厚液膜敞口型离心喷嘴动力学特性试验

薛帅杰，刘红军，洪流，陈鹏飞

1. 西安航天动力研究所，西安 710100 2. 液体火箭发动机技术重点实验室，西安 710100

离心喷嘴不仅被广泛应用于液体火箭发动机燃烧室液态推进剂的喷注和雾化，并且还能起到调节供应系统中扰动波的作用[1]。在不同的扰动频率下，离心喷嘴可能是扰动波的阻尼器，也可能是放大器[2]，离心喷嘴的动力学特性对发动机系统的动力学特性影响较大。为抑制供应系统中扰动对燃烧室内燃烧过程的影响，提高燃烧稳定性，有必要认识离心喷嘴的动力学特性。补燃循环液氧/煤油火箭发动机的预燃室和推力室使用敞口型离心喷嘴(旋流腔直径和喷口直径相等)雾化液态推进剂[3]。为使敞口型离心喷嘴成为扰动波的阻尼器和相位调节器[4-5]，抑制供应系统中扰动波对预燃室或推力室燃烧过程的影响，学者们对敞口型离心喷嘴的动力学特性开展了大量的理论和试验研究。

离心喷嘴动力学特性研究的重点是喷嘴对外加扰动的动力学响应特性[6-7]。俄罗斯学者Bazarov[1-2,8]首先对普通离心喷嘴(即收口型离心喷嘴，喷口直径小于旋流腔直径)的动力学特性进行了系统的理论和试验研究，建立了分析离心喷嘴动力学响应特性的线性模型，在较宽的频率范围内得到了离心喷嘴的频率响应特性。杨立军等[4-5,9]基于Bazarov的喷嘴动力学理论，对比研究了敞口型和收口型离心喷嘴的动力学响应特性，理论分析了喷嘴结构参数对敞口型离心喷嘴频率响应特性的影响，结果表明敞口型离心喷嘴的频率响应特性优于同类别的收口型喷嘴，其流量相对振幅比同类别的收口型喷嘴小，且增加敞口型离心喷嘴旋流腔的长径比能进一步改善喷嘴的频率响应特性。Fu等[10-11]参考Bazarov对喷嘴动力学特性的试验研究方法[12]，通过在供应管路中安装脉动发生装置研究敞口型离心喷嘴对供应系统中扰动的响应特性，试验验证了杨立军等[4]对敞口型离心喷嘴动力学特性的理论分析结果，并重点关注了喷嘴入口处压力振荡与旋流腔内液膜厚度振荡间的相位差，结果表明相位差随离心喷嘴特征参数[13]的增加而增加。Chung等[7]亦使用类似的脉动发生装置，研究了结构参数对敞口型喷嘴动力学响应特性的影响，结果显示喷嘴出口液膜厚度的振幅正比于供应管路中的压力振荡幅值，但随着旋流腔长度和直径的增加，液膜厚度振荡幅值减小，即有利于阻尼供应系统中的流量振荡，喷嘴的动力学特性变优。康忠涛等[14]通过在气液同轴离心式喷嘴的液路供应系统施加压力扰动，研究了压力振荡对气液同轴离心式喷嘴自激振荡的影响，结果表明供应系统振荡会引起离心喷嘴喷注过程出现Klystron效应且会明显改变同轴离心式喷嘴的自激振荡的频率。

补燃循环液氧煤油发动机预燃室的煤油离心喷嘴是一种旋流腔较长(长径比可能超过10，长径比为旋流腔长度/旋流腔直径)的敞口型离心喷嘴(如图1所示)。由于预燃室室压高[3]，燃气密度大，喷嘴旋流腔内煤油旋流时的动量损失大，旋流腔内液膜较厚[15-16]。厚液膜喷嘴的静态表面波特征与薄液膜差别显著[15,17]，厚液膜喷嘴的动力学特性可能与薄液膜喷嘴也存在差别。Fu[10-11]和Chung[7]等均在大气环境下使用发动机喷嘴开展研究，该喷嘴大气环境下旋流腔的液膜较薄，喷嘴的动力学特性可能不同于其在发动机中工作时的特性，但目前学者们针对厚液膜敞口型离心喷嘴的动力学特性开展的研究较少。

