注氣離心噴嘴噴注過程穩定性試驗

薛帥杰，劉紅軍，陳鵬飛，夏益志

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

強化液體推進劑的霧化過程是提高液體推進劑燃燒過程質量的主要方法。通過在推進劑噴孔的上游注入少量氣體形成氣液兩相流，能提高噴嘴的噴注壓降[1]，同時氣泡在流出噴孔前后經歷加速、變形、膨脹和爆破等過程，能強化液體射流的破碎霧化[2-3]。這種氣泡霧化方式能在較小的注氣量條件下獲得較優的霧化效果[1,4]，是航空航天發動機霧化液體推進劑的一種選擇。但注氣后流體中的離散氣泡通過噴孔時可能使噴孔截面液相質量分布出現波動[5-6]，噴注射流可能不穩定[5]。噴注射流的不穩定可能誘發燃燒過程振蕩[7]，影響發動機的正常工作，注氣時氣泡霧化射流的不穩定現象成為學者們關注的重點之一。

Jobehdar等[8]研究了氣泡霧化噴嘴結構參數對氣泡尺度及均勻性的影響，認為氣泡霧化過程具有本質不穩定特征，這種不穩定帶來的射流不穩定偏離了設計需求，應被最大限度減小。Shepard等[5,9]使用多孔介質注氣，在不改變注氣量條件下實現了氣泡尺度可控，研究結果表明氣泡尺度對氣泡霧化射流的穩定性影響顯著，氣泡尺度越大射流越不穩定，當氣泡尺度與噴孔直徑的比小于或等于1時射流較穩定。孫春華等[6,10]使用透明氣泡霧化噴嘴，研究了氣液混合室內兩相流型[11]及氣泡尺度對氣泡霧化射流穩定性的影響，結果表明相較于段塞流和攪拌流，泡狀流產生的霧化射流較穩定，提高液體流速和氣液質量流量比(Gas-to-Liquid-Ratio, GLR)有利于減小泡狀流的氣泡尺度。Mlkvik等[12]對比了幾種典型注氣方式對噴注穩定性的影響，結果表明由混合室外向內注氣(“outside-in” type[4])的噴嘴，其霧化射流較穩定。劉聯勝等[13]對比了橫向和豎向擺放的氣泡霧化噴嘴的穩定性，結果表明噴嘴橫向擺放時氣液混合室內可能出現氣液分層流動，導致噴注過程劇烈振蕩。

為定量評估氣泡霧化射流的不穩定程度，Jedelsky和Jicha[14-15]提出了一種利用PLIF(Planar Laser-Induced-Fluorescence)和PIV(Particle Image Velocimetry)技術估計液霧場瞬態質量流量的方法來評估噴注射流的不穩定程度，結果表明在較寬的GLR范圍內，隨GLR增大射流不穩定程度減小，氣液兩相流型對射流不穩定程度的影響顯著。Liu等[16-17]基于Edwards和Marx[18]的理想噴霧理論，使用PDPA(Phase Doppler Particle Analyzer)統計噴霧液滴到達時間實現對氣泡霧化射流不穩定程度的定量評估，結果表明射流不穩定程度隨注氣孔徑的增加而減小，受注氣孔角度的影響較小，增加液體黏度有利于降低射流不穩定程度。孫春華等[19]也提出了一種利用噪聲能量來評估氣泡霧化噴嘴穩定性的方法。

