计算得到自航航速为6 kn时水平辅翼对称分布与非对称分布以及定转子叶片数不同组合时泵喷上游艇尾边界层速度分布如图8.69所示，图中同时还给出了辅翼对称分布时低航速6 kn与高航速11.85 kn条件下的速度分布比较。可知，在主翼X形构型不变的情况下，水平辅翼的周向角度位置、航速以及定转子叶片数组合的改变均几乎不影响垂向方位的艇体边界层流厚度，仅高航速时泵喷进口半径范围内的正向速度梯度略微增加。与此同时，水平辅翼从对称分布改变为非对称分布时，横向方位的艇体边界层流无论是扰动幅度还是速度梯度均显著增加，定转子叶片数从13叶和9叶组合减小为9叶和7叶组合后速度梯度小量增加，均对泵喷进流不利，但航速增加后速度梯度仅略微增加，与垂向方位的变化一致。由此说明：位于泵喷进流上游的该星形尾翼构型对于航速的适应区间较宽；水平辅翼周向对称分布要优于非对称分布；定转子叶片数13叶和9叶组合后与星形尾翼的配合效果要相对优于9叶和7叶组合。
图8.69 泵喷进流处SUBOFF潜艇艇尾边界层流轴向速度分布比较
（a）艇尾边界层流垂向和横向描述位置；（b）辅翼对称与非对称分布、低航速与高航速时进流轴向速度分量比较；（c）定、转子叶片数不同组合时进流轴向速度分量比较
计算得到自航航速为6 kn时水平辅翼周向对称分布与非对称分布、定转子叶片数13叶和9叶组合与9叶和7叶组合时泵喷进流径向速度分量、轴向速度分量和湍流速度脉动量比较如图8.70所示。可知，泵喷进流面的径向速度分布、轴向速度分布和湍流速度脉动量分布三者是统一的，主要特征是相互协调的。水平辅翼改为非对称分布后，湍流速度脉动区随之偏转的同时向径向方向延展，使得进流不均匀度增加。航速增加后，泵喷进流分布的主体特征不变，但近壁面处的速度集中范围有所减小，与速度正向梯度的微量增加对应，表明该尾翼构型对于高航速的适应性相对更佳。
图8.70 SUBOFF潜艇尾部泵喷进流面速度分布和湍流速度脉动量分布比较
（a）泵喷进流速度分量和湍流速度脉动量横截面位置；（b）水平辅翼周向对称时低航速；（c）水平辅翼周向非对称时低航速；（d）水平辅翼周向对称时高航速
计算得到自航航速为6 kn时SUBOFF潜艇尾部的泵喷在定子叶片反向侧斜、定子叶片反向侧斜度增加、转子叶片大侧斜以及定子叶片单向侧斜度增加后与母型泵喷（方案③）的比较如图8.71和图8.72所示。可知，从总体来看，叶栅通道内的局部设计要素对泵喷进流分布的影响较小。转子叶片后大侧斜不变时，定子叶片从无侧斜到前小侧斜再到前大侧斜，仅垂向方位的轴向速度分量高速集聚区的角度范围依次略有减小，径向速度分量和湍流速度脉动量分布几乎不变。定子叶片前小侧斜时，转子叶片引入后大侧斜要素后，进流轴向速度分量和径向速度分量均有所减小，进流不均匀度从0.366略减小至0.365，对维持泵喷效率有利。转子叶片无侧斜时，仅增加定子叶片前侧斜度，进流轴向速度分量也略有减小，但进流不均匀度几乎不变。综合来看，引入转子叶片后大侧斜对泵喷进流有一定的影响，但单纯引入定子叶片前侧斜、增加前侧斜度、在转子叶片后大侧斜的基础上引入定子叶片反向侧斜以及增加反向侧斜度，均对泵喷进流的影响非常小，还需要综合单个转子叶片受力以及泵喷总的非定常力变化特征来评判上述设计要素的差异。
图8.71 定子反向侧斜及定子反向侧斜度增加对艇尾泵喷进流的影响
（a）方案1：转子大侧斜、定子无侧斜；（b）方案3：转子大侧斜、定子小侧斜；（c）方案2：转子大侧斜、定子大侧斜
图8.72 转子侧斜及定子侧斜度增加对艇尾泵喷进流的影响
