2. 陕西宇航科技工业有限公司,西安 710025
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大扩张比喷管在地面试车及发动机的起动、关机过程中都会发生流动分离。分离导致的流动不稳定往往产生较大的振动载荷,从而影响试验测试以及试车结果的评价,严重时还会对喷管和发动机的结构造成破坏,美国的J-2S发动机[1]、欧洲的Vulcain发动机[2]以及日本的LE-7A 发动机[3]在研制过程中均出现过因气流分离导致的试车故障。因此,深入研究流动分离现象,掌握相关机理和规律,对于提高火箭发动机的设计及试验测试水平具有重要意义。
关于流动分离,国外开展了大量的研究。文献[4-5]中数值仿真表明喷管中存在2种不同的分离模式,即FSS(Free Shock Separation)和RSS(Restricted Shock Separation),该结果已得到实验的广泛证实[6-8]。文献[9]研究发现,马赫盘后漩涡的阻碍作用是导致气流再附着发生RSS的重要因素;文献[10]则认为分离后的回流区是喷管内部激波反射的结果,认为TIC喷管是避免强烈侧向载荷的更好选择;文献[11]在研究中发现TIC 喷管中会发生“Quasi-RSS”,并认为这与喷管中的侧向载荷有很大关系。国内各科研院所和高校也对流动分离开展了相应研究；文献[12]采用数值仿真对燃烧室压强和喷管型面对流动分离的影响进行了研究；文献[13]对分离条件下喷管壁面的气动弹性响应进行了分析，未发现喷管周期性振动的变化；文献[14]采用流固耦合方法对喷管快速升压过程进行研究，结果表明喷管中的侧向载荷与升压过程的快慢有关。但上述研究均未对流动分离条件下气流本身的特性进行深入研究。
由于固体推进剂燃气组分复杂，高温高压两相流动使测试和分析的精度难以保证，而冷流试验具有工质气体组分简单，试验压强及流量易于控制，测量精度高等优点。且冷流条件与热流条件在分离机理上是相同的，因此采用冷流试验研究固体火箭发动机喷管的分离流动具有一定的实际意义。
本文对固体火箭发动机分离流场进行冷流试验研究，对试验的压强数据进行分析，以揭示分离点前后喷管壁面压强脉动特性。
1 试验装置及测试参数 1.1 试验装置试验喷管总长396mm，喉径为Φ40mm，喷管内型面为锥形，收敛半角为40°，扩张半角为15°，最大扩张比为30.25。喷管壁面处沿轴线分布11个测压孔，用以测量喷管内的压强分布，喷管型面及测点分布如图 1所示。
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| 图 1 喷管结构图 Fig.1 Configuration of test nozzle |
试验装置主要由空气供应系统、集气装置、试验台控制系统、压强测试系统和PXI数据采集系统组成，如图 2所示。
试验时，空气供应系统产生的高压空气通过管路进入集气装置，经控制系统调节至试验所需的压强后流入喷管，通过压强测试系统对喷管壁面的压强进行测量。
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| 图 2 试验装置照片 Fig.2 Photo of test facility |
根据流动分离特性，试验中在喷管入口及上游区域采用正压传感器测量，对于分离点附近及下游区域，由于压强低于大气压强，采用负压传感器进行测量。试验分离点位置由数值仿真结果得到，试验采用的正压测试系统及负压测试系统的静态校准精度分别为0.0678%～0.2119%、0.2518%～0.4470%。
试验采用动态传感器具有很高的固有频率，高频特性较好。由于负压传感器对工作环境压强非常敏感，为了避免喷管射流引射作用对近壁区大气压强产生影响从而造成测试误差，负压传感器采用测压管路引出至远离喷管外壁区。采用对测压管路充油的方法提高测压管路的动态响应频率，并采用Φ100mm标准动态压力激波管获得测压管路和压力传感器的动态校准数据。校准结果表明，压力测试系统在幅值误差为5%时的工作频带为10.1kHz。
由于固体火箭发动机主要部件固有频率一般不大于500Hz，对更高频率的压强脉动不敏感，因此数据采样频率选取为1000Hz，采样有效时长大于15s。
2 试验结果分析与讨论 2.1 测点位置与压强变化图 3为试验过程中喷管的外壁情况，从图中可以看出：喷管外壁上游发生冷凝现象，这是由于高压气体在喷管中膨胀加速，温度不断下降导致喷管外壁温度降低，空气中的水蒸气在喷管外壁遇冷凝结；喷管外壁下游无冷凝现象，原因是喷管中发生气流分离，分离点后气流速度降低，温度上升，同时分离区回流速度较低，使得气流与喷管内壁的对流换热效应减弱，喷管外壁温度接近外界环境。
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| 图 3 试验过程喷管外壁情况 Fig.3 Photo of nozzle in test |
根据试验结果，当入口总压升高时，测点压强呈现3种不同的变化趋势：测点压强持续升高，测点压强先降低后升高，测点压强基本不变且略低于环境压强。图 4～7分别为平滑后典型测点的压强-时间曲线，对应测点依次为入口测点、测点p1、测点p2和测点p8。
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| 图 4 入口测点压强-时间曲线 Fig.4 p-t curve at inlet |
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| 图 5 p1测点压强-时间曲线 Fig.5 p-t curve oftest point p1 |
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| 图 6 p2测点压强-时间曲线 Fig.6 p-t curve of test point p2 |
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| 图 7 p8测点压强-时间曲线 Fig.7 p-t curve oftest point p8 |
