泵噴推進(jìn)器溝槽梢渦控制效果及敞水性能研究

孫大鵬, 葉金銘, 鄒笑宇, 吳原潤, 史寶雍

(1.海軍工程大學(xué) 艦船與海洋學(xué)院, 湖北 武漢 430033; 2.91697部隊(duì), 山東 青島 266000)

泵噴推進(jìn)器轉(zhuǎn)子葉梢與導(dǎo)管內(nèi)壁之間存在一個很小的葉梢間隙,該位置流場是整個泵噴推進(jìn)器導(dǎo)管內(nèi)流場中最復(fù)雜的。梢隙流場中時(shí)刻伴隨著渦結(jié)構(gòu)的生成、發(fā)展、輸運(yùn)和擴(kuò)散,并與轉(zhuǎn)子通道的主流場不斷發(fā)生相互作用[1-2],整個過程伴隨著劇烈的動量交換,極易引發(fā)推進(jìn)器空化[3]。鹿麟等[4-5]在研究泵噴推進(jìn)器流場特性時(shí),通過分析不同轉(zhuǎn)速和葉梢間隙條件下泵噴推進(jìn)器的梢隙流場,詳細(xì)地描述了梢隙流場中渦結(jié)構(gòu)的生成、發(fā)展、輸運(yùn)和擴(kuò)散過程。文獻(xiàn)[6-8]通過試驗(yàn)研究了梢渦空化現(xiàn)象,Chesnakas等[6]采用三維激光多普勒測速儀對兩個幾何相似的泵噴推進(jìn)器在不同工作雷諾數(shù)下的空化現(xiàn)象進(jìn)行了研究,分析了不同Re數(shù)對空化形態(tài)與空化初生條件的影響,Oweis等[7-8]通過導(dǎo)管螺旋槳試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)在轉(zhuǎn)子尾緣后會發(fā)生渦空化。Wu等[9-10]使用透明材料加工制作了噴水推進(jìn)器,并且在試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)空化首先出現(xiàn)在梢渦中,隨著轉(zhuǎn)子負(fù)載增加,葉梢端面也會發(fā)生空化。盡管泵噴推進(jìn)器與導(dǎo)管螺旋槳和噴水推進(jìn)器在結(jié)構(gòu)上有所差異,但葉梢與導(dǎo)管內(nèi)壁之間的梢隙流動是相似的。從上述研究中可以得出結(jié)論,梢隙流動中空化主要發(fā)生在梢渦中。空化發(fā)生后,推進(jìn)器輻射噪聲會急劇增加,進(jìn)而限制水下航行體的隱蔽性。為解決泵噴推進(jìn)器的梢渦空化問題,葉金銘等[11-12]類比處理機(jī)匣技術(shù)在壓氣機(jī)中的應(yīng)用,在泵噴推進(jìn)器導(dǎo)管內(nèi)壁上布置了一系列溝槽來實(shí)現(xiàn)對梢渦的控制,使用STAR-CCM+研究了湍流模型、時(shí)間步長和網(wǎng)格數(shù)量等參數(shù)的選取對梢渦強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果的影響,初步驗(yàn)證了溝槽結(jié)構(gòu)對梢渦有控制效果。

為了深入研究溝槽結(jié)構(gòu)對梢渦渦核壓力的控制效果和泵噴推進(jìn)器水動力性能的影響,本文將針對敞水條件下的某泵噴推進(jìn)器,在導(dǎo)管內(nèi)壁開設(shè)一定數(shù)量的軸向矩形溝槽,基于分離渦模擬方法并結(jié)合高質(zhì)量結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對泵噴推進(jìn)器的梢隙流場進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算,設(shè)計(jì)并開展了基于拖曳水池的泵噴推進(jìn)器敞水性能試驗(yàn),通過數(shù)值計(jì)算研究了溝槽結(jié)構(gòu)對梢渦的控制效果,并結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果研究了溝槽結(jié)構(gòu)對泵噴推進(jìn)器敞水性能的影響。

1 梢渦流場數(shù)值計(jì)算方法及其驗(yàn)證

1.1 控制方程和湍流模型

在流體不可壓縮的條件下,流場的連續(xù)方程和動量方程為:

