頭部空腔對固體火箭發(fā)動機(jī)壓強(qiáng)振蕩抑制作用的數(shù)值研究①

張 嶠，李軍偉，蘇萬興，張 雁，王寧飛

(北京理工大學(xué) 宇航學(xué)院，北京 100081)

0 引言

不穩(wěn)定燃燒是固體火箭發(fā)動機(jī)研制過程中常遇到的棘手問題之一。早期的固體火箭發(fā)動機(jī)大多用于戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈，有50%以上的發(fā)動機(jī)存在不同程度的不穩(wěn)定燃燒現(xiàn)象，輕則引起內(nèi)彈道曲線異常，重則引起發(fā)動機(jī)爆炸，導(dǎo)致災(zāi)難性后果［1］。20世紀(jì)70年代開始，為了提高能量，在固體推進(jìn)劑中加入鋁粉等金屬燃料，其燃燒產(chǎn)物對高頻不穩(wěn)定燃燒有很強(qiáng)的抑制作用，基本清除了不穩(wěn)定燃燒現(xiàn)象［2］，之后國內(nèi)的相關(guān)研究工作趨于停滯，國外對戰(zhàn)術(shù)發(fā)動機(jī)不穩(wěn)定燃燒的研究報道也較為罕見。

航天推進(jìn)、火箭導(dǎo)彈技術(shù)的發(fā)展對固體火箭發(fā)動機(jī)提出了高裝填、大推力比、初始大推力、低特征信號(采用無鋁推進(jìn)劑)等要求，這對不穩(wěn)定燃燒的研究提出新課題。國外大型運(yùn)載火箭的助推器相繼使用大型分段式固體火箭發(fā)動機(jī)。這些發(fā)動機(jī)的共同特點是軸向長度長、且長徑比大(大于10)，裝藥復(fù)雜并存在許多突變截面，段與段之間還裝配絕熱環(huán)［3－5］。

由于聲振頻率很小，根據(jù)經(jīng)典微粒阻尼理論，顆粒抑制劑粒徑須達(dá)到幾百微米，這是不易實現(xiàn)的。其次，大長徑比發(fā)動機(jī)最顯著的特點是極易在內(nèi)流場中產(chǎn)生旋渦脫落，渦/聲耦合、渦/噴管耦合、分布燃燒等諸多增益因素在此工況下作用顯著［6－7］。此流場條件下，加入顆粒有時甚至?xí)沟脡簭?qiáng)振幅加強(qiáng)［8］。因此，傳統(tǒng)的微粒抑振理論無法對工程起到充分的指導(dǎo)作用。

近20年來，法國國家空間研究中心(CNES)與法國國家宇航研究院(ONERA)在對大型固體助推器P230的大量點火試驗中發(fā)現(xiàn)，改變裝藥結(jié)構(gòu)對改善大長徑比發(fā)動機(jī)中壓強(qiáng)振蕩效果顯著［9－10］。Anthoine等人［11－14］以VKI冷氣實驗發(fā)動機(jī)為基礎(chǔ)，對潛入式噴管處的渦/聲耦合現(xiàn)象進(jìn)行了大量的實驗與數(shù)值模擬。研究表明，發(fā)動機(jī)壓強(qiáng)振幅與尾部潛入式空腔的容積成正比，減小裝藥尾端空腔是減弱壓強(qiáng)振蕩的方法之一。西北工業(yè)大學(xué)何國強(qiáng)課題組對此結(jié)論也進(jìn)行了數(shù)值與實驗驗證［15－16］。Blomshield建議設(shè)計人員最好不要將燃燒室尾端作為主燃面區(qū)域，尾端的復(fù)雜燃面容易引發(fā)強(qiáng)烈的振蕩［17］。近幾年中，國內(nèi)在研的一些型號發(fā)現(xiàn)不穩(wěn)定燃燒后，有的雖然通過將翼柱結(jié)構(gòu)首尾對換的方式解決了壓強(qiáng)振蕩問題，但仍缺乏足夠的理論支持。

