王 迪, 聶萬勝, 周思引, 王海青, 蘇凌宇

(1. 航天工程大學(xué) 研究生院, 北京 101416; 2. 航天工程大學(xué) 宇航科學(xué)與技術(shù)系, 北京 101416)

0 引 言

全尺寸液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的高頻燃燒不穩(wěn)定性試驗(yàn)具有高危性，試驗(yàn)成本昂貴、加工周期長(zhǎng)等制約因素，因此，為了盡量降低風(fēng)險(xiǎn)和研制費(fèi)用，縮比實(shí)驗(yàn)技術(shù)得到廣泛認(rèn)可[1]?？s比實(shí)驗(yàn)雖然存在較大的局限性和困難度，即無法完全模擬全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)的物理和化學(xué)過程，但是在現(xiàn)有條件下，利用縮比模型發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)有助于開展燃燒不穩(wěn)定性機(jī)理研究工作。

自20世紀(jì)50年代以來，工業(yè)界和學(xué)術(shù)界均對(duì)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒不穩(wěn)定性進(jìn)行了大量的研究。德國Soller等人[2-3]對(duì)氧氣/煤油同軸旋流式單噴嘴燃燒室進(jìn)行了研究，在實(shí)驗(yàn)中觀測(cè)到了縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性現(xiàn)象，得出噴嘴結(jié)構(gòu)是影響燃燒動(dòng)力學(xué)變化的關(guān)鍵因素。普渡大學(xué)Kevin、C.Yen等人[4-7]分別以同軸旋流式單噴嘴為研究對(duì)象，得出燃燒室長(zhǎng)度在25.4～88.9cm之間變化時(shí)，除了長(zhǎng)度為25.4cm時(shí)是穩(wěn)定燃燒狀態(tài)，大多數(shù)實(shí)驗(yàn)中發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)都很容易激發(fā)出高頻縱向燃燒不穩(wěn)定狀態(tài)。另外，還得出不同波長(zhǎng)的噴嘴長(zhǎng)度對(duì)高頻縱向燃燒不穩(wěn)定的產(chǎn)生也有重要影響。在國內(nèi)，王楓等人[8-9]利用相似準(zhǔn)則設(shè)計(jì)縮比燃燒室進(jìn)行燃燒實(shí)驗(yàn)，得出燃燒室出現(xiàn)高頻燃燒不穩(wěn)定性時(shí)會(huì)伴隨大幅壓力振蕩和嘯叫，同時(shí)噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)度對(duì)燃燒穩(wěn)定性裕量有很大影響。薛帥杰等人[10]借助單噴嘴矩形燃燒室，采用空氣和氧氣混合物與煤油燃燒的實(shí)驗(yàn)方式研究了超臨界條件下噴嘴縮進(jìn)比對(duì)燃燒穩(wěn)定性的影響因素，得出存在相對(duì)最佳縮進(jìn)比值使燃燒較穩(wěn)定。張昊[11]、李國能[12]、潘宏剛[13]等人針對(duì)燃燒過程中熱聲耦合產(chǎn)生振蕩現(xiàn)象作了相關(guān)研究與分析。聶萬勝[14]、豐松江[15-16]、程鈺鋒[17]和馮偉[18]等人運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)軟件對(duì)自燃推進(jìn)劑發(fā)動(dòng)機(jī)、氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)以及碳?xì)淙剂习l(fā)動(dòng)機(jī)的噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)和物理參數(shù)進(jìn)行了大量的數(shù)值仿真研究，得出隔板、聲腔等會(huì)抑制高頻燃燒不穩(wěn)定性的產(chǎn)生。目前，國內(nèi)外學(xué)者雖然針對(duì)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)高頻燃燒不穩(wěn)定性作了大量的理論研究和數(shù)值模擬以及部分縮比實(shí)驗(yàn)研究，但是對(duì)高頻燃燒不穩(wěn)定性的產(chǎn)生機(jī)理仍沒有充分的認(rèn)識(shí)。

本文設(shè)計(jì)并進(jìn)行了單噴嘴縮比模型火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒穩(wěn)定性實(shí)驗(yàn)，通過改變?nèi)紵议L(zhǎng)度和噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)度，獲得了不同的發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定性實(shí)驗(yàn)工況，對(duì)實(shí)驗(yàn)中出現(xiàn)的縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性產(chǎn)生規(guī)律及機(jī)理進(jìn)行了研究，為后續(xù)全尺寸液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒不穩(wěn)定性研究提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)與工況簡(jiǎn)介

