1. 引言
本研究采用一种全新的推进方式和推进理论，利用高压大流量容积式柱塞泵作为推进喷射泵，通过推力室形成高压、高速射流从而产生推进力。该推进技术是一种高压、高喷射速度的推进方式，利用容积式柱塞泵高压条件下仍具有高容积效率的优点，能有效提高喷水推进装置的推进效率[1]。
2. 系统组成部件及功能
系统主要由检测设备、泵组、控制阀组以及喷头等装置构成，喷水推进系统工作原理图如图1所示：
Ⅰ：高压喷射装置，Π：方向控制装置；1、4：直流永磁同步电机，2：高压柱塞泵，3：推力室，5：方向舵。
Figure 1. The Working Principle of a Water Jet Propulsion System
图1. 喷水推进系统工作原理
喷水推进装置通过控制器在岸边控制汽油机开启和关闭，采用高压容积式水压柱塞泵为动力源，水压柱塞泵在汽油机的驱动下直接吸水，泵将低压水加压后通过喷嘴高速射出，形成推力，推动船模在水中前进；通过调节水压泵的转速可以调节推力的大小。改变舵的方向，可以实现航行器的转向或上浮、下潜等运动方向的控制。
3. 系统原理及主要部件
喷水推进试验系统
为研究高压水射流喷水推进装置的推力特性，在800 m3的水池内模拟海洋静水环境，并在此基础上建立了喷水推进装置试验系统，其原理如图2所示。
1：汽油机，2：转矩转速仪，3：高压容积式柱塞泵，4：压力传感器，5：流量传感器，6：拉压力传感器，7：推力室，8：水池，9：过滤器，10：截止阀。
Figure 2. Water jet propulsion test system
图2. 喷水推进试验系统
喷水推进系统的泵由伺服电机驱动，通过调节伺服电机的功率即可设定泵的输入功率。泵的进水口通过耐压软管和接头与装置的吸水口相连，泵的出口与喷嘴连通。泵的转矩和功率通过扭矩传感器测得，将拉力传感器的两端连接于固定支架和装置上即可测量射流反推力。
通过试验测试系统对高压柱塞泵性能进行测试，得到高压柱塞泵流量、压力、容积效率等性能参数，并研究喷头几何参数对反推力特性的影响，通过试验方法与理论仿真计算相结合的方法得到最优喷头几何参数。并在试验测试系统上完成高压柱塞泵喷水推进装置反推力特性研究。
4. 高压喷水动力推进装置推力室特性研究
推力室是高压喷水动力推进装置的核心能量转换部件，它将水介质的压力能转化为动能进而转化为推力。不同结构参数的推力室将具有不同的流场特性和能量损失特性。通过理论分析和试验研究对推力室推力特性进行了深入研究，分析了推力与推力室直径、推力室几何形状等参数的关系并进行优化设计，为提高推力、提高能量转换效率提供了理论基础。
4.1. CFD计算模型建立
建立推力室能量损失的数学模型，设置优化目标和约束条件，进行了优化设计，得到了推力室结构参数的设计原则和方法，喷水推进系统的射流反推力不仅与容积式泵的有效功率有关，喷嘴作为整个系统的负载，其结构参数也会影响射流反推力，下面将分析不同喷嘴结构参数对射流反推力的影响。
4.2. 推力室的结构参数
在实际工程中应用最多的喷嘴型式有圆锥形喷嘴、圆柱形喷嘴和余弦曲面喷嘴，如图3所示。本文以圆锥收敛形喷嘴作为研究对象，其几何参数主要包括喷嘴的收缩角2α，出口直径2R，圆柱段长度ln与直径2r的比值，简称为长径比。喷孔的长径比ln/2r是影响射流状态的另一个重要参数，选择合适的长径比将对射流效率的提高起到至关重要的影响；喷嘴的收缩角2α决定了射流沿喷嘴入口到喷嘴出口过程中的能量损失，从而影响射流效率[2]-[7]。因此，本文将对喷嘴的这两个主要参数进行研究，分析其对喷射推进性能的影响。
Figure 3. Thrust chamber structure diagram
图3. 推力室结构示意图
4.3. 推力室CFD模型、网格划分和初始条件
由于喷嘴的结构是轴对称的，而且三维网格模型的网格数量较大，故喷嘴内部流动及射流可以简化为二维流动情况以减少网格数量。二维模型网格由前制处理器ANSYSWorkbench生成。
依据工况条件作为模拟的条件，在ANSYS中导入喷嘴及外流场的网格，选择基于压力稳态的轴对称旋转求解器，采用的湍流模型为k-ε RNG模型，其C1-ε值取为1.4，C2-ε值取为1.7。设定射流出口直径均为6 mm，将喷嘴入口设为压力入口边界条件，压力值均取为10 Mpa。
4.4. 长径比ln/2r对射流反推力的影响
设置6种不同长径比的喷嘴模型作为试验对照组，选取长径比的比值如表1所示，通过仿真计算后获取喷嘴出口的推力室出口速度值，推力室出口速度越大，反推力越大。
Table 1. Selection of length-to-diameter ratio
表1. 长径比比值的选取
长径比ln /2r |
1 |
2 |
2.5 |
3 |
3.5 |
4 |
