劉俊彥,王健儒,許團(tuán)委,李軍偉,馬寶印

(1.中國航天科技集團(tuán)有限公司四院四十一所,西安 710025;2.北京理工大學(xué) 宇航學(xué)院,北京 100081)

0 引言

燃燒不穩(wěn)定是燃燒器在燃燒過程中出現(xiàn)自激壓力振蕩的現(xiàn)象[1-5],固體火箭發(fā)動機(jī)中的燃燒不穩(wěn)定會引起發(fā)動機(jī)強(qiáng)烈振動,內(nèi)彈道曲線異常,甚至燃燒中斷,嚴(yán)重時可能造成發(fā)動機(jī)因超壓而失效或爆炸[6]。熱聲不穩(wěn)定是燃燒不穩(wěn)定最為主要的一種形式,屬于聲不穩(wěn)定燃燒,其特點是壓力振蕩的頻率與燃燒室聲腔的固有聲振頻率接近,本質(zhì)是熱源的放熱與聲場環(huán)境存在正反饋機(jī)制[7]。

熱聲不穩(wěn)定燃燒的機(jī)理十分復(fù)雜,影響熱聲不穩(wěn)定的增益和阻尼因素眾多,前人對此做了大量理論和實驗研究。楊向明等[8]研究了噴管潛入段對翼柱體聲腔模態(tài)的影響,發(fā)現(xiàn)潛入段空腔對低頻時的軸向聲模態(tài)影響很小,但使切向振型的固有頻率值減小。王大鵬等[9]通過分析不同裝藥結(jié)構(gòu)燃燒室的聲模態(tài)和聲學(xué)響應(yīng),發(fā)現(xiàn)特征結(jié)構(gòu)不同的發(fā)動機(jī)的聲頻特性有顯著差異,可以通過更改特征結(jié)構(gòu),增強(qiáng)發(fā)動機(jī)聲學(xué)穩(wěn)定性。李國能等[10]進(jìn)行了Rijke預(yù)混燃燒器內(nèi)熱聲不穩(wěn)定的試驗研究,發(fā)現(xiàn)化學(xué)當(dāng)量比對熱聲不穩(wěn)定的強(qiáng)度有重要的影響,富燃?xì)夥障翿ijke燃燒器更容易出現(xiàn)熱聲不穩(wěn)定燃燒。MURAT等[11]使用后向臺階燃燒室研究了當(dāng)量比振蕩對燃燒動力學(xué)的影響,使用CH*化學(xué)發(fā)光測量技術(shù)獲得了燃燒過程中的瞬時熱釋放速率,發(fā)現(xiàn)燃燒動力學(xué)主要受火焰-渦相互作用的控制,而當(dāng)量比振蕩對燃燒動力學(xué)有次要影響。蘇萬興[12]使用大渦模擬的數(shù)值方法研究了大長徑比、翼柱形裝藥發(fā)動機(jī)工作末期的燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象,揭示了發(fā)動機(jī)工作末期出現(xiàn)不穩(wěn)定的機(jī)理。BLOMSHIELD[13]認(rèn)為固體發(fā)動機(jī)裝藥末端復(fù)雜結(jié)構(gòu)的大燃面容易引發(fā)強(qiáng)烈的壓力振蕩,對于翼柱裝藥的發(fā)動機(jī),建議采用翼柱前置的方案,避免產(chǎn)生壓力振蕩,并提供一定的頭部空腔阻尼。ANTHOINE 等[14]通過實驗研究發(fā)現(xiàn)噴管潛入式空腔會導(dǎo)致渦聲耦合,且隨著空腔體積增大,壓力振蕩會進(jìn)一步增強(qiáng)。GALLIER 等[15]采用數(shù)值模擬的方法發(fā)現(xiàn)鋁粒子的分布燃燒釋熱過程會與發(fā)動機(jī)一階聲模態(tài)之間發(fā)生耦合,引起熱聲耦合振蕩現(xiàn)象。馬寶印等[16]研究了阻尼環(huán)對熱聲振蕩的阻尼作用機(jī)理,發(fā)現(xiàn)安裝阻尼環(huán)能夠明顯抑制燃燒室內(nèi)的熱聲壓力振蕩,但是也激發(fā)出了壓力振蕩的高頻成分。