本文以氣氧/煤油單噴嘴模型火箭發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)度和燃燒室長(zhǎng)度分別為實(shí)驗(yàn)變量進(jìn)行縮比實(shí)驗(yàn)。為了研究縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性，縮比燃燒室采用的長(zhǎng)徑比大于全尺寸燃燒室，以便于激發(fā)縱向高頻燃燒不穩(wěn)定。圖1所示為氣氧/煤油單噴嘴模型火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)驗(yàn)裝置，其由火炬點(diǎn)火器、噴注器、主燃室和水冷噴管組成。圖2所示為燃燒室長(zhǎng)度為516mm時(shí)模型發(fā)動(dòng)機(jī)幾何結(jié)構(gòu)示意圖，其中噴嘴結(jié)構(gòu)如圖3所示，縮進(jìn)室長(zhǎng)度為L(zhǎng)1,噴嘴長(zhǎng)度為L(zhǎng)0，氯噴嘴直徑為d0，煤油噴嘴直徑為d1。

圖1 氣氧/煤油單噴嘴模型火箭發(fā)動(dòng)機(jī)

圖2 單噴嘴模型發(fā)動(dòng)機(jī)幾何結(jié)構(gòu)示意圖

圖3 氣液同軸直流離心式噴嘴的結(jié)構(gòu)示意圖

本文總共開展了7組實(shí)驗(yàn)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)?zāi)康脑O(shè)置實(shí)驗(yàn)工況,如表1所示。

其中，根據(jù)聲速噴嘴原理可知，當(dāng)聲速流量計(jì)下上游壓力比小于0.528時(shí)，流量計(jì)達(dá)到聲速狀態(tài)，其上游流量不受下游影響，即達(dá)到了預(yù)定氣體質(zhì)量流量。

表1 模型發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)驗(yàn)工況概覽Table 1 Test of engine summary

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

通常認(rèn)為，當(dāng)具有周期性、大幅值壓力振蕩頻率1000Hz以上并與燃燒室固有聲學(xué)特性相接近，且振幅超過平均室壓的10%時(shí)，即發(fā)生了高頻不穩(wěn)定燃燒[19]。但隨著現(xiàn)今液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)種類的日益增多，尺寸較小的姿軌控發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室固有聲學(xué)頻率可達(dá)上萬赫茲，大推力液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室固有頻率只有幾百至幾千赫茲，由此現(xiàn)象說明，“高頻”只是一個(gè)相對(duì)概念，不能僅以1000Hz作為唯一判定依據(jù)。

圖4給出了燃燒室長(zhǎng)度為676mm，縮進(jìn)長(zhǎng)度為0mm時(shí)的2個(gè)時(shí)間段壓力振蕩歷程。燃燒室壓力振蕩程度可以由Δpmax/pc×100%計(jì)算出，其中Δpmax為壓力歷程中最大值與最小值的差；pc為燃燒室平均壓力，本實(shí)驗(yàn)中利用低頻壓力傳感器測(cè)得該值為1.8MPa。故知圖4(a)燃燒室壓力振幅約為平均室壓的7.9%，圖4(b)中燃燒室壓力振幅約為平均室壓的12.2%，并且燃燒室的壓力振蕩具有明顯的周期性，到達(dá)一定幅值后其增長(zhǎng)變緩，最后形成極限環(huán)，由此證明該時(shí)間段內(nèi)燃燒室出現(xiàn)了縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性現(xiàn)象。

圖4中壓力振幅是一直變化的，這是因?yàn)榛趬毫φ袷幊尸F(xiàn)出穩(wěn)定的非線性極限環(huán)特征，燃燒室內(nèi)存在的縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性并非時(shí)刻處于高振幅壓力振蕩狀態(tài)，而是隨著燃燒熱脈動(dòng)與壓力脈動(dòng)間的相位差滿足一定關(guān)系時(shí)，系統(tǒng)從燃燒獲得的能量大于耗散掉的能量，振蕩的振幅就會(huì)增大，反之減小的一種動(dòng)態(tài)平衡的周期性過程。在這個(gè)周期性過程中室壓出現(xiàn)脈動(dòng)和起伏，會(huì)使得能量供應(yīng)也處于有規(guī)則的波動(dòng)中。

