武天龍，王昌強(qiáng)，張敏革，王 偉，武建國，2

（1. 天津瀚海藍(lán)帆海洋科技有限公司，天津 300457；2. 河北工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，天津 300131；3. 天津科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，天津 300222）

0 引言

隨著對(duì)海洋資源開發(fā)的步伐逐步加快，水下航行器成為進(jìn)行海洋的觀測(cè)與探測(cè)的重要工具。在過去的幾十年里，泵噴推進(jìn)器已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于水下航行器上，泵噴推進(jìn)器的性能直接關(guān)系到水下航行器的海洋觀測(cè)與探測(cè)成果。泵噴推進(jìn)器由定子系統(tǒng)、轉(zhuǎn)子系統(tǒng)、導(dǎo)管組成。根據(jù)定子系統(tǒng)與轉(zhuǎn)子系統(tǒng)放置的位置不同，泵噴推進(jìn)器可以分為前置定子泵噴推進(jìn)器和后置定子泵噴推進(jìn)器[1]。前置定子有梳理水流方向，減小水流的二次流動(dòng)作用，可以提高泵噴推進(jìn)器臨界航速提高抗空化性功能。后置定子具有回收尾流中周向流動(dòng)的能力，提高泵噴推進(jìn)器的效率并平衡轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的扭矩。針對(duì)微小型自主水下機(jī)器人特殊的需求，需采用后置定子式泵噴推進(jìn)器來平衡轉(zhuǎn)子扭矩，降低微小型自主水下機(jī)器人的控制難度。

對(duì)于泵噴推進(jìn)器的研究是從導(dǎo)管槳衍生而來的，王磊[2]對(duì)泵噴推進(jìn)器前置定子導(dǎo)管槳的非定常力特性進(jìn)行了分析。對(duì)于泵噴推進(jìn)器的研究主要是通過實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值模擬2 種方法。由于泵噴推進(jìn)器其特殊的軍事應(yīng)用背景，國內(nèi)外關(guān)于泵噴推進(jìn)器的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)非常稀少，對(duì)于泵噴推進(jìn)器的研究是大多通過數(shù)值模擬的方法。AMIN[3]通過實(shí)驗(yàn)與數(shù)值分析的方法研究了泵噴推進(jìn)器的水動(dòng)力性能，確定了數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性。秋程程[4]研究了泵噴推進(jìn)器斜流工況下的非定常水動(dòng)力性能。2020 年，孫明宇[5]介紹了泵噴推進(jìn)器數(shù)值模擬方法與不確定度分析方法，進(jìn)行了不確定度方法分析，并與實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了對(duì)比，誤差在6%以內(nèi)。文獻(xiàn)[6-8]通過CFD仿真方法對(duì)泵噴推進(jìn)器的水動(dòng)力性能進(jìn)行了預(yù)報(bào)分析，驗(yàn)證了CFD 仿真方法的可靠性。泵噴推進(jìn)器是一個(gè)復(fù)雜的系統(tǒng)，各部件之間有較強(qiáng)的干擾，各部件結(jié)構(gòu)參數(shù)及位置參數(shù)的變化會(huì)對(duì)泵噴推進(jìn)器的水動(dòng)力性能帶來重要影響。谷浪[9]研究了導(dǎo)管拱度對(duì)泵噴推進(jìn)器推進(jìn)性能的影響，并對(duì)高速航行器上的泵噴推進(jìn)器的導(dǎo)管拱度給出了建議取值范圍。黃橋高[10]通過CFD 仿真模擬的手段，研究了不同導(dǎo)管參數(shù)對(duì)泵噴推進(jìn)器的非定常水動(dòng)力性能的影響規(guī)律。2020 年，孫瑜 采用周期對(duì)稱網(wǎng)格與分塊網(wǎng)格的劃分方式，通過大渦模擬方法，運(yùn)用滑移網(wǎng)格計(jì)算了泵噴推進(jìn)器非定常水動(dòng)力性能。分析導(dǎo)管長度對(duì)水動(dòng)力性能及內(nèi)部流場(chǎng)變化情況。于海庭[12-13]研究了不同前置定子的參數(shù)對(duì)前置定子泵噴推進(jìn)器非定常力的影響規(guī)律，同時(shí)其通過試驗(yàn)及CFD 分析研究了不同轉(zhuǎn)子間隙對(duì)其推進(jìn)性能及內(nèi)部流場(chǎng)的影響規(guī)律。秋程程[14]研究了在斜流工況下不同轉(zhuǎn)子間隙對(duì)泵噴推進(jìn)器空化性能的影響。