綜上可知，通過改變藥型以改善壓強(qiáng)振蕩是目前國內(nèi)外共同關(guān)注的課題。國外相關(guān)研究大多數(shù)集中在尾部容腔［18］，頭部裝藥結(jié)構(gòu)變化對壓強(qiáng)振蕩的影響規(guī)律極少公開報道。本文以此為出發(fā)點，采用大渦模擬湍流模型，在VKI冷氣實驗部分工況的基礎(chǔ)上，結(jié)合瑞利準(zhǔn)則開展數(shù)值研究，證實了頭部空腔對壓強(qiáng)振蕩抑制作用的可行性，總結(jié)了頭部裝藥結(jié)構(gòu)的抑振規(guī)律。

1 計算模型與數(shù)值算法

1.1 控制方程及離散格式

通過在傅里葉空間或構(gòu)型空間將隨時間變化的N－S方程進(jìn)行濾波得到控制方程，濾波函數(shù)為

其中，V是計算單元體積。考慮到氣體的可壓縮性，利用Favre平均對控制方程進(jìn)行簡化:

不考慮化學(xué)反應(yīng)，僅計算單組分工質(zhì)，濾波后連續(xù)方程、動量方程與能量方程為

式中 “—”表示Reynolds平均;“～”表示Favre平均。

將氣體工質(zhì)作理想氣體處理，物性參數(shù)如表1所示。為簡化計算，假設(shè)物性參數(shù)不隨溫度變化。

表1 物性參數(shù)Table 1 Physical properties for calculation

采用 WALE(Wall－Adapting Local Eddy－Viscosity)亞格子模型［19］，對亞格子應(yīng)力張量進(jìn)行封閉。亞格子熱通量張量及亞格子尺度粘性力變形功可分別表示為

式中 Cε為常數(shù)，Cε=1.1。

為了避免中心差分格式產(chǎn)生的數(shù)值振蕩，連續(xù)方程與動量方程采用BCD(Bounded central differencing)格式進(jìn)行離散，能量方程則采用Power Law格式以加速收斂。時間離散使用二階隱式歐拉格式，計算步長1 ×10－6s，庫朗特數(shù)為0.5。

1.2 計算區(qū)域

根據(jù)VKI實驗工況進(jìn)行建模［11］，基本計算區(qū)域如圖1所示，發(fā)動機(jī)長徑比約為10。為了更加真實模擬大長徑比發(fā)動機(jī)內(nèi)流場，發(fā)動機(jī)采用徑向進(jìn)氣。為了產(chǎn)生壓強(qiáng)振蕩，在距頭部0.5 m處安裝隔板，以誘發(fā)渦/聲耦合。旋渦具有強(qiáng)三維特性，雖然軸對稱模型不能很好地模擬旋渦拉伸現(xiàn)象，但三維模型計算量太大。文獻(xiàn)［20－22］使用二維大渦模擬成功地預(yù)估了若干型號發(fā)動機(jī)的振蕩特性。因此，本文仍采用二維軸對稱模型。為了更好地識別邊界層區(qū)域，網(wǎng)格沿徑向加密，保證y+≤2。對于各種工況，計算網(wǎng)格數(shù)量約為12萬。

1.3 邊界條件與初始條件

依照VKI實驗條件，入口溫度T=285 K，入口質(zhì)量通量=2 kg/(m2·s)，噴喉半徑 r=0.015 m。由于氣體在拉瓦爾噴管中加速達(dá)到超音速，出口截面參數(shù)外推求得。以入口靜壓p=0.18 MPa、入口流速u=1 m/s對流場進(jìn)行初始化。

