Теплофизика высоких температур, 2021, T. 59, № 5, стр. 737-746

ВВЕДЕНИЕ

Одним из перспективных направлений, связанных с разработкой высоконадежных энергосиловых установок для летательных аппаратов сверхзвуковых скоростей, является применение бесконтактных методов диагностики на основе регистрации электрического заряда в истекающей струе [1–3] и ее акустического поля [4–6]. Избыточный электрический заряд в высокоэнтальпийных потоках является следствием присутствия в них твердых частиц металла или сажи, причем, согласно работам [7, 8], частицы сажи приобретают отрицательный заряд, в то время как частицы металла (или оксиды), образованные, например, в начале эрозии огневой стенки ракетного двигателя, имеют положительный заряд [9].

Регистрация акустического воздействия (шума) истекающей сверхзвуковой струи в частотном диапазоне 10−15 000 Гц также может быть использована при отработке, например, серийных жидкостных ракетных двигателей, турбогенераторов, гидрореактивных и турбоводометных двигателей, в конструкции которых не предусмотрена установка датчиков оборотов вала турбины. Только на основе регистрации акустических колебаний при вторичной обработке амплитудного спектра сигнала можно определить угловую скорость вращения ротора и построить расходные характеристики как на установившемся, так и на переходных режимах работы. Характеры изменения описанных диагностических параметров (электрический заряд, акустический шум, вибрации) при регистрации в комплексе могут дать необходимую информацию о протекании рабочего процесса в камере сгорания (КС) энергосиловой установки: полноту сгорания топлива и режимы вибрационного горения (для воздушно-реактивных двигателей) или коэффициент расходного комплекса в КС ракетного двигателя или газогенераторов высокоэнтальпийных потоков.

Цель настоящего исследования определялась с учетом ранее проведенных работ [10, 11] и состояла в комплексном экспериментальном исследовании акустического воздействия и физики высокоэнтальпийного ионизированного потока при наличии частиц конденсированной фазы (к-фазы) в виде твердых продуктов сгорания частиц углепластика и подтверждении возможности комплексной акустической и электрофизической диагностики ракетных и реактивных двигателей.

ОПИСАНИЕ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ УСТАНОВКИ

На рис. 1 представлена схема экспериментальной установки на базе модельного жидкостного ракетного двигателя (МЖРД) – объекта акустической и электрофизической диагностики рабочего процесса. Основными элементами экспериментальной установки и системы измерения являются: КС МЖРД 1, смесительная головка 2, сопловая секция 3, электроискровая система воспламенения со свечой 4, датчик виброускорений 5, датчик давления в КС (не показан на рис. 1), микрофон 6, первичный измерительный преобразователь электрического поля 7 (далее – датчик электрического поля). Высокоэнтальпийный поток с полной температурой $T_{{\text{к}}}^{*}$ = 2900–3550 К (в зависимости от коэффициента избытка кислорода α) и полным давлением $p_{{\text{к}}}^{*}$ = 2–4 МПа генерируется в охлаждаемой КС и истекает через сверхзвуковое сопло.

Для измерения электрофизических параметров ионизированных продуктов сгорания топлива использовался датчик электрического поля, разработанный и изготовленный в ГНПО “Оптика, оптоэлектроника и лазерная техника”, г. Минск [12, 13]. Для регистрации сигналов виброускорений использовался вибродатчик модели AP2098-100-5 с рабочим диапазоном частот до 12 000 Гц, предназначенный также для работы в условиях электромагнитных полей высокой напряженности. Акустическое воздействие сверхзвуковой струи, истекающей из сопла, регистрировалось конденсаторным микрофоном ВМК-205. В процессе эксперимента микрофон был установлен на расстоянии ~2 м от среза сопла под углом 45° относительно оси по направлению движения потока. Основные метрологические характеристики системы комплексной диагностики на основе электрического датчика, датчика виброускорений и микрофона приведены в табл. 1.

Регистрация сигналов акустического воздействия сверхзвуковой струи, виброускорений и электрического поля проводилась системой измерения с цифровым регистратором-анализатором динамических сигналов MIC-026 разработки НПП “Мера”. Вторичная обработка всех сигналов, зарегистрированных в процессе экспериментов, осуществлялась пакетом “WinПОС Expert”.