本文主要研究了轉(zhuǎn)子和后置定子間距的變化對(duì)泵噴推進(jìn)器定常水動(dòng)力性能的影響規(guī)律，研究了定轉(zhuǎn)子間的速度場(chǎng)分布特性以及轉(zhuǎn)子葉片的表面壓力分布特性，并研究了定轉(zhuǎn)子間距的變化對(duì)后置定子葉片表面圓周平均壓力分布的影響規(guī)律。

1 數(shù)值計(jì)算方法及驗(yàn)證

1.1 幾何模型介紹

采用本團(tuán)隊(duì)為“智帆–02”AUV 自主水下機(jī)器人（Autonomous Underwater Vehicle ，AUV）設(shè)計(jì)的微型泵噴推進(jìn)器為研究對(duì)象，其結(jié)構(gòu)形式為后置定子泵噴推進(jìn)器，其結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1 所示，D為轉(zhuǎn)子直徑，導(dǎo)管長度與轉(zhuǎn)子直徑相同。

表1 微型泵噴推進(jìn)器結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structure parameters of micro pump jet thruster

本文通過改變?cè)寄Ｐ秃笾枚ㄗ拥奈恢茫瑏硌芯? 種定轉(zhuǎn)子間距的泵噴推進(jìn)器的水動(dòng)力性能及流場(chǎng)特性的變化，3 種仿真模型如圖1 所示，（a）、（b）、（c）3 種模型的定轉(zhuǎn)子間距分別為0.3L、0.4L、0.5L。

圖1 仿真模型Fig. 1 Simulation model

1.2 數(shù)值模型介紹

本文計(jì)算域的控制方程采用N–S 方程，其連續(xù)性方程和動(dòng)量方程如下：

本文采用k-ωRNG 模型來封閉控制方程，進(jìn)行計(jì)算的求解。RNG 模型為k-ω兩方程模型的一種改進(jìn)模式，是基于一種重整化群理論的統(tǒng)計(jì)學(xué)方法推導(dǎo)出來的，其運(yùn)輸方程為

式中：C1ε=1.42；C2ε=1.68；Gk表示平均速度梯度引起的湍流動(dòng)能的產(chǎn)生；Gb是由浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；YM表示可壓縮湍流中波動(dòng)膨脹對(duì)總耗散率的貢獻(xiàn)；αk和αε分別是k和ε有效普朗特?cái)?shù)的倒數(shù)；Sk和Sε是用戶定義的源項(xiàng)。

k-ωRNG 模型的運(yùn)輸方程在形式上類似于standardk-ω模型，其主要的改進(jìn)在于耗散率ε運(yùn)輸方程上添加了附加項(xiàng)式（5），提高了對(duì)高速流動(dòng)預(yù)報(bào)的準(zhǔn)確性；考慮了漩渦對(duì)湍流的影響，提高了對(duì)漩渦流動(dòng)預(yù)報(bào)的精度，比較適合對(duì)旋轉(zhuǎn)流動(dòng)的計(jì)算；增加了對(duì)普朗特?cái)?shù)的表達(dá)式，提高了計(jì)算的精度。

