泵噴推進器水動力性能實驗研究

秦登輝, 黃橋高, 潘光, 李福正, 韓鵬

(1.西北工業大學 航海學院, 陜西 西安 710072; 2.西北工業大學 無人水下運載技術重點實驗室, 陜西 西安 710072)

泵噴推進器(pump jet propulsor,PJP)是近年發展起來的一種新型組合式水動力推進器,由轉子(又叫葉輪、旋轉葉柵)、定子(又叫導葉、靜止葉柵)和導管三部分組成。轉子是PJP的動力部件,定子和導管為輔助部件,轉子和定子位于軸對稱環形導管中。根據定子和轉子的相對位置可以將PJP細分為2類:定子布置在轉子的前面稱為“前置定子式”;定子布置在轉子的后面則稱為“后置定子式”。前置定子可以預旋來流,改善轉子的工作條件,從而提高轉子推進效率,并有效降低輻射噪聲。而后置定子可以回收轉子尾流中的旋轉能量,提高推進器總效率,但是其噪聲也更高。目前魚雷上通常采用“后置定子式”PJP[1-2],而潛艇上大多采用“前置定子式”PJP[3]。

近年來,隨著聲吶這一主要水下探測手段在高精度、遠距離等方面能力的快速提升,潛艇在水下航行時被暴露和打擊的可能性大大提升,嚴重威脅了潛艇的生存能力和戰斗力。因此,前置定子式PJP以其優異的低噪聲性能,廣泛應用于潛艇,是當前海軍領域研究的熱點。

實驗測試是研究PJP流場特性的一項重要手段。Cormick等[4]在Garfield Thomas Water Tunnel對一型后置定子式PJP進行了實驗測試,對不同進速系數下PJP的推力系數和扭矩進行了討論。Suryanarayana等[5]在印度海軍科學技術實驗室的空泡水洞中對某型后置定子式PJP進行了不同工況下的空化臨界系數測試。隨后,其分別在風洞[6]和水洞[7]中,對其各項流體動力系數和速度場進行了測試。上述實驗均是針對后置定子式PJP,實驗數據較少且模型的參數不詳,無法進行進一步對比研究。而前置定子式PJP的水動力實驗數據更為少見。秦登輝等[8-11]對一型前置定子式PJP的空泡水筒實驗數據進行了介紹和數值驗證,但實驗數據僅討論了轉子的力和力矩系數,數據稀少。舒禮偉等[12]在中國船舶科學研究中心大型循環水槽中應用微型脈動壓力傳感器對某型前置定子式PJP的脈動壓力進行了測量。受到測量條件的限制,主要對不同水速和槳葉參數下的導管脈動壓力進行了測量。孫小帥等[13]在中國船舶科學研究中心的拖曳水池中對某型安裝了2個后置定子式PJP的三體船進行了自航試驗,對PJP的推力和扭矩系數進行了測量。

除了實驗研究,近年來越來越多的學者使用數值模擬的方法來對PJP進行研究。在前置定子式PJP水動力性能研究方面,主要采用的研究方法有面元法和計算流體力學(computational fluid dynamics,CFD)。王國強等[14-15]、蘇玉民等[16]及劉業寶[17]基于面元法和一些改進尾渦模型對PJP定常及非定常的水動力性能進行了預報。此外,更多的學者采用CFD方法來對PJP的流場進行模擬。饒志強等[18-20]采用商用計算軟件FLUENT對PJP的定常和非定常性能進行了數值預報,并對定子參數對推進器性能的影響進行了研究。張凱等[21]基于SSTk-ω湍流模型和STAR-CCM+軟件對某型九葉定子四葉轉子PJP進行了數值模擬,對不同定子參數、導管攻角等對PJP水動力性能的影響進行了討論。Yu等[22-23]對不同轉子葉梢間隙尺寸和不同定子參數對某型前置定子式PJP水動力性能、壓力分布、流線等進行了對比。于豐寧等[24]基于CFD方法對PJP在敞水/SUBOFF潛艇尾部伴流狀態這兩種工況下葉片的非定常激勵力進行了討論。文獻[25-32]均基于CFD,采用大渦模擬/分離渦等模型,對PJP空化性能、轉子梢隙流場、各個部件非定常激振力、渦結構的三維形態和形成機理等進行了一系列研究。對于以上這些數值模擬研究來說,與實驗值進行對比以驗證數值模擬方法的準確性是必不可少的,因而業內急需較為精確和完善的PJP實驗測試數據。