（a）方案4：转子无侧斜、定子小侧斜；（b）方案3：转子大侧斜、定子小侧斜；（c）方案5：转子无侧斜、定子大侧斜
进一步采用SAS瞬态模拟分析艇尾泵喷在全局设计要素水平辅翼改变、航速改变以及定转子叶片数不同组合条件下的积分力变化曲线，以及分析艇尾泵喷在局部设计要素对应的方案①至方案⑤情况下的积分力变化曲线。首先，迭代收敛稳定后计算得到自航航速为6 kn、水平辅翼对称分布、定子13叶转子9叶组合时一周内母型泵喷（方案③）总推力、转子轴向力和侧向力在时域和频域内的变化曲线如图8.73所示，单个转子叶片轴向力和侧向力在时域和频域内的变化曲线如图8.74所示。其中，叶片1、叶片2和叶片9分别指垂向方位叶片及其左右相邻的叶片。可知，无论是总的轴向力还是侧向力时域数据，都具有很好的周期性，表明计算收敛充分，数据可以用于进一步的谱特征分析。基于此，其余设计方案在经过同样计算设置后，结果主要分析与母型泵喷的特征差异，不再罗列全部的时域计算结果。泵喷总推力和转子轴向力脉动均以叶频线谱BPF为主，转子侧向力脉动以二阶叶频线谱（2BPF）和叶频线谱为主，且直到四阶叶频线谱依然可见。泵喷总推力的去均值化一阶非定常力幅值为3.363×10-3，对应叶频线谱噪声谱级小于80 dB。泵喷一阶轴向非定常力与时均推力的比值为2.74‰，与某鱼雷泵喷的非定常力控制水平相当，表明该泵喷设计方案是较为成功的，此时一阶侧向非定常力与时均侧向力的比值为27.07%。泵喷三个相邻叶片的轴向非定常力幅值时历曲线相同，仅相位存在时延，以五阶轴频、二阶轴频、三阶轴频、八阶轴频4根线谱频率为主。单转子叶片的侧向力与轴向力脉动频率相同，峰值频率处脉动力幅值约为轴向力的60%，以轴向力脉动为主。
图8.73 航速为6 kn、辅翼对称分布、定子13叶转子9叶组合时母型泵喷整体受力
（a）泵喷总推力；（b）转子轴向力；（c）转子侧向力；（d）总推力、轴向力和侧向力频域曲线
图8.74 航速为6 kn时艇尾母型泵喷单转子叶片受力频域内曲线
（a）转子单叶片轴向力；（b）转子单叶片侧向力；（c）单叶片受力频域曲线
计算得到自航航速为6 kn、母型泵喷位于水平辅翼周向非对称布置下游时的受力曲线与对称分布时在频域内的比较如图8.75所示，包括泵喷总推力、转子轴向力和转子侧向力。可知，泵喷总推力和转子轴向力脉动仍以叶频线谱为主，但非定常力脉动幅值显著增加，对应的叶频线谱噪声谱级增加约9 dB，低频噪声性能明显较周向对称分布变差，此时一阶轴向非定常力与时均力的比值为8.74‰，约为对称分布时的3倍。转子侧向力脉动明显以叶频线谱为主，脉动幅值显著高于水平辅翼对称分布时。此时，单转子叶片的轴向力和侧向力与辅翼对称分布时的比较如图8.76所示。可知，改为非对称辅翼后，单个叶片轴向和侧向非定常力脉动频率均以四阶轴频和轴频线谱为主，峰值线谱频率减小，但脉动力幅值增加，轴向力峰值频率处脉动力增幅36%，侧向力峰值频率处脉动力增幅39%，非定常力性能明显比对称辅翼差，与泵喷进流品质显著变差对应，后续不再采用。
图8.75 航速为6 kn、水平辅翼周向非对称分布时艇尾母型泵喷整体受力
（a）泵喷总推力和转子轴向力；（b）转子侧向力
图8.76 航速6节、水平辅翼周向非对称分布时艇尾母型泵喷单转子叶片受力
（a）转子单叶片轴向力；（b）转子单叶片侧向力；（c）转子单叶片受力频域内曲线