根据文献[15]，流动分离会造成壁面压强呈现图 8所示的分布规律，即:分离点前，壁面压强随着轴向距离的升高而降低，在分离点处达到最低；分离点后，壁面压强急剧升高；远离分离点的下游，壁面压强缓慢升高，在喷管出口处达到与环境压强基本一致。在环境压强不变条件下，分离点位置随入口压强的升高向喷管出口移动，且分离点前相同轴向位置的壁面压强与入口压强之比保持不变。根据上述规律，测点p1压强变化趋势与入口压强一致，随入口压强升高而升高，说明测点p1位于分离点上游；当入口压强较低时，测点p2压强随入口压强的升高而降低，达到最低值后，入口压强继续升高，p2压强也随之升高，说明在试验过程中，随着入口压强的升高，分离点位置由测点p2上游移动至p2下游；测点p8压强基本不变，且与环境压强基本一致，说明测点p8位于远离分离点的下游。
2.2 压强脉动特性分析
图 9给出了入口平均压强pc=4.28MPa时的壁面压强分布。从图中可以看出，沿喷管轴线方向，从测点p1到测点p5，壁面压强逐渐降低，平均压强由487.67kPa降低到36.65kPa，而到了测点p6，平均压强又迅速升高到68.90kPa，这表明试验压强下分离点位于测点p5和p6之间。
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| 图 9 试验壁面压强分布，pc=4.28MPa Fig.9 Wall pressure distribution by test,pc=4.28MPa |
分别选取分离点前后测点的压强数据进行分析，图 10为压强平稳段p4~p6和p11测点的压强-时间曲线。对该结果进行统计分析，结果如表 1所示。数据显示，分离点上游压强数据波动较小，且数据波动随着靠近分离点而减小，测点p4和p5的数据峰值分别为4.76和2.44kPa，对应的数据标准差分别为0.6642和0.3073kPa；分离点下游数据波动显著增大，测点p6和p11的数据峰峰值分别为12.26和14.61kPa，对应的数据标准差分别为1.5333和2.0707kPa。
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| 图 10 测点p4~p6、p11的压强-时间曲线,pc = 4.28MPa Fig.10 p-t curve of test points p4~p6、p11,pc = 4.28MPa |
| Points | pmin/kPa | pmax/kPa | (pmax-pmin)/kPa | pstd/kPa |
| p4 | 45.51 | 50.27 | 4.76 | 0.6642 |
| p5 | 35.27 | 37.71 | 2.44 | 0.3073 |
| p6 | 63.66 | 75.92 | 12.26 | 1.5333 |
| p11 | 84.27 | 98.88 | 14.61 | 2.0707 |
为进一步分析分离点前后压力脉动特性的差异，对平稳段测点压强数据进行傅里叶变换得到测点压强的频谱，结果如图 11～14所示。
压强数据的频谱分析结果表明，测点p4处压强脉动主要集中在2.2～23.8Hz频带，脉动主频率为18.6Hz，对应幅值0.1097kPa。测点p5处压强脉动突出频带为3.7～21.4Hz，脉动主频率为3.7Hz，对应幅值0.0219kPa，仅为测点p4主频脉动幅值的20%。这表明，分离点前壁面压强脉动主要为低频脉动，随着流动接近分离点，壁面压强脉动的低频成分会急剧减弱。
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| 图 11 测点p4数据频谱 Fig.11 Spectrum of pressure of test point p4 |
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| 图 12 测点p5数据频谱 Fig.12 Spectrum of pressure of test point p5 |
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| 图 13 测点p6数据频谱 Fig.13 Spectrum of pressure of test point p6 |
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| 图 14 测点p11数据频谱 Fig.14 Spectrum of pressure of test point p11 |
测点p6压强脉动主要集中在4.1～50Hz频带，脉动主频率为4.1Hz，对应幅值为0.1787kPa，为测点p5的8.16倍。这表明，气流流经分离点后，低频脉动会显著增强，这可能是由于测点p6位于分离点下游，该处边界层与壁面发生分离，并与外界回流空气相互作用造成。
靠近喷管出口的测点p11处低频压强脉动不明显，各频带脉动成分相当，但相对于分离点上游，壁面压强脉动在较高频带(＞50Hz)幅值有所增大。
通过以上压强数据分析可以发现，对于喷管中的分离流动，分离点前后气流的脉动特性有很大差异。分离点后时域曲线的峰峰值和频域曲线的幅值远大于分离点前，说明分离之前的流场比较稳定，湍流脉动较弱，流动分离之后，流场变得不稳定，湍流脉动效应明显增强。由于分离后气流的脉动幅度增大，对喷管扩张段的载荷也更大，因此在大面积比喷管的地面试车过程中，可能会因为分离后气流增大的动态载荷而导致喷管结构的破坏。另外，从测试结果的频域分析来看，分离后气流的低频脉动尤为突出，因此在实际喷管设计中，应该注意喷管的模态等特性，避免与气流激励发生耦合引起喷管的共振。
3 结 论通过对流动分离条件下大扩张比喷管的冷流试验，可以得到以下结论：
(1) 大扩张比喷管在地面条件下会发生流动分离：分离点前壁面压强随入口压强升高而升高；靠近分离点的下游，壁面压强随入口压强的升高而下降；远离分离点的下游，壁面压强基本不变，且与环境压强一致，可以据此判断测点与分离点的相对位置；
(2) 流动分离条件下，分离点前后的流动特性有很大差异。分离点前的流场比较稳定，压强脉动较弱，流动分离后，压强脉动效应显著增强，随着远离分离点，压强脉动减弱，但强于分离点上游；
(3) 冷流条件下，分离点后的压强脉动主要集中在50Hz以内的低频带，流动分离产生的低频压强脉动可能导致喷管发生共振并造成结构破坏。
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