(1)

(2)

本文使用分離渦模擬(detached eddy simulation,DES)[13-14]湍流模型,DES作為一種混合模型,將大渦模擬(large eddy simulation,LES)方法和雷諾平均法(Reynolds-averaged navier-stokes,RANS)的優(yōu)點(diǎn)結(jié)合到了一起,在邊界層內(nèi)利用RANS模擬,在邊界層外采用LES進(jìn)行數(shù)值,對流場中梢渦的捕捉效果更好。目前DES模型在基于計(jì)算流體動力學(xué)方法的轉(zhuǎn)子梢渦流動研究中被廣泛使用。

1.2 梢渦流場數(shù)值計(jì)算方法驗(yàn)證

為了對數(shù)值計(jì)算方法的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證,本文選取泰勒水池的DTMB 5168五葉槳為計(jì)算模型,螺旋槳直徑Dm為402.7 mm,使用DES湍流模型對螺旋槳的梢渦流場進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。以槳盤面中心為坐標(biāo)原點(diǎn),計(jì)算域速度進(jìn)口與槳盤面距離為5Dm,計(jì)算域壓力出口與槳盤面距離為10Dm,外圓柱面直徑為10Dm,計(jì)算域壁面設(shè)置為對稱面,槳葉表面設(shè)置為無滑移壁面,對于DES的壁面處理選擇Ally+壁面處理,最小允許壁面距離為1.0×10-6m。

使用O型網(wǎng)格對螺旋槳壁面附近的網(wǎng)格進(jìn)行劃分,同時(shí)對螺旋槳槳葉導(dǎo)邊、葉梢和梢渦所在位置處的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理,整個螺旋槳計(jì)算域的網(wǎng)格數(shù)量為2 000萬,對進(jìn)速系數(shù)J為1.1時(shí)的螺旋槳梢渦流場進(jìn)行計(jì)算,提取螺旋槳下游x/R為0.238 6處渦核軸線位置所在半徑處一定角度θ范圍內(nèi)無因次軸向速度(Vx/U∞)、周向速度(Vt/U∞)和徑向速度(Vr/U∞)的分布情況,并與試驗(yàn)值[15]進(jìn)行比較,如圖1所示,其中渦核軸線處周向角θ定為0。

圖1 x/R=0.238 6處通過渦核軸線的周向速度分布Fig.1 Tangential velocity distribution across the vortex core axis at x/R=0.238 6

從圖1中可以看出,計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較高。這說明本文所建立的數(shù)值計(jì)算方法對梢渦渦核處速度分布的預(yù)報(bào)效果較好,具有較好的適用性。

2 泵噴推進(jìn)器梢渦流場數(shù)值模擬

2.1 研究對象與計(jì)算模型

在葉梢壓力面和吸力面壓力差的作用下,流體從轉(zhuǎn)子壓力面流經(jīng)葉梢間隙翻轉(zhuǎn)到轉(zhuǎn)子吸力面,在葉梢吸力面附近會形成梢泄渦,本文研究的重點(diǎn)為泵噴推進(jìn)器梢泄渦,簡稱梢渦。

以某泵噴推進(jìn)器為計(jì)算模型,如圖2所示,泵噴推進(jìn)器為前置定子式,導(dǎo)管采用加速型導(dǎo)管,轉(zhuǎn)子7葉,定子13葉,葉片剖面均為NACA翼型,轉(zhuǎn)子直徑為248 mm,導(dǎo)管內(nèi)壁與轉(zhuǎn)子葉梢端面最小間隙為1.87 mm,最大為2.62 mm。

圖2 泵噴推進(jìn)器幾何模型Fig.2 Geometry of pumpjet propulsor

在導(dǎo)管內(nèi)壁開設(shè)一定數(shù)量的矩型溝槽,將轉(zhuǎn)子葉梢前緣所對應(yīng)的溝槽深度定義為溝槽深度H,轉(zhuǎn)子葉梢軸向長度為L0。溝槽結(jié)構(gòu)的示意圖如圖3、4所示,溝槽深度H為7.5 mm,溝槽寬度B為6 mm,溝槽數(shù)量為N為100。