本文在大气环境下使用水作为工作介质，通过在供应管路上设置脉动发生装置对敞口型离心喷嘴施加一定频率扰动激励，研究喷嘴的动力学响应特性，通过对比不同液膜厚度喷嘴的动力学响应特性，分析厚液膜喷嘴的动力学特性与薄液膜喷嘴的差别，拓展对敞口型离心喷嘴动力学特性的认识，为液氧煤油发动机系统稳定性特征预示提供参考。

图1 长旋流腔敞口型离心喷嘴Fig.1 Open-end swirl injector with long swirl chamber

1 试验装置与试验方法

1.1 试验喷嘴

根据离心喷嘴设计方法[13]，通过增加切向孔直径在大气环境下实现旋流腔液膜厚度增加。敞口型离心喷嘴的结构参数及旋流腔液膜厚度理论值如表1所示。其中，理论液膜厚度依据敞口型离心喷嘴的设计理论[3,13]计算得到，喷嘴特征参数K的计算方法为

K=2Rindc/(idt2)

式中：Rin=(dc-dt)/2，dc为旋流腔直径；dt为切向孔直径；i为切向孔数目。

表1 敞口型离心喷嘴结构参数Table 1 Structure parameters of open-end swirl injectors

为研究喷嘴的动力学响应特性，设计了可测量喷前压力脉动和观测旋流腔内流动过程的试验件，如图2所示。

图2 喷嘴试验件Fig.2 Experimental apparatus with injector

离心喷嘴的部分旋流腔为透明石英玻璃，喷嘴的其余部分为不锈钢。石英玻璃为矩形，旋流腔位于石英玻璃的中心。

1.2 试验系统

试验系统如图3所示，通过高压氮气挤压贮箱实现试验用水供应，通过调节喷前静压改变进入喷嘴的水流量。脉动发生器装置安装在喷嘴的供应管路中。

试验中，通过压阻型静压传感器测量喷前静压，静压传感器安装在靠近喷前的供应管路上，传感器采样频率为1 000 Hz。通过脉动压力传感器测量喷前压力脉动，脉动压力传感器安装在喷前集液腔中心位置(见图2)，与喷嘴切向孔入口的纵向距离为17 mm，脉动压力传感器的型号为Kistler 6052C型，采样频率为10 240 Hz。供应管路上还设置科氏力质量流量计(型号：Micro Motion F050)，用于测量稳态工况下的水流量。试验中的各类传感器在试验前均通过检定，各静压传感器的测量误差为±0.008 MPa，质量流量计的测量误差为示值的±0.5%。

图3 试验系统示意图Fig.3 Schematic of experimental system

喷嘴内流过程和喷注雾化过程(以下统称喷注过程)对扰动的响应特性通过阴影光学观测方法获得。试验中，使用LED面光源照射喷嘴及其液雾场，通过Phantom V12.1型COMS黑白高速相机及其镜头拍摄喷嘴喷注过程，观测方法如图3所示。高速相机采样频率为3 000 Hz(相邻两帧图像间的时间间隔为333 μs)，曝光时间为10 μs，拍摄图像为8位灰度图像，图像分辨率为1 024 pixel ×768 pixel像素，每个像素表示约0.062 mm ×0.062 mm的区域。

1.3 脉动发生装置

脉动发生装置是实现喷嘴动力学响应特性研究的核心部件之一，结构如图4所示，该结构及工作原理与文献[12]中给出的脉动发生装置类似，通过周期性排水在供应管路内产生流量和压力的振荡。脉动发生装置内设置圆盘，圆盘上设置周向均布的小孔，通过伺服电机带动圆盘旋转，实现周期性排水，通过控制圆盘的转速，实现对扰动频率调节。

图4 脉动发生装置示意图Fig.4 Schematic of flow pulsation generator

2 试验结果与分析

2.1 喷嘴动力学响应特性

试验开始时，脉动发生装置不工作且其排水口外的阀门处于关闭状态，试验系统工作在稳态，此时各喷嘴的工况如表2所示(喷嘴的压降和流量均为30 s测量时间内的平均值，旋流腔液膜轴向速度为理论计算值，计算方法参见敞口型离心设计理论[3,13])，各喷嘴旋流腔液膜的轴向速度接近。

