陳鵬飛，嚴小平，孫 策，洪 流，夏益志

(1.液體火箭發(fā)動機技術重點實驗室，陜西 西安710100； 2. 西安航天動力研究所，陜西 西安710100； 3.推進技術研究院，陜西 西安 710100)

0 引言

射流破碎過程是開展液體火箭發(fā)動機噴霧燃燒、液體空間排放和液滴生成等技術研究的基礎。早在1878年，諾貝爾物理獎獲得者Rayleigh[1-3]就深入地分析了毛細射流在外界擾動下，崩解成液滴的機理，并得到了射流不穩(wěn)定的條件。他證明了液體射流對小擾動是不穩(wěn)定的，射流首先斷裂成段，進而在表面張力的作用下收縮成液滴。這個初始擾動可以是由于噴孔表面粗糙或毛刺引起的隨機因素，也可以是人為施加于射流之上。1931年，Weber[4]針對高速射流引入了環(huán)境流體及介質(zhì)黏性的影響，對Rayleigh的模型進行了改進。美國南加利福利亞大學的Orme和Muntz[5-8]為實現(xiàn)空間環(huán)境中液滴群高效生成，基于Rayleigh和Weber等人的射流破碎機理，提出采用壓電陶瓷施加擾動加速射流破碎的方法，從而使液滴輻射器[9]逐步具備工程可行性。

與常規(guī)射流的湍流無序擾動不同，壓電激勵作用在噴注腔內(nèi)產(chǎn)生有序的高頻壓力波，從而對射流施加較大的初始擾動，最終使得射流快速破碎成速度、尺寸均勻的液滴流。Muntz等人針對液滴發(fā)生器內(nèi)的壓力脈動特性開展了量化研究，通過試驗方法測量了噴射器內(nèi)的壓力振幅[2]；采用聲學理論分析了噴射器內(nèi)的壓力傳播規(guī)律，將噴射器近似處理為封閉腔之后，推導了腔內(nèi)脈動壓力的解析公式[10]。隨著壓電技術的發(fā)展，人們對液滴生成品質(zhì)、尺寸形態(tài)的控制要求不斷提高。根據(jù)射流表面波不穩(wěn)定碎裂機理，當激勵擾動與射流最易破碎波長吻合時，較小的擾動能量就可以促使射流快速破碎[12]。Bousfield[13]和Hilbing[14]等人重點研究了壓電陶瓷激勵對射流速度、液滴粒徑的影響；Brenn和Lackermeier針對壓電激勵采用波形調(diào)制方法獲得了多種不同形態(tài)的液滴流[15]。日本學者Tsuyoshi等人針對空間液滴生成技術，進一步在微重力環(huán)境中采用壓電激勵方法獲得了單股微小液滴流[16]；Weierstall等人采用壓電激勵技術獲得了粒徑僅8 μm的均勻微液滴流[17]。洪流、李龍飛等人為了探索真空環(huán)境中液滴生成方法，針對真空射流破碎特性開展了大量的實驗研究[18-20]。在仿真技術方面，Chen等人采用VOF方法開展了壓電微噴頭噴射過程的數(shù)值模擬，研究了壓電驅(qū)動參數(shù)對微液滴生成的影響[21]；周詩貴等人針對壓電驅(qū)動膜片式微滴噴射技術進行了仿真研究[22]；陳鵬飛等重點針對大尺寸多射流的壓電激勵噴射技術開展了研究，通過數(shù)值仿真方法獲得了噴射器內(nèi)的壓力脈動特性[23]。

整體來看，國內(nèi)對受激射流破碎特性的研究起步較晚，特別是在航天領域，有關壓電激勵對真空射流特性影響規(guī)律的研究開展較少。本文針對空間環(huán)境中的液滴生成技術，構建真空環(huán)境減弱環(huán)境氣體對射流的影響，選取低蒸氣壓介質(zhì)避免閃蒸造成射流破碎，采用實驗方法研究壓電激勵對射流破碎特性的影響規(guī)律，從而加深對真空環(huán)境中射流受激破碎和液滴生成過程的認識。

