噴注流強(qiáng)分布對高頻縱向燃燒不穩(wěn)定性抑制效果

汪廣旭,譚永華,莊逢辰,陳建華,楊寶娥,洪流

1. 西安航天動力研究所 液體火箭發(fā)動機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 710100 2. 中國航天推進(jìn)技術(shù)研究院,西安 710100 3. 航天工程大學(xué) 宇航科學(xué)與技術(shù)系,北京 101416

目前,燃燒不穩(wěn)定問題仍是液體火箭發(fā)動機(jī)可靠性的最大威脅。一般認(rèn)為,高頻燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象是液體推進(jìn)劑噴霧燃燒過程與燃燒室壓力振蕩之間耦合作用的結(jié)果,是一種可預(yù)測性較差的強(qiáng)非線性、多物理場耦合問題。

因此,通常需要采取實(shí)際的工程控制措施以提高穩(wěn)定性裕度,控制措施主要基于提高系統(tǒng)阻尼、降低輸入系統(tǒng)能量2種思路。提高系統(tǒng)的阻尼的具體措施包括推力室內(nèi)加裝隔板、聲腔或混合頭部等,這一措施在F-1發(fā)動機(jī)、蘇聯(lián)RD-180發(fā)動機(jī)中均得到了普遍應(yīng)用。降低輸入系統(tǒng)能量的大小則需要考慮燃燒過程與壓力振蕩之間的時(shí)空相位關(guān)系。由于燃燒室內(nèi)特定類型壓力振蕩的時(shí)間特征(固有頻率)和空間特征(即固有模態(tài))由其聲學(xué)特性決定,因此,燃燒過程與壓力振蕩之間時(shí)空關(guān)系主要取決于液體推進(jìn)劑燃燒過程本身。燃燒特征時(shí)間決定了非定常釋熱與壓力振蕩之間的相位關(guān)系,但其本質(zhì)上是個(gè)微觀量,往往與推進(jìn)劑噴霧燃燒過程的響應(yīng)特性有關(guān),某些情況下也可以通過優(yōu)化部分燃燒子過程響應(yīng)特性以提高發(fā)動機(jī)穩(wěn)定性裕度。

燃燒的空間分布由推進(jìn)劑的噴霧燃燒特性決定。當(dāng)燃燒室內(nèi)激發(fā)高頻燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象時(shí),受其固有聲學(xué)特性的影響,振蕩幅值具有空間分布特性(也稱為振型)。較高幅值的壓力振蕩會加劇推進(jìn)劑的燃燒釋熱過程,大量推進(jìn)劑在振幅較高的波腹區(qū)燃燒會使更多的熱量轉(zhuǎn)變?yōu)閴毫φ袷巹菽?從而不利于燃燒穩(wěn)定性。工程上,為了有效實(shí)現(xiàn)燃燒的空間,通常會在噴注面上采用不同類型或數(shù)量的噴嘴。在某些情況下,可以通過噴嘴的排布特點(diǎn)大致計(jì)算出局部推進(jìn)劑所占的流通面積(≠噴注面積),該區(qū)域內(nèi)推進(jìn)劑流量與面積的比值即為流強(qiáng)。通過噴注器面流強(qiáng)的非均勻分布來直接或間接改變?nèi)紵覂?nèi)的橫向和軸向燃燒分布,減少波腹區(qū)的燃燒釋熱量,是除使用阻尼裝置以外,使液體火箭發(fā)動機(jī)穩(wěn)定工作的另一種重要的工程方法。

對于橫向型的高頻燃燒不穩(wěn)定性,振型沿徑向或周向分布,徑向流強(qiáng)分布對燃燒分布的改變是直接的,可以人為控制波腹區(qū)的流強(qiáng)以達(dá)到抑制效果,而燃?xì)饷芏取⒘魉俚妊貜较虻牟痪鶆蛐砸矔斐蓴_動傳播過程較大的阻尼,進(jìn)一步提高穩(wěn)定性。美國國家航空航天局(NASA)曾針對不同流強(qiáng)分布的燃燒室進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,結(jié)果表明：采用徑向“陡駝峰”型噴注流強(qiáng)分布方案的燃燒室在爆炸彈引發(fā)的擾動下能穩(wěn)定工作。