在稳态工况下，通过高速相机和脉动压力传感器分别获得喷嘴的喷注过程和喷前的压力脉动，并将其作为喷嘴非稳态工作过程的对照。稳态工况下喷嘴的喷注图像如图5所示，切向孔较大的喷嘴旋流腔液膜明显较厚且喷雾角较小。

此后，打开脉动发生装置排水口外阀门，并微调贮箱压力，使喷嘴的喷前压力(30 s测量时间内的平均值)与稳态工况保持一致，然后逐步增加脉动发生器的圆盘转速，实现供应系统内的扰动频率由0 Hz逐步增加至536.7 Hz。在各扰动频率下，待喷前压力脉动保持稳定后，脉动压力传感器和高速相机分别记录喷前压力脉动和喷嘴的动力学响应过程。图6给出了不同扰动频率下喷嘴01的喷前压力脉动曲线(图中：Pp为喷前脉动压力，t为时间)。喷前压力脉动曲线的信噪比较好，总体来说喷前压力脉动曲线接近正弦曲线。对不同扰动频率下喷前压力的脉动过程进行快速傅里叶(Fast Fourier Transform, FFT)分析，可得其振荡主频。喷前压力脉动的主频与供应系统中的扰动频率基本一致。各喷嘴喷前压力的频率响应曲线如图7所示(图中：横轴为振荡主频fdominant，纵轴为相对压力脉动“峰峰”值Rp-p，等于压力脉动“峰峰”值/相应喷嘴稳态工况的喷注压降)，可以看出：各喷嘴喷前压力的频率响应曲线趋势及峰值位置基本一致，喷嘴的切向孔越小，频率响应曲线中的峰值就越高；随着扰动频率增加，各频率响应曲线的峰值虽呈减小趋势，但在给定的扰动频率范围内(0～536.7 Hz)，曲线的峰值变化较小。

图5 喷嘴稳态工作时的喷注图像Fig.5 Injection images of injector for steady state

图6 不同扰动频率下喷嘴01的喷前压力脉动曲线Fig.6 Dynamic pressure curves before injecting at different disturbance frequencies of Injector 01

图7 喷前脉动压力的频率响应曲线Fig.7 Frequency response curves of dynamic pressure before injection

图8给出了不同扰动频率下喷嘴01在约半个扰动周期内的喷注过程。图9给出了图8中各图像在旋流腔位置的局部放大图。图8和图9中，供应系统中扰动波在喷嘴旋流腔内具体表现为液膜厚度及流速的变化。扰动频率较低时，扰动波长较长，整个喷嘴旋流腔内的液膜厚度周期性变化(见图9(a)#2和(a)#3，其气涡直径明显小于图9(a)#1)，并造成喷雾角周期性变化(见图8(a))；随着扰动频率增加，扰动波的长度减短，扰动波在旋流腔以局部液膜“缩口”(液膜局部增厚，见图9(b)#1、(b)#2和图9(c)#1、(c)#2)的形式出现，且扰动波长越短，液膜“缩口”区域越小。“缩口”向喷嘴下游传播，当其离开喷嘴后，喷嘴的喷雾角骤减且喷嘴外射流的运动速度加快(见图8(b)#3和(c)#3)，该段射流会逐渐“追赶”上前一刻的射流，在液体表面张力的作用下，雾化液膜出现局部褶皱堆积现象，形成Klystron效应[14,18]。在液膜“缩口”位置，液膜增厚，而流体的轴向速度增大且径向速度减小，即流量增大，液膜“缩口”会造成喷嘴流量改变。总体来说，喷嘴的喷注过程对供应系统中的扰动产生了明显的响应，扰动波长度不同时，喷嘴内流过程和喷雾过程的响应尺度均不同。参考文献[7，11]给出的试验方法，本文使用喷嘴内流过程和喷注雾化过程对外加扰动的响应来表示喷嘴的动力学响应特性。

图8 不同扰动频率下喷嘴01的喷注过程Fig.8 Injection processes of Injector 01 at different disturbance frequencies

图9 图8中各图像在旋流腔位置的局部放大图Fig.9 Partial enlargement of swirl chamber in images of Fig.8

