厚液膜敞口型離心噴嘴動力學特性試驗

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. 液體火箭發動機技術重點實驗室，西安 710100

離心噴嘴不僅被廣泛應用于液體火箭發動機燃燒室液態推進劑的噴注和霧化，并且還能起到調節供應系統中擾動波的作用[1]。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[2]，離心噴嘴的動力學特性對發動機系統的動力學特性影響較大。為抑制供應系統中擾動對燃燒室內燃燒過程的影響，提高燃燒穩定性，有必要認識離心噴嘴的動力學特性。補燃循環液氧/煤油火箭發動機的預燃室和推力室使用敞口型離心噴嘴(旋流腔直徑和噴口直徑相等)霧化液態推進劑[3]。為使敞口型離心噴嘴成為擾動波的阻尼器和相位調節器[4-5]，抑制供應系統中擾動波對預燃室或推力室燃燒過程的影響，學者們對敞口型離心噴嘴的動力學特性開展了大量的理論和試驗研究。

離心噴嘴動力學特性研究的重點是噴嘴對外加擾動的動力學響應特性[6-7]。俄羅斯學者Bazarov[1-2,8]首先對普通離心噴嘴(即收口型離心噴嘴，噴口直徑小于旋流腔直徑)的動力學特性進行了系統的理論和試驗研究，建立了分析離心噴嘴動力學響應特性的線性模型，在較寬的頻率范圍內得到了離心噴嘴的頻率響應特性。楊立軍等[4-5,9]基于Bazarov的噴嘴動力學理論，對比研究了敞口型和收口型離心噴嘴的動力學響應特性，理論分析了噴嘴結構參數對敞口型離心噴嘴頻率響應特性的影響，結果表明敞口型離心噴嘴的頻率響應特性優于同類別的收口型噴嘴，其流量相對振幅比同類別的收口型噴嘴小，且增加敞口型離心噴嘴旋流腔的長徑比能進一步改善噴嘴的頻率響應特性。Fu等[10-11]參考Bazarov對噴嘴動力學特性的試驗研究方法[12]，通過在供應管路中安裝脈動發生裝置研究敞口型離心噴嘴對供應系統中擾動的響應特性，試驗驗證了楊立軍等[4]對敞口型離心噴嘴動力學特性的理論分析結果，并重點關注了噴嘴入口處壓力振蕩與旋流腔內液膜厚度振蕩間的相位差，結果表明相位差隨離心噴嘴特征參數[13]的增加而增加。Chung等[7]亦使用類似的脈動發生裝置，研究了結構參數對敞口型噴嘴動力學響應特性的影響，結果顯示噴嘴出口液膜厚度的振幅正比于供應管路中的壓力振蕩幅值，但隨著旋流腔長度和直徑的增加，液膜厚度振蕩幅值減小，即有利于阻尼供應系統中的流量振蕩，噴嘴的動力學特性變優。康忠濤等[14]通過在氣液同軸離心式噴嘴的液路供應系統施加壓力擾動，研究了壓力振蕩對氣液同軸離心式噴嘴自激振蕩的影響，結果表明供應系統振蕩會引起離心噴嘴噴注過程出現Klystron效應且會明顯改變同軸離心式噴嘴的自激振蕩的頻率。

補燃循環液氧煤油發動機預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/旋流腔直徑)的敞口型離心噴嘴(如圖1所示)。由于預燃室室壓高[3]，燃氣密度大，噴嘴旋流腔內煤油旋流時的動量損失大，旋流腔內液膜較厚[15-16]。厚液膜噴嘴的靜態表面波特征與薄液膜差別顯著[15,17]，厚液膜噴嘴的動力學特性可能與薄液膜噴嘴也存在差別。Fu[10-11]和Chung[7]等均在大氣環境下使用發動機噴嘴開展研究，該噴嘴大氣環境下旋流腔的液膜較薄，噴嘴的動力學特性可能不同于其在發動機中工作時的特性，但目前學者們針對厚液膜敞口型離心噴嘴的動力學特性開展的研究較少。