對于縱向型的高頻燃燒不穩(wěn)定性,振型沿軸向分布,噴注器面是一階縱向振型的波腹區(qū),徑向流強(qiáng)分布對燃燒分布的改變通常是間接的。可以通過控制推進(jìn)劑液滴的初始狀態(tài)(如粒徑、流速、溫度等)來改變?nèi)紵妮S向分布,故尤其適用于液滴蒸發(fā)做燃燒速率控制過程的情況,后者近似忽略推進(jìn)劑蒸發(fā)完后混合及化學(xué)反應(yīng)過程所需的時(shí)間,蒸發(fā)后的推進(jìn)劑迅速完成燃燒,蒸發(fā)速率決定燃燒速率。此時(shí),高流強(qiáng)區(qū)的噴注器通常具有較大的噴注孔徑,后者對應(yīng)的初始液滴粒徑也較大,相應(yīng)的推進(jìn)劑蒸發(fā)燃燒距離也較長。這樣,理論上可以使高流強(qiáng)區(qū)的部分推進(jìn)劑燃燒相對更靠近噴注器下游以遠(yuǎn)離波腹區(qū),進(jìn)而提高穩(wěn)定性。國內(nèi)FY-20發(fā)動機(jī)在改進(jìn)的S方案中通過增加“駝峰區(qū)”流強(qiáng)的方式使推進(jìn)劑燃燒沿軸向更加散布,從而抑制了高頻縱向燃燒不穩(wěn)定問題。

即使如此,基于流強(qiáng)分布的燃燒不穩(wěn)定抑制措施似乎并不能保證發(fā)動機(jī)在任何情況下都有效。在最近的幾次地面抽檢試車過程中,采用該方法的某型常溫自燃推進(jìn)劑液體火箭發(fā)動機(jī)推力室仍然出現(xiàn)了一定程度的高頻燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象。在前期的研究中,已建立了考慮噴注流強(qiáng)分布的高頻縱向穩(wěn)定性分析方法,并對該型號發(fā)動機(jī)推力室縮尺件在不同噴注流強(qiáng)方案下的穩(wěn)定性進(jìn)行了分析,重點(diǎn)結(jié)合不同噴注流強(qiáng)方案的線性增長率計(jì)算結(jié)果,定量化分析了噴注流強(qiáng)分布對高頻縱向不穩(wěn)定的抑制作用。然而,由于到過度調(diào)整噴注流強(qiáng)分布會降低燃燒效率,且對其抑制效果缺乏充分實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證,文獻(xiàn)[9]的研究工作還不足以支撐該型號發(fā)動機(jī)推力室實(shí)施穩(wěn)定性改進(jìn)措施。因此,還需要針對這一重要的工程措施的抑制效果開展深入研究。

1 總體思路

雖然基于隨機(jī)噪聲信號衰減率的方法可以在不穩(wěn)定壓力脈動信號周期性特征不十分明顯的情況下,通過數(shù)據(jù)處理的方法間接評估模型燃燒室的穩(wěn)定性,但從量化分析的角度出發(fā),最直觀的方法仍然是通過在縮尺燃燒室內(nèi)激勵(lì)高頻縱向燃燒不穩(wěn)定的方式獲得相應(yīng)的振蕩幅值后進(jìn)行橫向?qū)Ρ?。根?jù)不穩(wěn)定類型,一般可分為線性自發(fā)激勵(lì)不穩(wěn)定(絕對不穩(wěn)定)和非線性誘發(fā)激勵(lì)不穩(wěn)定2種(條件不穩(wěn)定),且相對于后者,前者往往意味著擾動能夠從噪聲量級的振蕩發(fā)展為有限幅值的“極限環(huán)”振蕩,燃燒室具有更低的穩(wěn)定性。

因此,通過自發(fā)激勵(lì)燃燒不穩(wěn)定的方式評估噴注方案的相對穩(wěn)定性本質(zhì)上是通過人為降低燃燒室穩(wěn)定性裕度的方式進(jìn)行評估,并認(rèn)為不同噴注方案相對穩(wěn)定性分布在穩(wěn)定性裕度較低的工況中與裕度較高的工況中是一致的。在此前提下,采用相應(yīng)的振蕩幅值分布來描述不同噴注方案的相對穩(wěn)定性變化規(guī)律,對于分析實(shí)際發(fā)動機(jī)穩(wěn)定性是有意義的。

如何在自燃推進(jìn)劑的模型燃燒室內(nèi)激發(fā)高頻縱向燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象是本文研究的基礎(chǔ)。如果單純從激發(fā)的角度看,由于激發(fā)過程本身與具體的噴霧方式和工況參數(shù)有直接關(guān)系,大部分情況下都需要具體問題具體分析,目前還缺乏相關(guān)通用預(yù)測模型或經(jīng)驗(yàn)可供參考。然而,可以通過降低燃燒室邊界耗散的方式人為降低穩(wěn)定性裕度,最大限度地激發(fā)燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象。這一方面,噴管對燃燒室一階縱向壓力振蕩具有明顯的耗散作用,可以通過降低噴管耗散的方式降低模型燃燒室穩(wěn)定性裕度。

