汪广旭,谭永华,庄逢辰,陈建华,杨宝娥,洪流
1. 西安航天动力研究所 液体火箭发动机重点实验室,西安 710100 2. 中国航天推进技术研究院,西安 710100 3. 航天工程大学 宇航科学与技术系,北京 101416
目前,燃烧不稳定问题仍是液体火箭发动机可靠性的最大威胁。一般认为,高频燃烧不稳定现象是液体推进剂喷雾燃烧过程与燃烧室压力振荡之间耦合作用的结果,是一种可预测性较差的强非线性、多物理场耦合问题。
因此,通常需要采取实际的工程控制措施以提高稳定性裕度,控制措施主要基于提高系统阻尼、降低输入系统能量2种思路。提高系统的阻尼的具体措施包括推力室内加装隔板、声腔或混合头部等,这一措施在F-1发动机、苏联RD-180发动机中均得到了普遍应用。降低输入系统能量的大小则需要考虑燃烧过程与压力振荡之间的时空相位关系。由于燃烧室内特定类型压力振荡的时间特征(固有频率)和空间特征(即固有模态)由其声学特性决定,因此,燃烧过程与压力振荡之间时空关系主要取决于液体推进剂燃烧过程本身。燃烧特征时间决定了非定常释热与压力振荡之间的相位关系,但其本质上是个微观量,往往与推进剂喷雾燃烧过程的响应特性有关,某些情况下也可以通过优化部分燃烧子过程响应特性以提高发动机稳定性裕度。
燃烧的空间分布由推进剂的喷雾燃烧特性决定。当燃烧室内激发高频燃烧不稳定现象时,受其固有声学特性的影响,振荡幅值具有空间分布特性(也称为振型)。较高幅值的压力振荡会加剧推进剂的燃烧释热过程,大量推进剂在振幅较高的波腹区燃烧会使更多的热量转变为压力振荡势能,从而不利于燃烧稳定性。工程上,为了有效实现燃烧的空间,通常会在喷注面上采用不同类型或数量的喷嘴。在某些情况下,可以通过喷嘴的排布特点大致计算出局部推进剂所占的流通面积(≠喷注面积),该区域内推进剂流量与面积的比值即为流强。通过喷注器面流强的非均匀分布来直接或间接改变燃烧室内的横向和轴向燃烧分布,减少波腹区的燃烧释热量,是除使用阻尼装置以外,使液体火箭发动机稳定工作的另一种重要的工程方法。
对于横向型的高频燃烧不稳定性,振型沿径向或周向分布,径向流强分布对燃烧分布的改变是直接的,可以人为控制波腹区的流强以达到抑制效果,而燃气密度、流速等沿径向的不均匀性也会造成扰动传播过程较大的阻尼,进一步提高稳定性。美国国家航空航天局(NASA)曾针对不同流强分布的燃烧室进行了实验研究,结果表明：采用径向“陡驼峰”型喷注流强分布方案的燃烧室在爆炸弹引发的扰动下能稳定工作。
对于纵向型的高频燃烧不稳定性,振型沿轴向分布,喷注器面是一阶纵向振型的波腹区,径向流强分布对燃烧分布的改变通常是间接的。可以通过控制推进剂液滴的初始状态(如粒径、流速、温度等)来改变燃烧的轴向分布,故尤其适用于液滴蒸发做燃烧速率控制过程的情况,后者近似忽略推进剂蒸发完后混合及化学反应过程所需的时间,蒸发后的推进剂迅速完成燃烧,蒸发速率决定燃烧速率。此时,高流强区的喷注器通常具有较大的喷注孔径,后者对应的初始液滴粒径也较大,相应的推进剂蒸发燃烧距离也较长。这样,理论上可以使高流强区的部分推进剂燃烧相对更靠近喷注器下游以远离波腹区,进而提高稳定性。国内FY-20发动机在改进的S方案中通过增加“驼峰区”流强的方式使推进剂燃烧沿轴向更加散布,从而抑制了高频纵向燃烧不稳定问题。
