噴嘴結(jié)構(gòu)對非穩(wěn)態(tài)射流推力影響的試驗(yàn)研究

李 銀，賀小峰，余 威

（華中科技大學(xué) 機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院，武漢 430000）

0 引言

當(dāng)前噴水推進(jìn)技術(shù)主要采用穩(wěn)態(tài)射流方式，其推力源于推進(jìn)器進(jìn)出口水流的動(dòng)量差，具有振動(dòng)小、噪聲低、操縱性好、適應(yīng)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，但噴水推進(jìn)泵的結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，在較高的航速下，噴水推進(jìn)器需要進(jìn)一步提高射流速度與推進(jìn)速度之比以保證足夠的推力，這也使其效率進(jìn)一步降低［1-8］。

近年來，隨著仿生學(xué)的興起，人們開始研究非穩(wěn)態(tài)的噴射推進(jìn)方式。BARTOL等［9-11］利用數(shù)字粒子成像技術(shù)對魷魚的射流進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)非穩(wěn)態(tài)射流會在流場中形成渦環(huán)。GHARIB等［12］將非穩(wěn)態(tài)射流過程用一種無量綱時(shí)間尺度進(jìn)行度量，即形成時(shí)間L/D（L為射流液柱的長度，D為噴嘴出口直徑），可以度量一次非穩(wěn)態(tài)射流噴出流體的多少。RUIZ等［13］設(shè)計(jì)了射流推進(jìn)器，分別進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)射流推進(jìn)試驗(yàn)并比較其效率，結(jié)果顯示非穩(wěn)態(tài)射流的推進(jìn)效率比穩(wěn)態(tài)射流最高可提升50%左右，且非穩(wěn)態(tài)射流的能耗在一定條件下甚至低于穩(wěn)態(tài)射流。MOSLEMI等［14-15］設(shè)計(jì)了基于活塞結(jié)構(gòu)的射流推進(jìn)器，并考察了形成時(shí)間、占空比、雷諾數(shù)和速度程序等因素對非穩(wěn)態(tài)射流效率的影響。其研究結(jié)果顯示，減小最大形成時(shí)間、提高占空比、減小雷諾數(shù)、采用梯形速度程序都能夠提升非穩(wěn)態(tài)射流的推進(jìn)效率。

由于非穩(wěn)態(tài)射流機(jī)理較為復(fù)雜，涉及渦環(huán)的形成與相互作用，為了簡化問題，GHARIB等［12-15］采用了簡單的直管型內(nèi)腔作為噴嘴，相關(guān)研究圍繞射流過程所采用的不同形成時(shí)間等影響因素展開，未系統(tǒng)考慮噴嘴形狀對推力特性的影響。但BARTOL等［9-11］的魷魚射流研究表明，水生生物在非穩(wěn)態(tài)噴射的過程中會改變其“噴嘴”的直徑和內(nèi)腔形狀，以獲得更大的推力。此外，DABIRI等［16］設(shè)計(jì)了一種能夠在非穩(wěn)態(tài)射流過程中改變噴嘴直徑的裝置，結(jié)果表明在噴射過程中縮小噴嘴直徑有利于提高整體推力。因此，噴嘴形狀也是非穩(wěn)態(tài)射流推力特性的關(guān)鍵影響因素之一。為了進(jìn)一步探究不同幾何形狀的噴嘴對非穩(wěn)態(tài)射流特性的影響，本文設(shè)計(jì)了錐型、錐直型和Wyszynski型3種噴嘴內(nèi)腔結(jié)構(gòu)以及30°，60°和90°3種噴嘴唇邊結(jié)構(gòu)，搭建試驗(yàn)平臺并進(jìn)行了推力特性試驗(yàn)，相關(guān)試驗(yàn)結(jié)論揭示了噴嘴形狀對射流推力特性的影響規(guī)律，并將對非穩(wěn)態(tài)射流裝置中噴嘴形狀的研制提供理論參考。

1 試驗(yàn)裝置

1.1 測力原理與裝置

測力裝置的基本原理如圖1所示。

圖1 測力裝置的基本原理Fig.1 Schematic diagram of the basic principle of the force measuring device