圖3 溝槽結(jié)構(gòu)示意Fig.3 Schematic diagram of groove structure

圖4 溝槽結(jié)構(gòu)布置示意Fig.4 Schematic diagram of arrangement of groove structure

2.2 計(jì)算域與網(wǎng)格劃分

將整個計(jì)算域劃分為外域、定子域、轉(zhuǎn)子域和葉頂域。以轉(zhuǎn)子直徑D為基礎(chǔ)尺寸布置外域,轉(zhuǎn)子盤面距外域進(jìn)口和外域出口的距離分別為5D、11D,外域直徑為7D,將槳轂延伸至外域進(jìn)口。定子域、轉(zhuǎn)子域以及葉頂域劃分形式如圖5所示。

圖5 定子域、轉(zhuǎn)子域、葉頂域劃分形式Fig.5 Division of stator domain, rotor domain and blade top domain

在計(jì)算域中,外域進(jìn)口設(shè)置為速度進(jìn)口,外域出口設(shè)置為壓力出口,外域圓柱壁面設(shè)置為對稱面,導(dǎo)管、定子和轉(zhuǎn)子壁面設(shè)置為無滑移壁面,對于DES的壁面處理仍選擇Ally+壁面處理,最小允許壁面距離為1.0×10-6m,不同區(qū)域之間通過設(shè)置交界面進(jìn)行數(shù)據(jù)傳遞。

在上述計(jì)算域的劃分基礎(chǔ)上,采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對各區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分,在劃分定子域、轉(zhuǎn)子域以及葉頂域網(wǎng)格時(shí),先對單通道幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,再根據(jù)幾何模型的周期性將單通道網(wǎng)格進(jìn)行旋轉(zhuǎn)和復(fù)制,得到全通道的網(wǎng)格域,外域、定子域和轉(zhuǎn)子域網(wǎng)格如圖6所示。

圖6 外域、定子域、轉(zhuǎn)子域網(wǎng)格Fig.6 The mesh of outer domain, stator domain, rotor domain

由圖7可知,葉頂域網(wǎng)格在軸向和周向上的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)分布并非均勻的。這是因?yàn)樵谘芯繙喜劢Y(jié)構(gòu)對梢渦流場控制效果時(shí),溝槽邊緣附近的流動變化劇烈,為了對溝槽結(jié)構(gòu)存在時(shí)的流場進(jìn)行較為精準(zhǔn)的計(jì)算,溝槽邊緣處網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)應(yīng)進(jìn)行加密,溝槽及導(dǎo)管內(nèi)壁面上的第一層網(wǎng)格厚度設(shè)置為0.1 mm。同時(shí)為了避免網(wǎng)格劃分不一致帶來的計(jì)算誤差,保持有無溝槽結(jié)構(gòu)葉頂域網(wǎng)格在非溝槽部分的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)分布形式完全一致,從而真實(shí)反映溝槽結(jié)構(gòu)對流場的控制效果。

圖7 葉頂域網(wǎng)格Fig.7 The mesh of tip domain

2.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

本文主要研究的是泵噴推進(jìn)器梢渦,因此轉(zhuǎn)子域梢部附近區(qū)域和葉頂域的網(wǎng)格質(zhì)量是本文研究的重點(diǎn)。由于梢部流動的捕捉情況會直接影響到梢渦渦核壓力的結(jié)果,在研究網(wǎng)格無關(guān)性的過程中,重點(diǎn)關(guān)注梢渦渦核處的低壓變化。選取轉(zhuǎn)子半徑R為基礎(chǔ)尺寸,在距離轉(zhuǎn)子尾緣軸向距離Δx分別為0、0.03R、0.06R、0.09R的位置處建立尾流橫截面,橫截面的直徑與該位置處導(dǎo)管內(nèi)流場的直徑一致。待到所研究的不同網(wǎng)格數(shù)量下的算例計(jì)算完畢后,可以用橫截面來監(jiān)測梢渦渦核最小壓力變化情況。