同理，计算得到自航航速为6 kn、水平辅翼周向对称分布时定转子叶片数改变为9叶和7叶组合后的泵喷受力曲线及其与改变前在频域和时域内的比较如图8.77和图8.78所示。改变为定子9叶-转子7叶组合后，泵喷总推力和转子轴向力脉动仍以叶频线谱为主，转子侧向力脉动以二阶叶频线谱为主，总推力和转子轴向力脉动幅值较母型泵喷增加1个量级，叶频线谱处噪声谱级增加约12 dB。泵喷一阶轴向非定常力与时均力的比值增加至17.5‰，约为原母型方案的6倍、水平辅翼周向非对称分布时的2倍，并且一阶侧向非定常力与均值力的比值高达62.74%，是原母型方案的2.32倍。同时，转子侧向力脉动幅值也是母型方案的2.3倍，表明泵喷非定常力和低频噪声性能均显著下降。此时，单转子叶片的轴向和侧向非定常力脉动频率总体与母型方案相同，仅峰值线谱频率由5APF前移至3APF处，且两种方案的单叶片非定常力脉动幅值基本相同。综合来看，原母型方案相对更优。
图8.77 航速为6 kn、辅翼对称分布、定子9叶-转子7叶组合时艇尾泵喷整体受力(www.xing528.com)
图8.78 航速为6 kn、定转子叶片数组合改变后艇尾泵喷单转子叶片受力
（a）转子单叶片轴向力；（b）转子单叶片侧向力；（c）转子单叶片受力频域内曲线
在上述确定艇尾水平辅翼周向对称分布与13叶定子-9叶转子组合的泵喷总体设计方案相对更优的基础上，进一步分析典型6种局部设计参数泵喷的非定常力和低频噪声性能，与前述泵喷进流分布特征相互印证、互为补充。如图8.79～图8.86所示为自航航速为6 kn时方案①、方案②、方案④和方案⑤泵喷受力与母型泵喷（方案③）的比较。相关结论如下：
图8.79 航速为6 kn、方案①转子后大侧斜、定子无侧斜时艇尾泵喷整体受力
图8.80 航速为6 kn、方案①转子后大侧斜、定子无侧斜时艇尾泵喷单转子叶片受力
（a）转子单叶片轴向力；（b）转子单叶片侧向力；（c）转子单叶片受力频域内曲线
图8.81 航速为6 kn、方案②转子后大侧斜、定子前大侧斜时艇尾泵喷整体受力
图8.82 航速为6 kn、方案②转子后大侧斜、定子前大侧斜时艇尾泵喷单转子叶片受力
（a）转子单叶片轴向力；（b）转子单叶片侧向力；（c）转子单叶片受力频域内曲线
图8.83 航速为6 kn、方案④转子无侧斜、定子前小侧斜时艇尾泵喷整体受力
图8.84 航速为6 kn、方案④转子无侧斜、定子前小侧斜时艇尾泵喷单转子叶片受力
（a）转子单叶片轴向力；（b）转子单叶片侧向力；（c）转子单叶片受力频域内曲线
图8.85 航速为6 kn、方案⑤转子无侧斜、定子前大侧斜时艇尾泵喷整体受力
图8.86 航速为6 kn、方案⑤转子无侧斜、定子前大侧斜时艇尾泵喷单转子叶片受力
（a）转子单叶片轴向力；（b）转子单叶片侧向力；（c）转子单叶片受力频域内曲线
（1）转子叶片后大侧斜且定子叶片无侧斜时，泵喷时均轴向力和侧向力均基本不变，总推力和转子轴向力脉动仍以叶频线谱为主，脉动幅值仅为原方案的1/3，一阶轴向非定常力与时均力的比值减小至1.1‰，叶频线谱处噪声谱级较原母型泵喷减小约7 dB。转子侧向力脉动以二阶叶频线谱为主，脉动幅值基本不变，一阶侧向非定常力与时均力的比值为29.2%，仅比原方案大3%。单转子叶片的轴向和侧向非定常力脉动线谱频率几乎与原方案相同，脉动幅值略微减小约3%。综合来看，原母型泵喷的非定常力学性能和低频噪声性能仍可进行优化改进，方案①的性能相对更优。引入定子叶片反向小侧斜时，不仅没有进一步抑制轴向非定常力，反而使得其脉动幅值增加了约2倍，并且侧向非定常力基本不变，不利于低频线谱噪声控制，使得该设计技术的优势并未体现。
