馬 杰，王 勇，劉占一，楊尚榮，周立新

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

氣液同軸離心式噴嘴具有霧化效果好、摻混均勻性高和燃燒穩(wěn)定等優(yōu)點，主要應用于航空航天推進動力系統(tǒng)中[1]，國內(nèi)外開展了大量的試驗與仿真研究[2-4]。在液相中心式氣液同軸離心噴嘴工作過程中，氣相與液相之間相互剪切作用的時滯反饋可能會引起壓力和流量振蕩，產(chǎn)生自激振蕩現(xiàn)象[5]。噴嘴的自激振蕩將影響推進劑霧化燃燒過程，進而可能誘發(fā)高頻不穩(wěn)定燃燒現(xiàn)象。

在氣液同軸噴嘴自激振蕩生成機理研究方面，Bazarov[6-7]提出了分析自激振蕩分布的線性理論模型，計算的自激振蕩分布區(qū)域與試驗結(jié)果一致。Huang等[8-9]建立了噴嘴共振聲學模型，認為自激振蕩產(chǎn)生機理是噴嘴環(huán)形通道中氣流的固有頻率與液體噴嘴氣渦的固有頻率耦合產(chǎn)生共振。Kim等[10]認為自激振蕩是由射流上的Kelvin-Helmholtz不穩(wěn)定造成的。Im等[11]認為噴嘴自激振蕩取決于液膜上的占優(yōu)表面波。Chad等[12]通過對無縮進中心液相的氣液同軸離心噴嘴出口附近的紋影圖像分析，認為液膜表面的K-H不穩(wěn)定可能是引起自激振蕩的直接原因，發(fā)動機在工作時如果噴嘴自激振蕩與燃燒室聲學特征耦合則會產(chǎn)生燃燒不穩(wěn)定性[13]。

針對同軸離心噴嘴自激振蕩特性，Sasaki等[14]研究了噴嘴縮進長度對霧化特性影響，在帶有縮進的噴嘴中可能會出現(xiàn)自激振蕩現(xiàn)象。Im等[15-16]研究了結(jié)構(gòu)參數(shù)和工作參數(shù)對氣液同軸離心噴嘴自激振蕩的影響，氣相動量和縮進激勵自激振蕩生成，而液相動量和噴嘴間隙則抑制振蕩；在背壓條件下，高壓環(huán)境會顯著影響液膜占優(yōu)表面波，進而抑制自激振蕩[17]，而液相動量對自激振蕩影響變小[18]?？抵覞萚19]分析了大的氣核尺寸對氣液同軸離心式噴嘴自激振蕩噴霧形態(tài)的影響，認為氣核尺寸對自激振蕩的產(chǎn)生機理有顯著影響，同時研究了噴前壓力擾動對噴嘴自激振蕩特性的耦合規(guī)律[20-21]。Chad等[22]研究了同軸離心噴嘴自激振蕩的工作條件，認為液體剝離過程在自激振蕩機理中起到重要作用，縮進使噴嘴液相表面更容易形成強烈周期性表面波，在噴嘴出口容易剝離，激發(fā)流量和壓力的振蕩。

針對同軸剪切噴嘴自激振蕩特性，Yoshio等[23-24]研究了氣液同軸剪切噴嘴的自激振蕩特性，自激振蕩時，噴嘴流動產(chǎn)生“壅塞”。Yoon等[25-26]研究了噴注參數(shù)和縮進對同軸剪切噴嘴自激振蕩特性影響，自激振蕩時，霧化角較大增大，自激振蕩頻率和雷諾數(shù)呈正比，和縮進長度呈反比。Chung等[27]發(fā)現(xiàn)了氣液同軸剪切噴嘴的3種不穩(wěn)定霧化模式，每種模式的霧場結(jié)構(gòu)不同，獲得了霧化不穩(wěn)定的轉(zhuǎn)化圖。關于同軸剪切噴嘴燃燒不穩(wěn)定性，丁兆波等[28]研究了氫、氧同軸直流式噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對燃燒特性的影響，提高氧噴嘴出口壁厚能夠顯著改善燃燒穩(wěn)定性。田原等[29]研究了同軸剪切噴嘴高頻噴注耦合燃燒不穩(wěn)定性，分析了結(jié)構(gòu)參數(shù)和工作參數(shù)對氧噴嘴聲學頻率的影響。

