薛帥杰，劉紅軍，洪流，陳鵬飛

1. 西安航天動力研究所，西安 710100 2. 液體火箭發(fā)動機技術(shù)重點實驗室，西安 710100

離心噴嘴因其優(yōu)異的霧化特性，被廣泛應(yīng)用于液體火箭發(fā)動機，同時由于液體在離心噴嘴內(nèi)的漩渦運動，離心噴嘴的動力學(xué)特性較復(fù)雜。在不同的擾動頻率下，離心噴嘴可能是擾動波的阻尼器，也可能是放大器[1]，對發(fā)動機系統(tǒng)的動態(tài)特性影響較大。為可靠預(yù)示發(fā)動機系統(tǒng)的穩(wěn)定性特征，學(xué)者們對離心噴嘴的動力學(xué)特性開展了大量的研究。

俄羅斯學(xué)者Bazarov團隊[1-2]首先對離心噴嘴的動力學(xué)特性進行了系統(tǒng)的理論和試驗研究，在較寬的頻率范圍內(nèi)得到了離心噴嘴的線性頻率響應(yīng)特性。Ismailov和Heister[3-4]認為由于離心噴嘴噴口邊沿對旋流腔內(nèi)液體旋轉(zhuǎn)波的反射作用，液體旋轉(zhuǎn)波在旋流腔內(nèi)可能形成諧振振蕩，造成噴嘴流量和噴霧角周期性波動。Ahn等[5]通過在離心噴嘴切向孔入口處施加周期性擾動，在噴嘴旋流腔內(nèi)激勵出諧振振蕩，且當(dāng)擾動頻率在100和300 Hz附近時，噴嘴氣渦直徑和噴霧角的振蕩幅值存在明顯峰值。Khil等[6]通過在供應(yīng)管路中施加壓力激勵的方法，對離心噴嘴在200 Hz以下的動力學(xué)特性進行了細致的研究，結(jié)果表明噴嘴的壓降、液膜厚度、噴霧角等會對外加擾動會產(chǎn)生同周期振蕩響應(yīng)，同時由于Klystron效應(yīng)[7]，當(dāng)擾動頻率大于75 Hz時，振蕩幅值隨頻率的增加而增加。對于補燃循環(huán)液氧煤油火箭發(fā)動機，其預(yù)燃室和主燃燒室亦大量使用離心噴嘴噴注液體推進劑，但這些離心噴嘴的旋流腔直徑和噴口直徑相等，被稱為敞口型離心噴嘴。敞口型離心噴嘴旋流腔內(nèi)的擾動波不會被噴口邊沿反射[1]，動態(tài)特性較好。楊立軍[8-9]和富慶飛[10-11]等在普通離心噴嘴動力學(xué)理論[1]基礎(chǔ)上，對敞口型離心噴嘴的動力學(xué)特性進行了理論分析和試驗研究，獲得了噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴嘴動力學(xué)特性的影響。Chung等[12]亦采用試驗方法研究了敞口型離心噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對其動力學(xué)特性的影響。楊立軍[9]、富慶飛[10]和Chung[12]等的研究結(jié)果均表明增長敞口型離心噴嘴的旋流腔長度有利于阻尼供應(yīng)系統(tǒng)中的流量振蕩。

補燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動機預(yù)燃室的煤油離心噴嘴是一種旋流腔較長(長徑比可能超過10，長徑比為旋流腔長度與旋流腔直徑之比)的敞口型離心噴嘴(如圖1所示)。由于預(yù)燃室室壓高[13]，燃氣密度大，噴嘴旋流腔內(nèi)煤油旋流時的動量損失大，旋流腔下游的液膜較厚[14]。當(dāng)發(fā)動機工況降低時，噴嘴壓降較低，液膜會進一步增厚[15]，在某些工況下旋流腔下游可能出現(xiàn)液膜“收口”現(xiàn)象(如圖1示意)，旋流腔內(nèi)的氣渦不再“貫通”，即出現(xiàn)了“間斷”。在無外加擾動激勵條件下，敞口型離心噴嘴旋流腔氣渦出現(xiàn)“間斷”后，氣渦的“間斷”和“貫通”會交替進行，使噴嘴的噴注過程持續(xù)自激振蕩[16]。則厚液膜、長旋流腔敞口型離心噴嘴的振蕩噴注過程可能是液氧煤油發(fā)動機系統(tǒng)不穩(wěn)定性的一種誘發(fā)機制，此時敞口型離心噴嘴的動力學(xué)特性與楊立軍[9]、富慶飛[10]和Chung[12]等的研究結(jié)果不同，但目前學(xué)者對該類離心噴嘴的動力學(xué)特性開展的研究較少。

