矢量泵噴推進(jìn)器尾流場特性及操縱性能研究

葉金銘，鄒笑宇，鄭子涵，張 迪

(海軍工程大學(xué) 艦船與海洋學(xué)院，湖北 武漢 430033)

0 引 言

潛艇作為國家戰(zhàn)略性武器裝備，低噪高效的推進(jìn)性能、靈活機(jī)動的操縱性能是其戰(zhàn)略意義的重要體現(xiàn)，改善潛艇推進(jìn)性能、操縱性能和聲隱身性能具有重大意義。目前各國已對潛艇推進(jìn)器噪聲進(jìn)行了大量研究，發(fā)現(xiàn)推進(jìn)器盤面處流場的均勻性與推進(jìn)器噪聲密切相關(guān)，而布置于潛艇推進(jìn)器上游的尾舵會對槳盤面流場均勻性產(chǎn)生不利影響。矢量推進(jìn)可通過在不同方向產(chǎn)生推力，使得推力矢量化[1]。從而替代尾舵的作用，很大程度上降低了潛艇推進(jìn)器的噪聲，因此矢量推進(jìn)得到了越來越多的關(guān)注。

目前水下航行器實現(xiàn)矢量推進(jìn)的方式主要分為螺旋槳式和噴水式。國內(nèi)外學(xué)者對水下矢量推進(jìn)器的研究主要集中在矢量推力對水下航行器操縱性能的影響及應(yīng)用等方面[2]。國外使用螺旋槳式矢量推進(jìn)器的水下航行器中具有代表性的是美國藍(lán)鰭機(jī)器人公司生產(chǎn)的Bluefin-12，它是一種二自由度推進(jìn)器，通過2 個電機(jī)帶動推桿實現(xiàn)偏航和俯仰操縱[3–4,9]。潘存云等[5–7]分別基于球齒輪和錐齒輪設(shè)計出了2 款柔性推進(jìn)機(jī)構(gòu)，系統(tǒng)通過3 個運動傳動鏈將動力傳送到螺旋槳軸，可實現(xiàn)360°全方向偏轉(zhuǎn)運動，優(yōu)化了機(jī)構(gòu)的運動特性。除了采用單一推進(jìn)器的方式，還有在水下航行體不同位置不同方向布置多個推進(jìn)器代替操舵實現(xiàn)矢量運動的方式。通過多個推進(jìn)器協(xié)同工作，實現(xiàn)水下航行體的前進(jìn)、倒車、懸停等動作。這種方式極大提高了水下航行體的操縱性。例如，英國BAE 公司在2009 年推出的“泰利斯曼”近海無人潛水器就使用的是多矢量推進(jìn)器[8–9]。除了通過改變螺旋槳軸向位置實現(xiàn)矢量推進(jìn)的螺旋槳式矢量推進(jìn)器，還有通過改變出流方向?qū)崿F(xiàn)矢量推進(jìn)的噴水式矢量推進(jìn)器。耿令波等[10]提出一種基于橫向二次射流的水下推力矢量技術(shù)，以二次射流產(chǎn)生的橫向速度影響主流方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)，通過數(shù)學(xué)模型證明了該矢量推進(jìn)方式的可行性，并通過數(shù)值計算方法研究了射流參數(shù)對主流偏轉(zhuǎn)角度的影響。

但目前所使用的矢量推進(jìn)器無論是通過布置多個推進(jìn)器還是基于附加機(jī)構(gòu)的矢量推進(jìn)器，都會增加推進(jìn)器的結(jié)構(gòu)體積，使得推進(jìn)器的效率和噪聲大幅度增加[11]。以往矢量推進(jìn)器的研究忽略了布置于潛艇上的尾舵會對槳盤面流場均勻性產(chǎn)生不利影響，從而降低了潛艇的水動力性能和隱身性能。

為解決該問題，設(shè)計一種潛艇矢量泵噴推進(jìn)器，以取消尾舵達(dá)到改善槳盤面流場的作用，進(jìn)而降低泵噴推進(jìn)器噪聲?；诔Ｒ?guī)的矢量泵噴推進(jìn)器計算方法對潛艇矢量泵噴推進(jìn)器推進(jìn)性能和操縱力特性進(jìn)行研究，并將計算結(jié)果與常規(guī)的泵噴推進(jìn)器對比，分析其水動力性能。