Crocco等最早對比長噴管系統(tǒng)和短噴管系統(tǒng)(噴管長度可以忽略)2種條件下的高頻縱向穩(wěn)定性,主要結(jié)論是：相對長噴管燃燒室,短噴管燃燒室具有相對較低的穩(wěn)定性裕度。如圖1所示,為集中燃燒位置相對燃燒室長度的無量綱值,集中燃燒位置可以看作主燃燒釋熱區(qū)與噴注面的軸向距離；為敏感時(shí)滯相對擾動傳播半周期的無量綱值,陰影區(qū)即為不穩(wěn)定區(qū)域；、分別為時(shí)間、空間的周期數(shù)?？梢钥闯?相對長噴管系統(tǒng),短噴管系統(tǒng)的穩(wěn)定性區(qū)域較小,相應(yīng)穩(wěn)定性較差。此外,當(dāng)燃燒集中在噴注面附近時(shí)高頻燃燒不穩(wěn)定性區(qū)域增加,穩(wěn)定性降低。因此,為了盡可能激發(fā)高頻縱向燃燒不穩(wěn)定,模型燃燒室噴管收斂段長度為0(即噴管不含收斂段),且在基準(zhǔn)燃燒室長度的基礎(chǔ)上,設(shè)計(jì)了加長燃燒室工況,以降低的大小。

圖1 高頻縱向穩(wěn)定性分布[13]Fig.1 Distribution of high frequency longitudinal stability[13]

模型燃燒室設(shè)計(jì)參考某常溫自燃推進(jìn)劑液體火箭發(fā)動機(jī)推力室,采用自擊互靠式噴注器,燃料和氧化劑撞擊面各有一定傾角,這樣理論上可以沿噴注面徑向可以分成幾個(gè)主要的燃燒區(qū)。為了確保各區(qū)混合比保持基本一致,不同噴注方案各燃燒區(qū)的燃料和氧化劑噴注孔徑需要同時(shí)調(diào)整。通過設(shè)計(jì)多個(gè)可拆卸獨(dú)立式噴注器實(shí)現(xiàn)不同噴注方案的對比,各噴注方案的流強(qiáng)分布具有相對明顯的區(qū)別。此外,為了盡可能消除噴注耦合型高頻縱向燃燒不穩(wěn)定的可能性,縮短系統(tǒng)減壓時(shí)間,盡量減小了噴注器集液腔體積；為了消除中頻耦合型燃燒不穩(wěn)定的可能性,盡量縮短了氣蝕管到噴注器之間的長度。

綜上,模型燃燒室實(shí)驗(yàn)共進(jìn)行2輪：第1輪實(shí)驗(yàn)?zāi)康氖菍ふ夷軌蚣ぐl(fā)高頻縱向燃燒不穩(wěn)定工況；第2輪實(shí)驗(yàn)?zāi)康氖菍Σ煌瑖娮⒘鲝?qiáng)分布的穩(wěn)定性進(jìn)行實(shí)驗(yàn),討論相應(yīng)的穩(wěn)定性變化規(guī)律。

2 實(shí)驗(yàn)方案

模型燃燒室方案(短燃燒室方案)如圖2所示,該燃燒室采用模塊化設(shè)計(jì),由頭部轉(zhuǎn)接段、支架、可拆卸獨(dú)立式噴注器、銅熱沉燃燒室身部、銅熱沉燃燒室身部延長段、可替換噴管(喉部)、喉部蓋板等部分組成。

常溫下,燃料(偏二甲肼,CHN)和氧化劑(四氧化二氮,NO)通過轉(zhuǎn)接段進(jìn)入噴注器,轉(zhuǎn)接段入口與閥門出口連接,閥門前分別加裝兩路氣蝕管。通過加裝身部延長段實(shí)現(xiàn)燃燒室2種長度(噴注面到喉部距離)方案轉(zhuǎn)換,其中,短燃燒室長度為378 mm,長燃燒室長度為900 mm,2種長度方案下,燃燒室內(nèi)徑均為48 mm。

燃料噴前和氧化劑噴前均有穩(wěn)態(tài)壓力測點(diǎn),燃燒室壁面同樣開有穩(wěn)態(tài)壓力測量孔,并沿軸向安裝有3個(gè)脈動壓力測量傳感器PA、PB、PC,3個(gè)傳感器的距離噴注面的軸向距離分別為：75, 181, 281 mm(短燃燒室),75, 331, 539 mm(長燃燒室)。脈動壓力采樣頻率20 kHz,并與穩(wěn)態(tài)壓力同步采集。

