含碳顆粒的凝膠推進(jìn)劑霧化特性實(shí)驗(yàn)研究

石超， 強(qiáng)洪夫， 劉虎

(1.火箭軍工程大學(xué) 動(dòng)力工程系， 陜西 西安 710025； 2.火箭軍工程大學(xué) 青州士官學(xué)院， 山東 青州 262500)

0 引言

近年來，火箭發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)推進(jìn)劑性能和安全性的要求越來越高，研究具有低特征信號(hào)、高能、鈍感、環(huán)保的推進(jìn)劑已成為世界各國的主要目標(biāo)。凝膠火箭推進(jìn)劑(GRP)是一種在液體推進(jìn)劑中添加膠凝劑、助劑及固體含能添加劑等制備而成的新型火箭推進(jìn)劑，它兼具液體推進(jìn)劑高比沖、推力可調(diào)、多次啟動(dòng)和固體推進(jìn)劑易貯存運(yùn)輸、使用維護(hù)比較方便的優(yōu)勢，能夠有效提高火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的操控性、安全性和可靠性等指標(biāo)，在未來快速打擊導(dǎo)彈武器系統(tǒng)中具有廣闊的應(yīng)用前景，成為世界各國大力研究的新型火箭推進(jìn)劑[1-2]。

單純利用膠凝劑將液體推進(jìn)劑凝膠化后制備的凝膠推進(jìn)劑在能量特性方面與其液體組分類似，實(shí)用化的凝膠推進(jìn)劑中大都含有鋁、碳、硼等固體含能顆粒成分[3]，添加固體含能顆?？梢杂行岣吣z推進(jìn)劑的密度及熱力學(xué)性能，對(duì)凝膠推進(jìn)劑的流變和霧化特性具有重要的影響[4]。因此，進(jìn)一步研究含固體顆粒凝膠推進(jìn)劑的霧化問題、探索添加固體顆粒對(duì)凝膠推進(jìn)劑流變及霧化特性的影響，具有重要意義。

實(shí)驗(yàn)研究是凝膠推進(jìn)劑霧化研究的主要手段，目前國內(nèi)外大多數(shù)霧化實(shí)驗(yàn)采用的凝膠推進(jìn)劑或模擬液中均不含固體含能顆粒成分，公開報(bào)道的含固體顆粒的凝膠推進(jìn)劑霧化研究十分有限。Jayaprakash等[5]使用含鋁顆粒的煤油凝膠進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，但從其研究中難以得出添加鋁顆粒對(duì)霧化的影響。Kampen等[6]對(duì)添加不同濃度鋁顆粒的凝膠航空煤油(Jet A-1)燃料的流變、霧化及燃燒特性進(jìn)行了研究，結(jié)果表明：所有添加鋁顆粒的凝膠均表現(xiàn)出明顯的屈服應(yīng)力，鋁顆粒濃度的增大將造成剪切黏度的增大，使液膜的寬度增大、破碎長度增加；當(dāng)改變廣義雷諾數(shù)及鋁顆粒濃度時(shí)，會(huì)出現(xiàn)射線型、液絲型、完全發(fā)展型3種不同的霧化模式。Baek等[7]對(duì)比研究了水、不含/含SUS304不銹鋼顆粒的聚羧乙烯凝膠的霧化特性，研究發(fā)現(xiàn)：隨著撞擊速度的提高，水及不含SUS304不銹鋼顆粒的聚羧乙烯凝膠形成的液膜均會(huì)增大，但含SUS304不銹鋼顆粒的凝膠液膜并不隨著速度的變化而變化；含SUS304不銹鋼顆粒的凝膠液膜的長寬比基本保持在2.1左右，且液膜破碎長度更小。張蒙正等[8]使用N2O4凝膠和添加10%碳顆粒的偏二甲肼(UDMH)凝膠進(jìn)行了燃燒效率實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明：添加碳顆粒后凝膠體系的黏度略有增大，造成霧化效果變差、燃燒效率下降。

根據(jù)上述有限的文獻(xiàn)很難系統(tǒng)、定量地分析固體顆粒的添加對(duì)凝膠推進(jìn)劑流變及霧化等的影響。因此，本文開展了含碳顆粒凝膠推進(jìn)劑模擬液霧化的實(shí)驗(yàn)研究：制備了3種不同的含碳顆粒凝膠推進(jìn)劑模擬液，并對(duì)它們的流變和觸變特性進(jìn)行了測量；分析了不同射流速度、不同撞擊角度下的霧化場特點(diǎn)及形成機(jī)理，以及射流速度對(duì)霧化模式、撞擊角度對(duì)霧化場基本形狀，碳顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)、平均粒徑等因素對(duì)模擬液流變特性和霧化效果的影響；基于尺度不變特征變換(SIFT)算法[9-10]計(jì)算得到了霧化場的速度，并分析了不同射流速度、不同撞擊角度下的霧化場速度分布及平均速度隨撞擊角度、射流速度等因素的變化規(guī)律；以霧化場速度分析為基礎(chǔ)，提出了一種新的液膜厚度估算方法，分析了液膜厚度隨著撞擊角度、射流速度的分布規(guī)律。

