注气离心喷嘴喷注过程稳定性试验

薛帅杰，刘红军，陈鹏飞，夏益志

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

强化液体推进剂的雾化过程是提高液体推进剂燃烧过程质量的主要方法。通过在推进剂喷孔的上游注入少量气体形成气液两相流，能提高喷嘴的喷注压降[1]，同时气泡在流出喷孔前后经历加速、变形、膨胀和爆破等过程，能强化液体射流的破碎雾化[2-3]。这种气泡雾化方式能在较小的注气量条件下获得较优的雾化效果[1,4]，是航空航天发动机雾化液体推进剂的一种选择。但注气后流体中的离散气泡通过喷孔时可能使喷孔截面液相质量分布出现波动[5-6]，喷注射流可能不稳定[5]。喷注射流的不稳定可能诱发燃烧过程振荡[7]，影响发动机的正常工作，注气时气泡雾化射流的不稳定现象成为学者们关注的重点之一。

Jobehdar等[8]研究了气泡雾化喷嘴结构参数对气泡尺度及均匀性的影响，认为气泡雾化过程具有本质不稳定特征，这种不稳定带来的射流不稳定偏离了设计需求，应被最大限度减小。Shepard等[5,9]使用多孔介质注气，在不改变注气量条件下实现了气泡尺度可控，研究结果表明气泡尺度对气泡雾化射流的稳定性影响显著，气泡尺度越大射流越不稳定，当气泡尺度与喷孔直径的比小于或等于1时射流较稳定。孙春华等[6,10]使用透明气泡雾化喷嘴，研究了气液混合室内两相流型[11]及气泡尺度对气泡雾化射流稳定性的影响，结果表明相较于段塞流和搅拌流，泡状流产生的雾化射流较稳定，提高液体流速和气液质量流量比(Gas-to-Liquid-Ratio, GLR)有利于减小泡状流的气泡尺度。Mlkvik等[12]对比了几种典型注气方式对喷注稳定性的影响，结果表明由混合室外向内注气(“outside-in” type[4])的喷嘴，其雾化射流较稳定。刘联胜等[13]对比了横向和竖向摆放的气泡雾化喷嘴的稳定性，结果表明喷嘴横向摆放时气液混合室内可能出现气液分层流动，导致喷注过程剧烈振荡。

为定量评估气泡雾化射流的不稳定程度，Jedelsky和Jicha[14-15]提出了一种利用PLIF(Planar Laser-Induced-Fluorescence)和PIV(Particle Image Velocimetry)技术估计液雾场瞬态质量流量的方法来评估喷注射流的不稳定程度，结果表明在较宽的GLR范围内，随GLR增大射流不稳定程度减小，气液两相流型对射流不稳定程度的影响显著。Liu等[16-17]基于Edwards和Marx[18]的理想喷雾理论，使用PDPA(Phase Doppler Particle Analyzer)统计喷雾液滴到达时间实现对气泡雾化射流不稳定程度的定量评估，结果表明射流不稳定程度随注气孔径的增加而减小，受注气孔角度的影响较小，增加液体黏度有利于降低射流不稳定程度。孙春华等[19]也提出了一种利用噪声能量来评估气泡雾化喷嘴稳定性的方法。

上述气泡雾化喷嘴的喷孔均为直流喷孔，喷孔一般位于气液混合室底部中心且喷注方向与来流方向同向。离心喷嘴是一种广泛应用于液体火箭发动机燃烧室的压力雾化喷嘴，喷注压降较高时雾化质量较好。离心喷嘴的内流过程较直流喷嘴复杂，并且对于带有切向孔的离心喷嘴，其切向孔方向与来流方向一般不同。当液体火箭发动机在低工况条件下工作时，离心喷嘴的喷注压降较低且雾化变差，可能诱发发动机系统低频振荡[7]。通过在喷嘴上游管路中注入少量气体可显著提高喷嘴的喷注压降[1]并改善雾化，是抑制发动机系统低频振荡的一种措施[20]，但注气也可能使离心喷嘴的喷注射流不稳定，注气对发动机系统稳定性的影响有待深入研究。补燃循环液氧煤油发动机预燃室的煤油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)，为预示液氧煤油发动机在预燃室煤油路注气时的稳定性特征，有必要了解注气时敞口型离心喷嘴喷注过程的稳定性。目前学者们针对注气时离心喷嘴的稳定性特征开展的研究较少。

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

本文在大气环境下使用水和空气作为工作介质，通过注气装置将空气注入敞口型离心喷嘴上游供应管路中(注气装置及喷嘴均竖直放置)，研究注气过程中敞口型离心喷嘴喷注射流的稳定性，对比分析管路内气泡尺度及两相流型对喷嘴射流稳定性的影响，拓展对气泡雾化射流特性及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。