Ввод к-фазы в высокоэнтальпийный поток происходил вследствие уноса твердых частиц углепластика с поверхности вставки критического сечения сопла. Ввиду высоких температур ~3300 К и длительного теплового воздействия потоком (в отдельных экспериментах до ~10 с) вставка сопла из термореактивного углепластика П-5-13 [14] начинала разгораться и диаметр критического сечения увеличивался. На режиме эрозии полная температура в КС не изменялась, так как отношение массовых расходов горючего и окислителя оставалось постоянным. Это обеспечивалось кавитационным соплом, установленным в магистрали горючего (керосина), и дроссельной шайбой со сверхкритическим перепадом давления в магистрали окислителя (газообразного кислорода). Газодинамический профиль сверхзвукового сопла МЖРД определяет плавный вход в трансзвуковую часть (рис. 2), а степень расширения (2.47) обеспечивает режим истечения без отрыва в сопле.

ХОД И ЦИКЛОГРАММА ИСПЫТАНИЙ

Циклограмма проведения огневого испытания (ОИ) с регистрацией виброускорений конструкции МЖРД, акустического воздействия истекающей струи и параметров собственного электрического поля приведена на рис. 3. Как отмечалось ранее, эрозия соплового блока влечет за собой увеличение площади критического сечения, что влияет на стационарные параметры, такие как давление в КС (p_к), скорость потока в КС и на срезе сопла. Кроме того, твердые частицы, образовавшиеся в процессе эрозии углепластика, могут приобретать в высокоэнтальпийном ионизированном потоке электрический заряд за счет осаждения электронов или термоэлектронной эмиссии. При таком процессе в КС извлечение “полезного” сигнала от электрического датчика является сложной задачей, требующей разделения сигналов, генерируемых твердыми заряженными частицами и ионизацией потока вследствие изменения его химического состава, вызванного изменением давления и соотношения компонентов топлива. Поэтому особенностью циклограммы работы и пневмогидравлической схемы экспериментальной установки являлось обеспечение постоянства отношения массовых расходов горючего и окислителя в КС МЖРД при изменении площади критического сечения, вызванного эрозией соплового блока с уносом частиц углепластика.

Эксперимент включал в себя несколько ОИ. Огневое испытание № 1 проводилось без эрозии проточного тракта сопла, т.е. без наличия твердых частиц в струе, истекающей из сопла. Целью данного испытания являлось определение зависимостей параметров вибраций конструкции, акустического воздействия и электромагнитного поля струи от параметров рабочего процесса МЖРД, в том числе от коэффициента расходного комплекса КС φ_β. При первом испытании проводилось контрольное измерение диаметра критического сечения сопла, который не изменился. Результаты оценки предельной погрешности измеряемых и определяемых параметров приведены в табл. 2.

Проанализируем осциллограмму режимных параметров ОИ № 1. Как видно из рис. 4, воспламенение компонентов топлива произошло при τ₁ ≈ 4.2 с, давление в КС составило p_к1 ≈ 3 МПа при соотношении компонентов топлива α₁ ≈ 0.7, что соответствует равновесной температуре продуктов сгорания в КС T_к1 = 3540 К. Начиная с τ₂ ≈ ≈ 6.4 с массовый расход керосина был уменьшен до G_г2 = 0.08 кг/с, что в свою очередь вызвало уменьшение давления в КС до p_к2 ≈ 2.8 МПа. Поскольку массовый расход кислорода в двигателе оставался постоянным на период времени 4.2−10.6 с, соответствующий горению топлива, то в момент выхода на второй режим и до останова, коэффициент избытка окислителя соответствовал значению α₂ ≈ 1.4 (T_к2 = 3470 К).

В ОИ № 2 более длительное воздействие высокотемпературных продуктов сгорания вызвало эрозию проточного тракта сопла с увеличением площади критического сечения, что сопровождалось уменьшением давления в КС (рис. 5). Характер изменения параметров на осциллограмме свидетельствует, что на данном испытании была задержка по времени воспламенения компонентов топлива продолжительностью Δτ ≈ 0.15 с, которая вызвала кратковременный пик давления в КС до p_к1 ≈ 5.6 МПа.

После выхода на режим по давлению p_к2 ≈ ≈ 2.9 МПа при соотношении компонентов топлива α₁ ≈ 0.75 (T_к = 3576 К) началась эрозия проточного тракта соплового блока (рис. 6), сопровождающаяся увеличением площади критического сечения с уносом частиц углепластика и, как следствие, уменьшением давления в КС. В интервале времени τ = 5.4−7.8 с давление в КС уменьшилось от 2.9 до 1.6 МПа. При уменьшении давления в интервале 2.9−2.3 МПа коэффициент избытка окислителя продолжал оставаться на уровне α ≈ ≈ 0.75 (рис. 5), что подтверждает работу кавитационного сопла горючего и дроссельной шайбы окислителя, установленных в магистралях систем подачи экспериментальной установки.