為了進(jìn)一步證明實(shí)驗(yàn)中燃燒室內(nèi)出現(xiàn)的周期性、大幅值壓力振蕩的頻率與燃燒室固有聲學(xué)特性相接近，針對(duì)表1中燃燒室長(zhǎng)度676mm、縮進(jìn)長(zhǎng)度為0mm的實(shí)驗(yàn)工況的壓力信號(hào)進(jìn)行頻譜分析，所得一階縱向聲學(xué)頻率實(shí)驗(yàn)值與理論值如表2所示。

(a) t=4.962～4.972s

(b) t=6.918～6.928s

表2 不同燃燒室長(zhǎng)度一階聲學(xué)頻率理論值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Table 2 Comparison of theoretical and experimental values of first-order acoustic frequencies with different combustor lengths

其中一階縱向聲學(xué)頻率的理論值可近似用下式計(jì)算:

(1)

式中：cc為燃燒室聲速，可由CEA計(jì)算得出(CEA為NASA Lewis研究中心開發(fā)的化學(xué)平衡計(jì)算程序，用于進(jìn)行火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的熱力計(jì)算)；q為縱向振型的諧振數(shù)(次數(shù))；Lc為燃燒室長(zhǎng)度。

對(duì)比表2中所示的模型發(fā)動(dòng)機(jī)一階縱向聲學(xué)頻率理論值與實(shí)驗(yàn)值發(fā)現(xiàn)，燃燒室內(nèi)出現(xiàn)壓力振蕩頻率與燃燒室固有聲學(xué)特性頻率很接近，再結(jié)合前文所述壓力振幅的強(qiáng)度，即可證明在燃燒室長(zhǎng)度為676mm、縮進(jìn)長(zhǎng)度為0mm時(shí)單噴嘴氣氧/煤油模型發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)出現(xiàn)了縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性現(xiàn)象。為了明確縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性的產(chǎn)生規(guī)律和機(jī)理與影響因素，本文以燃燒室長(zhǎng)度和縮進(jìn)長(zhǎng)度作為實(shí)驗(yàn)變量對(duì)此進(jìn)行研究。

2.2 燃燒室長(zhǎng)度對(duì)縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性的影響分析

由于實(shí)驗(yàn)過程中會(huì)產(chǎn)生不同程度的噪聲，為了避免對(duì)縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性分析的干擾，先對(duì)所有監(jiān)測(cè)點(diǎn)處高頻壓力傳感器測(cè)量的數(shù)據(jù)進(jìn)行了高通濾波(FFT Fliters)，然后再對(duì)濾波后數(shù)據(jù)進(jìn)行快速傅立葉(FFT)變換。

圖5所示為3種不同燃燒室長(zhǎng)度頻譜圖，這里固定噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)度為0mm。為了對(duì)比分析不同燃燒室長(zhǎng)度對(duì)模型發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生縱向高頻燃燒不穩(wěn)定影響的原因，實(shí)驗(yàn)中對(duì)不同燃燒室長(zhǎng)度進(jìn)行高頻壓力數(shù)據(jù)采集的監(jiān)測(cè)點(diǎn)均布置在距離噴注面板下游相同位置處。