本文在大氣環(huán)境下使用水作為工作介質(zhì)，通過設(shè)計厚液膜敞口型離心噴嘴，在無外加擾動激勵的條件下，復(fù)現(xiàn)噴嘴旋流腔氣渦的“間斷”(或液膜“收口”)現(xiàn)象，通過研究噴嘴的內(nèi)部流動過程和噴嘴噴注過程的自激振蕩特性，拓展對敞口型離心噴嘴動力學(xué)特性的認識，為液氧煤油發(fā)動機系統(tǒng)穩(wěn)定性特征預(yù)示提供參考。

1 試驗裝置與測量方法

1.1 試驗裝置和試驗方法

為研究噴嘴旋流腔氣渦“間斷”時噴嘴的內(nèi)部流動及噴嘴的自激振蕩過程，設(shè)計了可測量噴前壓力脈動和觀測旋流腔內(nèi)流動過程的噴嘴動力學(xué)特性研究試驗件，如圖2所示。離心噴嘴的部分旋流腔為透明石英玻璃，噴嘴的其余部分為不銹鋼。石英玻璃為矩形，旋流腔位于石英玻璃中心。

表1 敞口型離心噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structure parameters of open-end swirl injectors

試驗分為兩個步驟進行：① 噴嘴篩選試驗，通過高分辨率Nikon相機標定和測量噴嘴的液膜厚度，判斷噴嘴旋流腔是否存在氣渦“間斷”現(xiàn)象，篩選合適的動力學(xué)特性研究用噴嘴；② 噴嘴動力學(xué)特性研究，在無外加激勵條件下，通過脈動壓力傳感器測量噴前壓力的脈動過程，通過高速相機觀測旋流腔內(nèi)氣渦和噴嘴外噴注霧化的振蕩過程，研究噴嘴的自激振蕩特性。

試驗中，通過高壓氮氣擠壓貯箱實現(xiàn)試驗用水供應(yīng)，水的流量通過貯箱壓力和管路流阻控制，供應(yīng)管路上設(shè)置科氏力質(zhì)量流量計(型號：Micro Motion F050)，測量水的質(zhì)量流量。試驗系統(tǒng)如圖3所示。

1.2 試驗測量方法

試驗中，噴前靜壓通過壓阻型壓力傳感器測得，傳感器安裝在靠近噴前的供應(yīng)管路上，采樣頻率為1 000 Hz；脈動壓力傳感器安裝在噴前集液腔中心位置(見圖2)，與噴嘴切向孔的縱向距離為17 mm，脈動壓力傳感器的型號為Kistler 6052C型，采樣頻率為10 240 Hz。試驗中的各類傳感器和質(zhì)量流量計在試驗前均通過檢定。

噴嘴篩選試驗中，通過Nikon相機及其鏡頭直接拍攝旋流腔內(nèi)的液膜，液膜厚度通過光學(xué)校正方法獲得。液膜厚度的光學(xué)校正方法詳見文獻[18-19]。通過考慮光線在通過石英玻璃、旋流腔液膜和大氣環(huán)境等介質(zhì)間界面時的折射，校正旋流腔液膜的外徑，即旋流腔直徑；通過考慮光線在石英玻璃、旋流腔液膜、氣渦和大氣環(huán)境等介質(zhì)間界面時的折射，校正旋流腔液膜的內(nèi)徑，即氣渦直徑。光學(xué)校正方法的可靠性可通過試驗進行驗證。試驗驗證時，將不透明的標準圓柱插入注滿水的旋流腔內(nèi)，通過對比標準圓柱的實際直徑、相機直接拍攝獲得的直徑及光學(xué)校正后的直徑，可獲得光學(xué)校正方法可靠性及相對誤差。光學(xué)校正后液膜厚度測量的相對誤差小于4%[18]。Nikon相機型號為D610，拍攝圖像為24位RGB圖像，圖像分辨率為6 016 pixel×4 016 pixel，每像素表示約0.009 mm×0.009 mm的區(qū)域，圖像分辨精度較高。