针对不同喷嘴长径比ln/2r的喷嘴，ANSYS自带的后处理模块中对上述结果进行处理，显示喷嘴出口截面的平均速度，其值如下表2所示。
Table 2. Nozzle exit velocity corresponding to different length-to-diameter ratios
表2. 不同长径比所对应的喷嘴出口速度(m/s)
ln /2r |
1 |
2 |
2.5 |
3 |
3.5 |
4 |
速度 |
173.91 |
179.81 |
179.43 |
179.47 |
179.43 |
179.41 |
从以上仿真结果可知：当喷嘴直径固定不变而改变其长径比时，喷嘴的推力室出口速度基本一致，当长径比ln/2r在2~4区间内，喷嘴的推力室出口速度相对较高，损失较小，因而产生的射流反推力相对较大。这是由于圆锥形喷嘴的流量系数不是一个定值，喷嘴的流量系数会随着圆柱段长度的增加而增大，此种情况使得射流反推力有增大的趋势。然而，随着圆柱段长度的增加，射流过程中将会产生更多的压力损失，此种情况将造成射流反推力呈减小的趋势。
4.5. 收缩角对射流反推力的影响
选取喷嘴直径为6 mm，长径比为3的前提下，设置五组不同收缩角的喷嘴作为对照，研究收缩角对射流反推力的影响。五组喷嘴的收缩角分别为15˚、25˚、30˚、45˚和60˚，其几何模型和前面所述的一致，在此不再赘述。经过迭代计算后，残差值收敛。用ANSYS显示仿真后的速度云图并对其结果进行理论分析，ANSYS的后处理模块中获取喷嘴出口截面的平均速度，各个收缩角情况下的喷嘴出口推力室出口速度值如表3所示。
Table 3. Thrust chamber exit velocity under different contraction angle conditions (m/s)
表3. 不同收缩角条件下的推力室出口速度(m/s)
收缩角 а |
15˚ |
25˚ |
30˚ |
45˚ |
60˚ |
速度 |
160. 4 |
168.5 |
180.6 |
175.3 |
165.7 |
从以上仿真结果可以看出，相同入口压力条件下，当喷嘴的收缩角为30˚时喷嘴出口的推力室出口速度最大，五组喷嘴所得到的射流反推力从小到大的顺序是15˚ < 60˚ < 25˚ < 45˚ < 30˚，说明收缩角过大或者过小都不利于提高射流推进效率。从理论上分析是因为：当高压水从喷嘴的圆锥段进入到圆柱段的过程中存在两种能量损失，即局部损失和沿程损失，当收缩角减小时圆锥段与圆柱段之间的收缩率减小，从而使射流的局部损失减小；另一方面，收缩角的减小会使圆锥段的长度增加，这样会使射流的沿程损失增大，因此存在一定的收缩角使得喷水射流的射流反推力最大。
4.6. 高压喷水动力推进装置推力室特性
由下图4和图5可以看出，随着喷嘴出口半径的增大推力室出口速度平稳减小，到喷嘴出口半径为13.2 mm时，推力室出口速度为0。随着喷嘴出口半径的增大推力室出口压力先增大，出现拐点，后减小，再平稳增大后减小，到喷嘴出口半径为13.2 mm时，推力室出口压力降到一个定值后保持不变。由此可见，推力室截面积、收缩/扩张角度、长径比以及推力室形状等参数都将影响流场特性，进而影响喷射速度、能量损失以及水介质压力能向动能的转换效率，从而影响喷水推进装置的推力特性。
Figure 4. Thrust chamber exit velocity distribution curve
图4. 推力室出口速度分布曲线
Figure 5. Thrust chamber exit pressure distribution curve
图5. 推力室出口压力分布曲线
5. 结束语
1) 对中高压喷水推进技术进行理论研究，分析了喷水推进系统各组成部分的结构及性能参数对喷水推进效率的影响。
2) 为研究中高压喷水的射流推力特性，采用ANSYS软件对比分析了不同收缩角、不同长径比的喷嘴对射流推力的影响。当喷嘴的直径均为6 mm，地收缩角均为30˚时，在不同的长径比条件下高压喷水动力推进装置所获得的射流反推力变化不大，当长径比在2~4区间内时射流反推力相对较大。当喷嘴直径均为6 mm，长径比均为3时，在不同的收缩角条件下高压喷水动力推进装置所获得的射流反推力从小到大的顺序是15˚ < 60˚ < 25˚ < 45˚ < 30˚。
3) 推力室截面积、收缩/扩张角度、长径比以及推力室形状等参数都将影响流场特性，进而影响喷射速度、能量损失以及水介质压力能向动能的转换效率，从而影响喷水推进装置的推力特性。对装配不同推力室的装置进行试验分析，试验结果与仿真结果吻合良好。
基金项目
1、陕西省稀有金属装备制造共性技术研发平台(2024ZG-GXPT-02)。
2、秦创原建设两链融合项目(23LLRH0038)。