（2）转子叶片后大侧斜且定子叶片前大侧斜时，泵喷时均轴向力与侧向力均基本不变，总推力和转子轴向力脉动仍以叶频线谱为主，脉动幅值较原方案略微增加，一阶轴向非定常力与时均力的比值为3.5‰，叶频线谱处噪声谱级较原母型泵喷增加约1 dB。转子侧向力脉动以二阶叶频线谱为主，脉动幅值基本不变，一阶侧向非定常力与时均力的比值为26%，也基本不变。单转子叶片的轴向力和侧向力脉动线谱频率还是以5APF为主，脉动幅值略增加约3%。综合来看，方案②的非定常力学性能和低频噪声性能与原母型泵喷相当。对比方案①和方案②的性能来看，转子叶片大侧斜时，定转子叶片反向侧斜度存在着最佳临界值，选取不当时反而会使得泵喷噪声性能下降，需结合艇尾翼型分布进行综合寻优。
（3）转子叶片无侧斜且定子叶片前小侧斜时，泵喷时均总推力基本不变，时均侧向力翻倍。总推力和转子轴向力脉动仍以叶频线谱为主，脉动幅值约为原方案的2.6倍，一阶轴向非定常力与时均力的比值为7.1‰，叶频线谱处噪声谱级较原母型泵喷增加约7 dB。转子侧向力脉动仍以二阶叶频线谱为主，脉动幅值比原方案减小约5%，一阶侧向非定常力与均值力的比值为22%，略大于原方案。单转子叶片的轴向力和侧向力脉动线谱频率以5APF为主，8APF次之，较原方案增加了8APF主线谱，轴向力脉动幅值增加了23.8%，侧向力脉动幅值增加23.3%。综合来看，转子叶片大侧斜对时均轴向推力几乎无影响，但使得时均侧向力增加。转子叶片大侧斜能够成倍地抑制轴向非定常力脉动，侧向非定常力脉动仅略有增加，显著有利于低频线谱噪声控制，后续模型试验测量时予以采用。方案④的非定常力和低频噪声性能弱于原方案③以及方案②。
（4）转子叶片无侧斜且定子叶片前大侧斜时，泵喷时均总推力基本不变，总推力和转子轴向力脉动仍以叶频线谱为主，轴向非定常力脉动幅值约为原方案的3.5倍，一阶轴向非定常力与时均力的比值为8.4‰，叶频线谱处噪声谱级较原母型泵喷增加约9 dB。转子侧向力脉动以二阶叶频线谱为主，脉动幅值比原方案减小约6%，与方案④相当，一阶侧向非定常力与均值力的比值为20.96%，略小于原方案。单转子叶片的轴向力和侧向力脉动峰值线谱频率由原方案的5APF后移为8APF，轴向力脉动幅值增加约17%，侧向力脉动幅值增加约13%，但均比方案④要小。综合来看，方案⑤的非定常力和低频噪声性能不仅弱于原方案③和方案②，而且略弱于方案④。单向增加定子叶片前侧斜度时，仅有利于抑制单个转子叶片的轴向和侧向非定常力脉动，但泵喷整体的轴向力脉动增加、侧向力脉动基本不变，反而对非定常力的抑制不利，表明定子单向前侧斜并非越大越好，而是同样存在最佳值。
综上所述，五种局部设计参数对应泵喷设计方案的非定常力和低频噪声性能差异排序是方案①＞方案③≥方案②＞方案④＞方案⑤，方案①性能相对最佳，母型泵喷方案③次之，其非定常力控制水平与某鱼雷泵喷相当，方案①和③均可用于模型试验测量校验。泵喷转子叶片大侧斜有利于降噪，定转子叶片反向侧斜度存在最佳值，并非引入反向侧斜后一定有利于降噪，还需结合艇尾翼型结构布置进行综合寻优。
为便于定量、直观比较各影响因素对泵喷性能的作用效果，将伴流分布和叶片数组合以及叶型侧斜要素改变后的全部设计方案在航速为6 kn时的非定常力与低频线谱噪声性能汇总如表8.11所示，直接用于指导后续模型试验测量时方案选定。
表8.11 全局与局部设计要素对应泵喷设计方案的非定常力和线谱噪声
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