根據(jù)目前研究成果，同軸噴嘴自激振蕩特性研究工作主要圍繞冷態(tài)模擬試驗，集中于自激振蕩影響因素和自激振蕩機理分析。噴嘴結(jié)構(gòu)主要圍繞中心液的同軸收口型離心式噴嘴和中心氣的同軸剪切噴嘴，研究以縮尺件、小流量工況為主，而關于同軸敞口型離心式噴嘴自激振蕩特性和邊界條件尚未開展研究。本文針對液氧/氣氫同軸敞口型離心噴嘴開展自激振蕩特性研究，明晰噴嘴自激振蕩生成過程，獲得自激振蕩影響變化規(guī)律及大范圍變工況的穩(wěn)定性工作邊界。

1 實驗方法

1.1 噴嘴介紹

實驗采用大流量液氧/氣氫同軸離心式噴嘴，噴嘴結(jié)構(gòu)如圖1所示，內(nèi)噴嘴為敞口型離心式噴嘴，由8個直徑為1.5 mm的切向孔沿周向呈45°分兩排布置，液體通過切向孔實現(xiàn)旋流運動。內(nèi)噴嘴出口直徑為7.0 mm，外側(cè)直徑為8.0 mm。氣體噴嘴為離心式噴嘴外圍的軸向環(huán)縫，氣體由12個直徑為1.5 mm徑向孔進入噴前集氣腔，噴嘴出口直徑為9.1 mm，縮進長度6.6 mm。

圖1 噴嘴結(jié)構(gòu)

以空氣和水作為介質(zhì)模擬氣液同軸噴嘴工作特性時，為反映真實介質(zhì)氫氣和液氧工作性能，分別通過調(diào)整噴嘴流量和壓降使得模擬介質(zhì)與真實氫、氧介質(zhì)噴注的動量比、雷諾數(shù)和韋伯數(shù)等無量綱相似參數(shù)相同。

(1)

(2)

表1列出了液氧/氣氫同軸敞口型離心噴嘴大范圍變比調(diào)節(jié)的模擬試驗工況，水流量0.07～0.7 kg/s、空氣流量0.002～0.03 kg/s，雷諾數(shù)、韋伯數(shù)通過上述公式確定。

表1 模擬試驗工況

1.2 實驗系統(tǒng)

實驗系統(tǒng)包括氣、液路供應系統(tǒng)，高速攝像系統(tǒng)，動態(tài)壓力和聲學測量系統(tǒng)。氣、液路供應系統(tǒng)給氣液同軸離心式噴嘴提供試驗用水和空氣，在管路系統(tǒng)中分別設置流量調(diào)節(jié)閥和科氏力質(zhì)量流量計，用以實現(xiàn)空氣和水流量的控制和測量。實驗裝置集氣腔和集液腔分別布置噴前緩變壓力測點，在空氣和水入口上游10 cm附近管路處設置動態(tài)壓力測量接口。高速攝像系統(tǒng)由LED強光燈和Phantom V640高速CCD相機組成，采集噴嘴下游霧場變化陰影圖像。動態(tài)壓力和聲學測量系統(tǒng)由動態(tài)壓力傳感器、聲學傳感器、OROS采集系統(tǒng)和計算機等組成。采用Kistler 6052C型動態(tài)壓力傳感器對噴嘴噴前壓力振蕩數(shù)據(jù)進行采集，采樣率51.2 kHz。4947型聲學傳感器對噴嘴自激振蕩時的“嘯叫”聲壓進行采集，靈敏度11.6 mV/Pa，采樣率51.2 kHz。

1.3 圖像處理方法

實驗噴嘴下游霧場測量采用高速攝像系統(tǒng)，圖像分辨率為512×600，覆含噴嘴出口下游高度80 mm區(qū)域，幀頻為13 002 Hz，曝光時間20 μs。通過高速攝像捕獲得到氣液同軸敞口離心噴嘴自激振蕩時典型霧場形態(tài)如圖2所示。處理高速攝像捕獲的霧場圖像時，在1.07 s時間內(nèi)高速攝像采集的13 909張圖上選擇大小相同的固定區(qū)域，計算出平均灰度值，按時間順序?qū)D像集進行灰度FFT分析，得到噴嘴下游霧場頻域特性，如圖3所示。

圖2 離心噴嘴自激振蕩時典型霧場形態(tài)

圖3 噴嘴下游霧場頻域特性

頻譜結(jié)果的灰度幅值表征圖像的明暗程度，其結(jié)果可以定性表示霧場稠密的程度，因氣液同軸離心噴嘴的實驗工況范圍較大，存在霧場比較濃密的情形，灰度有可能都達到下限零值。在圖2中霧場邊區(qū)選擇6個不同灰度統(tǒng)計位置區(qū)域進行FFT分析，如圖4所示，不同取樣區(qū)域處理得到的霧場自激振蕩頻率均為4 670.7 Hz。同時，在噴嘴自激振蕩穩(wěn)定性判斷時，通過霧場圖像、動態(tài)壓力和聲壓3種數(shù)據(jù)頻域特性綜合判定是否產(chǎn)生自激振蕩。

