李庠儒, 劉年華, 劉露菡, 何 楓

(清華大學航天航空學院, 北京 100084)

引言

超聲速沖擊射流廣泛地應用在導彈和火箭的發(fā)射系統(tǒng)、 垂直起降飛機的推進系統(tǒng)以及冷噴涂工藝中[1]. 廣泛的應用背景吸引了研究人員對超聲速沖擊射流復雜的流動結(jié)構(gòu)進行研究. 在超聲速沖擊射流中經(jīng)常出現(xiàn)復雜的激波結(jié)構(gòu)[2-4], 并產(chǎn)生強烈的離散單音[5]. 沖擊射流的流動結(jié)構(gòu)和離散單音頻率與噴嘴壓比(nozzle pressure ratio, NPR)、 噴嘴距離平板的沖擊距離等流動條件密切相關(guān)[6].

Marsh[7]首先發(fā)現(xiàn)了沖擊射流產(chǎn)生的離散單音. Ho[8-9]提出沖擊單音產(chǎn)生是源于一種聲學反饋機制. 聲學反饋環(huán)主要由射流剪切層中的不穩(wěn)定波(渦)結(jié)構(gòu)與反饋聲波構(gòu)成[10-11]. 噴嘴出口處的不穩(wěn)定波在向下游運動的過程中, 幅值不斷增加, 與平板相互作用產(chǎn)生新的聲波[12-13]. 與欠膨脹自由射流的嘯叫模態(tài)類似, 在不同流動條件下, 沖擊射流剪切層中不穩(wěn)定波(渦)會出現(xiàn)對稱或非對稱模態(tài)[13].

沖擊射流中激波的振蕩現(xiàn)象與離散單音的產(chǎn)生密切相關(guān)[14]. 通過高速攝像技術(shù)能夠直接觀察到?jīng)_擊距離短的板前Mach盤激波的振蕩現(xiàn)象[12,15]. Powis等[16]觀察到?jīng)_擊射流的板前激波在不同流動條件下可能出現(xiàn)振蕩或者“分岔”現(xiàn)象. 在激波出現(xiàn)振蕩的流動條件下, 板前激波的位置在一個振蕩周期內(nèi)呈現(xiàn)出類似正弦曲線式的變化. 在激波出現(xiàn)“分岔”的流動條件下, 會出現(xiàn)激波快速向上游移動的現(xiàn)象. Gojon等[17]利用大渦模擬研究了NPR=4.03欠膨脹沖擊射流中流動結(jié)構(gòu)的振蕩現(xiàn)象. 在不同短沖擊距離條件下, 射流剪切層中的不穩(wěn)定波(渦)會呈現(xiàn)出對稱或者螺旋模態(tài). 相應地, 沖擊平板上游的Mach盤同樣會表現(xiàn)出軸對稱或者螺旋的振蕩現(xiàn)象, 并且振蕩頻率與沖擊單音的頻率相同.

目前對于沖擊射流激波結(jié)構(gòu)振蕩的研究大多關(guān)注在沖擊距離較短的平板前Mach盤, 而對于不同模態(tài)下射流整體激波結(jié)構(gòu)振蕩的信息較少, 同時也缺乏對激波結(jié)構(gòu)振蕩抑制方法的研究. 本文通過流動顯示配合噪聲測量的實驗方法, 對不同模態(tài)下的欠膨脹沖擊射流的激波振蕩和離散單音進行研究, 并給出一種抑制激波振蕩的方法. 本文內(nèi)容安排如下: 第1章介紹實驗系統(tǒng)設(shè)置; 第2章對紋影與噪聲實驗結(jié)果進行討論, 最后對全文進行總結(jié).

1 實驗系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡介

圖1是實驗系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖. 在研究中使用冷射流(射流總溫近似等于周圍環(huán)境溫度). 由兩臺11 kW壓氣機產(chǎn)生的壓縮空氣, 經(jīng)過過濾儲存于大氣罐中, 儲氣罐中的氣體溫度由熱電偶測量與環(huán)境溫度(294 K)相同. 在整個實驗過程中, 儲氣罐內(nèi)氣體的溫度變化幅度在±1 K范圍內(nèi). 實驗使用收縮噴嘴. 使用COSMO數(shù)顯壓力表測量噴嘴出口上游5D處的氣體靜壓(D為噴嘴出口直徑). 壓力表的測量范圍為0～1.000 MPa, 測量精度為滿量程的0.25%. 噴嘴上游總壓與周圍環(huán)境壓強的比值(NPR)由一臺壓力調(diào)節(jié)閥控制.

在實驗中進行噪聲測量的ACO7046聲學麥克風直徑為12.8 mm, 聲壓靈敏度為50 mV/Pa, 最大可測量聲壓級為145 dB. 在3 Hz～20 kHz頻率范圍內(nèi), 測量精度為±2 dB. 在實驗采用的壓比范圍內(nèi), 射流離散單音的頻率分布在10～20 kHz范圍內(nèi). 如圖1所示, 麥克風位于θ=60°, 距離射流沖擊點50D處. 使用ACO6139 麥克風放大器和ONO SOKKI CF-5220 Fourier分析儀對麥克風的聲學信號進行處理. Fourier分析儀輸出頻率范圍為0～20 kHz, 分析20個樣本平均后的噪聲頻譜特性.