噴嘴動力學(xué)特性研究試驗中，使用LED面光源照射噴嘴及其液霧場，通過Phantom V12.1型COMS黑白高速相機及其鏡頭拍攝噴嘴的內(nèi)流和噴嘴出口的霧化過程，觀測方法如圖3所示。高速相機采樣頻率為3 000 Hz(相鄰兩幀圖像間的時間間隔為333 μs)，曝光時間為10 μs，拍攝圖像為8位灰度圖像，圖像分辨率為 1 024 pixel×768 pixel，每個像素表示約0.062 mm×0.062 mm的區(qū)域，拍攝精度可以接受。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 噴嘴篩選試驗

在大氣環(huán)境下通過Nikon相機獲得噴嘴A和噴嘴B的液膜形態(tài)用于篩選噴嘴，表2給出了噴嘴篩選試驗的工況(實測工況)。噴嘴的壓降和流量均為30 s測量時間內(nèi)的平均值。

圖4給出了表2所示工況下噴嘴的氣渦形態(tài)。噴嘴A旋流腔內(nèi)氣渦的邊界明顯，對比標定數(shù)據(jù)并光學(xué)校正后可得液膜的平均厚度約為1.29 mm，稍厚于理論計算值，但噴嘴B在旋流腔下游(定義為距噴嘴噴口35 mm的距離范圍)的氣渦形態(tài)與噴嘴A明顯不同，氣渦邊界不明顯，出現(xiàn)了氣渦“間斷”現(xiàn)象，說明通過增加噴嘴長度實現(xiàn)液膜增厚、氣渦“間斷”的策略是有效的。同時，噴嘴B在試驗中噴前壓力和流量均出現(xiàn)了明顯的振蕩，噴嘴的內(nèi)流過程也出現(xiàn)波動。選用噴嘴B開展下一步的噴嘴動力學(xué)特性試驗研究。

表2 噴嘴篩選試驗工況Table 2 Working conditions for selecting injector

2.2 噴嘴動力學(xué)特性研究

噴嘴B動力學(xué)特性試驗的實測工況如表3所示(噴嘴的壓降和流量均為30 s測量時間內(nèi)的平均值)。采用脈動壓力傳感器獲得噴前壓力的振蕩情況，采用高速相機獲得旋流腔氣渦和噴注霧化過程的振蕩過程。因噴嘴工作在大氣環(huán)境下，噴嘴噴前壓力的振蕩可認為是噴注壓降的振蕩。

圖5給出了工況06-04下約0.06 s內(nèi)噴嘴內(nèi)流過程和噴嘴外噴注霧化過程。圖5中旋流腔氣渦呈“貫通”→“間斷”→“貫通”→“間斷”的變化，從圖5可以看出：① 噴嘴的內(nèi)流過程出現(xiàn)了明顯的周期性振蕩(圖5中#1～#7為噴嘴內(nèi)流過程振蕩的一個周期，旋流腔氣渦呈現(xiàn)“貫通”→“間斷”→“貫通”的變化)；② 一個氣渦變化周期內(nèi)，氣渦由“貫通”的柱狀(圖5中#1)發(fā)展為扭曲帶狀(圖5中#2)，帶狀氣渦在發(fā)展過程中會在某些截面破碎造成氣渦“間斷”(圖5中#3)，“間斷”的氣渦繼續(xù)發(fā)展會逐漸“貫通”，形成帶狀氣渦(圖5中#6)和柱狀氣渦(圖5中#7)；③ 氣渦“間斷”時的噴注過程具有明顯的Klystron效應(yīng)[6-7](見圖5中#3，#4，#6，#10)，氣渦“間斷”區(qū)域內(nèi)液柱的軸向速度較小[17]，當(dāng)氣渦“間斷”區(qū)域依次通過噴嘴出口時，噴嘴出口外射流(霧化液膜)的噴注速度也會周期性波動，運動速度快的射流會逐漸“追趕”上運動速度慢的射流，在液體表面張力的作用下，射流周期性出現(xiàn)局部褶皺堆積現(xiàn)象，即形成Klystron效應(yīng)，該效應(yīng)是發(fā)動機低頻和中頻不穩(wěn)定性的一種誘發(fā)機制[6-7]；④ 扭曲的帶狀氣渦會使噴嘴外液膜射流螺旋形發(fā)展，造成噴霧角周期性變化(站在高速相機角度看)?？傊瑖娮靸?nèi)流過程的周期性變化導(dǎo)致了噴注霧化過程的周期性振蕩，且霧化過程的振蕩較復(fù)雜，是氣渦的多種波動過程疊加作用的結(jié)果。