1 研究對象

以某潛艇為計算對象，包括艇體、指揮臺圍殼、圍殼舵、尾舵、泵噴推進(jìn)器，該潛艇艇長為7.76 m，航速為6 kn，排水量為3.787 t。潛艇尾舵為十字舵，分為穩(wěn)定翼、方向舵、升降舵3 部分。泵噴推進(jìn)器由導(dǎo)管、定子、轉(zhuǎn)子組成，該泵噴推進(jìn)器定子為13 葉，轉(zhuǎn)子為7 葉，最大葉梢間隙為5 mm，最小葉梢間隙為3.5 mm。本文提出一種矢量泵噴推進(jìn)器，取消了尾舵布置，在上述常規(guī)泵噴推進(jìn)器基礎(chǔ)上，在其導(dǎo)管尾部加裝一個矢量噴管，軸向長度為導(dǎo)管長度LP的2/3。安裝2 種泵噴推進(jìn)器的潛艇模型對比如圖1 所示。

2 數(shù)值計算方法

2.1 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：

式中：ui,uj分別為各速度分量的時間平均值(i=1, 2, 3,j=1, 2, 3) ；P為 壓 力 的 時 間 平 均 值； ρ為 流 體 的 密度； μ為流體的動力粘性系數(shù)；gi為重力加速度分量；-ρu′iu′j為雷諾應(yīng)力項。

本文研究的矢量泵噴推進(jìn)器水動力性能計算和艇體繞流場計算問題適合使用復(fù)雜湍流的兩方程雷諾應(yīng)力模型，其主要有Standardk-ε湍流模型、Realizablek-ε 湍流模型以及SSTk-ω湍流模型。

其中SSTk-ω 湍流模型由于結(jié)合了k-ε 和k-ω的優(yōu)勢，適合于近壁面和遠(yuǎn)場的流體流動問題，其應(yīng)用范圍更廣，計算精度更高。上述湍流模型推導(dǎo)過程與具體表達(dá)方程見參考文獻(xiàn)[11]。

2.2 計算域和網(wǎng)格劃分

對于泵噴推進(jìn)器+潛艇模型的水動力計算問題，將計算域分為外域、導(dǎo)管內(nèi)域、轉(zhuǎn)子域3 部分，各部分通過交界面?zhèn)鬟f數(shù)據(jù)。其中，外域為靜止域；外域形狀選擇圓柱體，進(jìn)口邊界條件為速度進(jìn)口；到艇體前端距離為1L；出口邊界條件為壓力出口；距離艇體尾端為2L；側(cè)面選擇對稱面；直徑為2L。其中L為艇長，外域內(nèi)邊界為潛艇模型表面，采用無滑移壁面條件，如圖2 所示。為減少交界面?zhèn)€數(shù)，將導(dǎo)管表面分為內(nèi)外兩部分，導(dǎo)管外壁劃分到外域，作為外域內(nèi)邊界的一部分，導(dǎo)管內(nèi)表面和導(dǎo)管進(jìn)出口形成的類圓臺區(qū)域作為導(dǎo)管內(nèi)域的外邊界，如圖3 所示。

圖2 外域設(shè)置Fig.2 Outer domain settings

圖3 導(dǎo)管內(nèi)域和轉(zhuǎn)子域劃分Fig.3 Division of inner domain and rotor domain

計算域采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格相結(jié)合的方法進(jìn)行劃分。由于本文選擇的潛艇模型外形復(fù)雜，尾十字舵穩(wěn)定翼與轉(zhuǎn)動舵之間間隙過小，使用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行劃分難度較大，故外域使用STAR CCM+非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格生成器生成網(wǎng)格，艇體近壁面采用棱柱層網(wǎng)格模擬邊界層流體流動。本文所用模型存在指揮臺圍殼、圍殼舵及尾舵多個附體，對這些附體附近區(qū)域使用加密塊進(jìn)行加密，捕捉由附體引起的流場變化，進(jìn)而使轉(zhuǎn)子前流場符合實際情況，提高計算精度。導(dǎo)管內(nèi)域和轉(zhuǎn)子域流場變化復(fù)雜，精確預(yù)報泵噴推進(jìn)器水動力性能對網(wǎng)格要求較高，故選擇使用ICEM 網(wǎng)格劃分軟件生成與形狀匹配度高的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。導(dǎo)管內(nèi)域和轉(zhuǎn)子域都是回轉(zhuǎn)體并且存在周向重復(fù)，可先對導(dǎo)管域和定子域進(jìn)行分割，通過分塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方法建立單通道網(wǎng)格，再通過旋轉(zhuǎn)得到全通道網(wǎng)格，節(jié)約了網(wǎng)格劃分的時間。由于噴管結(jié)構(gòu)簡單，并且在后續(xù)計算中需改變噴管出口方向和幾何形狀，為便于操作節(jié)約時間，故將尾管劃分到外域中，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格模型快速生成外網(wǎng)格，導(dǎo)管內(nèi)域及轉(zhuǎn)子域各部分結(jié)構(gòu)形狀均未改變，故網(wǎng)格劃分與常規(guī)泵噴推進(jìn)器相同。具體網(wǎng)格劃分如圖4 所示。