喷嘴喷注过程的响应较复杂，尤其当扰动频率较高时，旋流腔内存在液膜“缩口”且雾化过程存在Klystron效应，使用平均液膜厚度或喷雾角等参数不足以表示喷嘴的响应过程，则为定量分析喷注过程的动力学响应特性，本文通过统计旋流腔或液雾场局部区域的图像亮度随时间的变化来反映喷注过程的对供应系统内扰动的响应。旋流腔局部区域图像亮度能反映旋流腔液膜局部厚度的变化，在一定程度上反映喷嘴流量的变化；液雾场局部区域图像亮度既能反映喷雾角的变化，也能反映喷雾液膜的局部褶皱。图像的亮度统计区域如图10所示，亮度统计区域的高度为5 mm(取值原则：兼顾响应曲线信噪比和扰动频率较高时响应过程的分辨)，各喷嘴内流过程的亮度统计区域的下沿距喷嘴出口约12.4 mm(取值原则：尽量靠近喷嘴出口且排除液雾反溅的干扰)，喷注雾化过程的亮度统计区域的上沿距喷嘴出口约10.2 mm(取值原则：尽量靠近喷嘴出口且Klystron效应明显)。将图像统计区域内各像素点的亮度值求和并无量纲化，即得该区域的无量纲亮度随时间的变化。亮度无量纲化方法为：无外加扰动时亮度统计区域的亮度平均值为Iav，声学扰动过程中亮度统计区域的亮度为Iimage，则无量纲亮度Ih=(Iimage-Iav)/Iav。

图11给出了当扰动频率为233.4 Hz时喷嘴01和喷嘴03的内流过程和雾化过程对扰动的响应曲线(图中:Ih_film为旋流腔内流过程图像的无量纲亮度，Ih_atom为雾化过程图像的无量纲亮度)，可以看出，响应曲线信噪比较好且周期性明显，且由于存在扰动波的传递过程，旋流腔内流过程和雾化过程的响应曲线存在相位差。

图10 图像亮度统计的区域Fig.10 Regions for statistics of image brightness

图11 喷嘴喷注过程的响应曲线Fig.11 Response curves of injection processes of injector

图12 喷注过程与喷前压力的频率响应曲线对比Fig.12 Comparison of response curves of injection processes and dynamic pressure before injection

对不同扰动频率下的响应曲线进行FFT分析可得其振荡主频。旋流腔内流过程与喷注雾化过程的振荡主频亦与供应系统中的扰动频率基本一致。图12给出了各喷嘴喷注过程的频率响应曲线与喷前压力的频率响应曲线的对比(图中:Ihp-hp为无量纲亮度“峰峰”值)，可以看出：① 扰动频率较低时，喷嘴内流和雾化过程的频率响应曲线与喷前压力频率响应曲线的变化趋势和峰值位置基本一致，且喷嘴01和喷嘴03的内流过程的相对振荡峰值接近；② 随扰动频率增加，喷嘴01喷注过程的响应峰值逐渐降低，频率响应曲线趋于平缓，喷嘴03内流过程的频率响应曲线与喷前压力频率响应曲线的变化趋势和峰值位置仍基本一致；③ 喷嘴03雾化过程对外加扰动的响应始终较弱。

2.2 厚液膜喷嘴动力学响应特性

基于湍流输液管路频率相关摩擦模型[19]，以离心喷嘴为负载，建立脉动发生装置进水口末端(具体位置见图4)与喷嘴切向孔入口端(即喷嘴的喷前)间的传递函数[20]：

(1)

式中:P′为无量纲压力频域脉动量；Q′为无量纲体积流量频域脉动量；下标e表示脉动发生装置进水口末端，t表示喷嘴切向孔入口；A为管路系统总传递矩阵，脉动量的无量纲方法为脉动量除以相应的稳态值。根据式(1)，有

(2)

式中：Z为供应系统的负载。基于Bazarov的离心喷嘴动力学理论[1]，有

(3)

式中：Rmk为喷嘴旋流腔顶部的气涡半径，ΠT、Πk2、Πk3分别为喷嘴切向孔、旋流腔表面波、旋流腔涡波的传递函数。根据式(2)和式(3)可计算得到各喷嘴喷前压力的幅频响应特性，如图13所示(图中f为频率)，在图中曲线的峰值位置，管路系统出现谐振[19-20]。