Степень совершенства рабочего процесса в КС (горения) в ОИ № 1 и ОИ № 2 оценивалась коэффициентом расходного комплекса

Здесь ${{\beta }_{{\text{э}}}}$ – экспериментальное значение расходного комплекса; ${{{{\beta }}}_{{\text{м}}}} = \frac{{\sqrt {{{R}_{{\text{к}}}}T_{{\text{к}}}^{*}} }}{{{{A}_{{\text{к}}}}}}$ – его теоретическое значение; ${{R}_{{\text{к}}}}$ – газовая постоянная продуктов сгорания; $T_{{\text{к}}}^{*}$ – полная температура в КС МЖРД; ${{A}_{{\text{к}}}} = \sqrt {k{{{\left( {\frac{2}{{k + 1}}} \right)}}^{{\frac{{k + 1}}{{k - 1}}}}}} ,$ где $k$ – показатель адиабаты, определяемый в результате термодинамического расчета для продуктов сгорания кислород + керосин.

Экспериментальный расходный комплекс определялся выражением

где $р_{{\text{к}}}^{*}$ – полное давление в КС, ${{F}_{{{\text{кр}}}}}$ – площадь критического сечения сопла, ${{G}_{{\text{г}}}}$ – массовый расход горючего, ${{G}_{{\text{о}}}}$ – массовый расход окислителя.

Коэффициент расходного комплекса использовался для оценок “истинных” значений температуры в КС и скорости истечения из сопла с учетом потерь на физико-химическое недогорание топлива и теплоотвод в стенки (рис. 7).

АНАЛИЗ ВИБРАЦИЙ КОНСТРУКЦИИ

Рассмотрим сигналы с датчика виброускорений, зарегистрированные в процессе ОИ № 1 и ОИ № 2. На рис. 8 представлена осциллограмма виброускорений конструкций (далее – вибраций), полученных за все время ОИ № 1. Одними из основных параметров, по которым можно сделать выводы о показателях процесса горения в КС и его устойчивости, помимо временных реализаций являются амплитудные спектры. Для характерных интервалов времени работы МЖРД, соответствующих осциллограммам ОИ № 1 (рис. 8) и ОИ № 2 (рис. 9), приведем соответствующие амплитудные спектры вибраций (рис. 10, 11) и проанализируем изменение максимума амплитуды вибраций на характерных частотах.

Данные на рис. 8 показывают, что в спектрах сигналов вибраций на фоне широкополосного шума при подаче в КС только кислорода регистрируется дискретная составляющая с максимальной амплитудой на частоте f_max = 1547 Гц. Амплитуда вибрации, зарегистрированная на этой частоте, равна a_0max = 9.01 м/с² (0.92g). После инициирования процесса горения в КС амплитуда составила a_0max = 24 м/с² (2.45g), а при переходе на второй режим по давлению в КС она повысилась до a_0max = 27 м/с² (2.75g). При этом частота, соответствующая максимумам дискретных составляющих спектра вибраций, оставалась постоянной f_max = 1547 Гц.

Анализ амплитудного спектра виброускорений, зарегистрированных при ОИ № 2 с эрозией соплового блока (рис. 9), показал, что при интенсивной эрозии критического сечения максимум спектра вибрации составил a_0max = 21.5 м/с² (2.19g) (рис. 11). Это больше величины амплитуды, соответствующей времени до эрозии a_0max = 20.9 м/с² (2.1g). Зарегистрированное таким образом относительно небольшое увеличение амплитуды вибраций конструкции МЖРД при ОИ № 2 (~3%) на первый взгляд противоречит тому, что амплитуда вибраций при уменьшении давления в КС в результате разгара сопла должна падать. Однако рост амплитуды вибраций при эрозии в ОИ № 2 может быть вызван интенсификацией теплоподвода к продуктам сгорания, например, за счет горения частиц углепластика, что увеличивает пульсации давления в КС и приводит к небольшому увеличению амплитуды вибраций всей конструкции. При этом, как видно из рис. 11, частоты, соответствующие максимумам дискретных составляющих спектра, отличаются незначительно (до эрозии – 1547 Гц, при эрозии – 1519 Гц), что может также объясняться уносом массы углепластика. Следует отметить, что частота пульсаций давления, возникающих во внутрикамерном пространстве при горении топлива, может быть определена в результате анализа амплитудных спектров акустического поля струи.