同時(shí)，分別采用多重參考系（Multi-Reference Frame，MRF）和滑移網(wǎng)格模型對(duì)泵噴推進(jìn)器的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)進(jìn)行定常和非定常分析。多參考系模型假定流動(dòng)為定常，轉(zhuǎn)子或者推進(jìn)器的影響可以用近似均值來代替。這種采用近似均值的處理方式大大降低了計(jì)算量，提高了計(jì)算速度，因此適合對(duì)推進(jìn)器進(jìn)行水動(dòng)力性能分析。而滑動(dòng)網(wǎng)格模型，則假定流動(dòng)是非定常的，因此可以真實(shí)地模擬轉(zhuǎn)子與定子間的相互影響，適合計(jì)算定轉(zhuǎn)子間的流場(chǎng)變化，但選擇該模型需要消耗更多的計(jì)算時(shí)間。

1.3 計(jì)算域及邊界條件

本文選取直徑為5D、長為15D的圓柱形流體域作為其計(jì)算域，其主要包括內(nèi)流域和外流域，內(nèi)流域包括轉(zhuǎn)子域和加密域。進(jìn)口邊界條件采用速度進(jìn)口，出口邊界條件采用壓力出口的邊界條件，同時(shí)為保證泵噴推進(jìn)器其尾部流場(chǎng)的充分發(fā)展，將泵噴推進(jìn)器放置在距離進(jìn)口5D處。計(jì)算域的圓柱外壁面采用axis 邊界條件，阻止了壁面對(duì)泵噴推進(jìn)器的外流場(chǎng)的影響。轉(zhuǎn)子、定子、導(dǎo)管表面采用無滑移壁面，轉(zhuǎn)子域與定子域的3 對(duì)交界面采用interface邊界條件。

圖2 計(jì)算域及邊界條件Fig. 2 Comput ational domain and boundary conditions

本文采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，并對(duì)泵噴推進(jìn)器附近流動(dòng)比較劇烈的部分進(jìn)行網(wǎng)格加密，以便捕捉到泵噴推進(jìn)器附近的精細(xì)流場(chǎng)信息。為消除網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，分別對(duì)轉(zhuǎn)子域、加密域和外流域進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性分析。通過改變面網(wǎng)格尺寸的大小，來控制各個(gè)計(jì)算域的網(wǎng)格密度。對(duì)各個(gè)計(jì)算域分別準(zhǔn)備1 套粗網(wǎng)格系統(tǒng)和1 套細(xì)網(wǎng)格系統(tǒng)，經(jīng)計(jì)算，外域與加密域的網(wǎng)格密度對(duì)計(jì)算結(jié)果幾乎沒有影響，影響計(jì)算結(jié)果主要是轉(zhuǎn)子域的網(wǎng)格密度。對(duì)轉(zhuǎn)子域網(wǎng)格進(jìn)一步加密，整體網(wǎng)格數(shù)量分別為52 萬、106 萬、203 萬、310 萬，其結(jié)算結(jié)果如表2 所示。由結(jié)果可知，轉(zhuǎn)子域的網(wǎng)格數(shù)量越大，計(jì)算結(jié)果越接近，網(wǎng)格數(shù)量在203 萬與310 萬時(shí)，推力變動(dòng)率為0.42%，證明計(jì)算結(jié)果基本保持不變。最后在保證計(jì)算精度的前提下，為不浪費(fèi)計(jì)算機(jī)資源，節(jié)省計(jì)算時(shí)間，采用203 萬的網(wǎng)格系統(tǒng)進(jìn)行計(jì)算求解。

表2 各網(wǎng)格系統(tǒng)泵噴推進(jìn)器水動(dòng)力性能計(jì)算結(jié)果Table 2 Calculation results of hydrodynamic performance of pump-jet thrusters in each grid system