針對全尺寸固體火箭發(fā)動機(jī)實驗成本高、周期長,多工況的實驗難以開展的缺點,本文設(shè)計一種縮比固體火箭發(fā)動機(jī)熱聲實驗裝置,以平面火焰圓柱形燃燒室模擬固體火箭發(fā)動機(jī)燃燒室,為了便于多工況實驗的開展,較大程度簡化發(fā)動機(jī)的一部分參數(shù)和結(jié)構(gòu),研究主要影響因素,從宏觀角度研究化學(xué)當(dāng)量比和聲腔結(jié)構(gòu)對固體火箭發(fā)動機(jī)熱聲不穩(wěn)定的影響規(guī)律,為全尺寸固體火箭發(fā)動機(jī)熱聲不穩(wěn)定的研究奠定基礎(chǔ)。

1 實驗系統(tǒng)

為了研究化學(xué)當(dāng)量比和聲腔結(jié)構(gòu)對固體火箭發(fā)動機(jī)熱聲不穩(wěn)定的影響規(guī)律,本文設(shè)計了如圖1(a)所示的平面火焰實驗裝置,實驗裝置主要包括燃料供給系統(tǒng)、燃燒裝置和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)三部分。平面燃燒器使用液化石油氣氣體燃料和空氣預(yù)混燃燒,以模擬固體推進(jìn)劑的燃燒放熱過程。平面火焰圓柱形燃燒室與固體火箭發(fā)動機(jī)燃燒室的最大差異是熱量來源,固體火箭發(fā)動機(jī)燃燒室中的熱源主要來自于固體推進(jìn)劑的燃燒表面,而本實驗使用的平面火焰圓柱形燃燒室的熱源來自于平面火焰燃燒器產(chǎn)生的預(yù)混火焰,兩種熱源的燃燒放熱方式存在差異,但考慮到固體推進(jìn)劑的燃燒放熱過程主要發(fā)生在氣相燃燒區(qū),可用預(yù)混氣體的燃燒近似替代。

(a)Experimental system (b)Structure of combustion chamber

燃料供給系統(tǒng)主要負(fù)責(zé)液化石油氣和空氣的預(yù)混和輸送,液化石油氣通過浮子流量計(LZB-10,量程4～40 L/min,溫度范圍-20～70 ℃,精度±4%)調(diào)節(jié)流量,空氣采用壓縮空氣,通過浮子流量計(LZB-3,量程0.16～1.6 L/min,溫度范圍-20～70 ℃,精度±4%)控制流量,經(jīng)過減壓閥與液化石油氣在三通閥和混合器中形成完全預(yù)混合氣,預(yù)混氣體通過連接在基座上的調(diào)節(jié)桿進(jìn)入燃燒室,并在平面燃燒器上燃燒產(chǎn)生熱源。

燃燒裝置的結(jié)構(gòu)如圖1(b)所示,其中燃燒室由不同長度的分段燃燒室通過法蘭連接,以實現(xiàn)總長度L可調(diào),內(nèi)徑dcom=150 mm。燃燒室中裝有鋁制的錐孔模擬藥柱,作為燃燒室的結(jié)構(gòu)阻尼而不參與燃燒,采用4種不同的藥型結(jié)構(gòu),模擬發(fā)動機(jī)在不同工作時刻的聲腔結(jié)構(gòu)。圖2為4種模擬藥柱的結(jié)構(gòu)示意圖,內(nèi)孔直徑d分別為60、80、100、120 mm,前錐角均為60°,后錐角均為30°,藥柱長度Lg=470 mm,通過更換藥柱來改變?nèi)紵业穆暻唤Y(jié)構(gòu),以研究聲腔結(jié)構(gòu)對熱聲振蕩的影響。平面燃燒器在燃燒室中的位置xH=767 mm,聲壓傳感器的位置Lm=520 mm,噴管喉部直徑15 mm。燃燒室下端提供了隔音的封閉邊界,上端出口處的拉瓦爾噴管提供一個聲音開放邊界,為燃燒室內(nèi)壓力振蕩的測量提供了一個明確的聲學(xué)邊界條件。燃燒室內(nèi)的聲壓波動由聲壓傳感器(BSWA MPA416,靈敏度43.3 mV/Pa,量程0～130 dB)采集,采集卡為NI采集卡(采樣頻率20 kHz)。文中平面燃燒器和傳感器位置分別指平面燃燒器和傳感器中心點至發(fā)動機(jī)封閉端的距離。實驗使用的液化石油氣由75%丁烷和25%丙烷組成,燃燒的主要產(chǎn)物是H2O、CO2和CO,燃燒效率為0.9時,絕熱燃燒溫度2039 K。與實際發(fā)動機(jī)燃燒室的高壓環(huán)境不同,本實驗在常壓下進(jìn)行,但聲模態(tài)變化,結(jié)構(gòu)阻尼以及熱聲耦合的結(jié)論對于實際發(fā)動機(jī)依然是適用的。因為高壓對聲模態(tài)影響不大,主要是影響推進(jìn)劑燃燒特性;另外,本研究主要關(guān)注聲腔結(jié)構(gòu)的聲模態(tài)、阻尼以及熱聲耦合,在誤差范圍內(nèi)可以不考慮平均壓力,這樣就把復(fù)雜的實際固體發(fā)動機(jī)實驗簡化到常規(guī)實驗條件,更便于研究。