1 實驗裝置及實驗方法

壓電激勵噴射器結構如圖 1所示。噴射器內(nèi)的液體介質(zhì)在壓電裝置的擾動作用下產(chǎn)生周期性壓力波，從而激勵射流快速破碎。噴射器的噴孔板面可更換，實驗選取的噴孔直徑為0.5 mm，噴孔數(shù)量為1～2組，噴射介質(zhì)采用低黏硅油，黏度約5 mPa·s，飽和蒸氣壓低于0.1 Pa，表面張力約0.03 N·m[24]，射流中的硅油氣泡達不到生長條件[25]，從而確保射流穩(wěn)定生成。為保證實驗結果的可比對性，實驗過程中噴射器入口壓力保持為45 kPa。

圖1 噴射器結構

壓電裝置及信號控制系統(tǒng)如圖 2所示。壓電裝置采用機械封裝式壓電陶瓷，壓電裝置輸出位移與控制電壓基本呈線性關系[26]，28 V驅(qū)動電壓對應位移行程約3 μm。壓電裝置控制電壓由信號發(fā)生系統(tǒng)提供，信號發(fā)生器輸出一定頻率的標準波形信號，經(jīng)功率放大器將其電壓增大至所需要的值，從而控制壓電裝置振動。

圖2 壓電裝置及信號控制系統(tǒng)

液體真空噴射霧化特性研究試驗平臺如圖 3所示，該系統(tǒng)具備模擬80 km高空環(huán)境下射流霧化特性研究能力，可以滿足不同液體工質(zhì)的小流量真空噴射特性研究需求。試驗過程中，配合使用隔膜貯箱以保證液體工質(zhì)在擠壓過程中不存在溶氣等問題。系統(tǒng)參數(shù)如下：

圖3 液體真空噴射霧化特性研究試驗平臺

真空艙有效容積為3 m3；

極限真空度0.9 Pa，試驗真空度約50 Pa；

機組抽氣量300 L/min；

真空艙體配置4組光學窗戶。

實驗過程中采用KISTLER公司的6052C脈動壓力傳感器(靈敏度為17.56 PC/bar)、電荷放大器及OROS來采集脈動壓力。射流破碎圖像采用PhantomV12高速相機獲得，圖像分辨率為800×600像素，采樣頻率8 kHz，曝光時間30 μs。

2 實驗結果與討論

通過實驗研究了壓電激勵波形、頻率和位移振幅對液滴生成特性的影響，典型工況及實驗結果如表 1所示。

表1 典型實驗工況及結果

2.1 壓電激勵效果驗證及噴射器內(nèi)壓力脈動特性分析

在真空環(huán)境下對比了有/無壓電激勵的射流狀態(tài)差異，如圖 4所示。圖4中觀測區(qū)域中心距離噴孔出口約90 mm。不施加壓電激勵時，由于射流雷諾數(shù)低，流體脈動很小，射流在觀測區(qū)域仍保持連續(xù)狀態(tài)，未發(fā)生破碎，也未觀測到顯著的對稱波發(fā)展；在相同的射流條件下，利用壓電裝置施加人為擾動(頻率3 kHz，位移振幅3 μm)之后，射流在噴孔出口附近仍保持連續(xù)射流，但當射流發(fā)展到觀測區(qū)域時，表面波迅速增大直至射流破碎成液滴流。在3 kHz壓電激勵作用下，噴射器內(nèi)的壓力脈動特性如圖5所示，壓電激勵在噴射器內(nèi)產(chǎn)生了一個顯著的3 kHz的壓力擾動。從實驗測試結果來看，壓電裝置可以在噴射器內(nèi)產(chǎn)生顯著壓力擾動，并對射流破碎特性有顯著的影響。

圖4 壓電激勵對真空射流狀態(tài)的影響

圖5 在3 kHz激勵頻率下的噴射器內(nèi)壓力脈動特性

針對噴射器內(nèi)的壓力脈動特性，保持其他參數(shù)不變，僅改變壓電裝置激勵頻率獲得了一系列噴射器內(nèi)壓力脈動數(shù)據(jù)，通過FFT變換之后的頻域數(shù)據(jù)如圖6所示。實驗結果表明，隨著壓電激勵頻率增大，噴射器內(nèi)的壓力脈動振幅快速增大，這表明壓電激勵產(chǎn)生的壓力脈動(即射流初始擾動)與頻率有關。