位于A點(diǎn)處的噴嘴在射流過程中產(chǎn)生水平向左的推力。由于力傳感器不能置于水下，因此在試驗(yàn)水槽外B點(diǎn)連接拉壓力傳感器，另一端與機(jī)架鉸接。在D點(diǎn)連接彈簧用于施加預(yù)緊力，避免傳感器受力方向和裝置內(nèi)部摩擦力方向因非穩(wěn)態(tài)射流時(shí)產(chǎn)生的振動(dòng)沖擊而改變。從旋轉(zhuǎn)中心O處沿軸向進(jìn)行供流，可以避免流體輸入時(shí)的液動(dòng)力影響測量結(jié)果。供流連接采用旋轉(zhuǎn)密封接頭實(shí)現(xiàn)，但這會引入一定的摩擦力矩。

由于測力裝置流道內(nèi)的壓力較低（小于0.1 MPa），因此忽略壓力變化對密封結(jié)構(gòu)摩擦力矩的影響，將摩擦力矩視為恒定值。在此基礎(chǔ)上開展標(biāo)定試驗(yàn)可修正摩擦力矩對測量結(jié)果的影響。如圖1所示，標(biāo)定試驗(yàn)的標(biāo)準(zhǔn)力水平施加于標(biāo)定點(diǎn)C處，可通過力臂換算求得A處的等效推力。預(yù)緊彈簧的長度會在射流中有所變化進(jìn)而影響測量結(jié)果，但拉壓力傳感器滿量程長度變化量小于0.05 mm，因此預(yù)緊彈簧長度變化對測量結(jié)果的影響小于0.07%，可將預(yù)緊力視為定值。

設(shè)A，B，C，D到旋轉(zhuǎn)中心O的距離分別為L1，L2，L3，L4。則推力F推，傳感器讀數(shù)F傳，傳感器的相對讀數(shù)F′傳，標(biāo)定力F標(biāo)滿足式（1）（2），其中參數(shù)a，b可通過對標(biāo)定試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合得到。測力裝置的主體結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 測力裝置的主體結(jié)構(gòu)Fig.2 Main structure of the force measuring device

式中，F(xiàn)推為射流推力，N；F標(biāo)為標(biāo)定力，N；L1，L2，L3，L4為力臂，mm；a，b為擬合系數(shù)；F′傳為力傳感器相對讀數(shù)，N；F預(yù)為彈簧預(yù)緊力，N；F傳為力傳感器絕對讀數(shù)，N。

圖2中懸臂焊件和主管路剛性連接，構(gòu)成了圖1中的桿ABCD，左右對稱布置的旋轉(zhuǎn)接頭為圖1中的旋轉(zhuǎn)中心O。旋轉(zhuǎn)接頭在軸向與主管路固接，在徑向通過軸承與機(jī)架進(jìn)行連接，該結(jié)構(gòu)使主管路能夠相對機(jī)架自由擺動(dòng)。工作介質(zhì)在旋轉(zhuǎn)接頭內(nèi)改變流向后，沿轉(zhuǎn)軸軸向相向進(jìn)入主管路，進(jìn)而相互抵消橫向動(dòng)量，消除了側(cè)向液動(dòng)力，之后流體依次經(jīng)過分流瓦、整流器和出口法蘭后，經(jīng)由噴嘴射出。其中，分流瓦和整流器的作用是進(jìn)行整流，改善由于拐角流道產(chǎn)生的流場不均勻性。

1.2 噴嘴結(jié)構(gòu)