圖2 不同內(nèi)徑藥柱結(jié)構(gòu)

本文首先對不同聲腔結(jié)構(gòu)的燃燒室的固有模態(tài)進(jìn)行了計算分析,然后分別進(jìn)行了化學(xué)當(dāng)量比和藥柱結(jié)構(gòu)對熱聲不穩(wěn)定影響的實驗研究,最后對實驗和仿真結(jié)果進(jìn)行了對比分析,得到了化學(xué)當(dāng)量比和藥柱結(jié)構(gòu)對熱聲不穩(wěn)定的影響規(guī)律。

2 結(jié)果與討論

2.1 聲腔固有模態(tài)計算

熱聲不穩(wěn)定的最顯著特征是壓力振蕩的頻率與燃燒室聲腔的一階或多階固有頻率相近,因此研究燃燒室聲腔的固有模態(tài)是十分重要的,為了驗證實驗中產(chǎn)生的振蕩是否為熱聲振蕩,本節(jié)分別使用理論解析式和數(shù)值模擬計算代碼計算得到了聲腔的固有模態(tài)。

當(dāng)燃燒室尺寸滿足dcom/λ<0.5時,燃燒室內(nèi)聲波傳播可以看作一維系統(tǒng),沿軸向傳播平面聲波。其中,λ是聲波波長,dcom是燃燒室直徑。一維平面波的波動方程為

(1)

式中c0為聲速;p為聲壓。

對于一端封閉,一端開放的圓柱形燃燒室,其邊界條件為

x=0處,u(0,t)=0

(2)

(3)

其中,x=0處為閉口,x=L處為開口,Zrad為開口的聲阻抗。將邊界條件代入到波動方程中,可推導(dǎo)得到聲腔固有頻率的理論解析解[17]:

(4)

式中fn為固有頻率;n為模數(shù);Leff為燃燒室聲腔的等效長度,Leff=L+0.6a,a為半徑。

由理論解析式可得實驗用的圓柱形燃燒室聲腔的一階固有頻率為76.3 Hz,二階固有頻率為228.9 Hz。

由于理論解析式無法求解復(fù)雜結(jié)構(gòu)聲腔的固有頻率,本文使用了一個低階熱聲求解器OSCILOS計算不含模擬藥柱和含有不同內(nèi)徑模擬藥柱燃燒室聲腔的固有模態(tài)。OSCILOS是一種模擬熱聲耦合不穩(wěn)定燃燒的開源源代碼,使用低階聲學(xué)網(wǎng)絡(luò)模型將燃燒室的幾何形狀表示為一個由簡單幾何模塊組成的網(wǎng)絡(luò),假設(shè)聲波是一維的,每個幾何模塊內(nèi)的平均流動變量是恒定的,相鄰的模塊通過聲學(xué)傳遞矩陣[18]連接起來,通過求解一維平面波的波動方程,獲得聲腔的縱向模態(tài)。該代碼已通過實驗驗證[19-20],并用于熱聲學(xué)分析。

圖3為在OSCILOS中使用的熱聲網(wǎng)絡(luò)模型。S1是藥柱段,其內(nèi)徑是可變的;S2是空腔段,熱源在S2段的位置與實驗一致。入口平均流壓力為101 325 Pa、溫度為293.15 K,火焰后的溫度設(shè)為500 K(與實驗一致),進(jìn)口設(shè)為封閉入口,出口為開放出口。

圖3 熱聲網(wǎng)絡(luò)模型

表1為計算得到的不同藥柱內(nèi)徑d的前二階縱向固有頻率。可以看到,由于燃燒室具有復(fù)雜的結(jié)構(gòu),并非規(guī)則的圓柱體,二階固有頻率不是一階固有頻率的整數(shù)倍。同時可以看到,藥柱內(nèi)徑越小,前兩階固有頻率越大,根據(jù)固有頻率的理論解析式可知這是由于隨著藥柱內(nèi)徑變小,燃燒室聲腔的等效長度減小,導(dǎo)致固有頻率增大。