圖6 噴射器內(nèi)壓力脈動幅值隨激勵頻率的變化規(guī)律

采用壓電激勵時，噴射器內(nèi)的壓力脈動振幅與壓電裝置頭部的運動加速度有關[17]。以正弦波激勵為例，噴射器內(nèi)壓電裝置位移

z=εsin(2πft)

(1)

式中：ε為位移振幅；f為工作頻率；t為工作時刻。

根據(jù)式(1)推導壓電裝置運動加速度

a=-(2πf)2εsin(2πft)

(2)

壓力擾動振幅

Pa∝(2πf)2ε

(3)

從上式可以看出，壓電激勵產(chǎn)生的壓力擾動振幅隨激勵頻率增大近似呈平方關系變化，這與激勵頻率小于5 kHz的實驗數(shù)據(jù)一致。當壓電裝置激勵頻率超過5 kHz之后，壓力脈動振幅突然減小，這可能與壓力脈動過大導致壓電裝置性能失穩(wěn)有關，具體原因還有待進一步深入分析。

2.2 激勵波形對射流破碎特性的影響

保持壓電裝置的振動頻率(3.1 kHz)、振動幅值(3 μm)等參數(shù)不變，僅改變驅(qū)動電壓波形獲得的射流破碎圖像如圖 7所示。從圖7中可以看出，壓電裝置分別在方波、正弦波和三角波驅(qū)動下，激勵射流獲得的破碎長度依次為90、96、99.5 mm。與正弦波驅(qū)動相比，方波驅(qū)動壓電裝置形成的破碎長度減小6.25%；三角波驅(qū)動導致破碎長度增大3.65%。式(3)表明，壓電裝置激勵產(chǎn)生的壓力脈動幅值與壓電裝置頭部的運動加速度有關；運動加速度越大，壓力脈動幅值越大，射流的破碎距離越短。對比3種驅(qū)動波形可以發(fā)現(xiàn)，標準方波驅(qū)動作用下，壓電裝置的位移變化曲線最陡峭，運動加速度最大；其次為正弦波，三角波的位移曲線比正弦波平緩，產(chǎn)生的運動加速度也較小，這與高速相機觀測到的射流破碎長度變化趨勢一致。

圖7 不同激勵波形下的射流形態(tài)對比

利用脈動壓力傳感器測量了噴射器內(nèi)部的脈動壓力變化，實驗結果如圖 8所示。不同驅(qū)動波形得到的壓力脈動幅值變化趨勢與前述分析一致；從量化數(shù)據(jù)來看，正弦波激勵產(chǎn)生的壓力脈動幅值約0.8 kPa，振幅約為噴前壓力的1.78%；與正弦波激勵相比，方波在噴注腔內(nèi)產(chǎn)生的壓力脈動幅值增大24.5%，三角波產(chǎn)生的壓力脈動幅值減小20.9%。

圖8 激勵波形對應的脈動壓力幅值

不同激勵波形的真空噴射實驗結果表明，在3種激勵波形中，方波驅(qū)動的壓電激勵能量最大，獲得的射流破碎距離最短；然而從量化數(shù)據(jù)來看，方波激勵的壓力脈動幅值增大了24.5%，但破碎距離僅減小6.25%，激勵能量的增加對大幅縮短破碎距離的作用有限。

2.3 激勵頻率對射流破碎特性的影響

根據(jù)Rayleigh射流不穩(wěn)定理論，擾動增長率對射流破碎長度也有顯著影響。當0

圖9 擾動增長率隨激勵頻率的變化(正弦波)

圖 10為激勵頻率不同時的射流形態(tài)。從圖中可以看出，改變激勵頻率對射流形態(tài)有顯著影響。在最優(yōu)激勵頻率附近，隨著激勵頻率增大，射流破碎長度先減小后增大，這與理論預測趨勢一致。對比幾組實驗結果發(fā)現(xiàn)，當壓電裝置激勵頻率約4 kHz時，射流破碎長度最短，約88.1 mm；當激勵頻率為3.2 kHz時，此時最接近理論最優(yōu)頻率，但射流破碎長度達到96.2 mm。實驗結果表明，根據(jù)破碎長度確定的最優(yōu)頻率比理論預測值高29%，這可能是因為破碎長度是初始擾動量和擾動最大增長率綜合作用的結果。在理論最優(yōu)頻率附近，盡管擾動增長率最大，但初始擾動量相對較??；隨著激勵頻率進一步增大，擾動增長率略有降低，但初始擾動量快速增大，從而導致射流破碎長度縮短；當激勵頻率超過一定范圍之后，擾動增長率快速下降，初始擾動量增長的影響減弱，因此射流破碎長度再次變大。