圖2 模型燃燒室Fig.2 Model combustor

為了在高工況(流量或室壓較參考工況高)下確保傳感器熱防護(hù)可靠,傳感器測量面距離燃燒室內(nèi)壁面有4 mm的縮進(jìn)(傳感器末端測量面直徑8 mm),并且單次點(diǎn)火時(shí)間縮短至0.8 s(建壓時(shí)間小于0.2 s)。

獨(dú)立式噴注器的總體方案及噴嘴排列方式分別如圖3和圖4所示。燃料和氧化劑分別通過10 mm的入口對稱進(jìn)入噴注器,自擊互靠式噴注單元周向均布、徑向排列,由內(nèi)向外共7圈噴嘴,分別為R-R-Y-Y-R-R-Y(R:燃料；Y:氧化劑),其中,第2圈燃料噴嘴和第3圈氧化劑噴嘴構(gòu)成徑向燃燒區(qū)I,第4圈氧化劑噴嘴和第5圈燃料噴嘴構(gòu)成燃燒區(qū)Ⅱ,第6圈燃料噴嘴和第7圈氧化劑噴嘴構(gòu)成徑向燃燒區(qū)Ⅲ。為了盡可能保證噴前流動均勻性,燃料和氧化劑分別通過對稱的2個(gè)入口進(jìn)入噴注器,后者與轉(zhuǎn)接段通過密封連接。

圖3 獨(dú)立式噴注器Fig.3 Independent injector

圖4 噴嘴排列Fig.4 Distribution of injector elements

通過孔徑調(diào)整得到6個(gè)噴注(器)流強(qiáng)方案分別為0-0、0-1、0-3、1-0、1-2、3-0(各方案孔徑分布可參考文獻(xiàn)[9]),相應(yīng)的噴注器依次命名為PZQ1～PZQ6,其中,噴注方案0-0為基準(zhǔn)方案,在此基礎(chǔ)上,方案0-1單獨(dú)增加Ⅲ區(qū)孔徑,方案0-3降低I區(qū)、Ⅱ區(qū)孔徑的同時(shí)增加Ⅲ區(qū)孔徑；方案1-0單獨(dú)增加Ⅱ區(qū)孔徑,方案1-2降低I區(qū)、Ⅲ區(qū)孔徑的同時(shí)增加Ⅱ區(qū)孔徑；方案3-0同時(shí)降低各區(qū)孔徑,流強(qiáng)分布與基準(zhǔn)方案基本一致。上述工況中,方案0-0、0-1、0-3為第1組對比方案,方案0-0、1-0、1-2為第2組對比方案。不同噴注方案各圈噴嘴數(shù)量、類型、分布圓直徑均保持不變,孔徑大小詳見文獻(xiàn)[9],最終的噴注流強(qiáng)分布如圖5所示?？梢钥吹?對于噴注方案0-1、0-3,“駝峰區(qū)”位于燃燒區(qū)Ⅲ,對于噴注方案1-0、1-2,“駝峰區(qū)”位于燃燒區(qū)Ⅱ。

參考多流管耦合模型思想,對于液滴蒸發(fā)作為速率控制的情況,徑向不均勻的孔徑分布會造成不同燃燒區(qū)初始液滴粒徑的不同,后者主要決定了下游燃燒的分布情況,可以近似認(rèn)為在噴注面下游一段距離內(nèi),由噴注流強(qiáng)導(dǎo)致的徑向非均勻性仍然較為明顯,進(jìn)而造成燃燒沿軸向的散布。當(dāng)然,由于不同燃燒區(qū)的流量不同,孔徑調(diào)整帶來的穩(wěn)定性改善程度也不盡相同。但整體上,根據(jù)穩(wěn)定性分析結(jié)果,除了噴注方案3-0以外,其他對比方案均較基準(zhǔn)方案穩(wěn)定性要好,且穩(wěn)定性隨著“駝峰區(qū)”流量的增加而提高。

圖5 噴注流強(qiáng)分布Fig.5 Distribution of injection intensity

3 高頻縱向燃燒不穩(wěn)定激發(fā)

首先,采用理論穩(wěn)定性較差的噴注器PZQ6(噴注方案3-0)進(jìn)行第1輪實(shí)驗(yàn),目的是為了尋找和激發(fā)高頻縱向燃燒不穩(wěn)定工況。第2輪實(shí)驗(yàn)共3組15個(gè)工況,并在各組前2個(gè)工況下激發(fā)了高頻縱向燃燒不穩(wěn)定。表1給出了各組第1個(gè)不穩(wěn)定工況的穩(wěn)態(tài)參數(shù)及主要結(jié)構(gòu)區(qū)別。3個(gè)工況下氧化劑、燃料設(shè)計(jì)流量分別為650、280 g/s,區(qū)別僅在于：相對工況01,工況06、工況11采用了加長的燃燒室,理論振蕩頻率更低；相對于工況01、工況06,工況11采用了更小的喉部,理論室壓較高。

