围仍采用O形拓扑结构，且叶片表面第一层网格节点厚度由壁面Y+值给予限定，以保证叶片近壁面流动模拟有效。叶顶间隙内布置12层网格节点。定子和转子单通道网格节点数分别为13.2万个和19.8万个。转子网格节点数更多的考虑是通过局部加密转子进口和出口网格节点，以尽可能减小转子前方交界面对定子尾流的弱化以及转子后方交界面对转子出游的弱化，保持转子进流和出流的真实性，从而更加真实地评估泵喷水动力和空化性能。
图8.54 前置定子式泵喷单通道定子和转子壁面结构化网格
（a）单通道定子；（b）单通道转子
与桨敞水性能试验一致，固定转速变来流速度以改变进速系数。与艇模阻力计算时设置一致，对流项和湍流数值离项均采用高阶精度格式，待压力和速度迭代残差下降3个量级后，计算得到泵喷在额定进速系数为1.0时的壁面Y+分布、转子进流和出流轴向速度分布以及泵喷叶栅通道内速度流线如图8.55所示，可知定子和转子叶片的Y+小于30，导管壁面的Y+小于100，均满足模型尺度（雷诺数为106量级）条件下SST湍流模型求解时Y+小于200的要求。泵喷出流绝大多数流线表现为轴向射流，周向速度分量较小，出流不均匀度仅为0.034，此时，泵喷出流轴向、周向、径向速度能量头百分比为96.96%、1.15%、1.16%，说明该泵喷叶栅通道中定子和转子叶片的匹配是较佳的，二次流动损失几乎可忽略不计。
图8.55 泵喷壁面Y＋、转子进流和出流轴向速度分布以及流经泵喷速度流线
进一步计算得到泵喷的敞水性能曲线如图8.56所示。图中KT和Ktr分别为泵喷总的推力系数和转子推力系数。图中同时标示出了额定转速下泵喷在艇尾工作时的工作点位置。可以看出，泵喷均具有较广的高效区，最高敞水效率均达到0.66，且艇尾工作点均位于最高效率点前方，留有一定的加速区空间，与实际使用经验一致，表明工作点水力设计参数是合理的，由此来制定出的航速工作制也是安全的。在高于工作点进速系数的区间，泵喷转子推力系数均大于总的推力系数，表明工作于上述区间时定子导管结构均承受阻力，使得转子推力负载越来越大，不利于转子空化。将泵喷敞水效率与前述7叶桨B的敞水效率进行对比可知，泵喷高效区不仅要明显宽于7叶桨，而且最高效率较7叶桨还要高出4%，加上导管对流动的限制，能够更好地利用艇体边界层流，船身效率更高，可以保证泵喷总的推进效率要略高于7叶桨。在最高效率点后方，7叶桨的效率衰减程度较泵喷快，在工作点预留加速空间相当的情况下，泵喷机动性优于7叶桨，而且更加安全。以上分析表明，所设计泵喷从水动力性能方面来看是比较成功的，具有工程应用的前提基础。
图8.56 前置定子式泵喷敞水性能曲线
免责声明：以上内容源自网络，版权归原作者所有，如有侵犯您的原创版权请告知，我们将尽快删除相关内容。