圖1 實驗系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖

圖2展示了實驗中對沖擊射流流場進行可視化的Z-型紋影系統(tǒng), 該系統(tǒng)包括兩面焦距為3 000 mm 的凹面鏡, 并使用定常的鹵素光源. 紋影圖像由一臺PhotronFastcam SA-Z 高速相機拍攝. 根據(jù)實驗中射流單音的離散頻率, 高速相機的幀頻設(shè)置為80 000幀/s, 以確保在1個離散頻率單音周期內(nèi)包含5～6張瞬時紋影圖像. 在該幀頻下, 每張紋影圖像含640×360個像素點, 噴嘴出口直徑尺度內(nèi)包含52個像素點. 結(jié)合高速相機幀頻與光源強度, 將相機的曝光時間設(shè)置為6.25 μs. 實驗中的刀口方向與射流軸向(X方向)垂直, 紋影圖像顯示的是流場沿光路積分的軸向密度梯度.

圖2 紋影實驗系統(tǒng)示意圖

圖3(a)展示了實驗中使用的收縮噴嘴. 噴嘴收縮比為6.25∶1， 出口直徑為10 mm， 出口唇口厚度為7.5 mm， 出口附近直管長度為3 mm. 在距離噴嘴出口50 mm處設(shè)計一個測壓孔， 使用壓力傳感器測量該處氣體壓強， 從而計算得到NPR. 為了抑制沖擊射流產(chǎn)生的離散單音， 設(shè)計了如圖3(b)所示的改進噴嘴. 與原始噴嘴相比， 改進噴嘴出口附近的直管長度為1 mm， 并在出口端面粘貼一層2 mm 厚的泡沫鋁材料， 噴嘴總長度保持不變. 改進噴嘴的其他幾何參數(shù)與原始噴嘴保持一致.

(a) Original nozzle

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 沖擊射流頻譜特性

圖4為原始噴嘴欠膨脹沖擊射流噪聲頻譜圖， 其中Stj=fDj/Uj,f為頻率,Dj為射流理想膨脹直徑,Uj為射流理想膨脹速度. 如圖所示, 在NPR=3.0, 3.5條件下, 欠膨脹沖擊射流的噪聲頻譜分別在Stj=0.31， 0.38處出現(xiàn)高幅值的離散尖峰.

圖4 原始噴嘴欠膨脹沖擊射流噪聲頻譜圖

2.2 欠膨脹沖擊射流的激波振蕩現(xiàn)象

當欠膨脹射流產(chǎn)生離散頻率單音時, 射流中的激波結(jié)構(gòu)出現(xiàn)明顯的周期振蕩現(xiàn)象. 圖5展示了NPR=3.0時, 沖擊射流在間隔25 μs不同時刻下的紋影圖像. 紋影圖中射流主體顏色較暗的區(qū)域?qū)獕嚎s區(qū)域, 顏色較亮的區(qū)域則對應膨脹區(qū)域. 如圖5(a)所示, 在t時刻下, 射流右側(cè)剪切層中由藍色圓圈標記的相干結(jié)構(gòu), 位于射流第2個激波柵格的尾端(由紅色實直線標記), 由紫色圓圈標記的相干結(jié)構(gòu), 位于X/D=4處, 射流左側(cè)剪切層中綠色圓圈標記相干結(jié)構(gòu)位于第3個激波附近. 由于紋影圖像沿光路積分的性質(zhì), 圖5(a)中并無法準確判斷第3個激波結(jié)構(gòu)的位置. 在圖5(a)中, 射流剪切層的相干結(jié)構(gòu)以及射流周圍的聲波, 都相對于噴嘴中心軸線反對稱, 說明射流在NPR=3.0工況下處于非對稱模態(tài). 在t+2Δt時刻下, 如圖5(b)所示, 射流剪切層中相干結(jié)構(gòu)均向下游運動. 紫色圓圈標記的相干結(jié)構(gòu)運動到?jīng)_擊平板附近, 產(chǎn)生向上游傳播的聲波(由黃色虛線標記). 紅色實直線標記的第2個激波柵格的尾端相對t時刻向右側(cè)翹起. 此時能夠觀察到位于X/D=3.5附近的, 向左翹起的第3個激波結(jié)構(gòu)(由粉色線段標記). 圖5(c), (d)均顯示所標記的激波或相干結(jié)構(gòu)的相對運動, 而且激波結(jié)構(gòu)的左右運動特征與射流的非對稱模態(tài)相對應.