即使如此,基于流强分布的燃烧不稳定抑制措施似乎并不能保证发动机在任何情况下都有效。在最近的几次地面抽检试车过程中,采用该方法的某型常温自燃推进剂液体火箭发动机推力室仍然出现了一定程度的高频燃烧不稳定现象。在前期的研究中,已建立了考虑喷注流强分布的高频纵向稳定性分析方法,并对该型号发动机推力室缩尺件在不同喷注流强方案下的稳定性进行了分析,重点结合不同喷注流强方案的线性增长率计算结果,定量化分析了喷注流强分布对高频纵向不稳定的抑制作用。然而,由于到过度调整喷注流强分布会降低燃烧效率,且对其抑制效果缺乏充分实验验证,文献[9]的研究工作还不足以支撑该型号发动机推力室实施稳定性改进措施。因此,还需要针对这一重要的工程措施的抑制效果开展深入研究。
虽然基于随机噪声信号衰减率的方法可以在不稳定压力脉动信号周期性特征不十分明显的情况下,通过数据处理的方法间接评估模型燃烧室的稳定性,但从量化分析的角度出发,最直观的方法仍然是通过在缩尺燃烧室内激励高频纵向燃烧不稳定的方式获得相应的振荡幅值后进行横向对比。根据不稳定类型,一般可分为线性自发激励不稳定(绝对不稳定)和非线性诱发激励不稳定2种(条件不稳定),且相对于后者,前者往往意味着扰动能够从噪声量级的振荡发展为有限幅值的“极限环”振荡,燃烧室具有更低的稳定性。
因此,通过自发激励燃烧不稳定的方式评估喷注方案的相对稳定性本质上是通过人为降低燃烧室稳定性裕度的方式进行评估,并认为不同喷注方案相对稳定性分布在稳定性裕度较低的工况中与裕度较高的工况中是一致的。在此前提下,采用相应的振荡幅值分布来描述不同喷注方案的相对稳定性变化规律,对于分析实际发动机稳定性是有意义的。
如何在自燃推进剂的模型燃烧室内激发高频纵向燃烧不稳定现象是本文研究的基础。如果单纯从激发的角度看,由于激发过程本身与具体的喷雾方式和工况参数有直接关系,大部分情况下都需要具体问题具体分析,目前还缺乏相关通用预测模型或经验可供参考。然而,可以通过降低燃烧室边界耗散的方式人为降低稳定性裕度,最大限度地激发燃烧不稳定现象。这一方面,喷管对燃烧室一阶纵向压力振荡具有明显的耗散作用,可以通过降低喷管耗散的方式降低模型燃烧室稳定性裕度。
Crocco等最早对比长喷管系统和短喷管系统(喷管长度可以忽略)2种条件下的高频纵向稳定性,主要结论是：相对长喷管燃烧室,短喷管燃烧室具有相对较低的稳定性裕度。如图1所示,为集中燃烧位置相对燃烧室长度的无量纲值,集中燃烧位置可以看作主燃烧释热区与喷注面的轴向距离；
为敏感时滞相对扰动传播半周期的无量纲值,阴影区即为不稳定区域；
、分别为时间、空间的周期数。可以看出,相对长喷管系统,短喷管系统的稳定性区域较小,相应稳定性较差。此外,当燃烧集中在喷注面附近时高频燃烧不稳定性区域增加,稳定性降低。因此,为了尽可能激发高频纵向燃烧不稳定,模型燃烧室喷管收敛段长度为0(即喷管不含收敛段),且在基准燃烧室长度的基础上,设计了加长燃烧室工况,以降低的大小。
图1 高频纵向稳定性分布[13]Fig.1 Distribution of high frequency longitudinal stability[13]
模型燃烧室设计参考某常温自燃推进剂液体火箭发动机推力室,采用自击互靠式喷注器,燃料和氧化剂撞击面各有一定倾角,这样理论上可以沿喷注面径向可以分成几个主要的燃烧区。为了确保各区混合比保持基本一致,不同喷注方案各燃烧区的燃料和氧化剂喷注孔径需要同时调整。通过设计多个可拆卸独立式喷注器实现不同喷注方案的对比,各喷注方案的流强分布具有相对明显的区别。此外,为了尽可能消除喷注耦合型高频纵向燃烧不稳定的可能性,缩短系统减压时间,尽量减小了喷注器集液腔体积；