上述氣泡霧化噴嘴的噴孔均為直流噴孔，噴孔一般位于氣液混合室底部中心且噴注方向與來流方向同向。離心噴嘴是一種廣泛應用于液體火箭發動機燃燒室的壓力霧化噴嘴，噴注壓降較高時霧化質量較好。離心噴嘴的內流過程較直流噴嘴復雜，并且對于帶有切向孔的離心噴嘴，其切向孔方向與來流方向一般不同。當液體火箭發動機在低工況條件下工作時，離心噴嘴的噴注壓降較低且霧化變差，可能誘發發動機系統低頻振蕩[7]。通過在噴嘴上游管路中注入少量氣體可顯著提高噴嘴的噴注壓降[1]并改善霧化，是抑制發動機系統低頻振蕩的一種措施[20]，但注氣也可能使離心噴嘴的噴注射流不穩定，注氣對發動機系統穩定性的影響有待深入研究。補燃循環液氧煤油發動機預燃室的煤油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)，為預示液氧煤油發動機在預燃室煤油路注氣時的穩定性特征，有必要了解注氣時敞口型離心噴嘴噴注過程的穩定性。目前學者們針對注氣時離心噴嘴的穩定性特征開展的研究較少。

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

本文在大氣環境下使用水和空氣作為工作介質，通過注氣裝置將空氣注入敞口型離心噴嘴上游供應管路中(注氣裝置及噴嘴均豎直放置)，研究注氣過程中敞口型離心噴嘴噴注射流的穩定性，對比分析管路內氣泡尺度及兩相流型對噴嘴射流穩定性的影響，拓展對氣泡霧化射流特性及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。

1 試驗裝置與試驗方法

1.1 試驗裝置

試驗用敞口型離心噴嘴結構如圖2所示。離心噴嘴的部分旋流腔為透明石英玻璃，噴嘴的其他部分為不銹鋼。石英玻璃為矩形，旋流腔位于石英玻璃的中心。噴嘴的結構參數如表1所示，噴嘴特征參數K的計算方法為K=2Rindc/(idt2)，其中Rin=(dc-dt)/2。

注氣裝置如圖3所示，注氣裝置通過4個直徑dg=2.0 mm的小孔由管路外向管路內注氣(“outside-in” type)，水供應管路直徑dL=10.0 mm，注氣孔距離心噴嘴集液腔距離為317 mm，注氣孔與噴嘴切向孔間的管路可視為氣液混合室。圖3中部分管路為石英玻璃，石英玻璃為外方內圓結構，其內圓管直徑與水供應管路的直徑相同。試驗時，注氣裝置及噴嘴均豎直放置，噴嘴豎直向下噴注。

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

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

參數數值噴嘴01噴嘴03噴嘴05切向孔直徑dt/mm0.741.302.0切向孔數目i444旋流腔直徑dc/mm555幾何參數K9.722.740.94旋流腔長度Lc/mm757575

圖3 注氣裝置(視圖旋轉90°)Fig.3 Gas injection apparatus (view rotated by 90°)

1.2 試驗系統

試驗系統如圖4所示，通過高壓氮氣擠壓水貯箱實現試驗用水供應，水流量通過貯箱壓力和管路流阻控制。空氣通過高壓氣源供應，空氣流量通過氣體文氏管直徑和氣體文氏管前壓力控制。

石英玻璃混合室內的兩相流型和噴嘴的噴注霧化過程均通過高速相機獲得。在相同的試驗工況下，使用高速相機分別觀測噴嘴的噴注霧化過程和石英玻璃混合室內的兩相流型。試驗中，使用LED面光源照射石英玻璃混合室或噴嘴液霧場，使用Phantom V12.1型COMS黑白高速相機及其鏡頭進行觀測，觀測方法如圖4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)，拍攝圖像為8位灰度圖像。

圖4 試驗系統示意圖Fig.4 Schematic of test apparatus

高速相機觀測石英玻璃混合室內的氣液兩相流型時曝光時間為3 μs，拍攝區域內每個像素表示約0.059 mm×0.059 mm的區域；高速相機觀測噴嘴噴注的液霧場時曝光時間為10 μs，圖像分辨率為1 024 pixel×768 pixel，拍攝區域內每個像素表示約0.099 mm×0.099 mm的區域。

管路內壓力及噴前靜壓均通過壓阻型靜壓傳感器測得，噴前靜壓傳感器安裝位置見圖3，各靜壓傳感器的采樣頻率均為1 000 Hz。供應管路上還設置科氏力質量流量計(型號：Micro Motion F050)，用于測量各工況下的水流量和空氣流量。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%。