1.4 有限元聲振型計算方法

聲腔模態(tài)方程的單元矩陣形式為

式中 ［Kf］為聲剛度矩陣;［Mf］為聲質(zhì)量矩陣;{p}為聲特征向量;ωa為特征根。

模型表面定義零位移約束。使用有限元法(FEA)求得圓周頻率ωa，進(jìn)而求得聲振頻率fa。

2 實驗對比

2.1 流場特性

對基本工況進(jìn)行計算，發(fā)動機(jī)隔板后側(cè)典型的渦量等值線圖如圖2所示，每幅圖之間間隔2 ms。可看出，由于發(fā)動機(jī)長徑比較大，且存在徑向加質(zhì)，因此存在2種旋渦脫落模式:障礙物旋渦脫落(OVS)與表面漩渦脫落(PVS)。總體而言，脫落的旋渦一部分直接隨主流進(jìn)入噴管被耗散，另一部分撞擊噴管頭部后，進(jìn)入潛入式噴管空腔內(nèi)。潛入式噴管空腔的本質(zhì)是諧振腔，其內(nèi)部不斷形成的小尺度旋渦可增大流場與聲場耦合的幾率。雖然流場中的旋渦是2種脫落方式的耦合形式，但PVS的旋渦尺度小于OVS，這些不規(guī)則的小尺度旋渦相互融合，之后被與上游脫落的大尺度旋渦吞噬。Anthoine［10］在相應(yīng)實驗中也得出結(jié)論:在燃燒室內(nèi)馬赫數(shù)較高(大于0.1)工況下，OVS比PVS更能主宰流場的振蕩特性。因此，若不考慮PVS產(chǎn)生的小尺度旋渦，可認(rèn)為隔板與潛入式噴管頭部之間始終存在3個大型渦團(tuán)，故流場具有穩(wěn)定的周期特性。

2.2 振蕩特性

VKI實驗［11］測量了發(fā)動機(jī)頭部軸線點的振蕩壓強(qiáng)，即圖1所示點3。將計算所得振蕩壓強(qiáng)除以當(dāng)?shù)仄骄鶋簭?qiáng)，得到無量綱壓強(qiáng)振蕩曲線，見圖3。并將點1計算所得壓強(qiáng)、徑向速度振蕩曲線進(jìn)行對比，見圖4。可看出，壓強(qiáng)與徑向速度的相位幾乎完全一致。

將點3振蕩數(shù)據(jù)進(jìn)行開窗FFT濾波，無量綱壓強(qiáng)譜如圖5(a)所示，實驗頻譜如圖5(b)所示。通過將FFT與聲有限元振型計算結(jié)果進(jìn)行對比，從表2可看出，這四階峰值正好對應(yīng)了燃燒室聲腔的前四階縱向聲振頻率。對比可知，二維大渦模擬計算結(jié)果與實驗吻合得較好，可繼續(xù)采用該方法對振蕩特性進(jìn)行研究。由于聲振二階振幅最大，因此可判斷此工況下旋渦脫落頻率與聲振二階頻率幾乎相等，引發(fā)了二階振頻為主的強(qiáng)渦/聲耦合現(xiàn)象。

表2 VKI實驗發(fā)動機(jī)振蕩頻率 HzTable 2 Oscillation frequencies in VKI experimental motor

3 抑振方法

大量工程經(jīng)驗表明，將頭部裝藥改成復(fù)雜結(jié)構(gòu)，有益于抑制壓強(qiáng)振蕩。將圖1所示結(jié)構(gòu)在頭部增加一個類翼槽的容腔，如圖6所示。其中，BCDE段設(shè)為新增燃面，質(zhì)量通量與 VKI實驗發(fā)動機(jī)相同。BE連線跨度0.1 m，F(xiàn)點是BE連線中一點，其BF跨度為0.03 m，CD段半徑R為0.065 m，該工況為工況1。

對該結(jié)構(gòu)下點1計算所得壓強(qiáng)、徑向速度振蕩曲線進(jìn)行對比，如圖7所示。可看出，壓強(qiáng)與徑向速度變化趨勢不同，相位相差很大。將壁面附近的振蕩壓強(qiáng)進(jìn)行FFT變換，并與基本工況進(jìn)行對比。二階壓強(qiáng)振幅沿軸向的變化規(guī)律如圖8所示。