为了消除中频耦合型燃烧不稳定的可能性,尽量缩短了气蚀管到喷注器之间的长度。
综上,模型燃烧室实验共进行2轮：第1轮实验目的是寻找能够激发高频纵向燃烧不稳定工况；
第2轮实验目的是对不同喷注流强分布的稳定性进行实验,讨论相应的稳定性变化规律。
模型燃烧室方案(短燃烧室方案)如图2所示,该燃烧室采用模块化设计,由头部转接段、支架、可拆卸独立式喷注器、铜热沉燃烧室身部、铜热沉燃烧室身部延长段、可替换喷管(喉部)、喉部盖板等部分组成。
常温下,燃料(偏二甲肼,CHN)和氧化剂(四氧化二氮,NO)通过转接段进入喷注器,转接段入口与阀门出口连接,阀门前分别加装两路气蚀管。通过加装身部延长段实现燃烧室2种长度(喷注面到喉部距离)方案转换,其中,短燃烧室长度为378 mm,长燃烧室长度为900 mm,2种长度方案下,燃烧室内径均为48 mm。
燃料喷前和氧化剂喷前均有稳态压力测点,燃烧室壁面同样开有稳态压力测量孔,并沿轴向安装有3个脉动压力测量传感器PA、PB、PC,3个传感器的距离喷注面的轴向距离分别为：75, 181, 281 mm(短燃烧室),75, 331, 539 mm(长燃烧室)。脉动压力采样频率20 kHz,并与稳态压力同步采集。
图2 模型燃烧室Fig.2 Model combustor
为了在高工况(流量或室压较参考工况高)下确保传感器热防护可靠,传感器测量面距离燃烧室内壁面有4 mm的缩进(传感器末端测量面直径8 mm),并且单次点火时间缩短至0.8 s(建压时间小于0.2 s)。
独立式喷注器的总体方案及喷嘴排列方式分别如图3和图4所示。燃料和氧化剂分别通过10 mm的入口对称进入喷注器,自击互靠式喷注单元周向均布、径向排列,由内向外共7圈喷嘴,分别为R-R-Y-Y-R-R-Y(R:燃料；
Y:氧化剂),其中,第2圈燃料喷嘴和第3圈氧化剂喷嘴构成径向燃烧区I,第4圈氧化剂喷嘴和第5圈燃料喷嘴构成燃烧区Ⅱ,第6圈燃料喷嘴和第7圈氧化剂喷嘴构成径向燃烧区Ⅲ。为了尽可能保证喷前流动均匀性,燃料和氧化剂分别通过对称的2个入口进入喷注器,后者与转接段通过密封连接。
图3 独立式喷注器Fig.3 Independent injector
图4 喷嘴排列Fig.4 Distribution of injector elements
通过孔径调整得到6个喷注(器)流强方案分别为0-0、0-1、0-3、1-0、1-2、3-0(各方案孔径分布可参考文献[9]),相应的喷注器依次命名为PZQ1～PZQ6,其中,喷注方案0-0为基准方案,在此基础上,方案0-1单独增加Ⅲ区孔径,方案0-3降低I区、Ⅱ区孔径的同时增加Ⅲ区孔径；
方案1-0单独增加Ⅱ区孔径,方案1-2降低I区、Ⅲ区孔径的同时增加Ⅱ区孔径；
方案3-0同时降低各区孔径,流强分布与基准方案基本一致。上述工况中,方案0-0、0-1、0-3为第1组对比方案,方案0-0、1-0、1-2为第2组对比方案。不同喷注方案各圈喷嘴数量、类型、分布圆直径均保持不变,孔径大小详见文献[9],最终的喷注流强分布如图5所示。可以看到,对于喷注方案0-1、0-3,“驼峰区”位于燃烧区Ⅲ,对于喷注方案1-0、1-2,“驼峰区”位于燃烧区Ⅱ。
参考多流管耦合模型思想,对于液滴蒸发作为速率控制的情况,径向不均匀的孔径分布会造成不同燃烧区初始液滴粒径的不同,后者主要决定了下游燃烧的分布情况,可以近似认为在喷注面下游一段距离内,由喷注流强导致的径向非均匀性仍然较为明显,进而造成燃烧沿轴向的散布。当然,由于不同燃烧区的流量不同,孔径调整带来的稳定性改善程度也不尽相同。但整体上,根据稳定性分析结果,除了喷注方案3-0以外,其他对比方案均较基准方案稳定性要好,且稳定性随着“驼峰区”流量的增加而提高。