1.3 試驗工況

未注氣時各噴嘴試驗工況如表2所示。噴嘴的壓降和流量均為30 s測量時間內的平均值，管路液相折算速度JL為液體體積流量與供應管路截面積之比。未注氣時噴嘴的噴注圖像如圖5所示。開始注氣后，注氣量GLR由0%逐漸增加，通過調節液路調節閥的開度及水貯箱壓力控制液路流量，使其與未注氣時的流量基本一致。

表2 未注氣噴嘴試驗工況

圖5 噴嘴未注氣時的噴注圖像Fig.5 Injection images of injectors without gas injection

2 試驗結果與分析

2.1 離心噴嘴噴注過程穩定性

注氣時離心噴嘴的噴注過程在不同注氣量條件下均出現持續振蕩，圖6給出了不同注氣量下噴嘴01在約一個振蕩周期內的噴注過程(圖中箭頭指向液霧場中液膜褶皺或液滴積聚區)，可以看出：① 注氣明顯改變噴嘴的噴注霧化過程，隨著注氣量增加，噴嘴的噴霧角減小且液膜霧化破碎距離[21]縮短；② 注氣量較小(圖6(a)和圖6(b))時，噴注過程存在明顯的Klystron效應[7,22-23]，液滴或液膜出現周期性積聚，液霧場上呈“寶塔”狀；③ 注 氣量較大(圖6(c))時，液霧場中液滴濃度周期性變化(圖6中(c)#1和圖6(c)#4的液滴濃度明顯小于圖6(c)#2和圖6(c)#3)，甚至出現噴注過程斷流情況，同時液霧場局部會伴隨出現液滴積聚現象(見圖6(c)#1和圖6(c)#3)。

本文通過分析液霧場局部區域的圖像亮度隨時間的變化來評估噴注過程的振蕩過程[22]。液霧場局部區域圖像亮度既能反映液膜的局部褶皺或液滴的積聚，也能反應液霧場液滴濃度的總體變化。圖像的亮度統計區域為矩形，其長邊方向與噴注方向垂直，如圖7所示。矩形的高度為7 mm，取值原則：兼顧振蕩曲線的信噪比和較寬頻率范圍內振蕩過程的分辨率；矩形的上沿距噴嘴出口約15 mm，取值原則：取值區域位于液霧場的霧化破碎區，同時盡量靠近噴嘴出口，以避免亮度統計區域的圖像虛化(拍攝時的對焦平面位于噴嘴中心位置)。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。亮度無量綱化方法為：某工況下，亮度統計區域的亮度為Iimage，該工況下亮度統計區域的亮度平均值為Iav，則無量綱亮度In=(Iimage-Iav)/Iav。

圖6 不同注氣量下噴嘴01的噴注過程Fig.6 Injection processes of Injector 01 with different GLRs

圖8給出了噴嘴01未注氣時噴注過程的振蕩曲線及幅頻特性曲線，圖9和圖10分別給出了噴嘴01注氣時噴注過程的振蕩曲線和幅頻特性曲線(圖中，t為時間，Aimage為圖像無量綱亮度振蕩幅值，f為頻率)。對比圖8～圖10可以看出：未注氣時離心噴嘴噴注過程較平穩，幅頻特性曲線無明顯突頻；注氣后，噴注過程出現明顯的周期性振蕩；當注氣量較小(GLR=0.60%或2.07%)時，噴注過程的振蕩能量集中在約70～400 Hz，即被中頻振蕩[7]主導(振蕩過程見圖6(a)和圖6(b))；注氣量繼續增加(GLR=5.55%)，噴注過程由低頻振蕩[7]主導(振蕩過程見圖6(c))，主頻為1.5 Hz(定義：幅頻特性曲線峰值位置的頻率為主頻)。圖像局部亮度統計的方法在一定程度上實現了離心噴嘴噴注過程振蕩強度的定量分析。