綜上所述,PJP以其臨界航速高、輻射噪聲低的特點被應用于世界各國的新一代安靜型潛艇和魚雷上,其特殊的應用背景對其水動力、空化和噪聲的實驗研究提出了很大的需求。但目前對PJP,尤其是前置定子式PJP的水動力實驗研究較為匱乏,數據較少,使得PJP水動力性能和流場特性等尚未得到充分的實驗解釋。

本文對一型前置定子式PJP,在空泡水筒中進行了水動力系數和流場PIV實驗測試,以加深對PJP水動力性能和流場特性的理解,并可以為相關領域的研究人員提供一個基礎模型及詳細的實驗數據,供學者們進行進一步研究。

1 實驗模型和設備

1.1 實驗模型

本文實驗對象為一型前置定子式PJP,其是為某型水下航行器設計的。根據ITTC建議的實驗準則及中國船舶研究中心的實驗指導,對模型進行相似準則分析。原模型是為某大型水下航行體設計的前置定子式PJP,實際轉子直徑Dfull=3.328 m,根據實驗段的尺寸限制,選擇縮比比例為1∶20,也就是實驗模型轉子直徑Dexp=0.166 4 m。螺旋槳模型的幾何形狀保證了與全尺寸模型的幾何相似準則。PJP實驗模型如圖1所示,主要由一個九葉定子(如圖1a)所示),一個七葉轉子(如圖1b)所示),一個導管(如圖1c)所示)組成。其中,定子和轉子材質是鋁合金,導管材質為有機玻璃。此外,需要指出,還加工了相應的定子輪轂、轉子輪轂,以及尾流冒模型作為光軸模型,在實驗測試中進行力的修正。

圖1 泵噴推進器實驗加工模型

為了后文討論方便,對于PJP,定義絕對坐標系:坐標原點選在轉子的幾何中心,其旋轉軸方向作為Z軸,來流方向設定為Z軸正方向,Y軸正方向為模型正上方,而X軸按照右手法則進行判定。

縮比后的模型轉子葉片直徑D=166.40 mm。以下全文中均使用轉子葉片直徑D來進行歸一化,例如:螺距比P可以歸一化為p/D。定子葉片的平均直徑比轉子略大,為193.50 mm。轉子和定子葉片的詳細參數如表1所示。其中,轂徑比為轉子和定子中點處的輪轂直徑與轉子直徑D之比,盤面比為轉子/定子葉片在來流方向的正投影面積與轉子葉梢圓面積之比。而對于轉子和定子,均選擇在0.7倍的轉子半徑處剖面的葉寬和最大厚度作為特征值。2個葉片的后傾角均為0。導管直徑D為220.00 mm,長度Ld為177.00 mm,轉子葉頂與導管內壁的間隙為1 mm。導管內表面和外表面的參數見表2,其中,yinner為導管內表面的半徑值,而youter為導管外表面的半徑值。

表1 轉子和定子參數表

表2 導管參數表

1.2 實驗設備

泵噴推進器的水動力測試實驗在中國船舶艦船研究中心的空泡水筒中進行。空泡水筒的相關參數為:試驗段長度為3.20 m,直徑為0.80 m,空泡水筒的水流速度范圍為3.00～15.00 m/s,轉速調節范圍為正流下700.00～4 000.00 N·m。空泡水筒裝置如圖2所示。