圖4 網(wǎng)格劃分Fig.4 Mesh division

2.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

網(wǎng)格疏密程度對于數(shù)值計算結(jié)果有一定影響，網(wǎng)格越密，計算結(jié)果越精確，但對計算機(jī)性能要求越高。因此需對計算所用網(wǎng)格進(jìn)行無關(guān)性驗證，在保證計算精度的情況下選擇合適的網(wǎng)格密度進(jìn)行計算。

通過改變基礎(chǔ)尺寸和節(jié)點數(shù)量改變非結(jié)構(gòu)和結(jié)構(gòu)網(wǎng)格疏密程度，形成了3 套不同密度的網(wǎng)格，分別運用3 套網(wǎng)格計算常規(guī)泵噴推進(jìn)器+潛艇模型水動力性能。網(wǎng)格數(shù)量及計算結(jié)果如表1 所示。

表1 不同網(wǎng)格密度計算結(jié)果對比Tab.1 Comparison of calculation results with different mesh densities

以最大網(wǎng)格數(shù)G3 為參照，比較不同網(wǎng)格密度下艇體阻力及轉(zhuǎn)子推力的相對值，發(fā)現(xiàn)計算結(jié)果差別不大，艇體阻力相對值最大為0.25%，轉(zhuǎn)子推力相對值最大為2.12%?？紤]計算精度和計算時間，G2 網(wǎng)格已滿足計算要求。

3 結(jié)果與分析

3.1 尾舵對轉(zhuǎn)子盤面流場均勻性的影響

一般泵噴推進(jìn)器處于尾舵后端，舵的存在會加劇轉(zhuǎn)子盤面流場的紊亂程度。故需對泵噴推進(jìn)器轉(zhuǎn)子盤面流場均勻性進(jìn)行研究，探究尾舵對流場均勻性的影響。針對無轉(zhuǎn)子狀態(tài)下有舵、無舵2 個模型進(jìn)行計算，分別對應(yīng)A 模型和B 模型。

坐標(biāo)系采用笛卡爾坐標(biāo)系，遵循右手定則，以潛艇首部頂點為坐標(biāo)原點，x軸正方向指向潛艇前進(jìn)方向，y軸正方向指向艇體左舷，z軸以垂直向上為正。

計算得到轉(zhuǎn)子盤面軸向速度和周向速度分布，如圖5 和圖6 所示。對比圖中不同模型軸向速度、周向速度分布，可看出無舵情況下轉(zhuǎn)子盤面流場更均勻，這證明了尾舵對泵噴推進(jìn)器轉(zhuǎn)子盤面流場有不利影響。對于無舵模型轉(zhuǎn)子盤面軸向速度和周向速度都存在一定的周期性，是由于流體流過定子時流體黏性影響使定子近壁面速度降低導(dǎo)致速度周期性變化；在轉(zhuǎn)子盤面上半部分速度分布相對下半部分更加不均勻，這主要是指揮臺圍殼尾流向下游流動對轉(zhuǎn)子盤面流場均勻性的影響。

圖5 不同模型轉(zhuǎn)子盤面流場軸向速度分布云圖Fig.5 Axial velocity distribution cloud charts of rotor disk flow field in different models

圖6 不同模型轉(zhuǎn)子盤面流場周向速度分布云圖Fig.6 Circumferential velocity distribution cloud charts of rotor disk flow field in different models

