噴注流強分布對高頻縱向燃燒不穩定性抑制效果

2022-10-12 11:42:26汪廣旭譚永華莊逢辰陳建華楊寶娥洪流

航空學報 2022年9期

關鍵詞：模型

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動機重點實驗室,西安 710100 2. 中國航天推進技術研究院,西安 710100 3. 航天工程大學宇航科學與技術系,北京 101416

目前,燃燒不穩定問題仍是液體火箭發動機可靠性的最大威脅。一般認為,高頻燃燒不穩定現象是液體推進劑噴霧燃燒過程與燃燒室壓力振蕩之間耦合作用的結果,是一種可預測性較差的強非線性、多物理場耦合問題。

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

燃燒的空間分布由推進劑的噴霧燃燒特性決定。當燃燒室內激發高頻燃燒不穩定現象時,受其固有聲學特性的影響,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劑的燃燒釋熱過程,大量推進劑在振幅較高的波腹區燃燒會使更多的熱量轉變為壓力振蕩勢能,從而不利于燃燒穩定性。工程上,為了有效實現燃燒的空間,通常會在噴注面上采用不同類型或數量的噴嘴。在某些情況下,可以通過噴嘴的排布特點大致計算出局部推進劑所占的流通面積(≠噴注面積),該區域內推進劑流量與面積的比值即為流強。通過噴注器面流強的非均勻分布來直接或間接改變燃燒室內的橫向和軸向燃燒分布,減少波腹區的燃燒釋熱量,是除使用阻尼裝置以外,使液體火箭發動機穩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定性,振型沿徑向或周向分布,徑向流強分布對燃燒分布的改變是直接的,可以人為控制波腹區的流強以達到抑制效果,而燃氣密度、流速等沿徑向的不均勻性也會造成擾動傳播過程較大的阻尼,進一步提高穩定性。美國國家航空航天局(NASA)曾針對不同流強分布的燃燒室進行了實驗研究,結果表明：采用徑向“陡駝峰”型噴注流強分布方案的燃燒室在爆炸彈引發的擾動下能穩定工作。

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

即使如此,基于流強分布的燃燒不穩定抑制措施似乎并不能保證發動機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劑液體火箭發動機推力室仍然出現了一定程度的高頻燃燒不穩定現象。在前期的研究中,已建立了考慮噴注流強分布的高頻縱向穩定性分析方法,并對該型號發動機推力室縮尺件在不同噴注流強方案下的穩定性進行了分析,重點結合不同噴注流強方案的線性增長率計算結果,定量化分析了噴注流強分布對高頻縱向不穩定的抑制作用。然而,由于到過度調整噴注流強分布會降低燃燒效率,且對其抑制效果缺乏充分實驗驗證,文獻[9]的研究工作還不足以支撐該型號發動機推力室實施穩定性改進措施。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

雖然基于隨機噪聲信號衰減率的方法可以在不穩定壓力脈動信號周期性特征不十分明顯的情況下,通過數據處理的方法間接評估模型燃燒室的穩定性,但從量化分析的角度出發,最直觀的方法仍然是通過在縮尺燃燒室內激勵高頻縱向燃燒不穩定的方式獲得相應的振蕩幅值后進行橫向對比。根據不穩定類型,一般可分為線性自發激勵不穩定(絕對不穩定)和非線性誘發激勵不穩定2種(條件不穩定),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展為有限幅值的“極限環”振蕩,燃燒室具有更低的穩定性。

因此,通過自發激勵燃燒不穩定的方式評估噴注方案的相對穩定性本質上是通過人為降低燃燒室穩定性裕度的方式進行評估,并認為不同噴注方案相對穩定性分布在穩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,采用相應的振蕩幅值分布來描述不同噴注方案的相對穩定性變化規律,對于分析實際發動機穩定性是有意義的。

如何在自燃推進劑的模型燃燒室內激發高頻縱向燃燒不穩定現象是本文研究的基礎。如果單純從激發的角度看,由于激發過程本身與具體的噴霧方式和工況參數有直接關系,大部分情況下都需要具體問題具體分析,目前還缺乏相關通用預測模型或經驗可供參考。然而,可以通過降低燃燒室邊界耗散的方式人為降低穩定性裕度,最大限度地激發燃燒不穩定現象。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定性裕度。