研究顯示，相較于平直和擴(kuò)張的噴嘴內(nèi)腔，收縮型內(nèi)腔的非穩(wěn)態(tài)射流推力更大，但對具體的收縮線型的對比研究較少，試驗(yàn)的3種不同內(nèi)腔的噴嘴如圖3所示，錐型內(nèi)腔是較為常見的內(nèi)腔收縮形式，在穩(wěn)態(tài)射流噴嘴中應(yīng)用廣泛，其非穩(wěn)態(tài)射流特性值得研究；錐直型噴嘴是在錐型噴嘴的基礎(chǔ)上增加了直線整流段，可以減小流場中的徑向分速度；Wyszynski型噴嘴為一種特殊的收縮型內(nèi)腔，流體通過Wyszynski型內(nèi)腔后流場的徑向分速度是收縮型內(nèi)腔中最小的，由于徑向分速度強(qiáng)度對非穩(wěn)態(tài)射流渦環(huán)的環(huán)量大小影響較大，是非穩(wěn)態(tài)射流推力性能的重要影響因素，因此錐直型和Wyszynski型噴嘴的噴射特性研究十分必要，Wyszynski內(nèi)腔的線型方程如下（坐標(biāo)系定義見圖3（c））：

圖3 噴嘴內(nèi)腔曲線種類Fig.3 The diagram of the nozzle’s inner cavity curve type

式中，Dw為噴嘴收縮段間直徑，mm；D為噴嘴出口直徑，mm；Din為噴嘴收縮前直徑，mm；Ln為噴嘴收縮段總長，mm。

由于3D打印對于空間曲線的重復(fù)性較高，打印精度為0.5 mm，強(qiáng)度符合要求，故噴嘴采用3D打印制造，實(shí)物如圖3（d）所示，3種噴嘴的Ln=80 mm，Din=40 mm，錐直型噴嘴的收縮后直管段長為20 mm。

GHARIB等［12］的研究發(fā)現(xiàn)，在射流過程初期，渦環(huán)將緊貼外唇邊壁面生長，直到其具有足夠的規(guī)模和傳播速度以離開噴嘴，當(dāng)渦環(huán)離開噴嘴并向下游運(yùn)動(dòng)時(shí)，壁面仍可能對后續(xù)的射流產(chǎn)生一定的影響，大外緣角不利于渦環(huán)在噴嘴口的卷起，并最終對非穩(wěn)態(tài)射流的推力特性造成影響。因此試驗(yàn)設(shè)置30°，60°和90°3種不同外緣角的情況，研究外緣角對非穩(wěn)態(tài)射流推力特性的影響。

1.3 射流試驗(yàn)系統(tǒng)

射流系統(tǒng)原理如圖4所示。

圖4 非穩(wěn)態(tài)射流試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.4 The diagram of the unsteady jet experiment system

在電機(jī)啟動(dòng)初期，流量將通過開關(guān)閥返回水箱；電機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)穩(wěn)定后，關(guān)閉開關(guān)閥，流量通過溢流閥支路進(jìn)入測力裝置。為避免上游管路的空化現(xiàn)象，采用開啟壓力為0.15 MPa的單向閥為其提供足夠的背壓。單柱塞泵的運(yùn)行原理如圖5所示。

圖5 單柱塞泵運(yùn)行原理Fig.5 Schematic diagram of single plunger pump operation

單柱塞泵通過單向閥進(jìn)行配流，其瞬時(shí)理論輸出流量式如下：

式中，DP為活塞直徑，m；ω為角速度，rad/s；R為曲柄長度，m；Lp為連桿長度，m；T為運(yùn)動(dòng)周期，s。

由式（4）可知，單柱塞泵的理論流量特性為半個(gè)正弦波的形式。

蓄能器將用于調(diào)制流量波形，圖6示出單柱塞泵一個(gè)運(yùn)行周期內(nèi)的流量波形，當(dāng)試驗(yàn)中溢流閥開啟壓力調(diào)定為1 MPa，蓄能器充氣壓力為4 MPa時(shí)，蓄能器不工作，由單柱塞泵的流量特性可知，此時(shí)射流模式為非穩(wěn)態(tài)射流，其實(shí)際流量特性由于泄漏等原因不是標(biāo)準(zhǔn)正弦半波；而當(dāng)其充氣壓力小于3 MPa時(shí)，系統(tǒng)輸出流量的波形向梯形轉(zhuǎn)變，最大流量將隨著蓄能器充氣壓力相對于溢流閥開啟壓力的降低而降低，同時(shí)運(yùn)行周期內(nèi)流量的持續(xù)時(shí)間變長，當(dāng)蓄能器充氣壓力接近甚至略小于溢流閥開啟壓力時(shí)，流量可以持續(xù)到下一個(gè)運(yùn)行周期形成穩(wěn)態(tài)流量，此時(shí)蓄能器在單柱塞壓出行程時(shí)積累的流體正好補(bǔ)充了其回程時(shí)的流量空缺。如圖7所示，在蓄能器充氣壓力為1 MPa，溢流閥開啟壓力為1.5 MPa，電機(jī)轉(zhuǎn)速為369 r/min的條件下，可輸出穩(wěn)態(tài)流量，其脈動(dòng)率約為11.3%。