2種工況下，二階振型均存在3個聲壓波腹。當(dāng)不存在頭部空腔時，頭部與中部聲壓波腹的振幅基本相等;加入空腔后，頭部波腹振幅降為中部振幅的一半。由于尾部在潛入式噴管空腔內(nèi)，是渦/聲耦合的敏感區(qū)域，因此在2種工況下，其振幅均大于其余2處波腹。顯然，加入空腔后的抑振效果是可觀的，3處波腹的無量綱振幅分別下降了67%、38%與41%。

文獻(xiàn)［23］認(rèn)為，這種改變藥型抑振的方法是基于增加了裝藥頭部燃面，使得局部質(zhì)量流率增大所致。作者認(rèn)為，改變頭部藥型會帶來2個主要變化:增加當(dāng)?shù)刭|(zhì)量流率與增大空腔容積。為了探討這兩個因素對抑振的貢獻(xiàn)，必須解耦分析。相對于中部波腹，首尾兩處波腹更為重要［24］，此后研究重點關(guān)注圖1所示點1與點2的振幅規(guī)律。

3.1 質(zhì)量流率的影響

為了研究質(zhì)量流率的增加對壓強(qiáng)振幅的影響規(guī)律，仍以圖1所示原發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行計算，并做以下3項對比:

(1)工況2，增大BE段的質(zhì)量通量;

(2)工況3，重點增大BF段的質(zhì)量通量，保持FE段的質(zhì)量通量與原發(fā)動機(jī)一致;

(3)工況4，保持BE段的質(zhì)量通量與原發(fā)動機(jī)一致，將AB段設(shè)為新增質(zhì)量入口。

3種工況中，加質(zhì)段的總質(zhì)量流率均與工況1所示BCDE段總質(zhì)量流率相等。表3所示為各工況下各段質(zhì)量通量。

表3 工況2～4質(zhì)量通量Table 3 Mass flux in case 2～case 4

圖9為工況2中點1計算所得壓強(qiáng)、徑向速度振蕩曲線，與基本工況相同，壓強(qiáng)與徑向速度相位基本完全一致。將工況1～4與原發(fā)動機(jī)振幅進(jìn)行比較，如表4所示。

表4 不同質(zhì)量流率工況下壓強(qiáng)振幅對比Table 4 Comparison of oscillation amplitudes in different mass flow cases

顯然，以上3種方式對壓強(qiáng)振蕩沒有衰減作用，反而會增強(qiáng)其趨勢，工況4中的點1振幅變化量高達(dá)30%。這說明在藥型結(jié)構(gòu)不變的前提下，僅通過改變局部流場結(jié)構(gòu)無法對壓強(qiáng)振蕩進(jìn)行抑制。對比工況2～4還可看出，在越靠近聲壓波腹的區(qū)域，加入的質(zhì)量通量越大，壓強(qiáng)振幅增加越顯著。

3.2 空腔容積的影響

為了研究頭部空腔容積對壓強(qiáng)振幅的影響規(guī)律，以圖5所示結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)進(jìn)行計算，發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行計算，并做以下3項對比:(1)工況5，將BCDE段全部設(shè)置為壁面，該工況下增加的容積比例Vincrease/VVKI=21.87%;(2)工況6，BE段跨度不變，減小CD段半徑，使得Vincrease/VVKI=10.94%;(3)工況7，保持圖1所示原發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)不變，將BE段設(shè)置為壁面，此時Vincrease/VVKI=0。

經(jīng)計算，將工況5～7與原發(fā)動機(jī)振幅進(jìn)行比較，如表5所示。可看出，與原VKI發(fā)動機(jī)相比，工況5、6的壓強(qiáng)振幅有所下降，尤其是工況5，振幅較工況1還小。這3種工況下，由于頭部的空腔沒有徑向加質(zhì)，因此在空腔中容易形成回流區(qū)。圖10所示為工況7的頭部流場。

表5 不同空腔容積工況下壓強(qiáng)振幅對比Table 5 Comparison of oscillation amplitudes in different cavity volume