1.4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證網(wǎng)格劃分方法及數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性，對(duì)0.3L型的泵噴推進(jìn)器進(jìn)行系泊淌水實(shí)驗(yàn)，系泊測(cè)試裝置采用杠桿原理進(jìn)行推力測(cè)試（圖3），推進(jìn)器通過卡箍固定于杠桿裝置的一端，另一端通過牽引繩與拉力計(jì)連接，拉力計(jì)所顯示的拉力及為推進(jìn)器所提供的推力。分別測(cè)試推進(jìn)器在不同轉(zhuǎn)速下的推力，實(shí)驗(yàn)值與CFD 仿真值對(duì)比如圖4 所示，由圖中可以看出，通過CFD 計(jì)算的計(jì)算數(shù)據(jù)和實(shí)際測(cè)試的數(shù)據(jù)基本重合，誤差在6%左右，在工程應(yīng)用允許的范圍內(nèi)。相同轉(zhuǎn)速下實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果比仿真結(jié)果略高，這主要由2 方面原因造成：一是由于推進(jìn)器自身半徑增加了下力臂的長度，造成下力臂的長度大于上力臂，使得實(shí)際測(cè)量值增大；二是由于CFD 仿真時(shí)設(shè)置的是流域旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生推力，而不是螺旋槳旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生推力，流域的旋轉(zhuǎn)不能夠充分表示流場(chǎng)中尾渦的發(fā)展造成了仿真值的減小。由于仿真結(jié)果與測(cè)量結(jié)果基本吻合，由此證明前文所用的數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性和仿真結(jié)果的可信性。

圖3 系泊淌水實(shí)驗(yàn)Fig. 3 Mooring drip experiment

圖4 實(shí)驗(yàn)值與仿真值對(duì)比Fig. 4 Comparison beteween the numerical and experimental results

2 結(jié)果分析

2.1 水動(dòng)力性能分析

泵噴推進(jìn)器的水動(dòng)力性能參數(shù)主要包括以下無量綱參數(shù)：

式中：TR為轉(zhuǎn)子提供的推力；TS為導(dǎo)管和定子提供的推力；QR為轉(zhuǎn)子的扭矩；Qs為定子提供的扭矩；D為螺旋槳直徑；J為進(jìn)速系數(shù)；η為泵噴推進(jìn)器淌水效率；KTR為轉(zhuǎn)子推力系數(shù)；KTS為定子和導(dǎo)管的推力系數(shù)；KT為推力系數(shù)；10KQS為定子扭矩系數(shù)；10KQ為扭矩系數(shù)。

3 種模型在不同進(jìn)速系數(shù)下的水動(dòng)力系數(shù)如圖5 所示，定轉(zhuǎn)子間距對(duì)扭矩系數(shù)影響較大，在低進(jìn)速系數(shù)下定轉(zhuǎn)子間距越大其扭矩系數(shù)越大，在J=0.306 處0.5L模型扭矩系數(shù)相比0.3L模型扭矩系數(shù)增長5.58%，定轉(zhuǎn)子間距越大定子的扭矩系數(shù)越小，定轉(zhuǎn)子間距對(duì)定子和導(dǎo)管的推力系數(shù)影響不大，定轉(zhuǎn)子間距對(duì)泵噴推進(jìn)器的效率影響較小。

圖5 3 種模型水動(dòng)力性能對(duì)比Fig. 5 Comparison of hydrodynamic performance of three models

泵噴推進(jìn)器的橫滾扭矩主要由轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生，后置定子具有平衡轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的扭矩的作用。進(jìn)速系數(shù)和定轉(zhuǎn)子間距的變化主要對(duì)轉(zhuǎn)子所產(chǎn)生的扭矩，以及定子所產(chǎn)生的扭矩有影響。圖6 為3 種模型在不同進(jìn)速系數(shù)下，后置定子能夠平衡轉(zhuǎn)子扭矩的百分比，當(dāng)比例大于100%時(shí)，說明此時(shí)后置定子所產(chǎn)生的扭矩大于轉(zhuǎn)子所產(chǎn)生的扭矩處于“超平衡”狀態(tài)。后置定子對(duì)轉(zhuǎn)子扭矩的平衡比例隨著定轉(zhuǎn)子間距的增大而降低，后置定子的扭矩平衡比例隨著進(jìn)速系數(shù)的增大而增大，當(dāng)進(jìn)速系數(shù)大于0.595 時(shí)，3 種模型均處于超平衡狀態(tài)。