本文在大氣環境下使用水作為工作介質，通過在供應管路上設置脈動發生裝置對敞口型離心噴嘴施加一定頻率擾動激勵，研究噴嘴的動力學響應特性，通過對比不同液膜厚度噴嘴的動力學響應特性，分析厚液膜噴嘴的動力學特性與薄液膜噴嘴的差別，拓展對敞口型離心噴嘴動力學特性的認識，為液氧煤油發動機系統穩定性特征預示提供參考。

圖1 長旋流腔敞口型離心噴嘴Fig.1 Open-end swirl injector with long swirl chamber

1 試驗裝置與試驗方法

1.1 試驗噴嘴

根據離心噴嘴設計方法[13]，通過增加切向孔直徑在大氣環境下實現旋流腔液膜厚度增加。敞口型離心噴嘴的結構參數及旋流腔液膜厚度理論值如表1所示。其中，理論液膜厚度依據敞口型離心噴嘴的設計理論[3,13]計算得到，噴嘴特征參數K的計算方法為

K=2Rindc/(idt2)

式中：Rin=(dc-dt)/2，dc為旋流腔直徑；dt為切向孔直徑；i為切向孔數目。

表1 敞口型離心噴嘴結構參數Table 1 Structure parameters of open-end swirl injectors

為研究噴嘴的動力學響應特性，設計了可測量噴前壓力脈動和觀測旋流腔內流動過程的試驗件，如圖2所示。

圖2 噴嘴試驗件Fig.2 Experimental apparatus with injector

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的中心。

1.2 試驗系統

試驗系統如圖3所示，通過高壓氮氣擠壓貯箱實現試驗用水供應，通過調節噴前靜壓改變進入噴嘴的水流量。脈動發生器裝置安裝在噴嘴的供應管路中。

試驗中，通過壓阻型靜壓傳感器測量噴前靜壓，靜壓傳感器安裝在靠近噴前的供應管路上，傳感器采樣頻率為1 000 Hz。通過脈動壓力傳感器測量噴前壓力脈動，脈動壓力傳感器安裝在噴前集液腔中心位置(見圖2)，與噴嘴切向孔入口的縱向距離為17 mm，脈動壓力傳感器的型號為Kistler 6052C型，采樣頻率為10 240 Hz。供應管路上還設置科氏力質量流量計(型號：Micro Motion F050)，用于測量穩態工況下的水流量。試驗中的各類傳感器在試驗前均通過檢定，各靜壓傳感器的測量誤差為±0.008 MPa，質量流量計的測量誤差為示值的±0.5%。

圖3 試驗系統示意圖Fig.3 Schematic of experimental system

噴嘴內流過程和噴注霧化過程(以下統稱噴注過程)對擾動的響應特性通過陰影光學觀測方法獲得。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噴注過程，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像素，每個像素表示約0.062 mm ×0.062 mm的區域。

1.3 脈動發生裝置

脈動發生裝置是實現噴嘴動力學響應特性研究的核心部件之一，結構如圖4所示，該結構及工作原理與文獻[12]中給出的脈動發生裝置類似，通過周期性排水在供應管路內產生流量和壓力的振蕩。脈動發生裝置內設置圓盤，圓盤上設置周向均布的小孔，通過伺服電機帶動圓盤旋轉，實現周期性排水，通過控制圓盤的轉速，實現對擾動頻率調節。

圖4 脈動發生裝置示意圖Fig.4 Schematic of flow pulsation generator

2 試驗結果與分析

2.1 噴嘴動力學響應特性

試驗開始時，脈動發生裝置不工作且其排水口外的閥門處于關閉狀態，試驗系統工作在穩態，此時各噴嘴的工況如表2所示(噴嘴的壓降和流量均為30 s測量時間內的平均值，旋流腔液膜軸向速度為理論計算值，計算方法參見敞口型離心設計理論[3,13])，各噴嘴旋流腔液膜的軸向速度接近。

在穩態工況下，通過高速相機和脈動壓力傳感器分別獲得噴嘴的噴注過程和噴前的壓力脈動，并將其作為噴嘴非穩態工作過程的對照。穩態工況下噴嘴的噴注圖像如圖5所示，切向孔較大的噴嘴旋流腔液膜明顯較厚且噴霧角較小。