АНАЛИЗ АКУСТИЧЕСКОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ СВЕРХЗВУКОВОЙ СТРУИ

На рис. 12, 13 приведены результаты измерений акустического давления в шуме струи, полученные с помощью конденсаторного микрофона. Определим звуковое давление истекающей струи в ОИ № 1 и ОИ № 2. Звуковое давление струи определяется выражением

где ${{A}_{{{{p}_{{{\text{зв}}}}}}}}$ – амплитуда акустического давления струи.

Максимальный уровень звукового давления L_А1max = 128 Дб (рис. 12), зарегистрированный в ОИ № 1, где размеры проточного тракта сопла оставались постоянными, соответствует моменту запуска двигателя и далее постепенно падает, достигая значения L_A1 = 126 Дб при горении топлива в КС. В ОИ № 2 (рис. 13) после запуска МЖРД (L_А2max = 130 Дб) уровень звукового давления на основном режиме составил L_A2 = 127 Дб, после чего падал до значения L_A2min = 125 Дб при эрозии сопла. Полученный результат объясняется следующим. Так как в ОИ № 2 происходит эрозия проточного тракта и диаметр критического сечения увеличивается, уменьшая при этом степень расширения сопла, то скорость истечения струи падает, что приводит к уменьшению излучаемой акустической мощности струи.

В соответствии с известной теорией Лайтхилла, адаптированной для случая сверхзвукового истечения, скорость струи может быть оценена по “закону третьей степени” [15]:

где ${{W}_{a}}$ – мощность акустического поля струи, ${{\rho }_{a}}$ – плотность потока, ${{v}_{a}}$ – скорость истечения, ${{a}_{{{\text{зв}},\infty }}}$ – скорость звука в окружающей среде, ${{D}_{a}}$ – диаметр выходного сечения сопла.

В результате оценок, проведенных по (1), скорость истечения с учетом экспериментальных данных рис. 12, 13 составила ${{v}_{a}}_{1}$ = 2030 м/с в ОИ № 1, а в ОИ № 2 при интенсивной эрозии – ${{v}_{a}}_{2}$ = = 1830 м/с. Полученные оценки близки к результату газодинамического расчета в одномерной постановке: ${{v}_{a}}_{1}$ = 2309 м/с (при α = 0.7, φ_β = 0.78, постоянном критическом сечении и геометрических параметрах сопла в соответствии с рис. 2). Отметим, что для более точной оценки скорости струи ОИ № 2 необходимо знать не только эквивалентный диаметр критического сечения, увеличившегося в результате эрозии, который может быть оценен по уменьшению давления в КС, но и площадь среза сопла, измерение которой после ОИ № 2 не проводилось.

Далее проанализируем частотные характеристики акустического шума струи, истекающей из сопла со сверхзвуковой скоростью. Интервалы времени циклограммы для построения амплитудного спектра выбирались следующие: подача только кислорода в КС, воспламенение компонентов и выход на режим по давлению, работа на режиме, эрозия сопла, сетевой шум. Ранее было отмечено, что колебания, распространяющиеся в КС, могут интенсифицировать механическое и тепловое воздействие на ее внутренние стенки. Следует заметить, что развитие повреждений зависит не только от величины действующих на конструкцию нагрузок, но и от их спектрального состава [16]. Поэтому определение спектрального состава сигнала пульсаций давления представляется целесообразным, так как позволяет получить дополнительное представление о параметрах нагрузок, которые могут приводить к усталостным повреждениям при достаточно длительном воздействии, например, во время ресурсного испытания ракетных двигателей.