圖7 圖像亮度統計區域Fig.7 Regions for image intensity statistics

圖8 未注氣時噴嘴01噴注過程振蕩特征Fig.8 Oscillation characteristics of injection processes of Injector 01 without gas injection

圖11給出了不同注氣量條件下噴嘴01、03、05噴注過程的幅頻特性曲線的峰值及振蕩主頻(圖中，Aamp為幅頻特性曲線的峰值，fdominant為振蕩主頻)，可以看出：① 噴嘴01的振蕩峰值最高，噴嘴05的振蕩峰值最低；② 對噴嘴01，當注氣量較高時噴注過程出現主頻約1～3 Hz的振蕩，且振蕩峰值突增(見圖11(a))；③ 總體上來說，隨GLR增加，各噴嘴噴注過程的振蕩主頻呈減小趨勢，且噴嘴03和05的振蕩主頻始終高于噴嘴01。

圖9 注氣時噴嘴01噴注過程的振蕩曲線Fig.9 Oscillation curves of injection processes of Injector 01 with gas injection

圖10 注氣時噴嘴01噴注過程幅頻特性Fig.10 Frequency characteristics of injection processes of Injector 01 with gas injection

圖11 不同注氣量條件下噴注過程的振蕩峰值和振蕩主頻Fig.11 Amplitude and dominant frequency of injection processes with different GLRs

2.2 注氣離心噴嘴噴注過程的穩定性

基于2.1節的分析，注氣量及噴嘴結構不同時噴注過程的振蕩特征差別較大。要了解這種差別的原因，有必要認識噴嘴上游的兩相流型及氣泡尺度。本文通過高速相機拍攝石英玻璃混合室內的兩相流獲得不同注氣量和水流量條件下的兩相流特征。

圖12給出了各噴嘴在不同注氣量下石英玻璃混合室內的兩相流特征(高速相機拍攝區域靠近石英玻璃混合室的下沿，圖中S01、S03、S05分別表示離心噴嘴01、03、05)。根據混合室內的兩相流特征觀測結果，混合室內的氣液兩相流型包括：泡狀流、段塞流、環狀流和霧式環狀流[11]；通過增加注氣量實現兩相流型的改變。基于氣、液相折算速度的兩相流型如圖13所示(圖中，JG為管路氣相折算速度，是管路內氣相體積流量與供應管路截面積之比)。

圖12 不同注氣量下石英玻璃混合室內的兩相流特征(視圖旋轉90°)Fig.12 Characteristics of two-phase flow in quartz glass mixing chamber with different GLRs (view rotated by 90°)

圖13 石英玻璃混合室內的兩相流型Fig.13 Two-phase flow pattern in quartz glass mixing chamber

圖12和圖13可以看出：① 注氣量較小時，混合室內的兩相流型為泡狀流(氣泡尺度<管路直徑dL)，氣泡彌散在管路內，隨著注氣量增加泡狀流的氣泡尺度和氣泡密度均增加，其后氣泡聚合形成段塞流(氣泡尺度>dL)，注氣量繼續增加氣泡會在混合室內進一步聚合并形成環狀流(可視為氣泡尺度≥dL)；②JL和JG較高時，氣相與液相間的相互作用強烈，混合室內氣泡無法聚合形成尺度大于dL的氣泡，此時大量氣泡彌散在管路中(見圖12(c)#3)；③JL和JG進一步增加時，氣相與液相間的相互作用進一步增強，混合室內出現霧式環狀流(其形態見圖12(b)#4和圖12(c)#4)，此時壁面有薄液膜流動，大量液相和氣相可能彌散在管路內中心；④ 對于泡狀流，JL越大，氣泡尺度越小且氣泡密度越大，并能在較寬的JG范圍內維持泡狀流狀態(這與文獻[24]給出的研究結果一致)。定義氣泡當量直徑為dB，無量綱當量直徑dBN=dB/dt，則有dBN(S05)>dBN(S03)>dBN(S01)。