此后，打開脈動發生裝置排水口外閥門，并微調貯箱壓力，使噴嘴的噴前壓力(30 s測量時間內的平均值)與穩態工況保持一致，然后逐步增加脈動發生器的圓盤轉速，實現供應系統內的擾動頻率由0 Hz逐步增加至536.7 Hz。在各擾動頻率下，待噴前壓力脈動保持穩定后，脈動壓力傳感器和高速相機分別記錄噴前壓力脈動和噴嘴的動力學響應過程。圖6給出了不同擾動頻率下噴嘴01的噴前壓力脈動曲線(圖中：Pp為噴前脈動壓力，t為時間)。噴前壓力脈動曲線的信噪比較好，總體來說噴前壓力脈動曲線接近正弦曲線。對不同擾動頻率下噴前壓力的脈動過程進行快速傅里葉(Fast Fourier Transform, FFT)分析，可得其振蕩主頻。噴前壓力脈動的主頻與供應系統中的擾動頻率基本一致。各噴嘴噴前壓力的頻率響應曲線如圖7所示(圖中：橫軸為振蕩主頻fdominant，縱軸為相對壓力脈動“峰峰”值Rp-p，等于壓力脈動“峰峰”值/相應噴嘴穩態工況的噴注壓降)，可以看出：各噴嘴噴前壓力的頻率響應曲線趨勢及峰值位置基本一致，噴嘴的切向孔越小，頻率響應曲線中的峰值就越高；隨著擾動頻率增加，各頻率響應曲線的峰值雖呈減小趨勢，但在給定的擾動頻率范圍內(0～536.7 Hz)，曲線的峰值變化較小。

圖5 噴嘴穩態工作時的噴注圖像Fig.5 Injection images of injector for steady state

圖6 不同擾動頻率下噴嘴01的噴前壓力脈動曲線Fig.6 Dynamic pressure curves before injecting at different disturbance frequencies of Injector 01

圖7 噴前脈動壓力的頻率響應曲線Fig.7 Frequency response curves of dynamic pressure before injection

圖8給出了不同擾動頻率下噴嘴01在約半個擾動周期內的噴注過程。圖9給出了圖8中各圖像在旋流腔位置的局部放大圖。圖8和圖9中，供應系統中擾動波在噴嘴旋流腔內具體表現為液膜厚度及流速的變化。擾動頻率較低時，擾動波長較長，整個噴嘴旋流腔內的液膜厚度周期性變化(見圖9(a)#2和(a)#3，其氣渦直徑明顯小于圖9(a)#1)，并造成噴霧角周期性變化(見圖8(a))；隨著擾動頻率增加，擾動波的長度減短，擾動波在旋流腔以局部液膜“縮口”(液膜局部增厚，見圖9(b)#1、(b)#2和圖9(c)#1、(c)#2)的形式出現，且擾動波長越短，液膜“縮口”區域越小。“縮口”向噴嘴下游傳播，當其離開噴嘴后，噴嘴的噴霧角驟減且噴嘴外射流的運動速度加快(見圖8(b)#3和(c)#3)，該段射流會逐漸“追趕”上前一刻的射流，在液體表面張力的作用下，霧化液膜出現局部褶皺堆積現象，形成Klystron效應[14,18]。在液膜“縮口”位置，液膜增厚，而流體的軸向速度增大且徑向速度減小，即流量增大，液膜“縮口”會造成噴嘴流量改變。總體來說，噴嘴的噴注過程對供應系統中的擾動產生了明顯的響應，擾動波長度不同時，噴嘴內流過程和噴霧過程的響應尺度均不同。參考文獻[7，11]給出的試驗方法，本文使用噴嘴內流過程和噴注霧化過程對外加擾動的響應來表示噴嘴的動力學響應特性。

圖8 不同擾動頻率下噴嘴01的噴注過程Fig.8 Injection processes of Injector 01 at different disturbance frequencies

圖9 圖8中各圖像在旋流腔位置的局部放大圖Fig.9 Partial enlargement of swirl chamber in images of Fig.8