В спектре акустического воздействия струи, приведенном на рис. 14а, максимум амплитуды соответствует частоте f₁ = 1238 Гц, что объяcняется следующим образом. Если рассматривать КС МЖРД как условную модель простейшего акустического резонатора Гельмгольца [17] с объемом резонансной полости, образованным объемом КС, то площадь горла резонатора равна площади критического сечения сопла, а эффективная длина горла равна длине сужающейся части сопла, увеличенной на длину присоединенной колеблющейся массы. Источниками пульсаций давления в КС при внутрикамерном механизме могут являться как вихревые турбулентные течения, реализующиеся непосредственно у днища смесительной головки при взаимодействии вытекающих через форсунки струй керосина, так и генерируемый этими струями акустический шум [18] и дополнительное акустическое воздействие потока при турбулентном горении топлива в КС [19]. Под воздействием этих пульсаций может происходить возбуждение колебаний в таком резонаторе на его резонансной частоте, определяемой соотношением

где a_зв – скорость звука в продуктах сгорания в КС, V_к – объем КС МЖРД, L_р – эффективная длина горла резонатора.

Значения резонансной частоты для геометрических параметров КС МЖРД (V_кс = 0.2 × 10⁻³ м³, L_р = 0.012 м, F_кр = 2.27 × 10⁻⁴ м²) с учетом полученных газодинамических параметров в эксперименте и результатов оценочных расчетов приведены в табл. 3.

Необходимо отметить, что при оценке по (2) не учитывались потери акустической энергии на смесительной головке КС, которые приводят к снижению резонансной частоты колебаний. Поэтому можно сделать вывод о том, что предложенная модель возбуждения резонансных колебаний в КС дает оценку резонансной частоты с погрешностью не более 10.5%, что удовлетворительно совпадает с экспериментальным спектром акустических колебаний, зарегистрированным в ОИ № 1 (табл. 3).

При проведении ОИ № 2 действительная площадь критического сечения и, следовательно, параметры истечения не известны и могут быть оценены по (2) с большой погрешностью. В данном случае с учетом увеличения критического сечения в процессе испытания наиболее показательным является трехмерный спектр акустического шума в координатах время–частота (рис. 14б). Такое преобразование спектров позволяет анализировать свойства процесса одновременно во временнóй и частотной областях: появляется возможность проследить последовательную трансформацию спектров сигналов.

Максимум дискретной составляющей спектра при эрозии сопла соответствует частоте  f₂ = 1688 Гц (рис. 14). Возможный механизм генерации колебаний давления на этой частоте заключается в следующем. При сгорании частиц к‑фазы продуктов эрозии термореактивного углепластика П-5-13 в высокоэнтальпийном потоке происходят колебания теплоподвода в зоне горения в КС вверх по потоку. При переменном теплоподводе вдоль КС от зоны теплоподвода распространяются волны энтропии (температуры) со скоростью стационарного потока [20]. Таким образом, при протекании через критическую вставку сопла газа с переменной температурой, вызванной волнами энтропии, возникают колебания скорости и массового расхода, что вызывает колебания давления (акустические колебания). Расчетная оценка частоты температурных колебаний является отдельной задачей и в работе не проводится.

ЭЛЕКТРОФИЗИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ДВУХФАЗНОГО ПОТОКА

Основной целью измерений, проводимых с помощью электрического датчика, являлось определение зависимости сигнала, регистрируемого с его помощью, и изменение данного сигнала в зависимости от присутствия в потоке частиц к-фазы. В ОИ № 2 при постепенной эрозии вставки сопла частицы углепластика уносились в высокоэнтальпийный поток и частично сгорали, внося свой вклад в изменение электрического заряда в струе. На рис. 15а приведен сигнал, полученный при помощи электрического датчика с одновременным представлением изменения давления в КС МЖРД в ОИ № 2. Осциллограмма сигнала электрического датчика позволяет заключить, что при начале интенсивной эрозии сопла, сопровождающейся уносом частиц к-фазы, амплитуда колебаний постепенно увеличивается и датчик регистрирует частицы углепластика. При этом сигнал отрицательного знака свидетельствует об отрицательном заряде частиц. Следует обратить внимание на резкое увеличение амплитуды сигнала электрического датчика в интервале времени 3−5 с (рис. 15б), что дает представление о работе системы воспламенения, а также срабатывании электропневмоклапана подачи горючего (закрытие) и окислителя (открытие и закрытие) в соответствии с циклограммой проведения эксперимента. Это также может быть использовано в системе диагностики двигателя для регистрации дискретных сигналов.