表3噴嘴B動力學(xué)特性試驗工況

Table3WorkingconditionsfordynamiccharacteristicsofInjectorB

工況編號噴注壓降/MPa水流量/(g·s-1)06-010.05486.706-020.14137.606-030.20168.106-040.31207.806-050.40236.006-060.50263.906-070.63296.206-100.96365.606-111.04380.606-121.09389.606-131.20408.806-141.30425.506-151.43446.3

圖5中旋流腔內(nèi)流過程和噴注霧化過程的振蕩過程較復(fù)雜(存在氣渦“間斷”及Klystron效應(yīng))，液膜厚度和噴霧角等參數(shù)的變化不足以表示噴嘴的振蕩特性，本文通過統(tǒng)計旋流腔或液霧場部分區(qū)域的圖像亮度隨時間的變化來反映氣渦“間斷”和噴注霧化過程的振蕩特性。將圖像統(tǒng)計區(qū)域內(nèi)各像素點的亮度值求和并無量綱化，即得該區(qū)域的無量綱亮度Iimage，高速相機圖像的亮度統(tǒng)計區(qū)域如圖6所示。旋流腔內(nèi)流過程亮度統(tǒng)計區(qū)域的高度約為帶狀氣渦一個扭曲節(jié)的高度，液霧場亮度統(tǒng)計區(qū)域的高度約為液膜褶皺的高度。

工況06-04下旋流腔氣渦及霧化過程的振蕩過程如圖7所示(圖中：Iimage為圖像無量綱亮度,t為時間)。旋流腔氣渦振蕩過程曲線的信噪比較好且周期性明顯，而液霧場振蕩過程曲線的信噪比較差，這在一定程度上反映了液霧場振蕩過程的多樣性。通過對振蕩過程進行快速傅里葉變換(Fast Fourier Transform, FFT)，可得振蕩過程的幅頻特性，如圖8所示(圖中：Aimage為圖像無量綱亮度振蕩幅值,f為頻率)。旋流腔氣渦的振蕩主頻約為29.3 Hz，霧化過程的振蕩主頻約23.4 Hz。

試驗中，使用脈動壓力傳感器測量了噴前的脈動壓力pp。圖9和圖10分別給出了工況06-04噴前壓力脈動過程及其幅頻特性(圖10中Ap為脈動壓力振蕩幅值)。由圖9和圖10可以看出：① 噴前壓力出現(xiàn)了明顯的振蕩，振蕩“峰峰”約0.13 MPa，約為噴嘴壓降的42.0%；② 噴前壓力的振蕩頻率約26.1 Hz，且在5～120 Hz之間，振蕩過程具有較高的能量。噴前壓力振蕩的原因可能是：旋流腔氣渦的“間斷”會引起旋流腔內(nèi)流體的軸向和平均切向速度減小，若氣渦“間斷”區(qū)域上游的流體速度保持不變，由于液體介質(zhì)的可壓縮性較小，則可能在氣渦“間斷”區(qū)域會產(chǎn)生擾動波并沿旋流腔向上游傳播，由于噴嘴切向孔和旋流腔對低頻擾動的阻尼較小[1]，傳遞到噴前集液腔的擾動波會導(dǎo)致噴前壓力振蕩以及流量振蕩。另外，在同一工況條件下，噴嘴內(nèi)流過程、霧化過程和噴前壓力的振蕩頻率稍微差別，其原因一方面可能是噴嘴自激振蕩的非線性特征造成的，另一方面可能是圖像處理方法帶來的誤差。

試驗中，隨著噴注壓降(或噴嘴流量)增加，噴嘴內(nèi)流過程、噴注霧化過程和噴前壓力的振蕩始終存在。對噴注霧化圖像振蕩數(shù)據(jù)和噴前壓力脈動數(shù)據(jù)進行FFT分析，可得不同工況下各觀測點的振蕩主頻，如圖11所示(圖中：Δp為噴注壓降，fdominant為振蕩主頻)。各工況下旋流腔氣渦、噴注霧化過程和噴前壓力的振蕩主頻隨工況的變化趨勢基本一致且基本保持在10～45 Hz之間，厚液膜離心噴嘴的自激振蕩可能是發(fā)動機系統(tǒng)低頻不穩(wěn)定性的一種誘發(fā)機制。圖12給出了噴前壓力振蕩的“峰峰”值和相對峰值(壓力振蕩“峰峰”值與該工況下噴前壓力平均值之比)隨工況的變化趨勢(圖中：pp-p為壓力振蕩“峰峰”值；Rp-p為壓力振蕩相對峰值)。隨噴嘴壓降增加，噴前壓力振蕩的“峰峰”值增加，但相對振蕩幅值逐漸減??；通過分析不同工況下壓力振蕩相對峰值與其振蕩主頻的相關(guān)性[20]，可得其相關(guān)系數(shù)|r|=0.49，即在給定的工況范圍內(nèi)壓力振蕩相對峰值與其振蕩主頻具有顯著的相關(guān)性[20]。