Crocco等最早對比長噴管系統和短噴管系統(噴管長度可以忽略)2種條件下的高頻縱向穩定性,主要結論是：相對長噴管燃燒室,短噴管燃燒室具有相對較低的穩定性裕度。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與噴注面的軸向距離；為敏感時滯相對擾動傳播半周期的無量綱值,陰影區即為不穩定區域；、分別為時間、空間的周期數?？梢钥闯?相對長噴管系統,短噴管系統的穩定性區域較小,相應穩定性較差。此外,當燃燒集中在噴注面附近時高頻燃燒不穩定性區域增加,穩定性降低。因此,為了盡可能激發高頻縱向燃燒不穩定,模型燃燒室噴管收斂段長度為0(即噴管不含收斂段),且在基準燃燒室長度的基礎上,設計了加長燃燒室工況,以降低的大小。

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

模型燃燒室設計參考某常溫自燃推進劑液體火箭發動機推力室,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主要的燃燒區。為了確保各區混合比保持基本一致,不同噴注方案各燃燒區的燃料和氧化劑噴注孔徑需要同時調整。通過設計多個可拆卸獨立式噴注器實現不同噴注方案的對比,各噴注方案的流強分布具有相對明顯的區別。此外,為了盡可能消除噴注耦合型高頻縱向燃燒不穩定的可能性,縮短系統減壓時間,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,模型燃燒室實驗共進行2輪：第1輪實驗目的是尋找能夠激發高頻縱向燃燒不穩定工況；第2輪實驗目的是對不同噴注流強分布的穩定性進行實驗,討論相應的穩定性變化規律。

2 實驗方案

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計,由頭部轉接段、支架、可拆卸獨立式噴注器、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)通過轉接段進入噴注器,轉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現燃燒室2種長度(噴注面到喉部距離)方案轉換,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,燃燒室內徑均為48 mm。

燃料噴前和氧化劑噴前均有穩態壓力測點,燃燒室壁面同樣開有穩態壓力測量孔,并沿軸向安裝有3個脈動壓力測量傳感器PA、PB、PC,3個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,并與穩態壓力同步采集。

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可靠,傳感器測量面距離燃燒室內壁面有4 mm的縮進(傳感器末端測量面直徑8 mm),并且單次點火時間縮短至0.8 s(建壓時間小于0.2 s)。

獨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的入口對稱進入噴注器,自擊互靠式噴注單元周向均布、徑向排列,由內向外共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圈氧化劑噴嘴構成徑向燃燒區I,第4圈氧化劑噴嘴和第5圈燃料噴嘴構成燃燒區Ⅱ,第6圈燃料噴嘴和第7圈氧化劑噴嘴構成徑向燃燒區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個入口進入噴注器,后者與轉接段通過密封連接。

圖3 獨立式噴注器Fig.3 Independent injector

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

通過孔徑調整得到6個噴注(器)流強方案分別為0-0、0-1、0-3、1-0、1-2、3-0(各方案孔徑分布可參考文獻[9]),相應的噴注器依次命名為PZQ1～PZQ6,其中,噴注方案0-0為基準方案,在此基礎上,方案0-1單獨增加Ⅲ區孔徑,方案0-3降低I區、Ⅱ區孔徑的同時增加Ⅲ區孔徑；方案1-0單獨增加Ⅱ區孔徑,方案1-2降低I區、Ⅲ區孔徑的同時增加Ⅱ區孔徑；方案3-0同時降低各區孔徑,流強分布與基準方案基本一致。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量、類型、分布圓直徑均保持不變,孔徑大小詳見文獻[9],最終的噴注流強分布如圖5所示。可以看到,對于噴注方案0-1、0-3,“駝峰區”位于燃燒區Ⅲ,對于噴注方案1-0、1-2,“駝峰區”位于燃燒區Ⅱ。

參考多流管耦合模型思想,對于液滴蒸發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,可以近似認為在噴注面下游一段距離內,由噴注流強導致的徑向非均勻性仍然較為明顯,進而造成燃燒沿軸向的散布。當然,由于不同燃燒區的流量不同,孔徑調整帶來的穩定性改善程度也不盡相同。但整體上,根據穩定性分析結果,除了噴注方案3-0以外,其他對比方案均較基準方案穩定性要好,且穩定性隨著“駝峰區”流量的增加而提高。

圖5 噴注流強分布Fig.5 Distribution of injection intensity

3 高頻縱向燃燒不穩定激發

首先,采用理論穩定性較差的噴注器PZQ6(噴注方案3-0)進行第1輪實驗,目的是為了尋找和激發高頻縱向燃燒不穩定工況。第2輪實驗共3組15個工況,并在各組前2個工況下激發了高頻縱向燃燒不穩定。表1給出了各組第1個不穩定工況的穩態參數及主要結構區別。3個工況下氧化劑、燃料設計流量分別為650、280 g/s,區別僅在于：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,各工況下實際流量、混合比和室壓等基本達到了設計要求。由于3個工況下燃燒室室壓均低于燃料和氧化劑臨界壓力,燃燒室內自燃推進劑液滴屬于亞臨界蒸發,液滴蒸發為燃燒速率控制過程。實際實驗過程中,高工況(流量)下同樣出現了燃燒不穩定,但由于振幅過大時出現了傳感器燒蝕的現象,故高工況不作為后續橫向對比工況。