Электрический заряд частиц углепластика может быть определен в соответствии с теорией [21]:

где $e$ – заряд электрона, ${{d}_{s}}$ – диаметр частицы к-фазы, ${{R}_{{\text{D}}}} = \sqrt {\frac{{{{\varepsilon }_{0}}kT_{{\text{к}}}^{*}}}{{{{e}^{2}}{{n}_{{e\infty }}}}}} $ – радиус Дебая, ${{n}_{{e\infty }}}$ – концентрация электронов в потоке, ${{\varepsilon }_{0}}$ – электрическая постоянная, $k$ – постоянная Больцмана, ${{N}_{s}}$ – концентрация частиц к-фазы, τ – время эрозии стенок сопла, ${{v}_{s}}$ – средняя скорость частиц. Заряд частицы q_s связан с потенциалом электрического поля ${{\Phi }_{s}},$ создаваемого частицей, соотношением [22] где $x,$ $y$ – координаты твердой частицы, движущейся относительно установленного датчика.

Проведем оценку суммарного электрического заряда, генерируемого частицами к-фазы в потоке при эрозии сопла в ОИ № 2. Используя данные уровня сигнала, регистрируемого датчиком электрического поля, из рис. 15а при допущении, что частицы к-фазы и поток находятся в термодинамическом и скоростном равновесии, получим заряд струи с частицами углепластика, который для режима III в ОИ № 2 составил q_p ≈ −1.8 × 10⁻¹⁴ Кл. Отметим, что высокие значения потенциала (0.28 В), зарегистрированные на режиме I (рис. 15), обусловлены работой электроискровой системы зажигания. Результат, полученный при ОИ № 2, по знаку заряда совпадает с экспериментальными данными [22] по определению параметров электризации частиц сажи при работе авиационного двигателя. Однако данное расчетно-экспериментальное значение заряда носит оценочный характер, так как частицы, находясь в потоке, взаимодействуют с газовой фазой, что приводит к изменению диаметра частиц, температуры и скорости, а следовательно, к изменению электрического потенциала, регистрируемого датчиками, и заряда. Для более точной оценки необходимо учитывать изменение газодинамических, геометрических и теплофизических параметров частиц.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. В результате проведенных экспериментальных исследований с эрозией проточной части МЖРД, сопровождавшимся уменьшением давления в КС в интервале 2.9−1.6 МПа, зарегистрировано увеличение максимальной амплитуды спектра виброускорений на 3%, соответствующей частоте 1547 Гц. Полученный результат обусловлен интенсификацией теплоподвода к продуктам сгорания за счет горения частиц к-фазы при горении термореактивного углепластика П-5-13, что в свою очередь увеличивало пульсации давления в КС и повышало амплитуду вибраций всей конструкции МЖРД. Амплитуды дискретных составляющих вибраций МЖРД, зарегистрированные при протекании через тракт только газообразного кислорода (без горения), составили 7−9 м/с² при частоте 1575 Гц. Вибрации за период воспламенения компонентов топлива составляли до 32 м/с².

2. По экспериментальным значениям акустического поля сверхзвуковой струи проведена оценка скорости истечения с учетом коэффициента расходного комплекса (неполноты сгорания топлива), которая в случае сопла постоянной геометрии соответствовала числу Маха М_a1 = 2.2, а при эрозии вкладыша сопла М_a2 = 1.5.

3. Проведены измерения потенциала электрического поля, создаваемого высокоэнтальпийным ионизированным потоком с частицами к-фазы. Установлено, что частицы неметалла (углепластика) в таком потоке приобретают отрицательный заряд. Значения заряда частиц углепластика, оцененные по экспериментальным данным амплитуды потенциала, подтверждаются фундаментальными исследованиями, полученными применительно к частицам сажи.

4. Комплексная диагностика рабочего процесса модельного ракетного двигателя показала принципиальную возможность использования параметров акустического воздействия струи для оценки скорости истечения. На потенциал электрического поля, генерируемого струей, влияет наличие к-фазы, что может быть использовано в алгоритмах системы аварийной защиты двигателя, например, при ранней диагностике прогаров стенки сопла. Исследуемые перспективные бесконтактные методы диагностики в дополнение к вибрационному методу дают необходимую информацию по определению критических режимов, например, виброгорения и внутрикамерной неустойчивости, которые являются причинами большинства отказов при испытаниях и эксплуатации ракетных и реактивных двигателей.

В заключение отметим, что для применения бесконтактных методов необходимо проведение взаимного корреляционного анализа между газо-, тепло-, термодинамическими характеристиками потока и его электрофизическими параметрами.

Работа выполнена при поддержке госпрограммы № 0705-2020-0044 фундаментальных исследований лаборатории “Внутрикамерные процессы ракетных и реактивных двигателей”.