图5 喷注流强分布Fig.5 Distribution of injection intensity
首先,采用理论稳定性较差的喷注器PZQ6(喷注方案3-0)进行第1轮实验,目的是为了寻找和激发高频纵向燃烧不稳定工况。第2轮实验共3组15个工况,并在各组前2个工况下激发了高频纵向燃烧不稳定。表1给出了各组第1个不稳定工况的稳态参数及主要结构区别。3个工况下氧化剂、燃料设计流量分别为650、280 g/s,区别仅在于：相对工况01,工况06、工况11采用了加长的燃烧室,理论振荡频率更低；
相对于工况01、工况06,工况11采用了更小的喉部,理论室压较高。
由表1可以看出,各工况下实际流量、混合比和室压等基本达到了设计要求。由于3个工况下燃烧室室压均低于燃料和氧化剂临界压力,燃烧室内自燃推进剂液滴属于亚临界蒸发,液滴蒸发为燃烧速率控制过程。实际实验过程中,高工况(流量)下同样出现了燃烧不稳定,但由于振幅过大时出现了传感器烧蚀的现象,故高工况不作为后续横向对比工况。
表1 PZQ06实验工况Table 1 Experimental case of PZQ06
采用PZQ06的模型燃烧室在工况01下3个测点的压力脉动时域信号结果测量如图6所示。可以看到,该工况下燃烧室内出现了较大幅值的压力振荡,最大时域峰-峰值达到了0.5 MPa,大于室压的10%,满足定义燃烧不稳定的基本条件。由于实际燃烧室内温度和声速的不均匀性,主要振荡频率为1 356 Hz,略低于该工况下模型燃烧室的理论一阶纵向声振频率(约为1 493 Hz)。
由图6也可以看到,在测量时间7.4 s左右,燃烧室内压力脉动开始由噪声量级逐渐发展为有限幅值非线性振荡,但3个测点的时域压力振幅具有明显的区别,测点PA、PC处的压力振荡幅值相对较高,测点PB处的压力振荡幅值较小,意味着振荡具有空间分布特征。图7给出了上述3组信号的分频情况,其中横坐标已采用潜在的一阶纵向声振频率(1 356 Hz)进行了无量纲化。可以看出,各测点该频率信号对应的突频特征均较为明显,相应的幅值分别达到了2.5、1.1、2.4 kPa,其2倍频信号也有一定的突频幅值。除此以外,各测点其他频率信号没有明显的突频特征。
图6 PZQ06在工况01下的脉动压力测量结果Fig.6 Measurement results of pressure oscillation in Case 01 with PZQ06
图7 PZQ06在工况01下脉动压力的分频结果Fig.7 Frequency spectrum of pressure oscillation in Case 01 with PZQ06
然而,上述结果并不能直观的判断燃烧室激发了高频纵向燃烧不稳定。除了时间特征(频率)以外,还需要确认测量结果满足燃烧室内一阶声振的空间分布特征。为此,参考文献[16-18]的方法,进一步将上述3个分频幅值拟合得到的实测振型与采用平均燃气声速得到的理想振型进行对比,结果如图8所示。
图8 PZQ06在工况01下实测与理想振型对比Fig.8 Comparison of of practical oscillation shape and theoretical mode shape for Case 01 with PZQ06