圖6 3 種模型定子扭矩與轉(zhuǎn)子扭矩的比例Fig. 6 Ratio of stator torque to rotor torque of three models

2.2 流場(chǎng)特性分析

前一節(jié)分析了3 種模型不同工況下的推進(jìn)性能的變化，分析定轉(zhuǎn)子間的速度分布以及壓力分布有助于揭示推進(jìn)性能變化的原因。

選擇J=0.569 的工況下，3 種模型定轉(zhuǎn)子間切向速度分布和徑向速度分布如圖7、圖8 所示，此截面為距轉(zhuǎn)子0.15L處，3 種模型的速度分布特性基本相同，切向速度其高速區(qū)主要集中在轉(zhuǎn)子與導(dǎo)管間隙處，這是由于轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)其葉背與葉面會(huì)形成巨大的壓差，同時(shí)轉(zhuǎn)子葉頂部的流體速度最大，葉背面的流體會(huì)經(jīng)頂隙流向葉面形成葉頂泄露，會(huì)加速其切向速度。徑向速度的高速區(qū)主要集中在轉(zhuǎn)子后面，這是由于流體經(jīng)轉(zhuǎn)子加速后會(huì)充分旋轉(zhuǎn)，其徑向速度也相應(yīng)增加。3 種模型高速區(qū)速度占比隨著定轉(zhuǎn)子間距的增加而減小，說明后置定子對(duì)定轉(zhuǎn)子間距的流場(chǎng)具有一定干擾作用。

圖7 3 種模型切向速度分布Fig. 7 Tangential velocity distribution of three models

圖8 3 種模型徑向速度分布Fig. 8 Radial velocity distribution of three models

由3 種泵噴模型關(guān)于推進(jìn)其推力性能的對(duì)比結(jié)果顯示：泵噴推進(jìn)器的扭矩系數(shù)隨著間距的增大而增大說明轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的扭矩隨著定轉(zhuǎn)子間距的增加而增加。圖9 為3 種模型葉背葉面的表面靜壓分布云圖，葉背的壓力分布呈“U 型”分布，低壓區(qū)主要集中在葉根處，由葉根向葉梢發(fā)散。葉背的高壓區(qū)主要集中在導(dǎo)邊處，其高壓區(qū)成一條線狀分布。由轉(zhuǎn)子的葉面壓力分布云圖可以看出，3 種模型的壓力分布特性基本形同，都是由導(dǎo)邊的高壓區(qū)向隨邊擴(kuò)散，隨著定轉(zhuǎn)子間距的增大，葉面高壓區(qū)的占比略微增大，造成其導(dǎo)邊與隨邊處的壓差增大，進(jìn)而轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的扭矩增大。

圖9 轉(zhuǎn)子表面壓力分布云圖Fig. 9 Surface pressure distribution cloud diagram of rotor

為分析后置定子對(duì)轉(zhuǎn)子扭矩的平衡機(jī)理，現(xiàn)分別提取3 種模型后置定子上的壓力分布。壓力的無量綱系數(shù)如式（7）所示，為平均靜壓，P∞為遠(yuǎn)場(chǎng)壓力，V為進(jìn)口速度。

在J=0.6 的工況下，提取定子葉片的表面圓周平均壓力分布，圖10（a）、10（b）、10（c）分別為定子葉片0.3R、0.6R、0.9R 處的上下表面壓力分布，0.3R 為靠近槳轂的截面。在0.3R 處3 種模型的表面平均壓力的分布及數(shù)值大小基本相同，在r=0.6R 和r=0.9R 截面處，模型的圓周平均壓力分布形式基本相同，0.3L模型定子葉片的上表面壓力低于0.4L和0.5L模型15%～20%，其下表面低于0.4L和0.5L模型24%～30%。圖10（d）為0.4L模型的定子葉片在不同截面處的表面圓周平均壓力分布，0.3R 處的上表面壓力低于其余2 個(gè)截面處，其下表面的壓力值在00.9R> 0.3R。結(jié)果表明：隨著定轉(zhuǎn)子間距增大，后置定子葉片的上下表面壓力均有所增大，但其上下表面壓差降低了10%左右；后置定子葉片的主要做功區(qū)域是葉片的中上部分。

