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user: 3. 水空两用发动机水下推进系统性能仿真分析 3.1. 金属水反应冲压发动机计算模型 本章模拟仿真的计算模型采用上一节中金属水反应冲压发动机的结构设计模型。为对比研究以得出水冲压发动机结构对金属水反应的影响规律，已经选定金属燃料入口与水入口距离a和尾喷口半径b两个互相独立的参数作为研究对象，通过对a和b两个参数进行多组赋值模拟仿真来实现对比分析。其中 图1. 金属水反应冲压发动机结构示意图 图2. 金属水反应发动机参数设计示意图 金属燃料入口与水入口距离a给定三个值：25 mm，50 mm，75 mm。尾喷口半径b给定三个值：27.5 mm (此时收敛倾斜角θ = 40˚)，30 mm (收敛倾斜角θ = 35˚)，34 mm (收敛倾斜角θ = 30˚)。参数a和参数b两两组合成为一个算例模型，如此共有九个算例模型，对这九个模型进行模拟仿真，得出不同结构参数对金属水反应效果的影响规律，从而选取最合适的结构参数。 3.2. 网格生成及边界条件 网格是CFD模型在空间区域上离散化的几何表达形式，CFD的模拟与分析都需要在网格的承载下进行。本文使用专业网格生成前处理软件GAMBIT，对金属水反应冲压发动机进行了网格划分，体网格采用非结构化网络，共生成三维网格数57，049至60，915个(因参数不同导致计算模型有差异，故网格数量不同)。网格划分如图3所示。 水蒸气入口采用压力入口边界条件，温度设为T = 300 k，金属燃料钠的入口边界条件取壁面wall模型，采用单点射入方式，壁面温度设为T = 1500 k。两者皆设为离散相，离散项边界条件选为reflect。 出口边界条件设置为压力出口，出口压力由内部流场推出，表压设为0，出口温度T = 2500 k，湍流强度I = 10%，离散项边界条件选为escape。流入的介质作为理想气体处理。壁面为固体壁，采用无滑移条件，即在壁面处，平行于壁面的速度为零，近壁面采用标准壁面函数，各变量在对称轴处的径向梯度为0 [ 7 ] 。 3.3. 金属水反应冲压发动机数值模拟结果与分析 模拟过程中，对九个算例模型进行了流场数值模拟，考察不同参数条件下的压力场、温度场及速度场。根据第三章中对水冲压发动机的理论计算，设定金属燃料钠的质量流量为1 kg/s。 3.3.1. 金属燃料入口与水入口距离对水冲压发动机效果影响 为研究结构参数a对金属水反应效果的影响，考察模拟仿真的温度场、压力场及速度场。模拟流场 Table 1 The Design parameters of metal/water reaction ramje 结构 参数 总长度 250 mm 最大外径 100 mm 金属燃料入口与水入口距离 a 尾喷口半径 b 收敛喷管长度 c = 30 mm 收敛倾斜角 θ 表1. 金属水反应冲压发动机初步设计参数 图3. 金属水反应冲压发动机网格划分 的平均温度、平均压强、平均速度变化曲线如下： 由图4可知：在金属燃料钠质量流量为定值的情况下，随着金属燃料入口与水入口距离的逐步增大，水冲压发动机燃烧室平均温度呈现单调上升态势。在平均温度升高的过程中，曲线的斜率并无明显变化，说明在结构参数a增大的过程中，平均温度的升高比较均匀。燃烧室平均温度越高，表示金属水反应的效果越好，同时说明金属燃料钠与水的掺混越均匀，越有利于金属水反应的进行。 由图5可知：在金属燃料钠质量流量为定值的情况下，随着金属燃料入口与水入口距离的逐步增大，水冲压发动机燃烧室平均压强呈现单调上升态势。在平均压强升高的过程中，参数a从25 mm增加到50 mm时变化曲线的斜率比从50 mm增加到75 mm时略大，说明在结构参数a增大的过程中，平均压强首先上升得比较急促，而后上升态势趋于平缓。燃烧室平均压强越高，表示金属水反应产生的压力势能没有很好的转化为动能，即流体介质尚未被加速到理想速度就被排出发动机外，减弱了金属水反应冲压发动机的推进效果。 