噴嘴噴注過程的響應較復雜，尤其當擾動頻率較高時，旋流腔內存在液膜“縮口”且霧化過程存在Klystron效應，使用平均液膜厚度或噴霧角等參數不足以表示噴嘴的響應過程，則為定量分析噴注過程的動力學響應特性，本文通過統計旋流腔或液霧場局部區域的圖像亮度隨時間的變化來反映噴注過程的對供應系統內擾動的響應。旋流腔局部區域圖像亮度能反映旋流腔液膜局部厚度的變化，在一定程度上反映噴嘴流量的變化；液霧場局部區域圖像亮度既能反映噴霧角的變化，也能反映噴霧液膜的局部褶皺。圖像的亮度統計區域如圖10所示，亮度統計區域的高度為5 mm(取值原則：兼顧響應曲線信噪比和擾動頻率較高時響應過程的分辨)，各噴嘴內流過程的亮度統計區域的下沿距噴嘴出口約12.4 mm(取值原則：盡量靠近噴嘴出口且排除液霧反濺的干擾)，噴注霧化過程的亮度統計區域的上沿距噴嘴出口約10.2 mm(取值原則：盡量靠近噴嘴出口且Klystron效應明顯)。將圖像統計區域內各像素點的亮度值求和并無量綱化，即得該區域的無量綱亮度隨時間的變化。亮度無量綱化方法為：無外加擾動時亮度統計區域的亮度平均值為Iav，聲學擾動過程中亮度統計區域的亮度為Iimage，則無量綱亮度Ih=(Iimage-Iav)/Iav。

圖11給出了當擾動頻率為233.4 Hz時噴嘴01和噴嘴03的內流過程和霧化過程對擾動的響應曲線(圖中:Ih_film為旋流腔內流過程圖像的無量綱亮度，Ih_atom為霧化過程圖像的無量綱亮度)，可以看出，響應曲線信噪比較好且周期性明顯，且由于存在擾動波的傳遞過程，旋流腔內流過程和霧化過程的響應曲線存在相位差。

圖10 圖像亮度統計的區域Fig.10 Regions for statistics of image brightness

圖11 噴嘴噴注過程的響應曲線Fig.11 Response curves of injection processes of injector

圖12 噴注過程與噴前壓力的頻率響應曲線對比Fig.12 Comparison of response curves of injection processes and dynamic pressure before injection

對不同擾動頻率下的響應曲線進行FFT分析可得其振蕩主頻。旋流腔內流過程與噴注霧化過程的振蕩主頻亦與供應系統中的擾動頻率基本一致。圖12給出了各噴嘴噴注過程的頻率響應曲線與噴前壓力的頻率響應曲線的對比(圖中:Ihp-hp為無量綱亮度“峰峰”值)，可以看出：① 擾動頻率較低時，噴嘴內流和霧化過程的頻率響應曲線與噴前壓力頻率響應曲線的變化趨勢和峰值位置基本一致，且噴嘴01和噴嘴03的內流過程的相對振蕩峰值接近；② 隨擾動頻率增加，噴嘴01噴注過程的響應峰值逐漸降低，頻率響應曲線趨于平緩，噴嘴03內流過程的頻率響應曲線與噴前壓力頻率響應曲線的變化趨勢和峰值位置仍基本一致；③ 噴嘴03霧化過程對外加擾動的響應始終較弱。

2.2 厚液膜噴嘴動力學響應特性

基于湍流輸液管路頻率相關摩擦模型[19]，以離心噴嘴為負載，建立脈動發生裝置進水口末端(具體位置見圖4)與噴嘴切向孔入口端(即噴嘴的噴前)間的傳遞函數[20]：

(1)

式中:P′為無量綱壓力頻域脈動量；Q′為無量綱體積流量頻域脈動量；下標e表示脈動發生裝置進水口末端，t表示噴嘴切向孔入口；A為管路系統總傳遞矩陣，脈動量的無量綱方法為脈動量除以相應的穩態值。根據式(1)，有

(2)

式中：Z為供應系統的負載。基于Bazarov的離心噴嘴動力學理論[1]，有

(3)

式中：Rmk為噴嘴旋流腔頂部的氣渦半徑，ΠT、Πk2、Πk3分別為噴嘴切向孔、旋流腔表面波、旋流腔渦波的傳遞函數。根據式(2)和式(3)可計算得到各噴嘴噴前壓力的幅頻響應特性，如圖13所示(圖中f為頻率)，在圖中曲線的峰值位置，管路系統出現諧振[19-20]。