圖10 轉(zhuǎn)子上圓周平均壓力分布的比較Fig. 10 Comparison of circumferentially-averaged pressure distributions on stator blade surface

2.3 定轉(zhuǎn)子間脈動(dòng)壓力研究

為研究定轉(zhuǎn)子間流場(chǎng)的脈動(dòng)壓力的變化，需在定轉(zhuǎn)子間設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)，x軸為推進(jìn)器的徑向，y軸為推進(jìn)器的垂向，z軸為推進(jìn)器的軸向。設(shè)置的監(jiān)測(cè)點(diǎn)數(shù)量為3 個(gè)，其坐標(biāo)分別為P1（0，17.5，20）、P2（0，24.5，8）、P3（0，30.5，8）。

3 種模型在P1 點(diǎn)的脈動(dòng)壓力時(shí)域圖，如圖11所示。本次在計(jì)算收斂后，選擇轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)過三周的時(shí)間段作為研究對(duì)象。轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)過3 周，脈動(dòng)壓力的周期為21 個(gè)，說明轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)一周P1 點(diǎn)發(fā)生7 個(gè)周期的脈動(dòng)壓力。P1 點(diǎn)的脈動(dòng)壓力周期與轉(zhuǎn)子葉片數(shù)相同，說明定轉(zhuǎn)子間的脈動(dòng)壓力主要受轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)影響。0.3L模型的壓力小于0.4L和0.5L模型，說明隨著后置定子在軸向距離的加大，定轉(zhuǎn)子間的脈動(dòng)壓力增大。

圖11 3 種模型在P1 點(diǎn)脈動(dòng)壓力時(shí)域圖Fig. 11 Time-domain curve of fluctuating pressure at P1 of three models

3 種模型在P2 點(diǎn)的脈動(dòng)壓力時(shí)域圖，如圖12所示。在P2 點(diǎn)處3 種模型的壓力分布為0.4L>0.5L>0.3L，隨著定轉(zhuǎn)子間距的增大，脈動(dòng)壓力在徑向上面的變化呈現(xiàn)復(fù)雜性。P3 點(diǎn)的脈動(dòng)壓力時(shí)域圖，如圖13 所示，其分布規(guī)律和P1 點(diǎn)基本相同，脈動(dòng)壓力幅值略高于P1 點(diǎn)。

圖12 3 種模型在P2 點(diǎn)脈動(dòng)壓力時(shí)域圖Fig. 12 Time-domain curve of fluctuating pressure at P2 of three models

圖13 3 種模型在P3 點(diǎn)脈動(dòng)壓力時(shí)域圖Fig. 13 Time-domain curve of fluctutating pressure at P3 of three models

為研究定轉(zhuǎn)子間脈動(dòng)壓力沿徑向的變化規(guī)律，取0.3L模型中的3 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)為研究對(duì)象，所獲得的脈動(dòng)壓力時(shí)域如圖14 所示。由圖14 得3 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的脈動(dòng)壓力關(guān)系為P3>P2>P1，說明越靠近葉梢處其壓力越大，越靠近葉梢位置其脈動(dòng)壓力的波動(dòng)劇烈。

圖14 0.3L 模型在3 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)脈動(dòng)壓力時(shí)域圖Fig. 14 Time-domain curve of fluctutating pressure at three monitoring points of the 0.3L model