(a) 燃燒室長(zhǎng)度356mm，縮進(jìn)長(zhǎng)度為0mm時(shí)的頻譜圖

(b) 燃燒室長(zhǎng)度516mm，縮進(jìn)長(zhǎng)度為0mm的頻譜圖

(c) 燃燒室長(zhǎng)度676mm，縮進(jìn)長(zhǎng)度為0mm的頻譜圖

觀察發(fā)現(xiàn)，當(dāng)燃燒室長(zhǎng)度為356mm時(shí)，其一階縱向聲學(xué)頻率為1309Hz，二階倍頻為2618Hz；燃燒室長(zhǎng)度為516mm時(shí)，其一階縱向聲學(xué)頻率為1028Hz，二階倍頻2056Hz；燃燒室長(zhǎng)度為676mm時(shí)，其一階縱向聲學(xué)頻率為845Hz，二階倍頻為1690Hz?？梢婋S著燃燒室長(zhǎng)度的增加，燃燒室內(nèi)一階縱向聲學(xué)頻率的值逐漸減小，但其所對(duì)應(yīng)的幅值逐漸增大，說明燃燒室長(zhǎng)度的變化對(duì)模型發(fā)動(dòng)機(jī)縱向高頻燃燒不穩(wěn)定的產(chǎn)生有重要影響。從燃燒室長(zhǎng)度為516mm，縮進(jìn)長(zhǎng)度為0mm時(shí)的頻譜分析曲線發(fā)現(xiàn)，其一階縱向聲學(xué)頻率幅值較燃燒室長(zhǎng)度為356mm時(shí)高，同時(shí)根據(jù)實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果也得出，燃燒室長(zhǎng)度為356和516mm時(shí)燃燒室內(nèi)出現(xiàn)的壓力振蕩幅度小于圖4所示工況。

燃燒不穩(wěn)定實(shí)際上是一種與燃燒和聲學(xué)過程相關(guān)的非線性系統(tǒng)振動(dòng)問題，其主要特性不僅與頻率有關(guān)，還與振幅有關(guān)。液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程包括推進(jìn)劑噴注、霧化、蒸發(fā)、混合以及化學(xué)反應(yīng)，其中噴嘴作為發(fā)動(dòng)機(jī)重要組成部件，其與推進(jìn)劑供應(yīng)系統(tǒng)和燃燒室之間的動(dòng)態(tài)過程正是燃燒不穩(wěn)定激勵(lì)機(jī)理的關(guān)鍵所在。根據(jù)自動(dòng)控制原理中的反饋機(jī)制可將三者之間的相互作用關(guān)系如圖6所示。

圖6 發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)各個(gè)動(dòng)態(tài)過程的相互作用框圖[20]

出現(xiàn)不穩(wěn)定的原因可以概括為：本文所用噴嘴為氣液同軸直流離心式，當(dāng)燃燒室內(nèi)出現(xiàn)自激縱向高頻燃燒不穩(wěn)定振蕩時(shí)，對(duì)氣液噴嘴的動(dòng)態(tài)特性具有反饋?zhàn)饔?，?huì)導(dǎo)致噴嘴內(nèi)的推進(jìn)劑在通過噴嘴噴射的瞬時(shí)流速產(chǎn)生脈動(dòng)，而供給流速的這些脈動(dòng)能量會(huì)激起推進(jìn)劑供應(yīng)系統(tǒng)的壓力振蕩。當(dāng)這部分壓力振蕩傳遞到燃燒室內(nèi)與聲學(xué)振動(dòng)相耦合時(shí)，就會(huì)使得微弱的擾動(dòng)放大形成縱向高頻燃燒不穩(wěn)定。從3種不同燃燒室長(zhǎng)度的實(shí)驗(yàn)結(jié)果中發(fā)現(xiàn)，每次實(shí)驗(yàn)中均出現(xiàn)了約為2000Hz的頻率，認(rèn)為一階縱向聲學(xué)頻率與該頻率的關(guān)系是模型發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室產(chǎn)生縱向高頻燃燒不穩(wěn)定的原因。根據(jù)實(shí)際測(cè)量，無縮進(jìn)的氧噴嘴長(zhǎng)度約為80mm，按照對(duì)燃燒室阻尼最小的1/2波長(zhǎng)噴嘴長(zhǎng)度[4]計(jì)算，得出的噴嘴固有聲學(xué)頻率約為1979Hz，與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的約2000Hz頻率相符合，證明該頻率即為噴嘴的固有聲學(xué)頻率。分析認(rèn)為，忽略噴嘴內(nèi)各通道截面變化對(duì)其聲學(xué)特性的影響，可以將噴嘴等效為聲諧振管，從聲學(xué)原理角度對(duì)模型發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生的縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性進(jìn)行分析。從3組實(shí)驗(yàn)的二階倍頻值與上述約2000Hz的頻率值對(duì)比發(fā)現(xiàn)，燃燒室長(zhǎng)度為676mm時(shí)更接近該頻率，說明此時(shí)的燃燒室長(zhǎng)度條件下，燃燒室固有聲學(xué)頻率與噴嘴固有聲學(xué)頻率更為接近，導(dǎo)致燃燒與聲學(xué)振型兩者發(fā)生耦合的可能性大為增強(qiáng)，使得噴嘴內(nèi)響應(yīng)幅值大幅增大，從而引起模型發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)產(chǎn)生縱向高頻燃燒不穩(wěn)定，這與2.1節(jié)中實(shí)驗(yàn)結(jié)果相互印證。