對比該工況與原發(fā)動機(jī)振幅可知，雖然頭部流場結(jié)構(gòu)趨于復(fù)雜，振幅卻與原發(fā)動機(jī)完全一致，并未得到衰減，故而壓強(qiáng)振幅的衰減并非由頭部紊亂的流場破壞發(fā)動機(jī)聲振型所致。可進(jìn)一步預(yù)測出頭部空腔體積對抑振的貢獻(xiàn)很大，壓強(qiáng)振幅隨其增大而減小。

3.3 抑振原理

上述初步分析表明，頭部的空腔與質(zhì)量的加入是控制振幅變化的2個相反因素。實際上，這正是著名的瑞利準(zhǔn)則的一種表達(dá)形式。瑞利準(zhǔn)則表述為當(dāng)壓強(qiáng)與放熱率或加質(zhì)率的相位相同時，振蕩被加強(qiáng);相位相反時，振蕩被抑制。假設(shè)固體火箭發(fā)動機(jī)聲不穩(wěn)定燃燒中的聲波是駐波，瑞利準(zhǔn)則可進(jìn)一步描述為在聲壓的波腹上進(jìn)行熱或質(zhì)量交換，可能發(fā)生有效的聲能增益作用，在聲壓波峰處注入熱量或質(zhì)量，抑或在聲壓波谷處抽出熱量或質(zhì)量，振蕩將被強(qiáng)化;反之，振蕩將會被抑制。由于本文不考慮燃燒放熱，僅考慮質(zhì)量注入，因此在頭部引入空腔以及加入燃面，本質(zhì)上就是在聲壓波腹處抽取質(zhì)量與注入質(zhì)量的綜合過程。

考慮到聲壓波腹在不同時刻可能是波峰，也可能是波谷，因此還必須考察相位問題。裝藥頭部波腹邊界上，一個振蕩周期T內(nèi)，壓強(qiáng)和速度振蕩對系統(tǒng)做的功(ωt+φv)，p0與v0分別為壓強(qiáng)與加質(zhì)速度的零峰幅值，φp與φv分別為壓強(qiáng)和速度的相位。經(jīng)計算，單位時間內(nèi)，單位聲腔邊界面積上，振蕩對聲腔系統(tǒng)做的功因此，當(dāng)時，振蕩有被放大的趨勢，當(dāng)時，振蕩有被阻尼的趨勢。為了簡化處理，將點1的振蕩數(shù)據(jù)代表聲壓波腹處單位面積上的，并對圖4、圖7、圖9所示各條振蕩曲線進(jìn)行FFT相位提取。計算結(jié)果表明，在基本工況與工況2中，振蕩速度與壓強(qiáng)的相位差僅而在工況1中，相位差高達(dá)84°，的范圍之內(nèi)，但顯然在此發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)下，當(dāng)裝藥頭部存在空腔時，振蕩對聲腔系統(tǒng)貢獻(xiàn)很小，這正好與工況1中壓強(qiáng)振幅減弱吻合。

反觀圖6可知，距發(fā)動機(jī)頭部0.185 m附近是一聲壓波節(jié)。為了進(jìn)一步驗證瑞利準(zhǔn)則的指導(dǎo)作用，以圖5所示結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，對在聲壓波節(jié)處加入與抽取質(zhì)量2種工況進(jìn)行計算:(1)工況8，在壓強(qiáng)波節(jié)處設(shè)置一跨度為 0.03 m 的重點加質(zhì)區(qū)域，?8.8kg/(m2·s);(2)工況9，將工況5的BCDE段空腔按其中心位置沿軸向移動到聲壓波節(jié)處。將工況8、9與原發(fā)動機(jī)振幅進(jìn)行比較，如表6所示。由表6可看出，這2種工況下壓強(qiáng)振幅與原VKI發(fā)動機(jī)幾乎完全一致，沒有將振幅明顯地放大或縮小。與頭部相應(yīng)結(jié)構(gòu)的工況3、5相比，壓強(qiáng)振幅變化極小。由此可推斷，在聲壓波節(jié)處進(jìn)行裝藥結(jié)構(gòu)改變的意義不大，瑞利準(zhǔn)則對固體火箭發(fā)動機(jī)頭部裝藥抑振設(shè)計有較好的指導(dǎo)意義。