圖13 噴前壓力的幅頻響應特性Fig.13 Amplitude-frequency response characteristics of pressure before injection

對比圖7和圖13可以看出，噴前壓力幅頻響應特性的計算結果(見圖13)，尤其對噴嘴01和噴嘴02，與試驗結果(見圖7)吻合較好(曲線的變化趨勢及其峰值頻率均吻合較好)，說明噴前壓力幅頻響應特性的分析方法合理。圖13中噴前壓力振蕩的諧振頻率(圖13中曲線峰值位置的頻率)由供應系統的聲學特性決定[21]，壓力振蕩的諧振峰值(圖13中曲線的峰值)主要由脈動發生裝置穩態流量和噴嘴穩態流量的比值(即脈動發生裝置的擾動強度)決定，受噴嘴的頻率響應特性影響的較弱。由于脈動發生裝置供應管路與其進水口末端間的流阻較小，當噴嘴的流阻較大(切向孔較小的噴嘴)時，脈動發生裝置分流較多，擾動強度較大，管路系統諧振峰值較高。總體來說，本文中噴前壓力的脈動過程受噴嘴的頻率響應特性的影響較小，可以認為噴前壓力的脈動對噴嘴的噴注過程產生了單向擾動。則圖12中，對于噴嘴01，當擾動頻率較低時，較大的噴前壓力脈動能造成噴注過程較大的響應，但當擾動頻率較高時，噴注過程在管路系統諧振峰值位置的響應衰減，即隨著擾動頻率的升高，噴嘴01對擾動波的耗散作用增強；對于噴嘴03，較大的噴前壓力脈動始終能造成較大的內流過程響應，當擾動頻率較高時響應曲線的衰減較弱；噴嘴03的霧化過程的響應始終較弱，這可能是由于噴嘴03的旋流腔液膜較厚，導致其霧化液膜較厚，霧化過程對外加擾動不敏感。

對于敞口型離心噴嘴，擾動波在噴嘴內的傳播經過兩個部分：切向孔和旋流腔。為分析切向孔對擾動波的傳遞作用，以旋流腔為負載，建立切向孔入口與出口間的傳遞函數(噴嘴01～03的切向孔長徑比分別為5.4、3.1和2.0，可視切向孔為具有一定長度的節流孔，切向孔兩端流量振蕩的幅值相等[2,4])：

(4)

式中:T為切向孔傳遞矩陣，下標s表示旋流腔。根據式(4)，有

(5)

式中:Zs為旋流腔負載。基于Bazarov的離心噴嘴動力學理論[21]，有

(6)

圖14 切向孔的幅頻響應特性Fig.14 Amplitude-frequency response characteristics of tangential orifices

3 結 論

為獲得敞口型離心噴嘴的動力學響應特性，在大氣環境下，在供應管路上設置脈動發生裝置對離心噴嘴施加頻率可控的擾動，通過脈動壓力傳感器獲得噴前壓力的振蕩特性，使用高速相機獲得旋流腔內流過程和噴注霧化過程對外加擾動的響應特性。通過對比不同液膜厚度離心噴嘴的動力學響應特性，分析了厚液膜噴嘴的動力學特性。本文研究表明：

1) 供應系統中存在一定頻率的擾動時，噴前壓力、旋流腔內流過程和噴注霧化過程的響應頻率與擾動頻率基本一致。

2) 隨著擾動頻率的增加，擾動波長減短，旋流腔內流過程的響應由液膜厚度統一改變變化為局部液膜“縮口”，噴注霧化過程的響應由噴霧角周期性改變變化為具有Klystron效應的噴霧過程。

3) 當擾動波較長時，薄液膜噴嘴和厚液膜噴嘴的旋流腔內流過程對擾動波的響應特性差別不大；當擾動波較短時，相較于薄液膜噴嘴，厚液膜噴嘴旋流腔內流過程對擾動波的耗散作用較弱。

4) 厚液膜噴嘴噴注霧化過程對外加擾動不敏感。

下一步將對離心噴嘴的動力學響應過程開展詳細的數值仿真研究，分析和驗證旋流腔內流過程對擾動波的耗散特性，為液氧煤油發動機預燃室煤油離心噴嘴的動力學特性分析與建模提供參考。