可以看到,拟合得到的实测振型波节(理论振幅为0)较理论振型波节更偏下游,这是由于实际燃烧室内轴向燃气温度梯度和声速不均匀性造成的。但整体上,处在波腹区附近的2个测点(PA、PC)的分频幅值较波节附近测点(PB)的分频幅值要高,该频率信号分频幅值的空间分布满足燃烧室声振的振幅分布规律,同时也说明该工况下模型燃烧室内存在一阶纵向振型,图7中的基准频率为燃烧室内一阶纵向声振频率。因此可以判断,在工况01条件下,采用PZQ06的模型燃烧室实际自发激励了一阶纵向高频燃烧不稳定。
图9 PZQ06在工况06下的脉动压力测量结果Fig.9 Measurement results of pressure oscillation for Case 06 with PZQ06
类似地,采用PZQ06的模型燃烧室在06工况下3个测点的压力脉动时域信号测量结果如图9 所示。可以看出,该工况下燃烧室内同样出现了较大幅值的压力振荡,时域峰-峰值达到了2 MPa,大于燃烧室室压的10%。由于燃烧室加长,相应的主要振荡频率降为620 Hz,与该工况下燃烧室的理论一阶纵向声振频率(约为633 Hz)接近。此外,在测量时间5.2 s左右,燃烧室内压力振荡开始由噪声量级逐渐增加为有限幅值压力振荡。同时,测点PA、PB、PC的时域压力振幅依次减小,振荡幅值同样具有明显的空间分布特征。
图10给出了图9时域信号的分频结果,其中横坐标已采用潜在的一阶纵向声振频率(620 Hz)进行了无量纲化。可以看出,各测点该频率信号对应的突频特征均较为明显,相应的幅值分别达到了18.0、9.2、3.5 kPa。与工况01不同,除了1、2倍频以外,工况06中该信号的3、4倍频信号也有一定的突频幅值。
图10 PZQ06在工况06下的脉动压力测量结果Fig.10 Frequency spectrum of pressure oscillation for Case 06 with PZQ06
图11给出了图3中3个分频幅值拟合得到的实测振型与采用平均燃气声速得到的理想振型的对比结果。可以看到,由分频幅值拟合得到的实测振型与理论振型整体上较为接近,靠近波腹区的测点PA、PB的分频幅值同样高于靠近波节附近测点PC的分频幅值。参考针对工况01的分析,同样可以判断在该工况下,模型燃烧室内自发激励了一阶纵向高频燃烧不稳定。
图11 PZQ06在工况06下实测与理想振型对比Fig.11 Comparison of practical oscillation shape and theoretical mode shape for Case 06 with PZQ06
此外,对比工况01、06下的时域峰-峰值和分频幅值,可以初步判断,工况06条件下模型燃烧室的一阶高频纵向稳定性更差。采用PZQ06的模型燃烧室在工况11下同样激发了一阶高频纵向燃烧不稳定,该工况下压力振荡时域峰-峰值达到了3 MPa,同样大于室压的10%,3个测点信号的一阶纵向分频幅值分别达到了0.019、0.010、0.002 MPa。
图12统计了3个工况下测点PA(靠近波腹)得到的时域振荡峰峰值′及相应的一阶纵向分频幅值′的分布情况。可以看到,相同流量和室压的条件下,相较于工况01,工况06无论是峰-峰值还是分频幅值都要高很多。由于两者差异仅限于燃烧室长度上,因此,这一结果说明,相同情况下,长燃烧室的稳定性更差。原因在于,相同燃烧特征长度的条件下,长燃烧室的情况下,燃烧相对更集中在喷注面附近,从而不利于高频纵向燃烧稳定性。即决定或影响高频纵向燃烧稳定性的并不是主燃烧区距离喷注面的绝对距离,而是其与燃烧室长度相对值的大小。