2.3 關(guān)于噴嘴自激振蕩的討論

根據(jù)2.1和2.2節(jié)試驗研究與分析結(jié)果，對厚液膜敞口型離心噴嘴，在無外加激勵且無工況或結(jié)構(gòu)參數(shù)周期性改變的條件下，當(dāng)液膜厚至一定程度時，旋流腔氣渦出現(xiàn)了周期性“間斷”和“貫通”現(xiàn)象，噴嘴旋流腔的內(nèi)流過程、噴注霧化過程和噴前壓力均發(fā)生持續(xù)的振蕩，且振蕩頻率接近，即噴嘴出現(xiàn)了自激振蕩現(xiàn)象。又由于噴注壓降對噴嘴自激振蕩過程的影響不顯著，噴注壓降較高時噴嘴自激振蕩仍存在且振蕩頻率的變化有限，則噴注壓降振蕩對氣渦振蕩的影響可能有限，噴嘴自激振蕩穩(wěn)定維持的主導(dǎo)原因可能不是噴注壓降與氣渦間的耦合振蕩。

基于圖5給出的噴嘴內(nèi)流過程，并參考文獻[21-22]對旋流腔內(nèi)液膜和氣渦流動過程的描述(為維持旋流腔內(nèi)液膜穩(wěn)定，液膜和氣渦的壓力需維持平衡，氣渦內(nèi)氣體的流動是維持氣渦壓力的重要條件，氣體從噴嘴噴口進入旋流腔并貼液膜表面流出，如圖13所示[21])，推測噴嘴的自激振蕩過程是旋流腔內(nèi)液膜流動與氣渦流動耦合作用的結(jié)果，如圖14所示，圖中箭頭表示氣渦內(nèi)氣體運動的流線。離心噴嘴旋流腔較長，流體在旋流過程中動量損失較大，在旋流腔下游液膜逐漸增厚[17](見圖14(a)和圖5中#1)，當(dāng)液膜厚至一定程度時氣渦通道狹窄，氣渦內(nèi)氣流無法維持相向流動，使氣渦內(nèi)的壓力無法維持(見圖14(b)和圖5中#2)，液膜會再次增厚，繼而氣渦出現(xiàn)“間斷”(見圖14(c)和圖5中#3～#5)，但氣渦“間斷”后，“間斷”區(qū)域軸線附近液體的切向速度會突增(液體旋流運動時角動量守恒[17])，導(dǎo)致軸線附近液體的靜壓突降，液膜“收口”無法穩(wěn)定維持，為維持旋流腔內(nèi)壓力平衡，氣渦從噴口位置逐漸向旋流腔上游貫通(見圖14(d)和圖5中#6～#7)。

3 結(jié) 論

為獲得厚液膜敞口型離心噴嘴的自激振蕩特性，在大氣環(huán)境且無外加激勵條件下，通過增加噴嘴長度來增厚旋流腔液膜的方法，使噴嘴的內(nèi)流過程和霧化過程出現(xiàn)了持續(xù)的自激振蕩，并使用脈動壓力傳感器和高速相機獲得了噴嘴自激振蕩時噴前壓力、旋流腔內(nèi)流過程和噴注霧化過程的振蕩特性。本文研究表明：

1) 噴嘴自激振蕩時，噴前壓力、旋流腔內(nèi)流過程和噴注霧化過程均出現(xiàn)持續(xù)振蕩，且振蕩頻率接近。

2) 自激振蕩過程中，旋流腔氣渦周期性地“間斷”和“貫通”；氣渦“間斷”時噴注過程具有顯著的Klystron效應(yīng)。

3) 隨噴注壓降增加，噴嘴的相對振蕩峰值減小，且振蕩頻率與相對振蕩峰值顯著相關(guān)。

4) 噴嘴的自激振蕩過程可能由旋流腔內(nèi)液膜流動過程與氣渦流動過程的耦合作用主導(dǎo)。

下一步將對噴嘴的自激振蕩過程開展詳細的數(shù)值仿真研究，分析和驗證噴嘴自激振蕩過程的自持機制，為液氧煤油發(fā)動機預(yù)燃室煤油離心噴嘴的動力學(xué)特性分析與建模提供參考。