由表1可以看出,各工況下實(shí)際流量、混合比和室壓等基本達(dá)到了設(shè)計(jì)要求。由于3個(gè)工況下燃燒室室壓均低于燃料和氧化劑臨界壓力,燃燒室內(nèi)自燃推進(jìn)劑液滴屬于亞臨界蒸發(fā),液滴蒸發(fā)為燃燒速率控制過程。實(shí)際實(shí)驗(yàn)過程中,高工況(流量)下同樣出現(xiàn)了燃燒不穩(wěn)定,但由于振幅過大時(shí)出現(xiàn)了傳感器燒蝕的現(xiàn)象,故高工況不作為后續(xù)橫向?qū)Ρ裙r。

表1 PZQ06實(shí)驗(yàn)工況Table 1 Experimental case of PZQ06

采用PZQ06的模型燃燒室在工況01下3個(gè)測點(diǎn)的壓力脈動時(shí)域信號結(jié)果測量如圖6所示。可以看到,該工況下燃燒室內(nèi)出現(xiàn)了較大幅值的壓力振蕩,最大時(shí)域峰-峰值達(dá)到了0.5 MPa,大于室壓的10%,滿足定義燃燒不穩(wěn)定的基本條件。由于實(shí)際燃燒室內(nèi)溫度和聲速的不均勻性,主要振蕩頻率為1 356 Hz,略低于該工況下模型燃燒室的理論一階縱向聲振頻率(約為1 493 Hz)。

由圖6也可以看到,在測量時(shí)間7.4 s左右,燃燒室內(nèi)壓力脈動開始由噪聲量級逐漸發(fā)展為有限幅值非線性振蕩,但3個(gè)測點(diǎn)的時(shí)域壓力振幅具有明顯的區(qū)別,測點(diǎn)PA、PC處的壓力振蕩幅值相對較高,測點(diǎn)PB處的壓力振蕩幅值較小,意味著振蕩具有空間分布特征。圖7給出了上述3組信號的分頻情況,其中橫坐標(biāo)已采用潛在的一階縱向聲振頻率(1 356 Hz)進(jìn)行了無量綱化。可以看出,各測點(diǎn)該頻率信號對應(yīng)的突頻特征均較為明顯,相應(yīng)的幅值分別達(dá)到了2.5、1.1、2.4 kPa,其2倍頻信號也有一定的突頻幅值。除此以外,各測點(diǎn)其他頻率信號沒有明顯的突頻特征。

圖6 PZQ06在工況01下的脈動壓力測量結(jié)果Fig.6 Measurement results of pressure oscillation in Case 01 with PZQ06

圖7 PZQ06在工況01下脈動壓力的分頻結(jié)果Fig.7 Frequency spectrum of pressure oscillation in Case 01 with PZQ06

然而,上述結(jié)果并不能直觀的判斷燃燒室激發(fā)了高頻縱向燃燒不穩(wěn)定。除了時(shí)間特征(頻率)以外,還需要確認(rèn)測量結(jié)果滿足燃燒室內(nèi)一階聲振的空間分布特征。為此,參考文獻(xiàn)[16-18]的方法,進(jìn)一步將上述3個(gè)分頻幅值擬合得到的實(shí)測振型與采用平均燃?xì)饴曀俚玫降睦硐胝裥瓦M(jìn)行對比,結(jié)果如圖8所示。

圖8 PZQ06在工況01下實(shí)測與理想振型對比Fig.8 Comparison of of practical oscillation shape and theoretical mode shape for Case 01 with PZQ06

可以看到,擬合得到的實(shí)測振型波節(jié)(理論振幅為0)較理論振型波節(jié)更偏下游,這是由于實(shí)際燃燒室內(nèi)軸向燃?xì)鉁囟忍荻群吐曀俨痪鶆蛐栽斐傻摹５w上,處在波腹區(qū)附近的2個(gè)測點(diǎn)(PA、PC)的分頻幅值較波節(jié)附近測點(diǎn)(PB)的分頻幅值要高,該頻率信號分頻幅值的空間分布滿足燃燒室聲振的振幅分布規(guī)律,同時(shí)也說明該工況下模型燃燒室內(nèi)存在一階縱向振型,圖7中的基準(zhǔn)頻率為燃燒室內(nèi)一階縱向聲振頻率。因此可以判斷,在工況01條件下,采用PZQ06的模型燃燒室實(shí)際自發(fā)激勵(lì)了一階縱向高頻燃燒不穩(wěn)定。