图12 PZQ06在不同工况下最大振幅对比Fig.12 Comparison of the maximum oscillation amplitude for different cases with PZQ06
如果定义距离喷注面相对振幅降低至80%的区间为主要波腹区,由图8、图11可以看出,段燃烧室的主要波腹区长度约为75 mm,而长燃烧室的主要波腹区约为180 mm,工况06明显高于工况01。这意味着前者燃烧室内压力振荡与推进剂蒸发燃烧过程有更充足的时间和空间发生相互作用,相应会有更多燃烧产生的热量转变为压力振荡的势能,不利于一阶高频纵向稳定性。
相同流量和燃烧室长度条件下,虽然工况11与工况06的一阶纵向振型信号分频幅值差别不大,但由于更高阶振型频率信号幅值增加,工况11的振荡时域峰-峰值要比后者高50%。根据聂万胜等提出的自燃推进剂高压液滴蒸发模型,高压情况下,自燃推进剂液滴蒸发加快,势必会缩短主燃烧区距离喷注面的距离,同样不利于高频纵向稳定性。相对于工况06,工况11的室压仅提高了0.5 MPa,这一增幅对于长燃烧室一阶高频纵向稳定性的影响不是很明显。
在第1轮实验的基础上,进一步开展了第2轮模型燃烧室实验,通过不同喷注流强方案的横向对比,分析喷注流强方案对模型燃烧室高频纵向稳定性的抑制效果。
工况参数一致是进行横向对比的前提条件,喷注器的流阻不同会对工况参数带来影响。图13、图14分别给出了3个工况下的采用各喷注器(PZQ01～PZQ05)模型燃烧室的实际流量和室压分布。可以看到,除了采用PZQ2的模型燃烧室在工况01、工况06下氧化剂流量略偏高以外,其他工况与设计工况基本保持一致。此外,工况01、工况06得到的各喷注器室压基本维持在2.9 MPa左右,工况11得到的各喷注器室压维持在3.4 MPa左右,满足横向对比的前提。
图13 实际流量分布Fig.13 Distribution of practical flow rate
图14 实际室压分布Fig.14 Distribution of practical chamber pressure
图15分别给出了各喷注器在3个工况下一阶纵向声振信号(PA测点)的相对(PC)分频幅值分布情况。由图15(a)可以看到,在工况01下,由于氧化剂流量和室压偏高,采用PZQ02的模型燃烧室振荡幅值略高于采用基准喷注器方案PZQ01的模型燃烧室。除此之外,采用了提高局部喷注流强方案喷注器(PZQ03～PZQ05)的模型燃烧室,一阶纵向分频幅值很低,可以看作实际没有激发高频纵向不稳定。上述结果总体上说明,在该工况下,提高局部流强对于抑制高频纵向不稳定性的效果是很明显的。
相对于工况06、工况11,工况01具有较短的燃烧室和较低的室压。由图1可知,当燃烧室长度较低时,相同燃烧特征长度的改变对于的影响较为明显,而低压下,液滴初始粒径对于决定燃烧分布的作用更加突出。从PZQ01、PZQ02、PZQ03的对比也可以看出,边区流强较大的PZQ03的稳定性明显较前者得到了改善。类似地,相对于PZQ01,中心区流强较大的PZQ04、PZQ05具有更高的稳定性,但由于二者没有激发纵向不稳定,还不能判断二者的相对稳定性。