為定量分析不同模型轉(zhuǎn)子盤面處流場分布情況，對0.4R、0.6R、0.8R處速度分布情況進(jìn)行研究，其中R為螺旋槳半徑，對速度進(jìn)行無因次化Va/U0、Vt/U0，Va為 軸向速度，Vt為周向速度，U0為進(jìn)口速度，如圖7和圖8 所示。圖中角度以潛艇左舷為0°，從艇尾向艇首看順時針旋轉(zhuǎn)360°?？梢钥闯鰺o論是軸向速度還是周向速度無舵模型的速度分布曲線都較有舵模型波動程度低，說明了尾舵的存在加劇了轉(zhuǎn)子盤面流場的不均勻性。

圖7 不同模型轉(zhuǎn)子盤面流場軸向速度分布Fig.7 Axial velocity distribution of rotor disk flow field in different models

圖8 不同模型轉(zhuǎn)子盤面流場周向速度分布Fig.8 Circumferential velocity distribution of rotor disk flow field in different models

3.2 矢量泵噴推進(jìn)器對潛艇推進(jìn)效率的影響

首先對無推進(jìn)器潛艇模型水動力進(jìn)行計算，得到艇體阻力RS= 448.47 N，RS由裸艇體、指揮臺圍殼和圍殼舵3 部分組成，不包括尾舵的阻力。

對潛艇分別安裝常規(guī)泵噴推進(jìn)器和矢量泵噴推進(jìn)器的水動力性能進(jìn)行計算，先對模型進(jìn)行定常計算，然后在定常計算結(jié)果基礎(chǔ)上更換非定常計算模型進(jìn)行計算，采用此方法的優(yōu)點在于定常計算穩(wěn)定結(jié)果作為非定常計算初始狀態(tài)可加快計算收斂速度，節(jié)約計算時間和計算成本。在非定常計算階段對轉(zhuǎn)子域采用滑移網(wǎng)格模擬轉(zhuǎn)子繞軸旋轉(zhuǎn)，為保證計算精度，計算時間步長設(shè)置為每個時間步內(nèi)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)2°。

通過改變轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速使?jié)撏?泵噴推進(jìn)器整體合力為0，得到常規(guī)泵噴推進(jìn)器轉(zhuǎn)速為720 r/min，矢量泵噴推進(jìn)器轉(zhuǎn)速為712.56 r/min。矢量泵噴推進(jìn)器+潛艇模型相對常規(guī)泵噴推進(jìn)器+潛艇模型來說，在泵噴推進(jìn)器上游不再布置尾舵，故整個系統(tǒng)阻力減小，轉(zhuǎn)子需提供的推力也相應(yīng)減小，轉(zhuǎn)速相對降低就可保證合力為0。

通過數(shù)值計算得到2 種泵噴推進(jìn)器+潛艇模型各部分沿x軸方向力的大小，結(jié)果如表2 所示。可以看出2 種泵噴推進(jìn)器+潛艇模型在相應(yīng)轉(zhuǎn)速下合力基本為0，可認(rèn)為2 種模型基本達(dá)到平衡狀態(tài)。通過對比2 種泵噴推進(jìn)器+潛艇模型各部分產(chǎn)生軸向力大小，發(fā)現(xiàn)尾舵或者尾管均產(chǎn)生阻力，但尾舵阻力明顯高于尾管。

表2 兩種泵噴推進(jìn)器+潛艇模型水動力數(shù)據(jù)對比Tab.2 Comparison of hydrodynamic data of two pump-jet propulsion + submarine models

推進(jìn)效率作為衡量泵噴推進(jìn)器推進(jìn)性能的重要指標(biāo)，對比了2 種泵噴推進(jìn)器的水動力參數(shù)，如表3 所示，計算公式為：

表3 2 種泵噴推進(jìn)器水動力參數(shù)Tab.3 Hydrodynamic parameters of two kinds of pump-jet propulsion

式中：RS為無推進(jìn)器潛艇模型艇體阻力，由于矢量泵噴推進(jìn)器系統(tǒng)中矢量噴管為推進(jìn)器的一部分，而常規(guī)泵噴推進(jìn)器+潛艇模型中尾舵與矢量噴管作用相同，為保持一致，在計算艇體阻力時并不包括尾舵阻力，而將尾舵看作推進(jìn)器的一部分。VS為 潛艇航速；n為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速；QR為 轉(zhuǎn)子扭矩；PE為有效功率；PD為收到功率； ηD為推進(jìn)效率。