表1 不同藥柱內(nèi)徑下的前二階固有頻率

2.2 化學(xué)當(dāng)量比對熱聲振蕩的影響研究

2.2.1 實驗工況

本節(jié)主要研究不同化學(xué)當(dāng)量比φ對熱聲振蕩的影響?；瘜W(xué)當(dāng)量比是指燃料完全燃燒理論需要的空氣量與實際供給的空氣量之比,當(dāng)量比大于1,表示可燃混合氣中含有的實際空氣量小于所需的理論空氣量,即空氣量不足。反之,當(dāng)量比小于1,表示可燃混合氣中含有的實際空氣量超過所需的理論空氣量,即空氣量過剩。實驗使用的是長度為920 mm的不含藥柱的燃燒室,實驗過程中保持空氣的流量不變,通過調(diào)節(jié)液化石油氣的流量控制化學(xué)當(dāng)量比,表2為實驗工況。

表2 實驗工況

2.2.2 壓力振蕩波形

圖4為3個典型當(dāng)量比下的壓力振蕩波形圖及φ=1.05時單個振蕩周期的放大圖。

(a)Pressure oscillation(φ=0.96)

由圖4可見,當(dāng)φ=0.96時,燃燒室中只有極小振幅的無規(guī)則壓力波動,此時燃燒室中還沒有產(chǎn)生熱聲振蕩,當(dāng)φ=1.05時,燃燒室中出現(xiàn)了周期性變化的壓力振蕩,平均振蕩幅值在15 Pa左右,說明存在一個下極限當(dāng)量比,使得燃燒室中能夠激發(fā)出熱聲振蕩,該下極限當(dāng)量比應(yīng)該在0.96和1.05之間;當(dāng)φ=1.31時,燃燒室中的熱聲振蕩幅值繼續(xù)增大并達(dá)到最大值35.4 Pa。

圖5為熱聲振蕩幅值隨化學(xué)當(dāng)量比的變化趨勢圖?？梢钥吹?隨著φ逐漸增大,燃燒室中的壓力振蕩幅值逐漸增大,在φ=1.31時達(dá)到峰值35.4 Pa,隨后壓力振蕩幅值隨著φ的增大而減小。這是由于化學(xué)當(dāng)量比的變化導(dǎo)致放熱率與壓力振蕩之間的相位差發(fā)生改變,從而影響熱聲耦合的強(qiáng)度,使壓力振蕩幅值發(fā)生改變。

圖5 熱聲振蕩幅值隨化學(xué)當(dāng)量比的變化趨勢圖

2.2.3 頻譜分析

圖6為不同工況的頻譜圖。可以看到,不同化學(xué)當(dāng)量比下壓力振蕩的主頻率均在216 Hz左右,與仿真計算得到的燃燒室的二階固有頻率接近,說明此時燃燒室中的壓力振蕩為二階熱聲振蕩。在φ=1.31的頻譜圖中觀察到了頻率為431 Hz的倍頻聲波,該頻率的聲波在其他當(dāng)量比的結(jié)果也有出現(xiàn),但幅值都極小,說明當(dāng)φ=1.31時,不僅燃燒室中的主頻振蕩幅值達(dá)到最大,也更容易激發(fā)出更高階的振蕩。

圖6 不同化學(xué)當(dāng)量比的聲壓頻譜圖

2.3 藥柱內(nèi)徑對熱聲振蕩的影響研究

本節(jié)主要研究不同藥柱內(nèi)徑d對熱聲振蕩的影響,實驗采用的是長度為920 mm的含有四種不同內(nèi)徑藥柱(60、80、100、120 mm)的燃燒室。調(diào)節(jié)化學(xué)當(dāng)量比使燃燒室中產(chǎn)生極限環(huán)壓力振蕩,獲得了兩種當(dāng)量比下不同藥柱內(nèi)徑的熱聲振蕩結(jié)果。

2.3.1φ=1.31不同藥柱內(nèi)徑對熱聲振蕩的影響

圖7和圖8為φ=1.31不同內(nèi)徑藥柱下的壓力振蕩波形和頻譜分析圖。

圖7 φ=1.31不同內(nèi)徑藥柱下的聲壓波動

圖8 φ=1.31不同內(nèi)徑藥柱下的頻譜圖

由圖7和圖8可以看到,在該當(dāng)量比下不同藥柱內(nèi)徑燃燒室中的熱聲振蕩頻率均在80 Hz左右,與仿真計算得到的燃燒室的一階固有頻率吻合,說明燃燒室中產(chǎn)生的是一階熱聲振蕩。對比不同內(nèi)徑藥柱下的壓力振蕩幅值可以看到在該當(dāng)量比下,燃燒室內(nèi)的一階熱聲振蕩幅值隨著藥柱內(nèi)徑的增大而減小。