圖4 不同采樣區(qū)域自激振蕩頻率

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 自激振蕩過程描述

圖5是氣液同軸離心噴嘴未加空氣時，即敞口離心式內(nèi)噴嘴單獨工作，不同水流量條件下的霧場圖像。在水流量較小時，噴嘴未見霧化，呈現(xiàn)液膜狀態(tài)，此時的霧化角度為45°。隨著水流量的增加，噴嘴出口液膜的表面波逐步減小、周期增大，液膜在波峰與波谷處斷裂形成液絲，進而在空氣環(huán)境氣動力作用下發(fā)展為液滴，霧場以液膜和稠密大顆粒液滴為主。在水流量自300 g/s逐步增加時，離心式噴嘴液膜充分發(fā)展，離心式噴嘴產(chǎn)生的錐形液膜在縮進室內(nèi)部撞擊環(huán)縫壁面，霧化角度維持在約54°，與收口式同軸雙旋流內(nèi)噴嘴單獨工作時霧化錐角隨噴射壓力變化結(jié)果一致[30]。

圖5 不同水流量條件下的霧場圖像

圖6是同軸離心噴嘴空氣流量14.7 g/s、水流量402.8 g/s工況時，噴嘴下游不同時刻的霧場變化圖像，霧場呈現(xiàn)出“鐘型”結(jié)構(gòu)。從霧場轉(zhuǎn)化圖中可以看出，在0 ms時，噴嘴出口處霧場保持圓柱形，兩側(cè)為向上卷吸的多層霧團；0.076 9 ms時，霧團向下移動發(fā)展，同時圓柱形霧場形成徑向凸起，逐步堆積增大；至0.153 8 ms時，凸起發(fā)展為霧團，此時液相對氣相的阻塞繼續(xù)加強，氣相噴注壓力增大；0.230 7 ms時，氣相克服液相的阻塞而釋放，在氣動力作用下吹除霧團整體向下移動，并向上卷吸，恢復至與0 ms相似的霧場，完成一個周期自激振蕩過程。此時霧場變化頻率約為4 334.6 Hz，與霧場頻譜分析得到的4 670.7 Hz接近。

圖6 噴嘴下游不同時刻的霧場變化圖像

氣液同軸敞口型離心噴嘴產(chǎn)生自激振蕩現(xiàn)象時，噴嘴上游氣相和液相瞬態(tài)壓力均形成周期性脈動，且噴嘴發(fā)出“嘯叫”聲。圖6典型工況自激振蕩時對應的動態(tài)系統(tǒng)測量結(jié)果如圖7所示，包括噴嘴上游壓力脈動、噪音脈動和霧場圖像的時域和頻譜分析結(jié)果，三者頻率高度一致，其中液相動態(tài)壓力和聲壓相位基本同步，而氣相動態(tài)壓力相位超前或滯后于前者。此時中心敞口型離心噴嘴上游平均絕壓為1.0 MPa，壓力脈動振幅約為總壓的±6.2%；而外側(cè)氣噴嘴由于氣體可壓縮性和能量耗散，致使脈動壓力幅值較小，僅為總壓的±1.5%左右。噴嘴產(chǎn)生自激振蕩時，振蕩特性向上游管路傳播時，對液體供應管路的影響相對高于氣體管路。

(a)噴油器上游瞬態(tài)壓力和聲壓

(b)瞬態(tài)壓力和噴射模式的頻率

2.2 噴嘴流量特性

文獻[19]認為氣液同軸噴嘴在自激振蕩發(fā)生時，噴嘴內(nèi)部流動從非壅塞變?yōu)檑杖?。因此，針對同軸敞口型離心噴嘴的噴前緩變壓力和質(zhì)量流量測量結(jié)果進行分析。圖8是氣液同軸敞口型離心噴嘴大范圍變工況時的流量特性曲線，涵蓋表1中同軸噴嘴所有試驗工況，霧場存在自激振蕩現(xiàn)象和穩(wěn)定兩種工作模式。圖8(a)表示固定氣相流量、改變液相流量時的流量特性曲線，圖8(b)表示固定液相流量、改變氣相流量時的流量特性曲線。在氣相流量不變時，隨著液相流量的增大，液相壓力呈指數(shù)增長，氣相噴前壓力隨之增大；在液相流量不變時，隨著氣相流量增大，液相噴前壓力也增大。通過對比可以看出，液相流量變化引起的氣相壓力增長率相對大于氣相流量變化時的液相壓力增長率。因此，氣液同軸離心噴嘴工作時，始終存在由于氣、液相相互作用引起的噴前壓力變化，與是否自激振蕩發(fā)生時所引起的噴嘴“壅塞”[19]無明顯關系。同時，由于噴嘴氣、液之間的相互作用關系復雜，難以獲取較為準確的混合點壓力參數(shù)和敞口離心式噴嘴實際性能參數(shù)，且噴嘴壅塞造成了氣體與液膜速度計算的不確定性，因此使用氣相和液相質(zhì)量流量作為噴嘴自激振蕩發(fā)生條件來衡量。