圖9 PZQ06在工況06下的脈動壓力測量結(jié)果Fig.9 Measurement results of pressure oscillation for Case 06 with PZQ06

類似地,采用PZQ06的模型燃燒室在06工況下3個(gè)測點(diǎn)的壓力脈動時(shí)域信號測量結(jié)果如圖9 所示?？梢钥闯?該工況下燃燒室內(nèi)同樣出現(xiàn)了較大幅值的壓力振蕩,時(shí)域峰-峰值達(dá)到了2 MPa,大于燃燒室室壓的10%。由于燃燒室加長,相應(yīng)的主要振蕩頻率降為620 Hz,與該工況下燃燒室的理論一階縱向聲振頻率(約為633 Hz)接近。此外,在測量時(shí)間5.2 s左右,燃燒室內(nèi)壓力振蕩開始由噪聲量級逐漸增加為有限幅值壓力振蕩。同時(shí),測點(diǎn)PA、PB、PC的時(shí)域壓力振幅依次減小,振蕩幅值同樣具有明顯的空間分布特征。

圖10給出了圖9時(shí)域信號的分頻結(jié)果,其中橫坐標(biāo)已采用潛在的一階縱向聲振頻率(620 Hz)進(jìn)行了無量綱化?？梢钥闯?各測點(diǎn)該頻率信號對應(yīng)的突頻特征均較為明顯,相應(yīng)的幅值分別達(dá)到了18.0、9.2、3.5 kPa。與工況01不同,除了1、2倍頻以外,工況06中該信號的3、4倍頻信號也有一定的突頻幅值。

圖10 PZQ06在工況06下的脈動壓力測量結(jié)果Fig.10 Frequency spectrum of pressure oscillation for Case 06 with PZQ06

圖11給出了圖3中3個(gè)分頻幅值擬合得到的實(shí)測振型與采用平均燃?xì)饴曀俚玫降睦硐胝裥偷膶Ρ冉Y(jié)果?？梢钥吹?由分頻幅值擬合得到的實(shí)測振型與理論振型整體上較為接近,靠近波腹區(qū)的測點(diǎn)PA、PB的分頻幅值同樣高于靠近波節(jié)附近測點(diǎn)PC的分頻幅值。參考針對工況01的分析,同樣可以判斷在該工況下,模型燃燒室內(nèi)自發(fā)激勵(lì)了一階縱向高頻燃燒不穩(wěn)定。

圖11 PZQ06在工況06下實(shí)測與理想振型對比Fig.11 Comparison of practical oscillation shape and theoretical mode shape for Case 06 with PZQ06

此外,對比工況01、06下的時(shí)域峰-峰值和分頻幅值,可以初步判斷,工況06條件下模型燃燒室的一階高頻縱向穩(wěn)定性更差。采用PZQ06的模型燃燒室在工況11下同樣激發(fā)了一階高頻縱向燃燒不穩(wěn)定,該工況下壓力振蕩時(shí)域峰-峰值達(dá)到了3 MPa,同樣大于室壓的10%,3個(gè)測點(diǎn)信號的一階縱向分頻幅值分別達(dá)到了0.019、0.010、0.002 MPa。

圖12統(tǒng)計(jì)了3個(gè)工況下測點(diǎn)PA(靠近波腹)得到的時(shí)域振蕩峰峰值′及相應(yīng)的一階縱向分頻幅值′的分布情況。可以看到,相同流量和室壓的條件下,相較于工況01,工況06無論是峰-峰值還是分頻幅值都要高很多。由于兩者差異僅限于燃燒室長度上,因此,這一結(jié)果說明,相同情況下,長燃燒室的穩(wěn)定性更差。原因在于,相同燃燒特征長度的條件下,長燃燒室的情況下,燃燒相對更集中在噴注面附近,從而不利于高頻縱向燃燒穩(wěn)定性。即決定或影響高頻縱向燃燒穩(wěn)定性的并不是主燃燒區(qū)距離噴注面的絕對距離,而是其與燃燒室長度相對值的大小。

圖12 PZQ06在不同工況下最大振幅對比Fig.12 Comparison of the maximum oscillation amplitude for different cases with PZQ06

如果定義距離噴注面相對振幅降低至80%的區(qū)間為主要波腹區(qū),由圖8、圖11可以看出,段燃燒室的主要波腹區(qū)長度約為75 mm,而長燃燒室的主要波腹區(qū)約為180 mm,工況06明顯高于工況01。這意味著前者燃燒室內(nèi)壓力振蕩與推進(jìn)劑蒸發(fā)燃燒過程有更充足的時(shí)間和空間發(fā)生相互作用,相應(yīng)會有更多燃燒產(chǎn)生的熱量轉(zhuǎn)變?yōu)閴毫φ袷幍膭菽?不利于一階高頻縱向穩(wěn)定性。