首先研究無溝槽狀態(tài)下轉(zhuǎn)子域和葉頂域網(wǎng)格質(zhì)量對計(jì)算結(jié)果的影響,為了便于研究,先確定外域256萬和定子域341萬的網(wǎng)格劃分保持不變,設(shè)置3組不同網(wǎng)格數(shù)量的計(jì)算域網(wǎng)格,如表1所示。

表1 計(jì)算域網(wǎng)格數(shù)量Table 1 Number of computational domain meshes

采用上述3組不同數(shù)量的網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算,來流速度V=1.926 m/s,轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為1 100 r/min,進(jìn)速系數(shù)J=0.423,轉(zhuǎn)子單位時(shí)間步長內(nèi)旋轉(zhuǎn)角度設(shè)置為0.9°。待監(jiān)測量在相鄰2周期內(nèi)的時(shí)均值變化率小于0.5%時(shí)可認(rèn)為計(jì)算達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài),計(jì)算穩(wěn)定后,提取一個周期內(nèi)葉梢端面和0.03R橫截面上低壓極小值進(jìn)行比較分析,如表2所示。計(jì)算結(jié)果顯示,當(dāng)轉(zhuǎn)子域和葉頂域網(wǎng)格由mesh2變化至mesh3時(shí),增加網(wǎng)格數(shù)量對計(jì)算結(jié)果的影響較小。

表2 各組計(jì)算域網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果Table 2 Calculation results of computational domain meshes in each group

在導(dǎo)管內(nèi)壁開設(shè)溝槽結(jié)構(gòu)后,葉頂域網(wǎng)格發(fā)生變化,分別設(shè)置3套不同網(wǎng)格數(shù)量的帶溝槽葉頂域網(wǎng)格mesh A, mesh B, mesh C,網(wǎng)格數(shù)量分別為450萬、669萬和912萬。葉頂域以外的其他區(qū)域網(wǎng)格與mesh2相同,分別配合上述3套帶溝槽葉頂域網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算,轉(zhuǎn)子單位時(shí)間步長轉(zhuǎn)動角度設(shè)置為0.9°。待監(jiān)測量在相鄰兩周期內(nèi)的時(shí)均值變化率小于0.5%時(shí)可認(rèn)為計(jì)算達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài),計(jì)算穩(wěn)定后,提取一個周期內(nèi)葉梢端面和0.03R橫截面上低壓極小值進(jìn)行比較分析,如表3所示。

表3 各組葉頂域網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果Table 3 Calculation results of each tip domain mesh

計(jì)算結(jié)果顯示,當(dāng)帶溝槽葉頂域網(wǎng)格由mesh B變化至mesh C時(shí),增加網(wǎng)格數(shù)量對計(jì)算結(jié)果的影響較小,采用mesh B進(jìn)行數(shù)值計(jì)算得到的葉頂域?qū)Ч軆?nèi)壁面y+如圖8所示。

圖8 葉頂域y+Fig.8 The tip domain of y+

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 梢渦形狀比較分析

通過對轉(zhuǎn)子域、有無溝槽葉頂域進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,在后續(xù)研究中,無溝槽時(shí)網(wǎng)格選用組2,有溝槽時(shí)葉頂域以外的其他區(qū)域網(wǎng)格與組2相同,葉頂域網(wǎng)格選用mesh B。為了分析溝槽結(jié)構(gòu)對導(dǎo)管內(nèi)流場中渦結(jié)構(gòu)形態(tài)的影響,采用基于Q-Criterion的等值面法將導(dǎo)管內(nèi)流場中的渦結(jié)構(gòu)形態(tài)進(jìn)行可視化,取Q為3×106s-2,得到導(dǎo)管內(nèi)流場中的渦結(jié)構(gòu)形態(tài)如圖9所示。

圖9 導(dǎo)管內(nèi)流場中的渦結(jié)構(gòu)形態(tài)Fig.9 Vortex structure in flow field of duct

從圖9中可以看出,在導(dǎo)管內(nèi)壁開設(shè)溝槽結(jié)構(gòu)后,采用相同Q等值面形成的渦結(jié)構(gòu)形態(tài)體積變小,長度變短,且連續(xù)性較差,這說明溝槽結(jié)構(gòu)可以減弱泵噴推進(jìn)器梢渦的渦強(qiáng)。為分析溝槽結(jié)構(gòu)對葉梢間隙內(nèi)流體的流動狀態(tài)的影響,建立過轉(zhuǎn)子軸線的軸向剖面和與軸線垂直的橫截面,軸向剖面和橫截面與轉(zhuǎn)子的相對位置如圖10所示。

