如图4压强云图所示,在t=16.5 ms时刻发动机堵盖打开瞬间,喷管内外压差大于2 MPa,扰动压力波以水下声速迅速向外传播,可视为轻微的“水下爆炸”,在堵盖打开瞬间随即经历一个推力的峰值—回落过程,持续时间约20 ms。燃气对外膨胀做功,燃气泡逐渐由径向翻卷转为轴向扩张。

图4 点火初期流场压强云图
Fig.4 Pressure nephogram of flow filed at the initial stage of ignition

此时燃气泡主体仍在喷管出口附近,t=65.0 ms时刻从弹体尾部开始出现颈缩。颈缩出现时,气水界面(密度间断)沿航行体尾部逐渐向中心收缩,并与自由射流边界发生干涉; 高速气体受到气水界面“阻挡”发生滞止产生局部高压,将水介质排开,高速射流结构重新建立; 在高速气体抽吸作用和局部低压的影响下,水介质重新与射流边界相交。上述现象不断发生,引起射流结构、气水界面以及推力的剧烈振荡,推力的最大振幅可达到与动推力相同的量级。

燃气泡经过一段时间的剧烈振荡后在射流末端6d_e外周期性地发生膨胀—颈缩与脱落现象,航行体尾部(射流上游)流场相对稳定,燃气泡共分为射流区、过渡区与掺混区,与文献[2]中试验的燃气泡形态结构分区一致(见图5)。上游射流区气水边界处速度梯度较大,存在Kelvin-Helmholtz剪切不稳定现象,是推力稳定段射流与推力振荡的主要因素。

图5 推力稳定阶段流场仿真结果
Fig.5 Simulation results of flow filed at the thrust stabilization stage

环境背压是流场非定常演化的重要影响因素,典型时刻燃气泡形态如图6所示。

图6 不同深度下水下点火过程流场体积分数云图
Fig.6 Volume fraction nephogram of flow filed during underwater ignition at different depths

从上述仿真结果可以发现,燃气射流初期特征基本一致,但随着深度增加,燃气泡体积变小。燃气泡扩张过程中,水深越大的工况初次颈缩现象发生的时间越早。在流场演化的射流振荡发展阶段,燃气泡不断发生膨胀—颈缩现象,随着水深增加,颈缩程度会逐渐加剧,直至气泡断裂,并伴随回射现象。图7所示为工况7某周期内完整的膨胀—颈缩—断裂—回射过程。

当距离喷管出口比较近的位置处发生燃气泡断裂时,燃气射流排导空间会急剧减小,发动机喷管出口会出现图7(a)所示的背压突增,喷管内会发生严重的流动分离现象,激波向喷管内部回退,严重时回退至图7(b)所示的喷管喉部处,同时产生压强峰值。10 m及30 m水深点火时不会发生流动分离现象,当点火水深增加至60 m时,喷管开始出现流动分离现象,100 m水深点火时呈现一定规律性,几乎每个振荡周期燃气泡都会出现颈缩断裂现象,引起喷管内的流动分离。图8为不同点火水深下发动机总推力随时间变化的曲线,水深越大,推力振荡幅度越大,最大可达平均推力的数倍,对航行体运动状态将产生巨大的扰动。

图7 工况7某振荡周期仿真结果
Fig.7 Simulation results of an oscillation period under case 7

图8 总推力随时间变化曲线
Fig.8 Variation curve of engine total thrust with time

表2所示为不同水深工况下发动机总推力主频,燃气过膨胀程度不太大(即工作水深H<60 m)时,随着水深增加,推力主频增加。但当燃气泡发生断裂-回射时,主频开始随水深减小。

表2 不同水深工况下发动机总推力主频
Tab.2 Table of main frequency of total thrust under different depths

水下发动机点火试验时发动机处于系留状态,但水下航行体航行时会有一定航速,燃气泡不断被来流“携带”至下游,引起气水界面的变化。图9 所示为工况2、3与工况5、6的仿真结果。

图9 不同航速工况下仿真结果
Fig.9 Simulation results under different velocity case

由图9(a)得,在有航速时主要呈现以下规律。

1)燃气泡与航行体径向尺寸基本相当,容积整体减小; 燃气泡轴向生长速度增大,轴向尺寸增加,沿轴向形成内径大—小间隔存在波状分布。

2)燃气泡具有附加的向下游运动趋势,导致喷管出口附近燃气泡内含气量减小,泡内压力减小,在航行体尾部更易发生颈缩现象,燃气泡更易脱落。

由图9(b)的仿真结果可知,当发动机在航行工况下工作时,推力大小变化趋势与静水点火状态相比基本一致,但振荡幅度与频率增大,通过频谱分析可知,推力振荡主频为45.57 Hz,并存在更多个高阶的频率峰值(77.74、115.27、139.39 Hz等)。此时燃气泡易被拉断,抵御颈缩能力减弱,更易发生断裂,因此振幅也相对较大。受航速影响,航行体头部与肩部受到定常流体作用力,阻力增大,尾部压强与总推力在幅值上整体小于静水点火状态。

为了研究水下点火过程中的汽化效应对流场影响,本文进行了工况4的仿真求解,典型时刻流场云图如图 10所示。

图 10 流场水蒸气相体积分数云图与温度场云图
Fig.10 Cloud diagram of water vapor phase integral number and temperature field

在水下点火初期(t=22.0 ms),高温高压燃气受到水介质的阻滞,被封闭在容积很小的燃气泡内,高温燃气直接与常温水介质接触,在气水界面上具有很高的温度差,液态水发生汽化生成水蒸气,在两相流交界面上进行热量的传递与质量的输运,初始阶段气水界面表面积小,水蒸气生成量较少,随着时间推移蒸汽量不断增加,受燃气翻卷的影响,水蒸气聚集在航行体尾部周围。当进入振荡阶段与推力稳定阶段后,虽然燃气泡不断发生膨胀、收缩、脱落等现象,掺混效应明显,但水蒸气仍在旋涡中心处聚集,燃气泡上游生成的水蒸气被燃气携带至下游,喷管出口外燃气射流通道不再有水蒸气聚集。

从图 11(a)可得,在忽略汽化效应的仿真工况中,燃气泡初次颈缩的时刻提前,导致两种工况流场演化并不同步,但燃气泡形状、尺寸、基本结构均相差不大。航行体尾部受力反映了流场的扰动对航行体产生的影响,从图 11(b)中可以发现,在射流非定常演化过程中,尾部受力的平均值、振荡幅度与振荡的主频率几乎一致,但相位有所差别,同时,忽略汽化效应后尾部受力的振荡幅度有所增加且出现部分高频振动。综上所述,汽化反应通过局部的质量输运,增加了燃气泡内的含气量,燃气泡的振荡幅度减小,高频振动减小。

图 11 工况2、4典型时刻燃气泡云图与堵盖打开后尾部平均受力曲线
Fig.11 Gas bubble cloud diagram and tail average stress curve at typical time under case 2 and case 4