由图15(b)可以看出,对于工况06,各喷注器方案下,模型燃烧室均出现了高频纵向燃烧不稳定现象,采用“驼峰区”流强的喷注方案(PZQ02、PZQ03、PZQ04、PZQ05)的燃烧室同样表现出了明显的不稳定性。从第1组方案(PZQ01、PZQ02、PZQ03)对比结果可以看出,3个方案下的一阶纵向分频幅值依次降低,说明提高“驼峰区”流强能够提高一阶纵向高频稳定性裕度,高的“驼峰区”流强方案一定程度上能够抑制高频纵向不稳定。类似地,第2组对比方案(PZQ01、PZQ04、PZQ05)表现出了相同的规律。但显然,与工况01不同的是,相同燃烧室长度条件下,提高“驼峰区”流强的喷注方案并没有使部分工况稳定。这是由于,当燃烧室长度变长时,相同燃烧分布的改变对于的影响弱化,从而使提高局部流强的喷注方案的高频纵向不稳定抑制效果变弱。
图15 工况01、06、11下一阶纵向相对分频幅值分布Fig.15 Distribution of next longitudinal oscillation amplitude for Case 01, 06, 11
相对于工况06,各喷注器在工况11下的室压均增加0.6 MPa左右,一阶纵向分频振幅没有显著提高,部分喷注器在该工况下分频幅值甚至低于工况06(见图15(c))。然而,在该工况下,各喷注器横向之间的振幅差异进一步缩小,且从2组对比方案单独来看,采用提高“驼峰区”流强方案,该工况下燃烧室的稳定性并没有明显改善部分高“驼峰区”流强方案下燃烧室的一纵分频幅值甚至与基准方案一致,例如，图15(c)对应工况11条件下,PZQ05与PZQ01对应相应相对分频幅值基本一致，事实上，采用PZQ02、PZQ03和PZQ04、PZQ05的模型燃烧室之间的稳定性并本质的差异。这意味着,该工况下,不同喷注方案之间的差异进一步弱化,通过提高“驼峰区”流强以改善高频纵向稳定性的效果并不明显。这是由于:一方面,长燃烧室弱化了初始粒径大小改变集中燃烧轴向相对位置的作用；
另一方面,高压情况下,推进剂蒸发燃烧的特征时间进一步缩短,液滴蒸发作为速率控制过程的作用被弱化。
此外,对比3组实验结果可以看出,采用喷注方案0-3的PZQ03在3组工况下均具有最低的振幅,稳定性裕度相对较高,这说明,提高燃烧区Ⅲ流强对于抑制模型燃烧室的高频纵向不稳定效果是最佳的。这是由于燃烧区Ⅲ的喷注孔径相对较多,基准流量相对较大,孔径改变带来的流量变化幅值也相应较大,最终导致稳定性裕度提升效果也较为显著。
针对喷注流强分布对高频纵向燃烧不稳定的抑制效果,设计了采用自击互靠喷注器的模型燃烧室,并进行了2轮实验研究。
1) 第1轮实验中,模型燃烧室在3个工况下成功激发了高频纵向燃烧不稳定现象,其研究结果表明：高频纵向燃烧不稳定性与密切相关,降低该值不利于高频纵向稳定性。
2) 第2轮实验中,通过一阶纵向分频幅值分布对不同喷注流强方案的高频纵向燃烧不稳定性进行了横向对比,结果表明：液滴蒸发作为速率控制过程的情况,提高“驼峰区”流强能够抑制燃烧室一阶纵向高频燃烧不稳定性,但抑制效果与的改变程度密切相关,一方面,长燃烧室的条件下,通过流强分布改变主燃烧区轴向相对位置的作用被弱化；
另一方面,高压情况下,推进剂蒸发燃烧的特征时间进一步缩短,液滴蒸发作为速率控制过程的作用被弱化。
本文主要依据燃烧室达到不稳定振荡状态的数据特征对流强分布的抑制特性进行了分析,在此基础上,后续还计划开展不同稳定性工况下的光学观测实验和数值仿真研究,目的是进一步讨论喷注流强分布对振荡的自发激励过程和维持过程的影响规律,揭示其抑制机制。
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