由图6可知：在金属燃料钠质量流量为定值的情况下，随着金属燃料入口与水入口距离的逐步增大，水冲压发动机燃烧室平均速度呈现单调下降的态势，且随着参数a的增大，平均速度下降的趋势一开始比较平缓，在参数a超过50 mm后，下降趋势明显变得比较急促。这说明随着参数a的增大，水冲压发动机燃烧室的平均动能在减小，流体介质未能在燃烧室内加速至理想速度。 综合图4、图5和图6可知：随着金属燃料入口的后移，金属燃料入口与水入口间的距离增大，金属水反应的反应温度上升，平均压强升高，反应效果更好。但同时由于金属燃料入口的后移，导致金属水反应的主反应区域也相应向后移动，反应产生的高压力势能未能在燃烧室内部充分转化为流体介质的动能，流体介质的加速尚未完成就被排出发动机外，减弱了水冲压发动机的推进效果。综上，若要同时 图4. 水冲压发动机燃烧室平均温度随结构参数a变化曲线 图5. 水冲压发动机燃烧室平均压强随结构参数a变化曲线 兼顾金属水反应效果和水冲压推进效果，只能对二者折衷，故本文水冲压发动机的金属燃料入口和水入口间的距离选定为50 mm。 3.3.2. 尾喷口半径对水冲压发动机效果影响 不同尾喷口半径的水冲压发动机燃烧室模拟流场的平均温度、平均压强、平均速度变化曲线如下图： 由图7可知：在金属燃料钠质量流量为定值的情况下，随着尾喷口半径的逐步增大，水冲压发动机燃烧室平均温度先是呈现急促上升态势，而后出现了小幅下降，拐点出现在尾喷口半径为30 mm时。在尾喷口半径从27.5 mm增大到30 mm的过程中，燃烧室平均温度上升明显，说明金属水反应程度剧烈，发展态势迅速，反应效果良好；尾喷口半径从30 mm增大到34 mm的过程中，燃烧室平均温度出现缓慢下降，说明各方面条件已经不适合金属水反应的继续发展，反应程度开始减缓。 由图8可知：在金属燃料钠质量流量为定值的情况下，随着尾喷口半径的逐步增大，水冲压发动机燃烧室平均压强先是呈现缓慢上升态势，而后出现了较大幅度下降，拐点出现在尾喷口半径为30 mm时。在尾喷口半径从27.5 mm增大到30 mm的过程中，燃烧室平均压强小幅上升，说明随着金属水反应程度的加剧，压力势能尚未很好地转化为流体动能；尾喷口半径从30 mm增大到34 mm的过程中，燃烧室平均压强出现急促下降，这一方面是由于金属水反应程度开始减缓，另一方面是因为燃烧室内压力势能更多地转化成了其他形式的能量，使得压力势能降低。 由图9可知：在金属燃料钠质量流量为定值的情况下，随着尾喷口半径的逐步增大，水冲压发动机 图6. 水冲压发动机燃烧室平均速度随结构参数a变化曲线 图7. 水冲压发动机燃烧室平均温度随尾喷口半径变化曲线 图8. 水冲压发动机燃烧室平均压强随尾喷口半径变化曲线 图9. 水冲压发动机燃烧室平均速度随尾喷口半径变化曲线 燃烧室平均速度先是呈现比较平缓的下降态势，而后下降幅度加大，拐点出现在尾喷口半径为30 mm时。在尾喷口半径从27.5 mm增大到30 mm的过程中，燃烧室平均速度缓慢下降幅度较小，说明金属水反应产生的能量尚未很好地转化为流体动能；尾喷口半径从30 mm增大到34 mm的过程中，燃烧室内平均速度下降较明显，是因为随着金属水反应减弱，虽然其他形式能量转化为流体的动能，但无法抵消尾喷口半径加大带来的不利影响。 综合图7、图8和图9可知：随着燃烧室尾喷管半径从27.5 mm增大至34 mm，燃烧室内的平均温度、平均压强和平均速度均出现了较明显的拐点。在尾喷口半径从27.5 mm增大到30 mm的过程中，金属水反应程度加剧，燃烧室内平均温度和平均压强均呈现上升态势，平均速度变化平缓呈现少许下降，当尾喷口半径为30 mm时，平均温度和平均压强到达最大值，平均速度变化不大，此时金属水反应效果最好，水冲压发动机推进效果可接受；尾喷口半径从30 mm增大到34 mm的过程中，金属水反应程度减缓，燃烧室内平均温度、平均压强、平均速度均出现了一定程度下降，此时金属水反应效果和水冲压发动机推进效果均不理想。综上，同时综合金属水反应效果和水冲压发动机推进效果考虑，选定尾喷口半径为30 mm。 通过以上的模拟仿真，在同时考虑金属水反应效果和水冲压发动机推进效果的基础上，确定金属燃料入口与水入口间的距离a = 50 mm，尾喷口半径b = 30 mm。