圖10 激勵頻率對應的射流形態(tài)

在壓電激勵霧化工況設計時，為獲得最短的射流破碎長度，需要對最優(yōu)激勵頻率fbest進行修正

fbest=αfopt

(4)

式中：α為修正系數(shù)；fopt為Rayleigh和Weber的理論預測頻率。α的計算表達式有待進一步深入研究，在本文的實驗條件下，修正系數(shù)約為1.29。

除了射流破碎長度隨激勵頻率變化之外，液滴的粒徑也隨激勵頻率改變而產(chǎn)生變化，如圖 11所示。隨著激勵頻率的增大，液滴粒徑呈減小趨勢。根據(jù)激勵頻率、射流速度和噴孔直徑之間的相互關系，得到液滴無量綱粒徑

圖11 激勵頻率對液滴粒徑的影響

(5)

式中：D為液滴直徑；u為噴射速度；d為噴孔直徑。

當射流速度一定時，噴孔單位時間內(nèi)的液流量不變，頻率增大導致射流破碎的特征波長減小，單位時間所形成的液滴越多，則每個液滴的體積減小，最終導致單個液滴粒徑減小。

2.4 激勵位移幅值對射流破碎特性的影響

壓電裝置位移取決于施加在壓電裝置兩端的電壓，電壓越高，位移越大，且兩者近似呈線性關系，因此，壓電裝置位移幅值對驅(qū)動功率有較大影響，需要分析壓電激勵位移幅值對射流破碎過程的影響。保持壓電裝置的振動頻率(3.1 kHz)、驅(qū)動波形(正弦波)等參數(shù)不變，僅改變壓電裝置激勵位移，獲得射流破碎特性如圖 12所示。從高速攝影圖像可以看出，射流破碎長度隨著壓電裝置激勵位移幅值的增大有所減小，但不同位移振幅對應的射流狀態(tài)差異不大，壓電裝置位移變化對射流破碎特性的影響相對較小。

圖12 位移幅值對應的射流破碎形態(tài)

圖13對激勵位移幅值變化造成的射流破碎特性改變進行了量化分析。從圖13中可以看出，位移振幅對射流破碎和液滴粒徑影響較小，不同位移振幅對應的無量綱粒徑在1.51～1.78之間變化；以3 μm位移振幅為基準，當位移振幅減小66.7%(減小至1 μm)時，射流破碎長度增加11.9%；不同位移振幅對應的液滴粒徑基本一致。

圖13 位移幅值對射流破碎特性的影響

3 結論

本文針對真空環(huán)境下壓電激勵射流破碎過程開展研究，獲得如下結論：

1)壓電激勵作用對射流破碎特性有重要的影響，壓電激勵波形、頻率和位移振幅等參數(shù)均會對射流破碎特性產(chǎn)生影響。

2)相對于正弦波與三角波，方波驅(qū)動的壓電激勵能量最大，獲得的射流破碎距離最短；從量化數(shù)據(jù)來看，方波激勵的壓力脈動幅值增大了24.5%，但破碎距離僅減小6.25%，激勵能量的增加對大幅縮短破碎距離的作用有限。

3)壓電激勵頻率對射流破碎特性有較大影響，隨著激勵頻率增大，射流的初始壓力脈動量增大，生成液滴粒徑減??；在最優(yōu)頻率附近，隨著激勵頻率增大，射流破碎長度先減小后增大；在壓電激勵作用下，最短破碎距離對應的激勵頻率大于理論最優(yōu)頻率。

4)壓電裝置位移振幅對射流破碎特性影響較小，隨著壓電裝置位移幅值增大，射流破碎長度略有減??；位移振幅對液滴粒徑影響較小。