圖2 空泡水筒

本實驗中用到的設備主要有定子測力天平,螺旋槳動力儀和PIV(particle image velocimetry)流場測試系統。其中定子測力天平固定在定子之前,用來測試定子和導管的合力和合扭矩,而轉子的力和扭矩通過螺旋槳動力儀輸出。動力儀推力量程為4 000 N,測量精度為0.2%,扭矩量程為200 N·m,測量精度為0.2%,轉速量程4 500 r/min,精度0.1%。定子天平推力量程為500 N,測量精度為0.1%,扭矩量程為30 N·m,測量精度為0.1%。此外,一套2-D PIV系統被用來測試流場。PIV激光器的型號為中國鐳寶公司的Vlite-Hi-527,高速相機型號為Phantom公司的LAB310。

2 實驗測試

2.1 水動力測試

在水動力測試中,光軸模型作為水動力的基線,用來扣除基礎的輪轂以及實驗中的其他阻力。安裝光軸后的測試系統如圖3a)所示。而對于泵噴推進器,定子測力天平位于定子正前方,固定在螺旋槳動力儀外側的軸套上,外表裝配有導流罩,保證流線型過渡到定子模型,以保證來流的均勻性。導管是由9個螺釘固定在定子上,導管和定子的合力和合扭矩即由定子測力天平輸出。PJP模型在水洞實驗段中的裝配圖如圖3b)所示。此外,需要提到,實驗模型在轉子和定子根部處存在由于加工產生的根部圓角,圓角尺寸為r=0.5 mm。在實際實驗測試中,環境條件為:水溫為19℃,室溫為20.1℃,空氣相對濕度為67%,壓力為1.02×105Pa。

圖3 模型安裝圖

2.2 PIV流場測試

PIV測試系統圖如圖4所示。PIV的激光源通過水洞底部平板玻璃照射螺旋槳尾部中截面平面(Y-Z平面),PIV拍攝的區域集中在導管之后320 mm內,也就是約2D之內的范圍。需要提到,在導管尾緣處,由于有機玻璃對光的折射和反射,PIV無法拍到導管內部和導管附近的流場,但可以得到較為詳細的尾流場數據。

圖4 PIV測試系統圖

3 實驗結果討論

3.1 敞水性能

對于PJP,定義水動力系數如表3所示,其中,Tr,Ts,Td分別為轉子、定子和導管的推力;Qr,Qd分別為轉子、定子和導管的推力。在實驗測試中,定子和導管是通過螺釘固連的,所以定子和導管的力或力矩無法被區分開。n是轉子的轉速(r/s),V是遠場來流速度(m/s),D是轉子葉片直徑,ρ是流體的密度(kg/m3),實驗工況:固定轉速為1 200 r/min,通過調節來流速度大小改變螺旋槳進速,實驗測試泵噴的工況范圍為進速系數J=V/(nD)=0.5～1.2,n=20 r/s。此外,本文中的泵噴推進器實驗模型和實驗數據均可通過郵件方式與作者聯系獲得。

表3 泵噴水動力系數定義

測試得到的水動力系數如圖5所示。需要提到,圖中的水動力系數結果均為水洞阻塞效應修正后的最終結果,推力和扭矩的測試值均取5次實驗的平均值作為最終結果。本次實驗中,推力系數的不確定度約在3%～5%,扭矩系數的不確定度約在1%～3%。可見,泵噴推進器的總推力系數KT基本隨著進速系數J的增大而線性減小,而轉子的扭矩系數10KQr也隨著J的增大而逐漸減小,只是其下降的斜率逐漸增大。泵噴推進器的效率隨著J的增大先增大后減小,在J=1.0處達到最大,為61.91%。

圖5 泵噴推進器水動力系數測試結果

更進一步的,圖6a)對比了泵噴推進器的推力組成。其中,可以看到,在實驗測試的0.5

圖6 轉子、定子導管的推力和扭矩對比

在這里,定義泵噴推進器的轉子推力比τp為轉子推力Tr與總推力T之比

(1)

當τp<1時,說明此時導管/定子導管系統提供的是推力。此時,螺旋槳的部分推力轉移到導管上,螺旋槳的一部分尾渦變成了導管的附著渦,進而引起了導管上的環流,這也是導管推力的來源。