從表3 可看出，常規(guī)泵噴推進(jìn)器收到功率為2.748 kW，矢量泵噴推進(jìn)器收到功率為2.292 kW，比常規(guī)泵噴推進(jìn)器降低了16.6%，可認(rèn)為推進(jìn)效率提高了19.9%。通過對2 種泵噴推進(jìn)器推進(jìn)效率的比較，充分說明了在相同航速下，潛艇采用矢量泵噴推進(jìn)器可以提高推進(jìn)效率。這主要是因為矢量泵噴推進(jìn)器+潛艇模型相對常規(guī)泵噴推進(jìn)器+潛艇模型取消了尾舵的布置，整個系統(tǒng)阻力減小，泵噴推進(jìn)器收到功率降低，推進(jìn)效率提高。

3.3 矢量泵噴推進(jìn)器的操縱性能

由于矢量泵噴推進(jìn)器通過矢量噴管的偏轉(zhuǎn)實現(xiàn)了推力的矢量化，可提供潛艇改變航向所需的橫向力及力矩，從而取代了常規(guī)泵噴推進(jìn)器+潛艇整體模型中的尾舵，故需對矢量泵噴推進(jìn)器的操縱力特性進(jìn)行研究，并與尾舵進(jìn)行對比，衡量潛艇使用矢量泵噴推進(jìn)器代替尾舵對航行機(jī)動性的影響。

對不同矢量噴管偏轉(zhuǎn)角度的矢量泵噴推進(jìn)器水動力性能進(jìn)行數(shù)值計算，得到不同偏轉(zhuǎn)角度與矢量噴管+導(dǎo)管產(chǎn)生橫向力之間的關(guān)系，并與尾舵產(chǎn)生橫向力進(jìn)行比較，得到了兩者之間的對應(yīng)關(guān)系。

3.3.1 計算模型

矢量泵噴推進(jìn)器是以常規(guī)泵噴推進(jìn)器為基礎(chǔ)在其尾部加裝一個矢量噴管，矢量噴管軸向長度初步選擇為導(dǎo)管長度的2/3，以導(dǎo)管尾端面為基礎(chǔ)平面，以中軸線為母線拉伸，得到矢量噴管幾何模型。通過改變矢量噴管母線偏轉(zhuǎn)角度控制矢量噴管的偏轉(zhuǎn)角度，如圖9 所示， θ為偏轉(zhuǎn)角。由于矢量噴管向左舷或者右舷偏轉(zhuǎn)相同角度產(chǎn)生橫向力相同，故只需計算偏轉(zhuǎn)一個方向即可，本文選擇向潛艇左舷偏轉(zhuǎn)進(jìn)行研究。由于潛艇一般操舵角度為 ±30?，所以選擇在0°～ 30°范圍內(nèi)每隔5°取一個偏轉(zhuǎn)角建模，形成了0°、5°、10°、15°、20°、25°、30°七個導(dǎo)管+矢量噴管模型。

圖9 矢量噴管偏轉(zhuǎn)示意圖Fig.9 Deflection diagram of vector pump-jet propulsion

3.3.2 2 種泵噴推進(jìn)器橫向力及偏轉(zhuǎn)力矩對比

為比較潛艇采用不同泵噴推進(jìn)器對潛艇航行機(jī)動性的影響，對尾舵和矢量噴管操縱力進(jìn)行比較。由于矢量泵噴推進(jìn)器中導(dǎo)管和矢量噴管為整體模型，計算橫向力時為兩部分合力，為控制變量。在計算尾舵橫向力時需考慮常規(guī)泵噴推進(jìn)器導(dǎo)管產(chǎn)生的橫向力。

圖10 和圖11 分別為尾舵+導(dǎo)管橫向力及偏轉(zhuǎn)力矩和矢量噴管+導(dǎo)管橫向力及偏轉(zhuǎn)力矩隨偏轉(zhuǎn)角度的變化曲線?？煽闯?，在0°～30°操舵舵角范圍內(nèi)，常規(guī)泵噴推進(jìn)器+尾舵產(chǎn)生的橫向力和偏轉(zhuǎn)力矩隨著尾舵偏轉(zhuǎn)角度的增加先增大后減小。在偏轉(zhuǎn)角度為25°時達(dá)到最大值，偏轉(zhuǎn)角度繼續(xù)增大后橫向力和偏轉(zhuǎn)力矩急劇降低，出現(xiàn)失速現(xiàn)象。而矢量泵噴推進(jìn)器產(chǎn)生的橫向力和偏轉(zhuǎn)力矩隨著偏轉(zhuǎn)角度的增加而增大，沒有出現(xiàn)失速現(xiàn)象。