圖6 蓄能器充氣壓力對系統(tǒng)輸出流量的影響Fig.6 Influence of accumulator charging pressure on system output flow

圖7 試驗(yàn)穩(wěn)態(tài)射流流量Fig.7 The flow rate of the experimental steady jet

噴射試驗(yàn)在寬為0.5 m，長為2 m的水槽中進(jìn)行。水槽前壁面設(shè)有高度低于側(cè)壁的導(dǎo)流板，可維持水位高度為0.5 m，噴嘴沒于水位高度的一半處，水位高度和水槽寬度足夠大，可以忽略自由液面和固壁面對噴射的影響。

1.4 誤差分析

結(jié)構(gòu)方面的誤差主要由旋轉(zhuǎn)密封接頭摩擦力矩、預(yù)緊彈簧彈力和零件形位公差組成。旋轉(zhuǎn)接頭與預(yù)緊彈簧的影響可以通過標(biāo)定試驗(yàn)進(jìn)行一定程度的補(bǔ)償；通過控制零件的尺寸公差和形位公差可使其對測量結(jié)果的影響小于0.05%。試驗(yàn)過程中的非穩(wěn)態(tài)射流最大推力波峰可達(dá)到70 N，因此選用拉壓力傳感器的量程為100 N，非線性測量誤差為±0.01%FS，綜上所述，推力最大測量誤差為0.01 N。

2 試驗(yàn)方案

首先對測力裝置進(jìn)行標(biāo)定，修正摩擦力與彈簧形變對推力測量結(jié)果的影響。試驗(yàn)組的設(shè)置見表1～4。其中，L/D表示射流形成時(shí)間，L與GHARIB等［12］的定義一致，L表示圖5中活塞的沖程，D表示圖3中噴嘴的出口直徑。如表3所示，由于柱塞沖程固定，本試驗(yàn)通過更改噴嘴出口直徑的方式來調(diào)整形成時(shí)間。

表1 噴嘴內(nèi)腔結(jié)構(gòu)試驗(yàn)組Tab.1 The experimental group of nozzle inner cavity structure

表2 唇邊結(jié)構(gòu)試驗(yàn)組Tab.2 The experimental group of nozzle lip structure

表3 形成時(shí)間試驗(yàn)組Tab.3 The experimental group of formation time

表4 溢流閥與蓄能器設(shè)置Tab.4 The setting of overflow valve and accumulator MPa

進(jìn)行穩(wěn)態(tài)射流試驗(yàn)的噴嘴結(jié)構(gòu)與對應(yīng)的非穩(wěn)態(tài)射流試驗(yàn)組一致，其流量為對應(yīng)非穩(wěn)態(tài)射流的平均流量，在此基礎(chǔ)上定義推力比值如下：

式中，KF為推力比值為非穩(wěn)態(tài)射流平均推力，N為穩(wěn)態(tài)射流平均推力，N；kv為動(dòng)量通量增大系數(shù)；F*為無量綱推力。

其中，無量綱推力是非穩(wěn)態(tài)射流平均推力與其自身平均動(dòng)量通量的比值，能夠直接反應(yīng)渦環(huán)形成過程對推力的貢獻(xiàn)，而推力比值中還額外包含了因射流速度波動(dòng)而產(chǎn)生的動(dòng)量通量增量。受試驗(yàn)條件限制，動(dòng)量通量系數(shù)無法準(zhǔn)確確定，因此只能得到推力比值的結(jié)果。