(a) t

圖6展示了不同時刻下NPR=3.5欠膨脹沖擊射流的紋影圖像. 可以清晰地看到, 射流剪切層中的相干結(jié)構(gòu)與射流周圍的聲波均相對于噴嘴中心軸線對稱, 表明射流處于對稱模態(tài). 如圖6(a)所示t時刻下, 藍色橢圓標記的相干結(jié)構(gòu), 位于紅色實線標記的第2個激波結(jié)構(gòu)尾端上游, 第2個激波結(jié)構(gòu)尾端位于X/D=2.9附近, 由紫色橢圓標記的相干結(jié)構(gòu)位于X/D=4附近. 在t+2Δt時刻下, 如圖6(b)所示, 藍色橢圓標記的相干結(jié)構(gòu)越過第2個激波結(jié)構(gòu)尾端, 紅色實線標記的第2個激波結(jié)構(gòu)尾端由X/D=2.9運動到X/D=2.6處. 紫色橢圓標記的相干結(jié)構(gòu)撞擊在平板上, 并產(chǎn)生由黃色虛線標記的向上游傳播的聲波. 圖6(c)， (d)均顯示所標記的激波或相干結(jié)構(gòu)的相對運動. 圖6展示了NPR=3.5欠膨脹沖擊射流在近似一個周期內(nèi)激波上/下的周期振蕩運動過程, 與射流的對稱模態(tài)特征相對應.

(a) t

2.3 反饋聲波在噴嘴唇口對剪切層的激勵過程

圖7展示了NPR=3.5欠膨脹沖擊射流在 50 μs 內(nèi)反饋聲波對噴嘴出口附近剪切層的激勵過程. 如圖7(a)所示, 在t時刻聲壓梯度大的聲波(黃色虛線標記)傳播到噴嘴出口附近, 可視的剪切層出現(xiàn)微小的鋸齒不穩(wěn)定現(xiàn)象, 推測是較強聲波在出口端面的反射對剪切層的擾動造成的. 在t+2Δt時刻, 如圖7(b)所示, 在X/D=0.25附近剪切層出現(xiàn)了明顯的失穩(wěn)現(xiàn)象(藍色圓圈標記), 且如圖7(c)， (d)所示, 該不穩(wěn)定波向下游發(fā)展. 在圖7(d)中, 聲壓梯度大的聲波(紅色虛線標記)再次傳播到噴嘴出口附近, 周期重復上述過程.

(a) t

2.4 沖擊單音與激波振蕩的抑制

在分析了反饋聲波對剪切層不穩(wěn)定波的激勵作用原理后, 提出了在反饋聲波到達噴嘴出口平面后, 通過出口端面材料聲波的漫散射作用, 消弱對剪切層的擾動, 抑制沖擊單音和激波振蕩的產(chǎn)生.

如圖8所示, 使用如圖3(b)改進后的收縮噴嘴, 欠膨脹射流噪聲頻譜圖中沖擊單音對應的離散尖峰消失了, 相應地C聲壓級在NPR=3.0由原來的121.7 dB降為119.1 dB; 在NPR=3.5由原來的125.1 dB降為120.7 dB.

(a) NPR=3.0

圖9展示了噴嘴改進前后產(chǎn)生的欠膨脹射流的瞬時紋影圖. 當NPR=3.0時, 改進后噴嘴產(chǎn)生沖擊射流中的激波結(jié)構(gòu)沒有出現(xiàn)明顯的非對稱的振蕩現(xiàn)象. 當NPR=3.5時, 使用改進后的噴嘴, 射流的第2和第3個激波柵格變得更加清晰.

(a) NPR=3.0

圖10則展示了噴嘴改進前后沖擊射流的平均紋影圖. 可以很明顯地看到, 通過改進噴嘴, 射流的激波結(jié)構(gòu)更加清晰, 說明目前的方法在消除沖擊單音、 降噪的同時, 射流中的激波結(jié)構(gòu)也更加穩(wěn)定.

(a) NPR=3.0

3 結(jié)論

本文基于噪聲測量和紋影流動顯示實驗結(jié)果, 對沖擊距離為5D的欠膨脹沖擊射流進行了研究. 通過對高速攝像獲取的紋影圖像進行分析, 發(fā)現(xiàn)噴嘴壓比為3的射流處于非對稱模態(tài), 射流中激波振蕩也體現(xiàn)了非對稱的特征. 當噴嘴壓比為3.5時, 射流處于對稱模態(tài), 射流激波結(jié)構(gòu)沿噴嘴中心軸線上/下振蕩, 與射流對稱模態(tài)的特征相對應. 不同模態(tài)下的離散頻率單音聲源來自于射流沖擊平板后的不穩(wěn)定流動結(jié)構(gòu)處. 觀察到反饋聲波在噴嘴唇口附近對射流剪切層的激勵作用, 使剪切層失穩(wěn). 通過噴嘴出口端面對反饋聲波的漫散射, 能夠有效消除離散頻率的沖擊單音, 降低噪聲, 并抑制激波振蕩.

致謝本項研究由國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(973計劃)支持, 項目編號2012CB720100, 在此表示感謝！