表6 聲壓波腹與聲壓波節(jié)工況下壓強(qiáng)振幅對比Table 6 Comparison of oscillation amplitudes in pressure anti-node and pressure node cases

4 規(guī)律分析

為了對發(fā)動機(jī)頭部裝藥的抑振設(shè)計做進(jìn)一步的理論研究，在以上分析基礎(chǔ)上，需分別對容腔體積、容腔位置及容腔形狀進(jìn)行分析。每組討論中包含純空腔及實際燃面(即空腔壁面注入質(zhì)量)2種構(gòu)型。

以圖6所示結(jié)構(gòu)空腔為基礎(chǔ)，分析空腔容積對振幅的影響規(guī)律，容積的變化規(guī)律與3.2節(jié)相同。經(jīng)計算，無量綱壓強(qiáng)振幅隨空腔容積的變化規(guī)律如圖11所示。可看出，壓強(qiáng)振蕩程度是抽出質(zhì)量與加入質(zhì)量2種過程耦合的共同產(chǎn)物。有質(zhì)量注入的工況下，振幅更大。總體而言，壓強(qiáng)振幅隨空腔體積的增大而減小，且變化率隨著容積的增加而增大。這說明與質(zhì)量注入相比，空腔的引入對聲能的影響更大。

法國科學(xué)家在P230試驗發(fā)動機(jī)LP9系列的點火試驗［9］中發(fā)現(xiàn)，在發(fā)動機(jī)頭部增加空腔，壓強(qiáng)振幅反而有增大的趨勢，但并未做出解釋。分析認(rèn)為，LP9－n15型發(fā)動機(jī)增加的頭部空腔使得發(fā)動機(jī)總長度增大，且增大的空腔呈半徑增大的突變截面型，故發(fā)動機(jī)聲振頻率理應(yīng)大幅下降［25］。然而，點火試驗中提取的振蕩頻率變化較小，與是否增加空腔關(guān)系不大。其次，LP9系列的長徑比大，壓強(qiáng)振蕩是由表面旋渦脫落誘發(fā)，所以試驗所測振頻極有可能不是聲振頻率，而是表面漩渦脫落頻率。表面旋渦脫落的振蕩強(qiáng)度隨發(fā)動機(jī)長徑比增大而增大，這正與LP9－n15型發(fā)動機(jī)增加空腔導(dǎo)致長徑比增大的趨勢一致。因此，這與本文從聲學(xué)角度出發(fā)研究頭部空腔的抑振原理不盡相同。

在保持空腔體積與構(gòu)型恒定的工況下，需進(jìn)一步就空腔位置對壓強(qiáng)振幅的影響進(jìn)行研究，這對星孔、翼柱裝藥的開槽位置有著指導(dǎo)意義。由于本文只對頭部附近空腔的位置進(jìn)行研究，故僅將空腔按照其中心從頭部平移到第一個聲壓波節(jié)處(距頭端0.185 m)。經(jīng)計算，無量綱壓強(qiáng)振幅隨空腔中心的變化規(guī)律如圖12所示。結(jié)合3.3節(jié)分析可知，在波節(jié)處對藥型做改動是無意義的，此處壓強(qiáng)振幅與原VKI發(fā)動機(jī)一致。由圖12可知，無論有無質(zhì)量注入，壓強(qiáng)振幅均隨空腔前移而下降，這進(jìn)一步證明了此構(gòu)型中空腔對質(zhì)量的抽取作用大于新增燃面質(zhì)量的加入作用，且空腔越靠近聲壓波腹，質(zhì)量抽取效果越明顯，空腔對聲能的阻尼效應(yīng)越強(qiáng)。