表1 PZQ06實驗工況Table 1 Experimental case of PZQ06

采用PZQ06的模型燃燒室在工況01下3個測點的壓力脈動時域信號結果測量如圖6所示。可以看到,該工況下燃燒室內出現了較大幅值的壓力振蕩,最大時域峰-峰值達到了0.5 MPa,大于室壓的10%,滿足定義燃燒不穩定的基本條件。由于實際燃燒室內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,在測量時間7.4 s左右,燃燒室內壓力脈動開始由噪聲量級逐漸發展為有限幅值非線性振蕩,但3個測點的時域壓力振幅具有明顯的區別,測點PA、PC處的壓力振蕩幅值相對較高,測點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,其中橫坐標已采用潛在的一階縱向聲振頻率(1 356 Hz)進行了無量綱化?？梢钥闯?各測點該頻率信號對應的突頻特征均較為明顯,相應的幅值分別達到了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果Fig.7 Frequency spectrum of pressure oscillation in Case 01 with PZQ06

然而,上述結果并不能直觀的判斷燃燒室激發了高頻縱向燃燒不穩定。除了時間特征(頻率)以外,還需要確認測量結果滿足燃燒室內一階聲振的空間分布特征。為此,參考文獻[16-18]的方法,進一步將上述3個分頻幅值擬合得到的實測振型與采用平均燃氣聲速得到的理想振型進行對比,結果如圖8所示。

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

可以看到,擬合得到的實測振型波節(理論振幅為0)較理論振型波節更偏下游,這是由于實際燃燒室內軸向燃氣溫度梯度和聲速不均勻性造成的。但整體上,處在波腹區附近的2個測點(PA、PC)的分頻幅值較波節附近測點(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律,同時也說明該工況下模型燃燒室內存在一階縱向振型,圖7中的基準頻率為燃燒室內一階縱向聲振頻率。因此可以判斷,在工況01條件下,采用PZQ06的模型燃燒室實際自發激勵了一階縱向高頻燃燒不穩定。

圖9 PZQ06在工況06下的脈動壓力測量結果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個測點的壓力脈動時域信號測量結果如圖9 所示?？梢钥闯?該工況下燃燒室內同樣出現了較大幅值的壓力振蕩,時域峰-峰值達到了2 MPa,大于燃燒室室壓的10%。由于燃燒室加長,相應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,在測量時間5.2 s左右,燃燒室內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,測點PA、PB、PC的時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時域信號的分頻結果,其中橫坐標已采用潛在的一階縱向聲振頻率(620 Hz)進行了無量綱化?？梢钥闯?各測點該頻率信號對應的突頻特征均較為明顯,相應的幅值分別達到了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果Fig.10 Frequency spectrum of pressure oscillation for Case 06 with PZQ06

圖11給出了圖3中3個分頻幅值擬合得到的實測振型與采用平均燃氣聲速得到的理想振型的對比結果。可以看到,由分頻幅值擬合得到的實測振型與理論振型整體上較為接近,靠近波腹區的測點PA、PB的分頻幅值同樣高于靠近波節附近測點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,模型燃燒室內自發激勵了一階縱向高頻燃燒不穩定。

圖11 PZQ06在工況06下實測與理想振型對比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定性更差。采用PZQ06的模型燃燒室在工況11下同樣激發了一階高頻縱向燃燒不穩定,該工況下壓力振蕩時域峰-峰值達到了3 MPa,同樣大于室壓的10%,3個測點信號的一階縱向分頻幅值分別達到了0.019、0.010、0.002 MPa。

圖12統計了3個工況下測點PA(靠近波腹)得到的時域振蕩峰峰值′及相應的一階縱向分頻幅值′的分布情況?？梢钥吹?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,這一結果說明,相同情況下,長燃燒室的穩定性更差。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定性。即決定或影響高頻縱向燃燒穩定性的并不是主燃燒區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%的區間為主要波腹區,由圖8、圖11可以看出,段燃燒室的主要波腹區長度約為75 mm,而長燃燒室的主要波腹區約為180 mm,工況06明顯高于工況01。這意味著前者燃燒室內壓力振蕩與推進劑蒸發燃燒過程有更充足的時間和空間發生相互作用,相應會有更多燃燒產生的熱量轉變為壓力振蕩的勢能,不利于一階高頻縱向穩定性。