图13 喷前压力的幅频响应特性Fig.13 Amplitude-frequency response characteristics of pressure before injection

对比图7和图13可以看出，喷前压力幅频响应特性的计算结果(见图13)，尤其对喷嘴01和喷嘴02，与试验结果(见图7)吻合较好(曲线的变化趋势及其峰值频率均吻合较好)，说明喷前压力幅频响应特性的分析方法合理。图13中喷前压力振荡的谐振频率(图13中曲线峰值位置的频率)由供应系统的声学特性决定[21]，压力振荡的谐振峰值(图13中曲线的峰值)主要由脉动发生装置稳态流量和喷嘴稳态流量的比值(即脉动发生装置的扰动强度)决定，受喷嘴的频率响应特性影响的较弱。由于脉动发生装置供应管路与其进水口末端间的流阻较小，当喷嘴的流阻较大(切向孔较小的喷嘴)时，脉动发生装置分流较多，扰动强度较大，管路系统谐振峰值较高。总体来说，本文中喷前压力的脉动过程受喷嘴的频率响应特性的影响较小，可以认为喷前压力的脉动对喷嘴的喷注过程产生了单向扰动。则图12中，对于喷嘴01，当扰动频率较低时，较大的喷前压力脉动能造成喷注过程较大的响应，但当扰动频率较高时，喷注过程在管路系统谐振峰值位置的响应衰减，即随着扰动频率的升高，喷嘴01对扰动波的耗散作用增强；对于喷嘴03，较大的喷前压力脉动始终能造成较大的内流过程响应，当扰动频率较高时响应曲线的衰减较弱；喷嘴03的雾化过程的响应始终较弱，这可能是由于喷嘴03的旋流腔液膜较厚，导致其雾化液膜较厚，雾化过程对外加扰动不敏感。

对于敞口型离心喷嘴，扰动波在喷嘴内的传播经过两个部分：切向孔和旋流腔。为分析切向孔对扰动波的传递作用，以旋流腔为负载，建立切向孔入口与出口间的传递函数(喷嘴01～03的切向孔长径比分别为5.4、3.1和2.0，可视切向孔为具有一定长度的节流孔，切向孔两端流量振荡的幅值相等[2,4])：

(4)

式中:T为切向孔传递矩阵，下标s表示旋流腔。根据式(4)，有

(5)

式中:Zs为旋流腔负载。基于Bazarov的离心喷嘴动力学理论[21]，有

(6)

图14 切向孔的幅频响应特性Fig.14 Amplitude-frequency response characteristics of tangential orifices

3 结 论

为获得敞口型离心喷嘴的动力学响应特性，在大气环境下，在供应管路上设置脉动发生装置对离心喷嘴施加频率可控的扰动，通过脉动压力传感器获得喷前压力的振荡特性，使用高速相机获得旋流腔内流过程和喷注雾化过程对外加扰动的响应特性。通过对比不同液膜厚度离心喷嘴的动力学响应特性，分析了厚液膜喷嘴的动力学特性。本文研究表明：

1) 供应系统中存在一定频率的扰动时，喷前压力、旋流腔内流过程和喷注雾化过程的响应频率与扰动频率基本一致。

2) 随着扰动频率的增加，扰动波长减短，旋流腔内流过程的响应由液膜厚度统一改变变化为局部液膜“缩口”，喷注雾化过程的响应由喷雾角周期性改变变化为具有Klystron效应的喷雾过程。

3) 当扰动波较长时，薄液膜喷嘴和厚液膜喷嘴的旋流腔内流过程对扰动波的响应特性差别不大；当扰动波较短时，相较于薄液膜喷嘴，厚液膜喷嘴旋流腔内流过程对扰动波的耗散作用较弱。

4) 厚液膜喷嘴喷注雾化过程对外加扰动不敏感。

下一步将对离心喷嘴的动力学响应过程开展详细的数值仿真研究，分析和验证旋流腔内流过程对扰动波的耗散特性，为液氧煤油发动机预燃室煤油离心喷嘴的动力学特性分析与建模提供参考。