最后，需對空腔形狀對振幅的影響規(guī)律進(jìn)行研究，這是對裝藥設(shè)計人員在頭部藥型開槽長度與深度的選擇上有意義的。為了簡化計算，在保持圖5空腔體積的前提下，將此后所有工況的空腔均簡化為圓柱環(huán)形結(jié)構(gòu)(即∠CBF=∠DEF=90°)。經(jīng)計算，無量綱壓強(qiáng)振幅隨圓柱體寬度(即圖5所示BE段，表征裝藥開槽寬度)的變化規(guī)律如圖13所示。顯然，有無質(zhì)量注入成為變化趨勢的關(guān)鍵點。

當(dāng)空腔內(nèi)不存在質(zhì)量加入時，深而窄的空腔比淺而寬的空腔對壓強(qiáng)振幅的抑制更為有效。該結(jié)果與瑞利準(zhǔn)則相互呼應(yīng)，說明了越是在靠近聲壓波腹處集中抽取質(zhì)量，空腔的抑振效果越佳。其次，隨空腔寬度的減小，頭部空腔所形成的突變截面與原裝藥截面相比，半徑差別越大。文獻(xiàn)［25］的研究結(jié)論表明，這將導(dǎo)致聲振頻率急劇下降。由于下游旋渦脫落頻率僅與當(dāng)?shù)亓鲌鎏匦韵嚓P(guān)，故旋渦脫落頻率變化不大［22］。隨聲振頻率不斷減小，渦/聲耦合程度下降，也會導(dǎo)致整個系統(tǒng)中的壓強(qiáng)振幅減小。

當(dāng)空腔內(nèi)存在燃面加質(zhì)時，壓強(qiáng)振幅隨空腔寬度的減小、呈先減小、后反彈增大的規(guī)律，這正是抽取質(zhì)量與加入質(zhì)量相互抗?fàn)幍谋硐蟆．?dāng)空腔寬度較大時，其深度較淺，對質(zhì)量的集中抽取效應(yīng)并不明顯，因此振幅較大。隨空腔寬度縮小，空腔越靠近聲壓波腹，空腔的質(zhì)量抽取效應(yīng)越強(qiáng)。當(dāng)寬度為0.055 m時，點1、點2振幅同時達(dá)到極小值。這表明在此結(jié)構(gòu)中，當(dāng)空腔寬度大于0.055 m時，空腔的質(zhì)量抽取效應(yīng)大于燃面的質(zhì)量加注效應(yīng)。隨空腔寬度進(jìn)一步減小，空腔深度的變化率增大。空腔內(nèi)部燃面的顯著增加，致使極大的質(zhì)量通量作用于聲壓波腹處。此時，燃面的質(zhì)量加注效應(yīng)遠(yuǎn)超過空腔的質(zhì)量抽取效應(yīng)。因此，空腔的抑振作用大幅度減弱。此變化趨勢說明在裝藥設(shè)計中，并非越深的開槽對振幅的抑制作用就好，需根據(jù)推進(jìn)劑和發(fā)動機(jī)的工作特性，設(shè)計合適的深度、寬度尺寸，使得空腔對質(zhì)量的抽取效應(yīng)達(dá)到最佳。

5 結(jié)論

(1)通過改變頭部裝藥結(jié)構(gòu)，進(jìn)而抑制壓強(qiáng)振蕩的方法符合瑞利準(zhǔn)則。

(2)改變頭部裝藥結(jié)構(gòu)，本質(zhì)上是質(zhì)量抽取與注入的相互抗?fàn)庍^程，裝藥頭部復(fù)雜流場對抑振基本無效。在聲壓波節(jié)處，改變藥型對抑振基本無效;在裝藥頭部聲壓波腹處，開槽對抑振貢獻(xiàn)較大。

(3)壓強(qiáng)振幅隨頭部空腔體積的增大而減小;在聲壓波腹處，加入的質(zhì)量通量越大，振幅增加越顯著;空腔越靠近聲壓波腹，空腔對聲能的阻尼效應(yīng)越強(qiáng)。

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