圖10 監(jiān)測面相對位置Fig.10 Relative position of monitoring surface

圖11為軸向剖面上葉梢附近的速度矢量分布情況,從圖11(a)中可以看出,無溝槽時(shí),由于轉(zhuǎn)子壓力面壓力高,吸力面壓力低,轉(zhuǎn)子梢部流動有從壓力面經(jīng)葉頂間隙翻轉(zhuǎn)到吸力面的趨勢;從圖11(b)可以看出,有溝槽時(shí),由于轉(zhuǎn)子葉片壓力面壓力整體高于溝槽內(nèi)流場的壓力,溝槽內(nèi)流場的壓力整體上高于轉(zhuǎn)子葉片吸力面壓力,在壓力差的作用下,流體從轉(zhuǎn)子壓力面被吸入溝槽尾段,從溝槽尾段回流到溝槽前段,從溝槽前段噴射至梢隙區(qū)域,再從梢隙區(qū)域吸入到溝槽尾段,從而在溝槽內(nèi)部和梢隙區(qū)域形成具有更大范圍的回旋流,在葉頂間隙區(qū)域內(nèi)的逆向回流趨勢明顯減弱。

圖11 軸向剖面上葉梢附近的速度矢量分布Fig.11 Velocity vector distribution near blade tip on axial section

圖12為橫截面上的葉梢附近的速度矢量分布。

圖12 橫截面上葉梢附近的速度矢量分布Fig.12 Velocity vector distribution near blade tip on cross section

可以看出,導(dǎo)管內(nèi)壁開設(shè)溝槽結(jié)構(gòu)后,葉梢間隙內(nèi)靠近葉梢壓力面一側(cè)的流體會被抽吸到溝槽內(nèi),并在溝槽內(nèi)形成新的渦結(jié)構(gòu),反映出溝槽結(jié)構(gòu)能減弱葉梢間隙內(nèi)逆向回流的趨勢。

3.2 梢渦渦核壓力比較分析

監(jiān)測距離轉(zhuǎn)子尾緣后軸向距離為0、0.03R、0.06R和0.09R處橫截面上的低壓,待計(jì)算穩(wěn)定后,提取一個周期內(nèi)各橫截面上的低壓極小值和時(shí)均值進(jìn)行比較,如表4所示。

表4 各橫截面渦核低壓比較Table 4 Comparison of minimum pressure of vortex core at each cross section

計(jì)算結(jié)果顯示,在導(dǎo)管內(nèi)壁開設(shè)溝槽結(jié)構(gòu)后,各橫截面上渦核的低壓極小值和時(shí)均值均有明顯提高,渦核相對壓力時(shí)均值最少可提高36.57%。選取-0.06R和0.06R橫截面,對計(jì)算結(jié)果做可視化比較,如圖13和圖14所示。

從圖13和圖14中可以看出梢渦渦核的低壓變化,但圖14卻不能反映梢渦渦核的真實(shí)形狀,主要是因?yàn)樵摍M截面與梢渦之間的夾角較小,并且轉(zhuǎn)子梢渦的軌跡不是等螺距的螺旋線,才會導(dǎo)致橫截面上低壓區(qū)域的形狀與真實(shí)梢渦形狀相差較大。

圖13 -0.06R橫截面壓力分布Fig.13 Pressure distribution of -0.06R cross section

圖14 0.06R橫截面壓力分布Fig.14 Pressure distribution of 0.06R cross section

為了更加直觀的顯示溝槽結(jié)構(gòu)對梢渦渦核壓力的控制效果,定義葉梢弦長為C,沿葉梢弦長方向每隔0.125C建立一個垂直葉梢弦長方向的監(jiān)測面,所監(jiān)測到的梢渦各截面處相對壓力小于-60 000 Pa的壓力分布如圖15所示。