1 试验装置与试验方法

1.1 试验装置

试验用敞口型离心喷嘴结构如图2所示。离心喷嘴的部分旋流腔为透明石英玻璃，喷嘴的其他部分为不锈钢。石英玻璃为矩形，旋流腔位于石英玻璃的中心。喷嘴的结构参数如表1所示，喷嘴特征参数K的计算方法为K=2Rindc/(idt2)，其中Rin=(dc-dt)/2。

注气装置如图3所示，注气装置通过4个直径dg=2.0 mm的小孔由管路外向管路内注气(“outside-in” type)，水供应管路直径dL=10.0 mm，注气孔距离心喷嘴集液腔距离为317 mm，注气孔与喷嘴切向孔间的管路可视为气液混合室。图3中部分管路为石英玻璃，石英玻璃为外方内圆结构，其内圆管直径与水供应管路的直径相同。试验时，注气装置及喷嘴均竖直放置，喷嘴竖直向下喷注。

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

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

参数数值喷嘴01喷嘴03喷嘴05切向孔直径dt/mm0.741.302.0切向孔数目i444旋流腔直径dc/mm555几何参数K9.722.740.94旋流腔长度Lc/mm757575

图3 注气装置(视图旋转90°)Fig.3 Gas injection apparatus (view rotated by 90°)

1.2 试验系统

试验系统如图4所示，通过高压氮气挤压水贮箱实现试验用水供应，水流量通过贮箱压力和管路流阻控制。空气通过高压气源供应，空气流量通过气体文氏管直径和气体文氏管前压力控制。

石英玻璃混合室内的两相流型和喷嘴的喷注雾化过程均通过高速相机获得。在相同的试验工况下，使用高速相机分别观测喷嘴的喷注雾化过程和石英玻璃混合室内的两相流型。试验中，使用LED面光源照射石英玻璃混合室或喷嘴液雾场，使用Phantom V12.1型COMS黑白高速相机及其镜头进行观测，观测方法如图4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)，拍摄图像为8位灰度图像。

图4 试验系统示意图Fig.4 Schematic of test apparatus

高速相机观测石英玻璃混合室内的气液两相流型时曝光时间为3 μs，拍摄区域内每个像素表示约0.059 mm×0.059 mm的区域；高速相机观测喷嘴喷注的液雾场时曝光时间为10 μs，图像分辨率为1 024 pixel×768 pixel，拍摄区域内每个像素表示约0.099 mm×0.099 mm的区域。

管路内压力及喷前静压均通过压阻型静压传感器测得，喷前静压传感器安装位置见图3，各静压传感器的采样频率均为1 000 Hz。供应管路上还设置科氏力质量流量计(型号：Micro Motion F050)，用于测量各工况下的水流量和空气流量。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%。

1.3 试验工况

未注气时各喷嘴试验工况如表2所示。喷嘴的压降和流量均为30 s测量时间内的平均值，管路液相折算速度JL为液体体积流量与供应管路截面积之比。未注气时喷嘴的喷注图像如图5所示。开始注气后，注气量GLR由0%逐渐增加，通过调节液路调节阀的开度及水贮箱压力控制液路流量，使其与未注气时的流量基本一致。

表2 未注气喷嘴试验工况

图5 喷嘴未注气时的喷注图像Fig.5 Injection images of injectors without gas injection

2 试验结果与分析

2.1 离心喷嘴喷注过程稳定性

注气时离心喷嘴的喷注过程在不同注气量条件下均出现持续振荡，图6给出了不同注气量下喷嘴01在约一个振荡周期内的喷注过程(图中箭头指向液雾场中液膜褶皱或液滴积聚区)，可以看出：① 注气明显改变喷嘴的喷注雾化过程，随着注气量增加，喷嘴的喷雾角减小且液膜雾化破碎距离[21]缩短；② 注气量较小(图6(a)和图6(b))时，喷注过程存在明显的Klystron效应[7,22-23]，液滴或液膜出现周期性积聚，液雾场上呈“宝塔”状；③ 注 气量较大(图6(c))时，液雾场中液滴浓度周期性变化(图6中(c)#1和图6(c)#4的液滴浓度明显小于图6(c)#2和图6(c)#3)，甚至出现喷注过程断流情况，同时液雾场局部会伴随出现液滴积聚现象(见图6(c)#1和图6(c)#3)。