圖9為燃燒室中激發(fā)出熱聲振蕩時的火焰圖像,此時的火焰會隨著時間有規(guī)律的跳動,燃燒過程明顯出現(xiàn)了純音,表現(xiàn)出單一的振蕩頻率。

圖9 熱聲振蕩的火焰圖像

圖10是φ=1.31一階頻率的計算值和實驗值隨藥柱內(nèi)徑的變化圖?？梢钥吹?一階頻率的實驗值相對于計算值偏大,并且隨著藥柱內(nèi)徑的增大,一階頻率的計算值和實驗值都呈現(xiàn)出減小的趨勢;這是由于隨著藥柱內(nèi)徑增大,燃燒室的等效長度增大,導(dǎo)致固有頻率減小,固有頻率所對應(yīng)的熱聲振蕩頻率也相應(yīng)減小。

圖10 一階頻率隨藥柱內(nèi)徑的變化圖

2.3.2φ=1.22不同藥柱內(nèi)徑對熱聲振蕩的影響

圖11和圖12為φ=1.22不同內(nèi)徑藥柱的壓力波形和頻譜分析圖。對比圖8與圖12的結(jié)果可知,化學(xué)當(dāng)量比減小到1.22時,在藥柱直徑為80、100、120 mm的燃燒室中的熱聲振蕩出現(xiàn)了模態(tài)轉(zhuǎn)換現(xiàn)象,熱聲振蕩的主頻率從一階頻率變?yōu)?10 Hz左右的二階頻率;在藥柱直徑為60 mm的燃燒室中熱聲振蕩依舊維持著一階模態(tài),沒有出現(xiàn)模態(tài)轉(zhuǎn)換現(xiàn)象。模態(tài)轉(zhuǎn)換的成因復(fù)雜,也是熱聲不穩(wěn)定的一個研究方向,但不在本文的研究范圍之內(nèi),故不對該現(xiàn)象作進(jìn)一步分析。將圖11和圖4中相同當(dāng)量比下不含藥柱的試驗結(jié)果對比發(fā)現(xiàn),在燃燒室中加入藥柱后,二階熱聲振蕩的幅值減小,可見藥柱結(jié)構(gòu)有效的抑制了二階熱聲振蕩。

圖11 φ=1.22不同內(nèi)徑藥柱下的聲壓波動

圖12 φ=1.22不同內(nèi)徑藥柱下的頻譜圖

圖13為二階頻率隨藥柱內(nèi)徑的變化圖。可以看到,二階頻率的實驗值隨藥柱內(nèi)徑的變化不大,且與仿真計算的結(jié)果吻合較好。

圖13 二階頻率隨藥柱內(nèi)徑的變化圖

圖14為一階和二階熱聲振蕩的幅值隨藥柱內(nèi)徑的變化圖?？梢钥吹?隨著藥柱內(nèi)徑的增大,一階振幅逐漸減小,二階振幅逐漸增大,可見藥柱內(nèi)徑對不同頻率的振蕩有不同的作用。但從總體上看,藥柱內(nèi)徑對一階振幅的影響更為明顯:隨著藥柱內(nèi)徑的增加。一階振幅急劇減小,而二階振幅只有小幅增加,下文將進(jìn)一步分析藥柱結(jié)構(gòu)特性對熱聲振蕩的阻尼作用。

圖14 一階和二階熱聲振蕩的幅值隨藥柱內(nèi)徑的變化

2.3.3 藥柱結(jié)構(gòu)特性對熱聲振蕩的阻尼作用分析

固體發(fā)動機(jī)中存在各種阻尼因素,主要包括噴管阻尼、壁面阻尼、微粒阻尼、氣體流動造成的聲能損失等,藥柱對熱聲振蕩的阻尼作用主要是通過改變喉通比從而改變噴管阻尼實現(xiàn)的。噴管阻尼的大小一般用噴管的阻尼系數(shù)表示:

(5)