圖15 渦核沿轉(zhuǎn)子葉梢弦長方向的壓力分布Fig.15 Pressure distribution of vortex core along chord length of rotor tip

對比圖15(a)、(b)可以看出,在導(dǎo)管內(nèi)壁開設(shè)溝槽后,不僅梢渦渦核的壓力顯著提高,梢隙泄渦的渦核壓力也有一定的提高,而且各截面處低壓區(qū)域的面積也明顯減小,其中1C、1.125C、1.25C、和1.375C截面處低壓區(qū)域的面積分別減少27.8%、60.3%、80.6%和65.2%。根據(jù)低壓區(qū)域面積變化可以推斷得到梢渦所在位置處的低壓區(qū)域體積也明顯減小,其中在轉(zhuǎn)子尾緣后梢渦低壓區(qū)域體積可以減少65.8%,說明溝槽結(jié)構(gòu)可以有效延遲梢渦空化,當(dāng)空化發(fā)生時(shí),溝槽結(jié)構(gòu)也可以減小梢渦空化體積,具體成效有待后續(xù)試驗(yàn)驗(yàn)證。

4 泵噴推進(jìn)器敞水性能試驗(yàn)研究

為研究溝槽結(jié)構(gòu)對泵噴推進(jìn)器敞水性能的影響,針對數(shù)值計(jì)算研究中的泵噴推進(jìn)器設(shè)計(jì)并開展了基于拖曳水池的泵噴推進(jìn)器敞水性能試驗(yàn)。為了減小試驗(yàn)測力儀安裝模型的重量,在設(shè)計(jì)試驗(yàn)時(shí),將除轉(zhuǎn)子、轉(zhuǎn)子轂以外的泵噴推進(jìn)器分為3部分加工,分別為定子、定子轂及導(dǎo)管前段、導(dǎo)管中段和導(dǎo)管后段,將對強(qiáng)度要求較高的導(dǎo)管中段和轉(zhuǎn)子采用金屬材料數(shù)控加工,如圖16所示,其余部分均采用光敏樹脂材料3D打印加工。

圖16 導(dǎo)管中段和轉(zhuǎn)子模型Fig.16 Middle section of duct and rotor model

導(dǎo)管中段上的圓形凸臺用于連接試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c固定部件測力儀,圖17為試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷陌惭b示意圖,在試驗(yàn)前將泵噴推進(jìn)器固定在測試儀器上,并浸入水池中,槳軸浸深0.43 m。

圖17 試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶惭b示意Fig.17 Installation diagram of test model

試驗(yàn)所用的螺旋槳動力儀用于測量轉(zhuǎn)動部件(轉(zhuǎn)子、轉(zhuǎn)子轂)的推力和扭矩,固定部件測力儀用于測量固定部件(定子、定子轂、導(dǎo)管以及連接支架)的受力。連接固定部件的支架阻力通過單獨(dú)試驗(yàn)進(jìn)行測量,并據(jù)此對推進(jìn)器固定部件測得的力進(jìn)行修正。根據(jù)“CB/T 346《螺旋槳模型敞水試驗(yàn)方法》”的規(guī)定,綜合考慮臨界雷諾數(shù)、動力儀量程等因素,確定轉(zhuǎn)子的試驗(yàn)轉(zhuǎn)速為1 100 r/min,以定轉(zhuǎn)速變進(jìn)速的方式進(jìn)行試驗(yàn),在試驗(yàn)過程中轉(zhuǎn)子0.75倍半徑處雷諾數(shù)大于3.0×105。

試驗(yàn)中分別測量拖車車速Va、轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速n、轉(zhuǎn)子推力Tb、轉(zhuǎn)子扭矩Qb以及固定部件推力Tf,其中固定部件推力Tf可以分為2部分,一部分是導(dǎo)管產(chǎn)生的推力,另一部分是定子及定子轂產(chǎn)生的阻力。試驗(yàn)結(jié)果采用無因次化系數(shù)表示,得到轉(zhuǎn)子的推力系數(shù)KTb、扭矩系數(shù)KQb、固定部件的受力系數(shù)KTf、推進(jìn)器推力系數(shù)KT和泵噴推進(jìn)器敞水效率η,由于本試驗(yàn)所使用的固定部件測力儀只能測量泵噴推進(jìn)器前進(jìn)方向的力,當(dāng)導(dǎo)管產(chǎn)生的推力小于定子及定子轂產(chǎn)生的阻力時(shí),固定部件推力大小就會超過測力儀的量程,所以僅得到進(jìn)速系數(shù)為0～0.55時(shí)的固定部件推力系數(shù)。相關(guān)系數(shù)為:

(3)

(4)

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(6)

(7)

圖18為泵噴推進(jìn)器敞水性能曲線。試驗(yàn)結(jié)果可以看出,在導(dǎo)管內(nèi)壁開設(shè)溝槽結(jié)構(gòu)后,轉(zhuǎn)子的推力、扭矩系數(shù)和推進(jìn)器推力系數(shù)減小,固定部件推力系數(shù)和泵噴推進(jìn)器敞水效率增大。

圖18 泵噴推進(jìn)器敞水性能曲線Fig.18 Open water performance curves of pumpjet propulsor

以J=0.55為例,對比該進(jìn)速系數(shù)下有無溝槽狀態(tài)下泵噴推進(jìn)器的敞水性能,泵噴推進(jìn)器敞水性能試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果如表5所示。試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果雖然存在一定的差別,但差別較小,而且試驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值計(jì)算結(jié)果均表明,在導(dǎo)管內(nèi)壁開設(shè)溝槽結(jié)構(gòu)后,泵噴推進(jìn)器的推力系數(shù)和扭矩系數(shù)均略有減小,但扭矩系數(shù)減小幅度比推力系數(shù)大,使得敞水效率略有增加,這說明溝槽結(jié)構(gòu)對該泵噴推進(jìn)器的水動力性能影響較小,在推進(jìn)效率上還有一定的改善作用。溝槽結(jié)構(gòu)對泵噴推進(jìn)器水動力性能的影響可以從以下2個方面進(jìn)行分析:1)溝槽結(jié)構(gòu)尾段對間隙內(nèi)流體的抽吸作用和前段對間隙內(nèi)流體的噴射作用,使轉(zhuǎn)子梢部的徑向流動趨勢增大,梢部環(huán)量降低,使推力和扭矩有減小的趨勢;2)溝槽結(jié)構(gòu)能夠顯著降低轉(zhuǎn)子梢渦的強(qiáng)度,從而轉(zhuǎn)子梢渦的誘導(dǎo)速度也隨之降低,梢渦誘導(dǎo)速度的降低會使轉(zhuǎn)子推力增加,扭矩下降。其中,梢部卸載對負(fù)荷的影響占主要因素,梢渦誘導(dǎo)速度的下降對負(fù)荷的影響占次要因素,因此泵噴推進(jìn)器的推力和扭矩均有所下降,但扭矩下降幅度更大,推進(jìn)器的效率有所增加。

表5 有無溝槽狀態(tài)下泵噴推進(jìn)器敞水性能對比Table 5 Comparison of open water performance of pumpjet propulsor

5 結(jié)論

1)溝槽結(jié)構(gòu)可以減弱泵噴推進(jìn)器梢渦的渦強(qiáng)。

2)溝槽結(jié)構(gòu)可以顯著提高泵噴推進(jìn)器的梢渦渦核壓力,減小梢隙泄渦和梢渦位置處低壓區(qū)域的體積,即溝槽結(jié)構(gòu)可以抑制梢渦空化,當(dāng)空化發(fā)生時(shí),溝槽結(jié)構(gòu)也可以減小梢渦空化體積,具體成效有待后續(xù)試驗(yàn)驗(yàn)證。

3)在導(dǎo)管內(nèi)壁開設(shè)溝槽結(jié)構(gòu)后,泵噴推進(jìn)器的推力系數(shù)和扭矩系數(shù)減小,敞水效率增大,這說明溝槽結(jié)構(gòu)對泵噴推進(jìn)器的水動力性能影響較小,在推進(jìn)效率上還有一定的改善作用。與其他控制方法相比,溝槽結(jié)構(gòu)具有一定的優(yōu)勢。