2.3 噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)度對(duì)縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性的影響分析

圖7和8所示為燃燒室長(zhǎng)度為676和356mm、噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)度分別為12和15mm的頻譜分析曲線。

(a) 縮進(jìn)長(zhǎng)度為12mm

(b) 縮進(jìn)長(zhǎng)度為15mm

結(jié)合2.2節(jié)中相同燃燒室長(zhǎng)度下無縮進(jìn)時(shí)的情況發(fā)現(xiàn)，當(dāng)燃燒室長(zhǎng)度為676mm，噴嘴縮進(jìn)分別為0、12和15mm時(shí)的一階縱向聲學(xué)頻率的幅值明顯高于燃燒室長(zhǎng)度為356mm時(shí)的工況。并且通過觀察對(duì)比圖5(a)、圖7(a)和(b)發(fā)現(xiàn)，在燃燒室長(zhǎng)度為676mm情況下，隨著縮進(jìn)長(zhǎng)度的增加，煤油的預(yù)蒸發(fā)量增加，使得煤油蒸汽與氧氣混合效果增強(qiáng)，混合得更加充分，燃燒狀態(tài)相對(duì)更穩(wěn)定，從而降低了其幅值。但是縮進(jìn)區(qū)域內(nèi)發(fā)生的推進(jìn)劑預(yù)混并沒有消除高頻燃燒不穩(wěn)定，由此證明縮進(jìn)長(zhǎng)度會(huì)對(duì)高頻燃燒不穩(wěn)定性產(chǎn)生阻尼作用，但不會(huì)因此將高頻燃燒不穩(wěn)定消除。

當(dāng)燃燒室長(zhǎng)度為356mm，噴嘴縮進(jìn)為0mm時(shí)的一階縱向聲學(xué)頻率幅值明顯高于有縮進(jìn)長(zhǎng)度的2種工況；并且縮進(jìn)長(zhǎng)度為12和15mm時(shí)的壓力振幅低于平均室壓的5%，因此判定在燃燒室長(zhǎng)度為356mm存在縮進(jìn)長(zhǎng)度的2種工況為穩(wěn)定燃燒狀態(tài)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)一步說明縮進(jìn)長(zhǎng)度的存在不會(huì)消除高頻燃燒不穩(wěn)定性，但會(huì)使得燃燒狀態(tài)更趨于穩(wěn)定。J-2火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的熱試車結(jié)果表明，帶有縮進(jìn)長(zhǎng)度的同軸式噴嘴燃燒效率比無縮進(jìn)噴嘴提高了2%，且提高了燃燒穩(wěn)定性[21]。

(a) 縮進(jìn)長(zhǎng)度為12mm

(b) 縮進(jìn)長(zhǎng)度為15mm

分析認(rèn)為，在恒定燃燒室長(zhǎng)度條件下，縮進(jìn)長(zhǎng)度對(duì)模型發(fā)動(dòng)機(jī)縱向高頻燃燒不穩(wěn)定的產(chǎn)生有影響。原因是由于縮進(jìn)長(zhǎng)度的存在，使得噴嘴出口處反應(yīng)區(qū)擴(kuò)展角逐漸減小而反應(yīng)區(qū)長(zhǎng)度逐漸變大[22]，促使燃燒火焰遠(yuǎn)離噴注面，導(dǎo)致大部分燃燒釋熱發(fā)生在噴嘴縮進(jìn)室內(nèi)，對(duì)壓力振幅補(bǔ)充能量較少，既而減弱了壓力波的反射；并且由于噴嘴縮進(jìn)室內(nèi)沒有類似噴注面阻擋，因此也無法對(duì)壓力波進(jìn)行有效地反射，使得該聲波與燃燒室固有聲學(xué)振型無法形成耦合，因此抑制了一階縱向聲學(xué)頻率的壓力振蕩。另外，噴嘴的縮進(jìn)長(zhǎng)度會(huì)加強(qiáng)推進(jìn)劑的預(yù)混程度，促使火焰鋒面位置前移，對(duì)噴注器附近的燃?xì)鉁囟确植嫉榷加酗@著影響[23]，從而影響燃燒穩(wěn)定性。當(dāng)存在一定長(zhǎng)度的噴嘴縮進(jìn)時(shí)，會(huì)使得中心氧氣射流與切向煤油旋流更好地完成摻混和霧化，在縮進(jìn)長(zhǎng)度內(nèi)氧氣射流已經(jīng)將煤油旋流“擊打”成更細(xì)小的液滴，使得二者完成深度混合，因此更有利于促進(jìn)發(fā)動(dòng)機(jī)的穩(wěn)態(tài)燃燒。周進(jìn)等[24]對(duì)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)氣液同軸式噴嘴混合特性進(jìn)行了詳細(xì)的實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明，氣液同軸式噴嘴的縮進(jìn)比會(huì)促進(jìn)氣液更均勻地混合。孫紀(jì)國等[25]研究了同軸式噴嘴縮進(jìn)深度對(duì)噴嘴流量和燃燒性能的影響，發(fā)現(xiàn)縮進(jìn)深度能夠改善氣液動(dòng)量通量比，有利于霧化、混合和燃燒效率的提高。