(a)固定氣相流量、改變液相流量時的流量特性曲線

(b)固定液相流量、改變氣相流量時的流量特性曲線

2.3 氣液比對自激振蕩特性的影響

圖9是固定氣相流量5 g/s時，逐漸增大液相流量對應的噴嘴下游霧場圖像。通過時域圖像頻譜分析可知，隨著液相流量的增加，霧場從穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)為自激振蕩狀態(tài)，進一步增加液相流量后，自激振蕩現(xiàn)象消失。在液相流量較小時，液相介質(zhì)通過敞口型離心內(nèi)噴嘴以液膜形式旋流至氣相噴嘴環(huán)縫出口處，阻塞氣體流動；在氣體作用下，液膜直接破碎形成霧場，霧場存在較大顆粒液滴，同時氣相由于阻塞作用造成噴前壓力升高，最終噴嘴穩(wěn)定在某一平衡狀態(tài)工作。隨著液相流量增大，液膜速度和動量的提高使氣相通道壅塞，氣相噴前壓力持續(xù)提高，最終克服液膜的阻塞作用而形成第2.1節(jié)不穩(wěn)定的自激振蕩現(xiàn)象，此時霧化效果最佳，且呈現(xiàn)明顯“圣誕樹”型分布[26]。液相流量進一步增大后，氣相噴前壓力的提高不足以克服液相的壅塞作用而穩(wěn)定在某一平衡狀態(tài)，此時霧場呈現(xiàn)“錐形”結(jié)構(gòu)，與液相離心式噴嘴單獨工作時霧化角接近，但霧化效果較好。

圖9 固定氣相流量5 g/s時，逐漸增大液相流量對應的噴嘴下游霧場圖像

圖10是固定液相流量300 g/s時，逐漸增大氣相流量對應的噴嘴下游霧場圖像。通過時域圖像頻譜分析可知，產(chǎn)生噴嘴自激振蕩現(xiàn)象時，霧場同樣呈現(xiàn)明顯“圣誕樹”型分布，但隨著氣相流量進一步增加，霧場呈現(xiàn)“鐘型”結(jié)構(gòu)特征，邊區(qū)霧場均向上卷吸，氣相流量達到20 g/s以上時，噴嘴始終存在大于4 kHz頻率特性。在氣相流量較小時，液相介質(zhì)幾乎完全阻塞氣體流動，氣體不足以擾動液相霧場；隨著氣相流量增大，氣體噴嘴出口速度和動量增大，能夠克服液膜的壅塞，進而形成不穩(wěn)定的自激振蕩現(xiàn)象；氣相流量持續(xù)增長時，氣體始終能夠克服液膜的壅塞作用，保持自激振蕩現(xiàn)象，由于液相流量恒定，因此霧場未見明顯變化。

圖10 固定液相流量300 g/s時，逐漸增大氣相流量對應的噴嘴下游霧場圖像

圖11是氣液同軸敞口型離心噴嘴產(chǎn)生自激振蕩時，通過圖像處理和脈動壓力頻譜分析得到的自激振蕩頻率隨液相和氣相質(zhì)量流量的變化規(guī)律，壓力脈動、噪音脈動和霧場圖像的頻譜分析結(jié)果始終保持一致。噴嘴產(chǎn)生自激振蕩現(xiàn)象時，頻率范圍約為1 583～5 634 Hz。當氣相質(zhì)量流量恒定時，隨著氣液比的減小，噴嘴自激振蕩頻率呈線性增長，主要是液相流量增大促使阻塞氣相噴嘴的時間縮短；隨著氣相流量的增加，自激振蕩頻率增長率逐步增大，主要是氣相動量增大加快了液相霧場阻塞吹除釋放；氣液比減小至某一臨界值后，噴嘴自激振蕩頻率繼續(xù)增長，但增長率降低；氣液比進一步減小后，自激振蕩現(xiàn)象消失。當液相質(zhì)量流量恒定時，隨著氣液比的增大，噴嘴自激振蕩頻率迅速增大；超過某一臨界值后，頻率一直呈線性增長?？梢钥闯?，噴嘴自激振蕩頻率變化對液相流量更為敏感，自激振蕩特性主要取決于液相噴嘴工作狀態(tài)。