相同流量和燃燒室長度條件下,雖然工況11與工況06的一階縱向振型信號分頻幅值差別不大,但由于更高階振型頻率信號幅值增加,工況11的振蕩時(shí)域峰-峰值要比后者高50%。根據(jù)聶萬勝等提出的自燃推進(jìn)劑高壓液滴蒸發(fā)模型,高壓情況下,自燃推進(jìn)劑液滴蒸發(fā)加快,勢必會縮短主燃燒區(qū)距離噴注面的距離,同樣不利于高頻縱向穩(wěn)定性。相對于工況06,工況11的室壓僅提高了0.5 MPa,這一增幅對于長燃燒室一階高頻縱向穩(wěn)定性的影響不是很明顯。

4 多噴注流強(qiáng)方案實(shí)驗(yàn)

在第1輪實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上,進(jìn)一步開展了第2輪模型燃燒室實(shí)驗(yàn),通過不同噴注流強(qiáng)方案的橫向?qū)Ρ?分析噴注流強(qiáng)方案對模型燃燒室高頻縱向穩(wěn)定性的抑制效果。

工況參數(shù)一致是進(jìn)行橫向?qū)Ρ鹊那疤釛l件,噴注器的流阻不同會對工況參數(shù)帶來影響。圖13、圖14分別給出了3個(gè)工況下的采用各噴注器(PZQ01～PZQ05)模型燃燒室的實(shí)際流量和室壓分布?？梢钥吹?除了采用PZQ2的模型燃燒室在工況01、工況06下氧化劑流量略偏高以外,其他工況與設(shè)計(jì)工況基本保持一致。此外,工況01、工況06得到的各噴注器室壓基本維持在2.9 MPa左右,工況11得到的各噴注器室壓維持在3.4 MPa左右,滿足橫向?qū)Ρ鹊那疤帷?/p>

圖13 實(shí)際流量分布Fig.13 Distribution of practical flow rate

圖14 實(shí)際室壓分布Fig.14 Distribution of practical chamber pressure

圖15分別給出了各噴注器在3個(gè)工況下一階縱向聲振信號(PA測點(diǎn))的相對(PC)分頻幅值分布情況。由圖15(a)可以看到,在工況01下,由于氧化劑流量和室壓偏高,采用PZQ02的模型燃燒室振蕩幅值略高于采用基準(zhǔn)噴注器方案PZQ01的模型燃燒室。除此之外,采用了提高局部噴注流強(qiáng)方案噴注器(PZQ03～PZQ05)的模型燃燒室,一階縱向分頻幅值很低,可以看作實(shí)際沒有激發(fā)高頻縱向不穩(wěn)定。上述結(jié)果總體上說明,在該工況下,提高局部流強(qiáng)對于抑制高頻縱向不穩(wěn)定性的效果是很明顯的。

相對于工況06、工況11,工況01具有較短的燃燒室和較低的室壓。由圖1可知,當(dāng)燃燒室長度較低時(shí),相同燃燒特征長度的改變對于的影響較為明顯,而低壓下,液滴初始粒徑對于決定燃燒分布的作用更加突出。從PZQ01、PZQ02、PZQ03的對比也可以看出,邊區(qū)流強(qiáng)較大的PZQ03的穩(wěn)定性明顯較前者得到了改善。類似地,相對于PZQ01,中心區(qū)流強(qiáng)較大的PZQ04、PZQ05具有更高的穩(wěn)定性,但由于二者沒有激發(fā)縱向不穩(wěn)定,還不能判斷二者的相對穩(wěn)定性。

由圖15(b)可以看出,對于工況06,各噴注器方案下,模型燃燒室均出現(xiàn)了高頻縱向燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象,采用“駝峰區(qū)”流強(qiáng)的噴注方案(PZQ02、PZQ03、PZQ04、PZQ05)的燃燒室同樣表現(xiàn)出了明顯的不穩(wěn)定性。從第1組方案(PZQ01、PZQ02、PZQ03)對比結(jié)果可以看出,3個(gè)方案下的一階縱向分頻幅值依次降低,說明提高“駝峰區(qū)”流強(qiáng)能夠提高一階縱向高頻穩(wěn)定性裕度,高的“駝峰區(qū)”流強(qiáng)方案一定程度上能夠抑制高頻縱向不穩(wěn)定。類似地,第2組對比方案(PZQ01、PZQ04、PZQ05)表現(xiàn)出了相同的規(guī)律。但顯然,與工況01不同的是,相同燃燒室長度條件下,提高“駝峰區(qū)”流強(qiáng)的噴注方案并沒有使部分工況穩(wěn)定。這是由于,當(dāng)燃燒室長度變長時(shí),相同燃燒分布的改變對于的影響弱化,從而使提高局部流強(qiáng)的噴注方案的高頻縱向不穩(wěn)定抑制效果變?nèi)酢?/p>