圖10 不同泵噴推進(jìn)器橫向力曲線Fig.10 Transverse force curves of different pump-jet thrusters

圖11 不同泵噴推進(jìn)器偏轉(zhuǎn)力矩曲線Fig.11 Deflection moment curves of different pump-jet thrusters

在0°～30°操舵舵角范圍內(nèi)，矢量推進(jìn)器的最大橫向力與尾舵+導(dǎo)管相當(dāng)，但最大偏轉(zhuǎn)力矩大于常規(guī)泵噴推進(jìn)器+尾舵的偏轉(zhuǎn)力矩；在相同的操舵角度下，矢量泵噴推進(jìn)器偏轉(zhuǎn)力矩均大于常規(guī)泵噴推進(jìn)器，說明矢量泵噴推進(jìn)器具有良好的航行機(jī)動性；在偏轉(zhuǎn)力矩相同情況下，矢量泵噴推進(jìn)器矢量噴管偏轉(zhuǎn)小于常規(guī)泵噴推進(jìn)器尾舵舵角。

通過圖11 可大致推算出，產(chǎn)生相同的橫向力時，常規(guī)泵噴推進(jìn)器尾舵偏轉(zhuǎn)5°、10°分別對應(yīng)矢量泵噴推進(jìn)器矢量噴管偏轉(zhuǎn)2.8°、7.16°，為比較推進(jìn)器產(chǎn)生等大橫向力時的偏轉(zhuǎn)力矩，對偏轉(zhuǎn)角度2.8°、7.16°的矢量泵噴推進(jìn)器水動力進(jìn)行計算，并與常規(guī)泵噴推進(jìn)器尾舵+導(dǎo)管產(chǎn)生橫向力比較，計算結(jié)果如表4所示。可知，在2 種泵噴推進(jìn)器橫向力基本相同時，矢量泵噴推進(jìn)器偏轉(zhuǎn)力矩大于常規(guī)泵噴推進(jìn)器，矢量噴管偏轉(zhuǎn)角度比尾舵小，有利于降低泵噴推進(jìn)器在操舵工況下轉(zhuǎn)子盤面流場不均勻性。

表4 不同泵噴推進(jìn)器不同偏轉(zhuǎn)角度橫向力及偏轉(zhuǎn)力矩Tab.4 Lateral force and deflection moment of different pump-jet thrusters at different deflection angles

4 結(jié) 語

本文對比分析帶尾舵+泵噴推進(jìn)器潛艇模型與無尾舵+矢量泵噴推進(jìn)器潛艇模型的水動力性能，得到了以下結(jié)論：

1）通過比較轉(zhuǎn)子盤面處軸向速度和周向速度分布，說明了尾舵的存在對轉(zhuǎn)子盤面處流場均勻性不利。

2）由于矢量泵噴推進(jìn)器+潛艇模型取消了尾舵的布置，整體模型總阻力減小，矢量泵噴推進(jìn)器收到功率降低，推進(jìn)效率提高，說明矢量泵噴推進(jìn)器推進(jìn)性能比常規(guī)泵噴推進(jìn)器好。

3）在0°～30°操舵舵角范圍內(nèi)，矢量推進(jìn)器最大偏轉(zhuǎn)力矩大于常規(guī)泵噴推進(jìn)器+尾舵的偏轉(zhuǎn)力矩。在相同的操舵角度下，矢量泵噴推進(jìn)器偏轉(zhuǎn)力矩均大于常規(guī)泵噴推進(jìn)器，說明矢量泵噴推進(jìn)器具有良好的航行機(jī)動性。

4）在偏轉(zhuǎn)力矩相同情況下，矢量泵噴推進(jìn)器矢量噴管偏轉(zhuǎn)小于常規(guī)泵噴推進(jìn)器尾舵舵角，有利于降低泵噴推進(jìn)器在操舵工況下轉(zhuǎn)子盤面流場不均勻性。