對于本文測試的泵噴推進器,在J>0.5時,推力比τp>1(由圖中數據計算得0.5

根據秦登輝等人的研究[8],某型前置定子式泵噴推進器在J=0.6～1.4范圍內的τp=1.15～4.26,而某型后置定子式泵噴推進器在J=0.6～1.4范圍內的τp=0.60～0.78。因此,從推力分布上來說,后置定子式泵噴推進器的推力分布更加均勻,而前置定子式泵噴推進器的推力基本上由轉子提供,這也是前置定子式泵噴推進器的劣勢之一。

圖6b)對比泵噴推進器的扭矩組成,由于定子和導管的扭矩為負值,因此圖中以-10(KQs+KQd)代替。如圖所示,隨著J的增大,轉子扭矩系數值逐漸減小,而定子導管系統扭矩系數的絕對值反而逐漸增大,兩者在J約為0.88時相等。

總的來說,在泵噴推進器最佳效率點處附近,此泵噴推進器的合扭矩基本接近0,這也是泵噴推進器相比于傳統單槳/導管槳的優勢之一,即推進器的合扭矩接近0,更有利于航行器的操縱性和穩定性。

3.2 流場測試結果

對泵噴推進器在J=0.8和J=0.5(N=1 200 r/min)這2種工況下的流場進行了PIV測試。J=0.8,某一個瞬時時刻時,泵噴推進器在y-z平面內的瞬態軸向速度和y方向速度的PIV測試結果如圖7所示。

圖7 PJP在J=0.8時,瞬態速度云圖實驗測試結果

首先觀察軸向速度云圖,可以看到,在00.4的范圍內,泵噴推進器的尾流場得到了很好的捕捉。如圖7a)所示,可以看到,泵噴推進器的尾流場基本上分為三部分:噴流加速區、輪轂低速區、混合區。其中,噴流加速區基本分布在r/D<0.4的范圍內,且高速區域的分布比較混亂,沒有明顯的周期性,這是由于攝像機幀率較低導致的。而在r/D約為0.4處的環狀區為泵噴尾部高速噴流區與周圍遠場來流的混合區。在混合區,會發生劇烈的流體交換,其也是轉子葉梢泄渦在尾流場中的發展區域,是尾流場研究關注的焦點。而在輪轂尾部,是輪轂尾跡導致的低速區,其低速區域基本上維持到z/D=1.5才逐漸與噴流加速區相互混合,并逐漸消失。

相比于軸向速度,泵噴尾部y方向速度的PIV測試結果顯得更加混亂。其主要原因是,泵噴推進器尾流的軸向速度較大,而y方向速度值較小,因而PIV系統對于y方向速度值的分辨率較差。因此,數值模擬結果與實驗對比時,建議選取軸向速度作為定量對比對象。大體趨勢上,在y軸正方向一側的Vy速度分量值為負,而y軸負方向一側的Vy值則為正值。

而對泵噴在20個旋轉周期的PIV結果進行平均之后可以得到泵噴推進器尾流場周期平均速度云圖,如圖8所示。從軸向速度云圖(見圖8a))可以看到,泵噴尾流場中的噴流加速區和輪轂低速區的分布范圍更加明顯,輪轂尾部的圓錐狀低速區基本上在z/D=1.2～1.3處逐漸閉合。同樣地,y方向的平均速度云圖也基本與瞬態值分布相吻合,上半部分的值為負,下半部分的值為正,這是由于導管存在導致尾跡徑向向內流動的分量。

圖8 PJP在J=0.8時,周期平均速度云圖實驗測試結果

定量地,對泵噴推進器在尾部不同軸向位置處的時間平均速度進行對比,如圖9所示,以便于后續研究者進行實驗和數值模擬驗證。選取4個軸向位置,分別是:A)z/D=0.49;B)z/D=1.02;C)z/D=1.52;D)z/D=2.02。