(a)液相質(zhì)量流量變化

(b)氣相質(zhì)量流量變化

2.4 離心噴嘴壁厚對自激振蕩特性影響

氣液同軸離心噴嘴在霧化燃燒過程中，氣相和液相介質(zhì)在噴嘴縮進室開始進行摻混燃燒，中心位置的敞口型離心式噴嘴出口壁面厚度對于氣、液兩相的霧化摻混以及燃燒火焰的穩(wěn)定具有重要作用。壁面厚度較小時，內(nèi)噴嘴唇口易出現(xiàn)燒蝕；壁面厚度過大時，則影響氣、液兩相摻混燃燒效果。圖1氣液同軸敞口型離心噴嘴的內(nèi)噴嘴出口壁面0.5 mm，保持內(nèi)噴嘴出口外徑和外噴嘴結(jié)構(gòu)尺寸、縮進尺寸恒定的情況下，調(diào)整內(nèi)噴嘴出口壁厚至1.0 mm。調(diào)整結(jié)構(gòu)尺寸后的同軸噴嘴2自激振蕩頻率與原噴嘴1自激振蕩頻率對比結(jié)果如表2所示，振蕩頻率提高了1 kHz以上。

表2 自激振蕩頻率對比結(jié)果

根據(jù)Kim等[19]提出的液膜計算公式，原噴嘴1在額定液相流量400 g/s時，液膜厚度964.7μm，氣核尺寸無量綱數(shù)2.62，比文獻中大3倍；而噴嘴2同樣工況條件下，液膜厚度1 018.2 μm，無量綱數(shù)1.94。結(jié)果表明，內(nèi)噴嘴壁面厚度增加時，液膜厚度增加，但無量綱氣核尺寸減?。灰簢娮斐隹谒俣仍龃?，導致液相動量增加，因此噴嘴自激振蕩頻率增大。

2.5 自激振蕩的穩(wěn)定性邊界

氣液同軸敞口型離心噴嘴大范圍變工況時，工作參數(shù)范圍如表1所示，噴嘴的工作特性分為自激振蕩狀態(tài)和非自激振蕩狀態(tài)，即穩(wěn)定狀態(tài)，實驗統(tǒng)計結(jié)果如圖12所示。噴嘴工作特性隨液相變化存在產(chǎn)生自激振蕩的上下兩個邊界條件，上邊界與文獻[1]中類似，液相流量較小時，離心式噴嘴形成的液膜不足與氣相產(chǎn)生相互作用，而過大的液相流量對氣相產(chǎn)生“阻塞”；隨著氣相流量增長，自激振蕩產(chǎn)生的范圍越寬；氣相對自激振蕩起促進作用，而液相阻礙了自激振蕩的發(fā)展。

圖12 實驗統(tǒng)計結(jié)果

3 結(jié)論

①噴嘴產(chǎn)生自激振蕩時，噴嘴出口經(jīng)過圓柱形霧場，圓柱形霧場形成徑向凸起，凸起發(fā)展為霧團，霧團向上卷吸，整體向下移動，完成一個周期自激振蕩過程。②噴嘴自激振蕩時，上游瞬態(tài)壓力形成周期性脈動，噴嘴發(fā)出“嘯叫”聲，壓力脈動、噪音和霧場圖像頻率始終保持一致，頻率范圍約為1 583 Hz～5 634 Hz，液相壓力脈動振幅相對氣相壓力較高，液相壓力與聲壓相位同步。③氣液同軸噴嘴在工作過程中，氣相與液相相互阻塞，造成噴前壓力升高，與是否產(chǎn)生自激振蕩形成噴嘴“壅塞”無關，且液相流量對氣相噴前壓力影響較大。④噴嘴自激振蕩頻率隨氣相和液相流量增長，液相流量增大時自激振蕩消失，而氣相流量超過某一臨界值后，霧場狀態(tài)基本保持不變，但自激振蕩頻率繼續(xù)增長。⑤內(nèi)噴嘴壁面厚度增加時，液膜厚度增加，無量綱氣核尺寸減小，自激振蕩頻率增大。⑥噴嘴存在產(chǎn)生自激振蕩的上下兩個液相邊界條件，隨著氣相流量增長，自激振蕩范圍越寬；氣相對自激振蕩起促進作用，而液相阻礙了自激振蕩的發(fā)展。