3 示蹤粒子可視化實(shí)驗(yàn)（PIV）

3.1 實(shí)驗(yàn)裝置及原理介紹

PIV 實(shí)驗(yàn)裝置主要包括激光及光路系統(tǒng)、示蹤粒子、圖像采集系統(tǒng)、時(shí)序控制系統(tǒng)、矢量場(chǎng)及后處理系統(tǒng)。脈沖激光通過一系列的光學(xué)鏡片在待測(cè)流場(chǎng)中形成一層很薄的激光面（1～2 mm），垂直與激光面的方向安裝跨幀CCD 相機(jī)，記錄2 次脈沖激光下示蹤粒子的不同位置的圖像，將圖像數(shù)字化傳輸至計(jì)算機(jī)，計(jì)算機(jī)通過采集前后2 張圖像中示蹤粒子的位置信息，計(jì)算出其位移變化量Δx與Δy，通過式（8）和式（9）得到粒子的二維圖像分布。時(shí)序控制系統(tǒng)可以控制脈沖激光的脈沖頻率，以及同步CCD 相機(jī)與脈沖激光的頻率，來實(shí)現(xiàn)圖像的正確采集。

3D-PIV 系統(tǒng)還能采集到粒子在激光厚度方向上的移動(dòng)距離Δz，通過式（10）能夠得到粒子在厚度方向的速度，3 個(gè)速度的矢量和即為3D 空間的速度。

3.2 PIV 實(shí)驗(yàn)及結(jié)果驗(yàn)證

PIV 實(shí)驗(yàn)是在瀚海藍(lán)帆海洋科技有限公司的流體實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行的，PIV 實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖片如圖15 所示。所搭建的流場(chǎng)測(cè)量系統(tǒng)主要包括PIV 測(cè)量系統(tǒng)、推進(jìn)器控制系統(tǒng)、推進(jìn)器工作平臺(tái)。推進(jìn)器控制系統(tǒng)，包括微型泵噴推進(jìn)器、驅(qū)動(dòng)器、水密纜等，推進(jìn)器工作平臺(tái)包括實(shí)驗(yàn)水箱、滑動(dòng)導(dǎo)軌、導(dǎo)軌速度控制系統(tǒng)等。實(shí)驗(yàn)水箱是以鋁型材為框架，以10 mm 厚的透明亞克力板為主體搭建的，方便激光的穿透與圖像的采集。水箱為1 m×1 m×3 m 的結(jié)構(gòu)布置，水箱注水深度0.8 m，推進(jìn)器固定于距離水面0.4 m 處，其觀測(cè)區(qū)域?yàn)樗淝?/3 處，方便推進(jìn)器尾部流場(chǎng)的充分?jǐn)U展。

圖15 推進(jìn)器PIV 實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig. 15 PIV test site for thrusters

對(duì)本團(tuán)隊(duì)設(shè)計(jì)的微型泵噴推進(jìn)器進(jìn)行PIV 實(shí)驗(yàn)時(shí)，為方便激光對(duì)后置定子和導(dǎo)流罩的照射穿透，通過3D 打印的加工方法，采用透明樹脂材料加工導(dǎo)管與后置定子。泵噴推進(jìn)器通過卡箍與連接桿固連，連接桿通過螺栓與滑動(dòng)導(dǎo)軌固連（圖12），導(dǎo)軌可以帶動(dòng)推進(jìn)器以0～1 m/s 任意速度運(yùn)行，方便測(cè)試推進(jìn)器在淌水工況下的流場(chǎng)信息。

通過對(duì)微型泵噴推進(jìn)器進(jìn)行PIV 實(shí)驗(yàn)，得到其在不同工作狀態(tài)下的尾部流場(chǎng)分布情況。由于實(shí)驗(yàn)設(shè)備可觀測(cè)的區(qū)域有限，僅有240 mm×240 mm 大小的面積，當(dāng)螺旋槳轉(zhuǎn)速過高時(shí)，其尾部流場(chǎng)的流體流速過高，PIV 設(shè)備不能夠完美捕捉到區(qū)域內(nèi)所有示蹤粒子的運(yùn)動(dòng)，選擇螺旋槳轉(zhuǎn)速在500 r/min和1 000 r/min 時(shí)進(jìn)行PIV 試驗(yàn)。

圖16 微型泵噴推進(jìn)器的連接示意圖Fig. 16 Schematic diagram of connection of micro pump-jet thruster