綜合對比分析2.1節及圖12和圖13，可知：①dBN越大，噴嘴噴注過程的振蕩越強，頻率特性曲線峰值越高(見圖11(a))，原因可能是氣泡流過噴嘴切向孔時會堵塞液相在切向孔內的流動[5,8,15]，氣泡尺度較大且噴嘴切向孔直徑較小時，離散的氣泡群流過噴嘴對其切向孔的間歇性堵塞就越顯著，則噴注過程的振蕩越劇烈，文獻[5，10]的研究也證明了這一點；② 對于泡狀流和段塞流，由于噴前集液腔的存在，流過噴嘴的氣泡難以同時堵塞全部切向孔并造成噴嘴斷流，這一點與普通氣泡霧化噴嘴的不同，而當氣泡隨機性堵塞某些切向孔時，噴嘴的流量會出現波動，噴注過程的液滴或液膜表現為間歇性積聚，即噴注過程具有Klystron效應(見圖6(a)和圖6(b))；③ 對于環狀流，管路中的液相可能呈連續流態[10]，但其氣柱在集液腔內可能形成與集液腔尺度相當的氣泡，在某些時刻可能堵塞噴嘴的全部切向孔，造成噴注過程的流量大幅改變，甚至可能出現間歇性斷流的情況，噴注過程振蕩強度遠高于泡狀流和段塞流(見圖11(a))，但對于普通氣泡霧化噴嘴，環狀流在噴孔內的流動可能是連續的[5]，噴注過程較穩定；④ 對于霧式環狀流，管路中的液相亦為連續流態[10]，但流體從集液腔分流至離心噴嘴的4個切向孔時可能存在氣液比例的隨機性，噴注過程仍存在振蕩，Klystron效應始終存在(如圖14所示，圖中箭頭指向霧場中液滴積聚區)，這一點亦與普通氣泡霧化噴嘴的不同；⑤ 管路內氣泡密度和兩相流型會影響噴注過程的振蕩主頻，隨著注氣量增加，噴注過程的振蕩頻率減小，原因可能是：注氣量增加后，管路內氣泡的密度或體積會增加，且氣泡可能在混合室與噴嘴切向孔間的管路中發生聚合，進一步增加氣泡的平均尺度，使氣泡或氣流對噴嘴切向孔的堵塞時間延長，噴嘴噴注過程的振蕩頻率降低。

圖14 當兩相流型為霧式環狀流時噴嘴03和05的噴注圖像Fig.14 Injection images of Injectors 03 and 05 when two-phase flow is in mist annular flow regime

3 結 論

為獲得注氣對離心噴嘴噴注過程穩定性的影響，在大氣環境下，使用注氣裝置在敞口型離心噴嘴上游供應管路中注入空氣，通過高速相機獲得了噴嘴上游管路內的兩相流型及離心噴嘴噴注過程的穩定性特征，采用圖像區域亮度分析方法定量評估了噴注過程的振蕩強度，研究結果表明：

1) 注氣能顯著影響敞口型離心噴嘴的霧化特征，隨著注氣量增加，霧化液膜破碎距離縮短且噴霧角減小。

2) 注氣能顯著改變噴嘴噴注過程的穩定性特征，注氣后噴注過程出現明顯振蕩并伴隨Klystron效應，氣泡對切向孔的間歇性堵塞作用可能是噴注過程振蕩及Klystron效應的原因。

3) 管路內氣泡尺度較大且噴孔較小時，噴注過程的振蕩幅值較大；隨著注氣量增加，噴注過程的振蕩頻率降低。

4) 氣泡尺度及兩相流型對噴注振蕩過程的影響與普通氣泡霧化噴嘴的顯著不同，柱狀流型時噴注過程出現1～3 Hz流量振蕩且可能間歇性斷流，霧化環狀流型時噴注過程仍伴隨明顯的Klystron效應。