3 試驗(yàn)結(jié)果

圖8示出標(biāo)定試驗(yàn)的結(jié)果，用擬合結(jié)果結(jié)合式（1）（2）可以算出：a=1.025；b=8.884。

圖8 標(biāo)定試驗(yàn)結(jié)果Fig.8 Calibration experiment results

標(biāo)定試驗(yàn)完成后即可進(jìn)行正式試驗(yàn)。按表1的設(shè)置，不同噴嘴內(nèi)腔結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)結(jié)果見表5，表中每個(gè)數(shù)據(jù)均為5次重復(fù)獨(dú)立試驗(yàn)的均值。

表5 噴嘴內(nèi)腔結(jié)構(gòu)試驗(yàn)結(jié)論Tab.5 The experimental conclusions of nozzle inner cavity structure

表5的結(jié)果表明，錐型噴嘴的平均推力比錐直型和Wyszynski型噴嘴高，且后兩者的平均推力基本相同，定量上看，錐型噴嘴的推力比Wyszynski型提升了2.0%。在推力比值方面，錐型和錐直型的推力比值基本一致，僅相差0.3%，而錐型噴嘴的推力比值較Wyszynski型噴嘴提升了4.0%。可見，錐型噴嘴是相對較優(yōu)的噴嘴內(nèi)腔形式。

按表2所示的設(shè)置，不同噴嘴唇邊結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)結(jié)果見表6。試驗(yàn)結(jié)果表明，非穩(wěn)態(tài)射流的平均推力隨唇邊角的增大而降低，30°噴嘴唇邊的平均推力相較于60°唇邊提升了2.3%，相較于90°唇邊提升了7.7%。這一變化趨勢表明了唇邊的增大會對射流推力產(chǎn)生不利影響。此外，減小唇邊角有利于提高推力比值，30°噴嘴唇邊的推力比值相較于60°唇邊上升了6.0%，相較于90°唇邊上升了8.6%。

表6 噴嘴唇邊結(jié)構(gòu)試驗(yàn)結(jié)果Tab.6 The experimental conclusions of nozzle lip structure

按表3的設(shè)置，不同最大形成時(shí)間的試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。

圖9 不同最大形成時(shí)間的試驗(yàn)結(jié)果Fig.9 The experiment result of different maximum formation time

綜合圖9（a）（b）結(jié)果可知，隨著最大形成時(shí)間的增大，平均推力與推力比值都呈現(xiàn)下降趨勢，（L/D）max=2～3與（L/D）max=5～6階段的平均推力劇烈下降，相對跌幅分別為4.3%與3.8%；推力比值的下降趨勢較緩，在（L/D）max=2～6內(nèi)總跌幅為2.8%。

4 結(jié)論

（1）在所有試驗(yàn)組中推力比值均大于2，表明相同平均流量下的非穩(wěn)態(tài)射流推力要大于穩(wěn)態(tài)射流推力，即存在推力增強(qiáng)效應(yīng)。

（2）錐型噴嘴的非穩(wěn)態(tài)射流性能最好，錐直型噴嘴的性能居中，而Wyszynski型的性能最差。錐型噴嘴的平均推力和推力比值分別比Wyszynski型噴嘴高2.0%和4.0%。

（3）在噴嘴外唇邊結(jié)構(gòu)方面，較小的唇邊將提高非穩(wěn)態(tài)射流的平均推力，30°噴嘴唇邊的平均推力相較于60°的提升了2.3%，相較于90°的提升了7.7%。

（4）非穩(wěn)態(tài)射流平均推力與最大形成時(shí)間呈反比關(guān)系，（L/D）max=2的平均推力比（L/D）max=6的高7.2%。

綜上所述，錐型內(nèi)腔，30°唇邊和最大形成時(shí)間為2的非穩(wěn)態(tài)射流，在有較好的非穩(wěn)態(tài)平均推力特性的同時(shí)，也會有較大的推力比值，綜合性能較好。