本節(jié)使用穩(wěn)態(tài)波衰減法對上文中4種不同藥柱內(nèi)徑下的噴管阻尼進(jìn)行測量,工況與2.3.1節(jié)保持一致。

使用穩(wěn)態(tài)波衰減法[22]測量噴管阻尼時,首先要調(diào)節(jié)化學(xué)當(dāng)量比,使燃燒室中產(chǎn)生熱聲振蕩并達(dá)到極限環(huán)狀態(tài),此時切斷熱源,燃燒室中的壓力振蕩會以指數(shù)形式自然衰減,通過測量衰減過程中的聲壓信號,獲得聲壓隨時間的衰減曲線,將衰減過程的聲壓幅值繪制在半對數(shù)坐標(biāo)系內(nèi),所得曲線的斜率即為衰減系數(shù):

(6)

不考慮燃燒室壁面帶來的阻尼以及氣體流動帶來的聲能損失,可將上式中的αN視為噴管阻尼。

圖15為不同藥柱內(nèi)徑下的聲壓衰減曲線。可以看到,雖然不同藥柱內(nèi)徑下聲壓衰減的起始值不同,但都近似以指數(shù)形式逐漸衰減至零附近。

(a)Sound pressure attenuation(d=60 mm) (b)Sound pressure attenuation(d=80 mm)

圖16分別繪制了使用穩(wěn)態(tài)波衰減法得到的阻尼系數(shù)和使用理論公式計算得到的阻尼系數(shù)?？梢钥吹?實驗值的絕對值相對理論值的絕對值偏小。這是因為使用穩(wěn)態(tài)波衰減法測量阻尼系數(shù)時,雖然切斷了熱源,但平面燃燒器的溫度依然很高,會繼續(xù)向四周傳熱,對熱聲振蕩產(chǎn)生增益,使衰減系數(shù)的絕對值減小。還可以看到,隨著藥柱內(nèi)徑的增大,阻尼系數(shù)的實驗值和理論值表現(xiàn)出相同的規(guī)律:阻尼系數(shù)的絕對值隨著藥柱內(nèi)徑的增大而減小。這表明藥柱內(nèi)徑越大,藥柱對熱聲振蕩的阻尼作用越小,這主要是因為藥柱內(nèi)徑的增大會導(dǎo)致燃燒室空腔體積增大,空腔能夠容納的聲能也增加,從而導(dǎo)致阻尼減小。在發(fā)動機(jī)的工作過程中,隨著燃面不斷退移,藥柱的內(nèi)徑逐漸變大,藥柱的阻尼作用也就越來越小,導(dǎo)致發(fā)動機(jī)工作末期穩(wěn)定性降低,出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象的風(fēng)險增加。

圖16 不同藥柱內(nèi)徑下的阻尼系數(shù)

3 結(jié)論

(1)在920 mm長度不含藥柱的燃燒室中,隨著化學(xué)當(dāng)量比的增加,熱聲振蕩的幅值先增加、后減小,振幅在φ=1.31處達(dá)到最大值35.4 Pa,說明化學(xué)當(dāng)量比會顯著影響熱聲振蕩的幅值;隨著化學(xué)當(dāng)量比的改變,燃燒室中的熱聲振蕩的主頻率幾乎沒有發(fā)生變化,只在某些工況下激發(fā)出了較小幅值的更高頻率的振蕩。

(2)含有不同內(nèi)徑藥柱的燃燒室在兩種不同化學(xué)當(dāng)量比下出現(xiàn)了模態(tài)轉(zhuǎn)換現(xiàn)象,該現(xiàn)象機(jī)制復(fù)雜,本文沒有對成因作深入分析,而是對比分析了不同藥柱內(nèi)徑對一階和二階振蕩的影響。隨著藥柱內(nèi)徑的增大,燃燒室的等效長度增大,導(dǎo)致前兩階模態(tài)的固有頻率減小,兩種不同化學(xué)當(dāng)量比下的實驗結(jié)果分別對應(yīng)前兩階模態(tài)。隨著藥柱內(nèi)徑的增大,一階不穩(wěn)定的聲壓振幅逐漸減小,二階不穩(wěn)定的聲壓振幅逐漸增大。

(3)分析了不同藥柱內(nèi)徑對熱聲振蕩的阻尼作用,實驗和理論計算結(jié)果表明,藥柱內(nèi)徑增大會導(dǎo)致阻尼系數(shù)的絕對值減小,在發(fā)動機(jī)的工作過程中,隨著燃面不斷退移,藥柱的內(nèi)徑逐漸變大,導(dǎo)致藥柱的阻尼作用減小,出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象的風(fēng)險增加。