圖15 工況01、06、11下一階縱向相對分頻幅值分布Fig.15 Distribution of next longitudinal oscillation amplitude for Case 01, 06, 11

相對于工況06,各噴注器在工況11下的室壓均增加0.6 MPa左右,一階縱向分頻振幅沒有顯著提高,部分噴注器在該工況下分頻幅值甚至低于工況06(見圖15(c))。然而,在該工況下,各噴注器橫向之間的振幅差異進(jìn)一步縮小,且從2組對比方案單獨(dú)來看,采用提高“駝峰區(qū)”流強(qiáng)方案,該工況下燃燒室的穩(wěn)定性并沒有明顯改善部分高“駝峰區(qū)”流強(qiáng)方案下燃燒室的一縱分頻幅值甚至與基準(zhǔn)方案一致,例如，圖15(c)對應(yīng)工況11條件下,PZQ05與PZQ01對應(yīng)相應(yīng)相對分頻幅值基本一致，事實(shí)上，采用PZQ02、PZQ03和PZQ04、PZQ05的模型燃燒室之間的穩(wěn)定性并本質(zhì)的差異。這意味著,該工況下,不同噴注方案之間的差異進(jìn)一步弱化,通過提高“駝峰區(qū)”流強(qiáng)以改善高頻縱向穩(wěn)定性的效果并不明顯。這是由于:一方面,長燃燒室弱化了初始粒徑大小改變集中燃燒軸向相對位置的作用；另一方面,高壓情況下,推進(jìn)劑蒸發(fā)燃燒的特征時(shí)間進(jìn)一步縮短,液滴蒸發(fā)作為速率控制過程的作用被弱化。

此外,對比3組實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出,采用噴注方案0-3的PZQ03在3組工況下均具有最低的振幅,穩(wěn)定性裕度相對較高,這說明,提高燃燒區(qū)Ⅲ流強(qiáng)對于抑制模型燃燒室的高頻縱向不穩(wěn)定效果是最佳的。這是由于燃燒區(qū)Ⅲ的噴注孔徑相對較多,基準(zhǔn)流量相對較大,孔徑改變帶來的流量變化幅值也相應(yīng)較大,最終導(dǎo)致穩(wěn)定性裕度提升效果也較為顯著。

5 結(jié) 論

針對噴注流強(qiáng)分布對高頻縱向燃燒不穩(wěn)定的抑制效果,設(shè)計(jì)了采用自擊互靠噴注器的模型燃燒室,并進(jìn)行了2輪實(shí)驗(yàn)研究。

1) 第1輪實(shí)驗(yàn)中,模型燃燒室在3個(gè)工況下成功激發(fā)了高頻縱向燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象,其研究結(jié)果表明：高頻縱向燃燒不穩(wěn)定性與密切相關(guān),降低該值不利于高頻縱向穩(wěn)定性。

2) 第2輪實(shí)驗(yàn)中,通過一階縱向分頻幅值分布對不同噴注流強(qiáng)方案的高頻縱向燃燒不穩(wěn)定性進(jìn)行了橫向?qū)Ρ?結(jié)果表明：液滴蒸發(fā)作為速率控制過程的情況,提高“駝峰區(qū)”流強(qiáng)能夠抑制燃燒室一階縱向高頻燃燒不穩(wěn)定性,但抑制效果與的改變程度密切相關(guān),一方面,長燃燒室的條件下,通過流強(qiáng)分布改變主燃燒區(qū)軸向相對位置的作用被弱化；另一方面,高壓情況下,推進(jìn)劑蒸發(fā)燃燒的特征時(shí)間進(jìn)一步縮短,液滴蒸發(fā)作為速率控制過程的作用被弱化。

本文主要依據(jù)燃燒室達(dá)到不穩(wěn)定振蕩狀態(tài)的數(shù)據(jù)特征對流強(qiáng)分布的抑制特性進(jìn)行了分析,在此基礎(chǔ)上,后續(xù)還計(jì)劃開展不同穩(wěn)定性工況下的光學(xué)觀測實(shí)驗(yàn)和數(shù)值仿真研究,目的是進(jìn)一步討論噴注流強(qiáng)分布對振蕩的自發(fā)激勵(lì)過程和維持過程的影響規(guī)律,揭示其抑制機(jī)制。