另外，針對(duì)每次實(shí)驗(yàn)結(jié)果中出現(xiàn)的100～200Hz左右的低頻值，前期實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析已經(jīng)證明是由推進(jìn)劑管路與燃燒室壓力振蕩相耦合以及推進(jìn)劑流量振蕩所致。此處的推進(jìn)劑流量振蕩不是由推進(jìn)劑系統(tǒng)的不穩(wěn)定性造成的，而是由于燃燒過程中較強(qiáng)的壓力振蕩波在噴嘴處會(huì)產(chǎn)生范圍更廣的流量變化，這些變化會(huì)導(dǎo)致噴嘴內(nèi)局部區(qū)域發(fā)生推進(jìn)劑混合比波動(dòng)，進(jìn)而影響推進(jìn)劑的混合過程，發(fā)生低頻不穩(wěn)定現(xiàn)象，同時(shí)也促進(jìn)燃燒生成物沿燃燒室軸向方向朝下游流動(dòng)直至從噴管噴出。任何偏離推進(jìn)劑混合比的設(shè)定值都會(huì)導(dǎo)致氣體能量的降低而產(chǎn)生一系列不穩(wěn)定效應(yīng)發(fā)生，進(jìn)而發(fā)生甚至促進(jìn)燃燒室壓力波動(dòng)。

3 結(jié) 論

開展了氣氧/煤油液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒穩(wěn)定性實(shí)驗(yàn)，通過改變?nèi)紵议L(zhǎng)度和噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)度，發(fā)現(xiàn)：

(1) 噴嘴縮進(jìn)長(zhǎng)度會(huì)對(duì)高頻燃燒不穩(wěn)定性產(chǎn)生阻尼作用，但不會(huì)消除燃燒不穩(wěn)定。

(2) 燃燒室的長(zhǎng)度在516和356mm之間存在某個(gè)值，會(huì)使得模型發(fā)動(dòng)機(jī)的噴嘴即使有縮進(jìn)也將處于穩(wěn)定燃燒狀態(tài)。

(3) 隨著燃燒室長(zhǎng)度的增加，一階縱向聲學(xué)頻率逐漸減小。

(4) 隨著燃燒室長(zhǎng)度的增加，縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性的幅值越明顯，特別是對(duì)于一階縱向聲學(xué)頻率值。相同縮進(jìn)長(zhǎng)度條件下，不同燃燒室長(zhǎng)度對(duì)模型火箭發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性的影響更強(qiáng)烈，尤其是無縮進(jìn)工況。與燃燒室長(zhǎng)度相比，縮進(jìn)長(zhǎng)度對(duì)高頻燃燒不穩(wěn)定性的影響相對(duì)較小。

本文通過縮比實(shí)驗(yàn)研究，加深了對(duì)噴嘴動(dòng)力學(xué)與燃燒過程耦合的規(guī)律和內(nèi)在機(jī)理以及噴嘴-燃燒室型縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性產(chǎn)生機(jī)理的理解，為后續(xù)全尺寸液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒不穩(wěn)定性研究提供參考。

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