本文通过分析液雾场局部区域的图像亮度随时间的变化来评估喷注过程的振荡过程[22]。液雾场局部区域图像亮度既能反映液膜的局部褶皱或液滴的积聚，也能反应液雾场液滴浓度的总体变化。图像的亮度统计区域为矩形，其长边方向与喷注方向垂直，如图7所示。矩形的高度为7 mm，取值原则：兼顾振荡曲线的信噪比和较宽频率范围内振荡过程的分辨率；矩形的上沿距喷嘴出口约15 mm，取值原则：取值区域位于液雾场的雾化破碎区，同时尽量靠近喷嘴出口，以避免亮度统计区域的图像虚化(拍摄时的对焦平面位于喷嘴中心位置)。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。亮度无量纲化方法为：某工况下，亮度统计区域的亮度为Iimage，该工况下亮度统计区域的亮度平均值为Iav，则无量纲亮度In=(Iimage-Iav)/Iav。

图6 不同注气量下喷嘴01的喷注过程Fig.6 Injection processes of Injector 01 with different GLRs

图8给出了喷嘴01未注气时喷注过程的振荡曲线及幅频特性曲线，图9和图10分别给出了喷嘴01注气时喷注过程的振荡曲线和幅频特性曲线(图中，t为时间，Aimage为图像无量纲亮度振荡幅值，f为频率)。对比图8～图10可以看出：未注气时离心喷嘴喷注过程较平稳，幅频特性曲线无明显突频；注气后，喷注过程出现明显的周期性振荡；当注气量较小(GLR=0.60%或2.07%)时，喷注过程的振荡能量集中在约70～400 Hz，即被中频振荡[7]主导(振荡过程见图6(a)和图6(b))；注气量继续增加(GLR=5.55%)，喷注过程由低频振荡[7]主导(振荡过程见图6(c))，主频为1.5 Hz(定义：幅频特性曲线峰值位置的频率为主频)。图像局部亮度统计的方法在一定程度上实现了离心喷嘴喷注过程振荡强度的定量分析。

图7 图像亮度统计区域Fig.7 Regions for image intensity statistics

图8 未注气时喷嘴01喷注过程振荡特征Fig.8 Oscillation characteristics of injection processes of Injector 01 without gas injection

图11给出了不同注气量条件下喷嘴01、03、05喷注过程的幅频特性曲线的峰值及振荡主频(图中，Aamp为幅频特性曲线的峰值，fdominant为振荡主频)，可以看出：① 喷嘴01的振荡峰值最高，喷嘴05的振荡峰值最低；② 对喷嘴01，当注气量较高时喷注过程出现主频约1～3 Hz的振荡，且振荡峰值突增(见图11(a))；③ 总体上来说，随GLR增加，各喷嘴喷注过程的振荡主频呈减小趋势，且喷嘴03和05的振荡主频始终高于喷嘴01。

图9 注气时喷嘴01喷注过程的振荡曲线Fig.9 Oscillation curves of injection processes of Injector 01 with gas injection

图10 注气时喷嘴01喷注过程幅频特性Fig.10 Frequency characteristics of injection processes of Injector 01 with gas injection

图11 不同注气量条件下喷注过程的振荡峰值和振荡主频Fig.11 Amplitude and dominant frequency of injection processes with different GLRs

2.2 注气离心喷嘴喷注过程的稳定性

基于2.1节的分析，注气量及喷嘴结构不同时喷注过程的振荡特征差别较大。要了解这种差别的原因，有必要认识喷嘴上游的两相流型及气泡尺度。本文通过高速相机拍摄石英玻璃混合室内的两相流获得不同注气量和水流量条件下的两相流特征。

图12给出了各喷嘴在不同注气量下石英玻璃混合室内的两相流特征(高速相机拍摄区域靠近石英玻璃混合室的下沿，图中S01、S03、S05分别表示离心喷嘴01、03、05)。根据混合室内的两相流特征观测结果，混合室内的气液两相流型包括：泡状流、段塞流、环状流和雾式环状流[11]；通过增加注气量实现两相流型的改变。基于气、液相折算速度的两相流型如图13所示(图中，JG为管路气相折算速度，是管路内气相体积流量与供应管路截面积之比)。

图12 不同注气量下石英玻璃混合室内的两相流特征(视图旋转90°)Fig.12 Characteristics of two-phase flow in quartz glass mixing chamber with different GLRs (view rotated by 90°)