圖9 J=0.8,PJP尾部不同軸向位置處的時間平均速度實驗結果

可見,J=0.8時,在導管尾部z/D=0.49處,泵噴尾流的軸向平均速度峰值在r/D≈0.3處,約為Va/U=1.75,而輪轂低速區的峰值Va/U略小于1。隨著流體向下游移動,噴流加速區的峰值略微下降,而輪轂低速區的值逐漸增大,伴隨著上文討論的輪轂低速區的閉合。在遠場z/D=2.02處,噴流加速區的峰值已經很不明顯。

對泵噴推進器軸向速度的脈動量進行統計,如圖10所示。在此,PIV系統時間分辨率為0.001 s,采樣周期T取20個旋轉周期(T=1 s,即采樣步數N=1 000),ui為某點處第i步的軸向速度值, 軸向

如圖所示,在導管尾部z/D=0.49處,軸向速度脈動量比較大,速度脈動的均方根值在r/D≈0和r/D≈0.4處出現2個明顯的峰值。而隨著流動向下游移動,在z/D=1.52處,軸向速度脈動量明顯降低,脈動均方根在r/D≈0的峰值出現明顯下降,對應于云圖中輪轂低速區區域的閉合。而r/D≈0.4處的峰值依舊較高(uRMSE/U約為0.22),對應于云圖中噴流加速區與周圍自由來流的交界區域。

此外,對泵噴推進器尾部的速度場進行進一步處理。由于測試得到的是二維速度,因此給出泵噴推進器尾部截面上x方向上的渦量分量,歸一化為wxD/U,如圖11所示。

圖11 PJP在x方向上的渦量分量平均值的結果實驗測試(圖中采用wxD/U來進行歸一化)

可以看到,在導管尾部r/D≈-0.4和r/D≈0.4位置處出現了明顯的高渦量條帶。隨著向下游移動,高渦量區域逐漸出現數值上的減小和徑向方向上的擴散。對比圖7可以看到,這些高渦量區域正是環狀混合區的位置,也是泵噴推進器尾部葉梢渦的空間發展軌跡區域。對比圖10a)～10b)可以看到,在低J時,此區域的渦量更高,且徑向擴散區域更大。低J時的流場在下面進行分析。

同樣地,給出泵噴推進器在J=0.5時的瞬態速度和周期平均速度云圖,如圖12～13所示。與J=0.8相比,低進速系數下的泵噴尾流的軸向速度更大,而y軸方向上的速度交換也更明顯。對比二者的軸向速度(見圖8a)和圖13a))可見,低進速系數下,泵噴尾部噴流加速區的核心值更大,有明顯的分層。這種差別在圖14中表現更為明顯,在J=0.5,z/D=0.49處,尾流軸向平均速度峰值約為Va/U=2.7,且噴流加速區的峰值更陡峭。此外,由于軸向速度的增大,低進速系數下的泵噴輪轂低速區的軸向速度也有明顯增大,其向下游的延續距離也越長。二者y軸方向上的速度分布趨勢基本相同,J=0.5工況下的數值略大。

圖12 PJP在J=0.5時,瞬態速度云圖實驗測試結果

圖13 PJP在J=0.5時,周期平均速度云圖實驗測試結果

圖14 J=0.5,PJP尾部不同軸向位置處的時間平均速度實驗結果

4 結 論

本文對一型九葉定子七葉轉子的泵噴推進器,在空泡水筒中進行了水動力性能和PIV流場測試,得到了泵噴推進器的敞水性能和流場特性,結果表明:

1) 此型前置定子式泵噴推進器的轉子推力系數、定子和導管的推力系數均隨著J的增大而減小,轉子的扭矩系數也隨著J的增大而減小,但定子和導管的扭矩系數絕對值反而隨著J的增大而增大。泵噴推進器的效率隨著J的增大先增大后減小,在J=1.0處達到最大,為61.91%。

2) 前置定子式泵噴推進器的推力主要由轉子提供,實驗測試泵噴模型在0.5

3) 泵噴推進器的尾流場基本上分為三部分:噴流加速區、輪轂低速區、混合區。實驗測試得到了不同工況下的泵噴推進器尾流場中的瞬態速度、平均速度值。低速重載工況下,泵噴推進器尾部噴流加速區的峰值更大,輪轂低速區的持續長度也更長。