首先對(duì)微型泵噴推進(jìn)器在系泊工況下進(jìn)行PIV 試驗(yàn)，圖17 為在系泊工況下PIV 實(shí)驗(yàn)所得速度云圖。PIV 實(shí)驗(yàn)所得速度云圖具有中部速度高、周圍速度低的分布特點(diǎn)，且水流呈噴射狀向后運(yùn)行，且在槳轂后的流體速度低于轉(zhuǎn)子后的流體速度。隨著轉(zhuǎn)速的增加，微型泵噴推進(jìn)器的尾部流場(chǎng)中的速度也呈現(xiàn)增加趨勢(shì)。

圖17 推進(jìn)器PIV 速度云圖Fig. 17 Schematic diagram of fixing small pump-jet thruster

通過電動(dòng)滑臺(tái)帶動(dòng)推進(jìn)器進(jìn)行勻速運(yùn)動(dòng)，對(duì)推進(jìn)器進(jìn)行淌水狀態(tài)下的PIV 實(shí)驗(yàn)。圖18 為推進(jìn)器在0.5 m/s 勻速運(yùn)動(dòng)下的尾部流場(chǎng)對(duì)比圖，螺旋槳的轉(zhuǎn)速為1 000 r/min。Ⅰ區(qū)域?yàn)槁菪龢獦灪蟮牡退賲^(qū)，這是由于螺旋槳在高速旋轉(zhuǎn)時(shí)，會(huì)在其尾部形成槳轂尾渦，降低了水流速度。Ⅱ區(qū)域?yàn)槁菪龢膊康母咚賲^(qū)，主要集中在尾流兩側(cè)的中上部區(qū)域。Ⅲ區(qū)域的形成是由于示蹤粒子分布不夠均勻，導(dǎo)致低速區(qū)的出現(xiàn)。

圖18 實(shí)驗(yàn)與仿真流場(chǎng)對(duì)比圖Fig. 18 Comparison of experimental and simulated flow field

4 結(jié)束語

本文以3 種定轉(zhuǎn)子間距的后置定子泵噴推進(jìn)器模型為研究對(duì)象，通過計(jì)算流體力學(xué)方法計(jì)算了3種模型在不同進(jìn)速系數(shù)下的水動(dòng)力性能。并通過PIV 實(shí)驗(yàn)方法驗(yàn)證了數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)的準(zhǔn)確性，重點(diǎn)分析了定轉(zhuǎn)子間距的變化對(duì)泵噴推進(jìn)器水動(dòng)力性能及流場(chǎng)特性的影響，得到以下結(jié)論。

1）定轉(zhuǎn)子間距的變化對(duì)泵噴推進(jìn)器效率影響較小，主要影響泵噴推進(jìn)器的扭矩系數(shù)和定子扭矩系數(shù)，定轉(zhuǎn)子間距越大泵噴推進(jìn)器的扭矩系數(shù)越大，最大相差5.58%，定轉(zhuǎn)子間距越大定子扭矩系數(shù)越小，最大相差5.3%。

2）泵噴推進(jìn)器的扭矩系數(shù)的變化主要是由于后置定子對(duì)泵噴推進(jìn)器的干擾減小，改變了轉(zhuǎn)子表面壓力值的變化。

3）定轉(zhuǎn)子間距的變化改變了定子葉片表面的圓周平均壓力分布，定子葉片下上表面平均壓力隨著間距的增大而增大，但其增加幅值不同，上表面約增加15%～20%，下表面約增加24%～30%，其壓差約下降了10%。

4）后置定子上下表面壓差較大部分主要集中在葉片中上部分，說明其主要做功區(qū)域?yàn)槿~片的中上部分。

本文計(jì)算了3 種不同定轉(zhuǎn)子間距的泵噴推進(jìn)器在不同工況下的水動(dòng)力性能，分析了定轉(zhuǎn)子間距改變對(duì)其定常水動(dòng)力性能的影響規(guī)律，其非定常水動(dòng)力性能的研究會(huì)在后續(xù)的文章中分析。