图13 石英玻璃混合室内的两相流型Fig.13 Two-phase flow pattern in quartz glass mixing chamber

图12和图13可以看出：① 注气量较小时，混合室内的两相流型为泡状流(气泡尺度<管路直径dL)，气泡弥散在管路内，随着注气量增加泡状流的气泡尺度和气泡密度均增加，其后气泡聚合形成段塞流(气泡尺度>dL)，注气量继续增加气泡会在混合室内进一步聚合并形成环状流(可视为气泡尺度≥dL)；②JL和JG较高时，气相与液相间的相互作用强烈，混合室内气泡无法聚合形成尺度大于dL的气泡，此时大量气泡弥散在管路中(见图12(c)#3)；③JL和JG进一步增加时，气相与液相间的相互作用进一步增强，混合室内出现雾式环状流(其形态见图12(b)#4和图12(c)#4)，此时壁面有薄液膜流动，大量液相和气相可能弥散在管路内中心；④ 对于泡状流，JL越大，气泡尺度越小且气泡密度越大，并能在较宽的JG范围内维持泡状流状态(这与文献[24]给出的研究结果一致)。定义气泡当量直径为dB，无量纲当量直径dBN=dB/dt，则有dBN(S05)>dBN(S03)>dBN(S01)。

综合对比分析2.1节及图12和图13，可知：①dBN越大，喷嘴喷注过程的振荡越强，频率特性曲线峰值越高(见图11(a))，原因可能是气泡流过喷嘴切向孔时会堵塞液相在切向孔内的流动[5,8,15]，气泡尺度较大且喷嘴切向孔直径较小时，离散的气泡群流过喷嘴对其切向孔的间歇性堵塞就越显著，则喷注过程的振荡越剧烈，文献[5，10]的研究也证明了这一点；② 对于泡状流和段塞流，由于喷前集液腔的存在，流过喷嘴的气泡难以同时堵塞全部切向孔并造成喷嘴断流，这一点与普通气泡雾化喷嘴的不同，而当气泡随机性堵塞某些切向孔时，喷嘴的流量会出现波动，喷注过程的液滴或液膜表现为间歇性积聚，即喷注过程具有Klystron效应(见图6(a)和图6(b))；③ 对于环状流，管路中的液相可能呈连续流态[10]，但其气柱在集液腔内可能形成与集液腔尺度相当的气泡，在某些时刻可能堵塞喷嘴的全部切向孔，造成喷注过程的流量大幅改变，甚至可能出现间歇性断流的情况，喷注过程振荡强度远高于泡状流和段塞流(见图11(a))，但对于普通气泡雾化喷嘴，环状流在喷孔内的流动可能是连续的[5]，喷注过程较稳定；④ 对于雾式环状流，管路中的液相亦为连续流态[10]，但流体从集液腔分流至离心喷嘴的4个切向孔时可能存在气液比例的随机性，喷注过程仍存在振荡，Klystron效应始终存在(如图14所示，图中箭头指向雾场中液滴积聚区)，这一点亦与普通气泡雾化喷嘴的不同；⑤ 管路内气泡密度和两相流型会影响喷注过程的振荡主频，随着注气量增加，喷注过程的振荡频率减小，原因可能是：注气量增加后，管路内气泡的密度或体积会增加，且气泡可能在混合室与喷嘴切向孔间的管路中发生聚合，进一步增加气泡的平均尺度，使气泡或气流对喷嘴切向孔的堵塞时间延长，喷嘴喷注过程的振荡频率降低。

图14 当两相流型为雾式环状流时喷嘴03和05的喷注图像Fig.14 Injection images of Injectors 03 and 05 when two-phase flow is in mist annular flow regime

3 结 论

为获得注气对离心喷嘴喷注过程稳定性的影响，在大气环境下，使用注气装置在敞口型离心喷嘴上游供应管路中注入空气，通过高速相机获得了喷嘴上游管路内的两相流型及离心喷嘴喷注过程的稳定性特征，采用图像区域亮度分析方法定量评估了喷注过程的振荡强度，研究结果表明：

1) 注气能显著影响敞口型离心喷嘴的雾化特征，随着注气量增加，雾化液膜破碎距离缩短且喷雾角减小。

2) 注气能显著改变喷嘴喷注过程的稳定性特征，注气后喷注过程出现明显振荡并伴随Klystron效应，气泡对切向孔的间歇性堵塞作用可能是喷注过程振荡及Klystron效应的原因。

3) 管路内气泡尺度较大且喷孔较小时，喷注过程的振荡幅值较大；随着注气量增加，喷注过程的振荡频率降低。

4) 气泡尺度及两相流型对喷注振荡过程的影响与普通气泡雾化喷嘴的显著不同，柱状流型时喷注过程出现1～3 Hz流量振荡且可能间歇性断流，雾化环状流型时喷注过程仍伴随明显的Klystron效应。