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的振蕩時域峰-峰值要比后者高50%。根據聶萬勝等提出的自燃推進劑高壓液滴蒸發模型,高壓情況下,自燃推進劑液滴蒸發加快,勢必會縮短主燃燒區距離噴注面的距離,同樣不利于高頻縱向穩定性。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定性的影響不是很明顯。

4 多噴注流強方案實驗

在第1輪實驗的基礎上,進一步開展了第2輪模型燃燒室實驗,通過不同噴注流強方案的橫向對比,分析噴注流強方案對模型燃燒室高頻縱向穩定性的抑制效果。

工況參數一致是進行橫向對比的前提條件,噴注器的流阻不同會對工況參數帶來影響。圖13、圖14分別給出了3個工況下的采用各噴注器(PZQ01～PZQ05)模型燃燒室的實際流量和室壓分布?？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,其他工況與設計工況基本保持一致。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,滿足橫向對比的前提。

圖13 實際流量分布Fig.13 Distribution of practical flow rate

圖14 實際室壓分布Fig.14 Distribution of practical chamber pressure

圖15分別給出了各噴注器在3個工況下一階縱向聲振信號(PA測點)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,可以看作實際沒有激發高頻縱向不穩定。上述結果總體上說明,在該工況下,提高局部流強對于抑制高頻縱向不穩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,當燃燒室長度較低時,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,邊區流強較大的PZQ03的穩定性明顯較前者得到了改善。類似地,相對于PZQ01,中心區流強較大的PZQ04、PZQ05具有更高的穩定性,但由于二者沒有激發縱向不穩定,還不能判斷二者的相對穩定性。

由圖15(b)可以看出,對于工況06,各噴注器方案下,模型燃燒室均出現了高頻縱向燃燒不穩定現象,采用“駝峰區”流強的噴注方案(PZQ02、PZQ03、PZQ04、PZQ05)的燃燒室同樣表現出了明顯的不穩定性。從第1組方案(PZQ01、PZQ02、PZQ03)對比結果可以看出,3個方案下的一階縱向分頻幅值依次降低,說明提高“駝峰區”流強能夠提高一階縱向高頻穩定性裕度,高的“駝峰區”流強方案一定程度上能夠抑制高頻縱向不穩定。類似地,第2組對比方案(PZQ01、PZQ04、PZQ05)表現出了相同的規律。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”流強的噴注方案并沒有使部分工況穩定。這是由于,當燃燒室長度變長時,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的噴注方案的高頻縱向不穩定抑制效果變弱。

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一步縮小,且從2組對比方案單獨來看,采用提高“駝峰區”流強方案,該工況下燃燒室的穩定性并沒有明顯改善部分高“駝峰區”流強方案下燃燒室的一縱分頻幅值甚至與基準方案一致,例如，圖15(c)對應工況11條件下,PZQ05與PZQ01對應相應相對分頻幅值基本一致，事實上，采用PZQ02、PZQ03和PZQ04、PZQ05的模型燃燒室之間的穩定性并本質的差異。這意味著,該工況下,不同噴注方案之間的差異進一步弱化,通過提高“駝峰區”流強以改善高頻縱向穩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,推進劑蒸發燃燒的特征時間進一步縮短,液滴蒸發作為速率控制過程的作用被弱化。

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

5 結論

針對噴注流強分布對高頻縱向燃燒不穩定的抑制效果,設計了采用自擊互靠噴注器的模型燃燒室,并進行了2輪實驗研究。

1) 第1輪實驗中,模型燃燒室在3個工況下成功激發了高頻縱向燃燒不穩定現象,其研究結果表明：高頻縱向燃燒不穩定性與密切相關,降低該值不利于高頻縱向穩定性。

2) 第2輪實驗中,通過一階縱向分頻幅值分布對不同噴注流強方案的高頻縱向燃燒不穩定性進行了橫向對比,結果表明：液滴蒸發作為速率控制過程的情況,提高“駝峰區”流強能夠抑制燃燒室一階縱向高頻燃燒不穩定性,但抑制效果與的改變程度密切相關,一方面,長燃燒室的條件下,通過流強分布改變主燃燒區軸向相對位置的作用被弱化；另一方面,高壓情況下,推進劑蒸發燃燒的特征時間進一步縮短,液滴蒸發作為速率控制過程的作用被弱化。