1 含碳顆粒的凝膠模擬液及霧化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

1.1 含碳顆粒的凝膠模擬液制備

為研究碳顆粒的含量、粒徑等因素對(duì)凝膠推進(jìn)劑模擬液的流變及霧化特性的影響，本文制備了3種含碳顆粒凝膠推進(jìn)劑模擬液SC1～SC3. 這3種模擬液的基質(zhì)均為去離子水，膠凝劑含量均為1%，主要區(qū)別在于碳顆粒的含量及平均粒徑，具體組分見表1. 經(jīng)過測量，SC1～SC3模擬液的密度均略高于水，密度值分別為1 010.3 kg/m3、1 036.3 kg/m3、1 064.0 kg/m3；表面張力系數(shù)σ與水基本一致，σ=0.073 N/m.

表1 3種含碳顆粒凝膠模擬液成分

對(duì)制備的3種含碳顆粒凝膠推進(jìn)劑模擬液的穩(wěn)定性進(jìn)行如下研究：使用離心機(jī)將模擬液在680g條件下離心20 min，3種模擬液均未出現(xiàn)相分離；在常溫下貯存6個(gè)月，3種模擬液也未出現(xiàn)相分離；在制備初期、制備3個(gè)月后(霧化實(shí)驗(yàn)時(shí))及制備6個(gè)月后對(duì)模擬液的密度、流變特性等進(jìn)行測量，測量結(jié)果基本相同。以上研究結(jié)果表明，SC1～SC3模擬液中的碳顆?？梢跃鶆颉⒎€(wěn)定地分布于膠凝劑與基質(zhì)構(gòu)成的網(wǎng)絡(luò)體系中，3種模擬液的物理狀態(tài)穩(wěn)定。

1.2 模擬液流變特性測量

凝膠推進(jìn)系統(tǒng)對(duì)凝膠推進(jìn)劑在流變、觸變方面的要求如下：在靜止?fàn)顟B(tài)下黏度較高、難以流動(dòng)，易于貯存；當(dāng)施加剪切力時(shí)，凝膠推進(jìn)劑體系的結(jié)構(gòu)被破壞，黏度急劇下降，如同傳統(tǒng)的液體推進(jìn)劑可以在管路中流動(dòng)；當(dāng)移除剪切力時(shí)，凝膠推進(jìn)劑的黏度迅速恢復(fù)，具有良好的觸變特性。本文對(duì)制備的3種含碳顆粒凝膠推進(jìn)劑模擬液的剪切速率/剪切應(yīng)力- 黏度關(guān)系(流變及屈服特性)、剪切速率- 時(shí)間關(guān)系(觸變特性)方面進(jìn)行了測試及分析。

圖1 錐板式旋轉(zhuǎn)流變儀測得的凝膠模擬液流變特性Fig.1 Rheological properties of simulants measured by the cone plate rotary rheometer

圖2 毛細(xì)管流變儀測得的凝膠模擬液流變特性Fig.2 Rheological properties of simulants measured by the capillary rheometer

由圖1和圖2可得到如下結(jié)論：

2)從整體上看，當(dāng)剪切速率相同時(shí)，3種模擬液的表觀黏度ηsc2>ηsc3>ηsc1. 由圖2可以看出，在相同剪切速率條件下，未添加碳顆粒的SC0模擬液的黏度小于添加碳顆粒的SC1～SC3模擬液的黏度。由此可見，添加碳顆粒會(huì)提高凝膠體系的黏度，且添加的質(zhì)量分?jǐn)?shù)越高，凝膠體系的黏度越大；當(dāng)添加碳顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)相同時(shí)，碳顆粒的粒徑越大，凝膠體系的黏度越大。

SC1～SC3模擬液的三段式觸變特性測試結(jié)果如圖3所示。由圖3可見，3種模擬液均能在25 s以內(nèi)實(shí)現(xiàn)85%以上的黏度回復(fù)。由此可以認(rèn)為，本文制備的3種含碳顆粒的凝膠推進(jìn)劑模擬液符合推進(jìn)系統(tǒng)對(duì)凝膠推進(jìn)劑觸變性的要求。

圖3 含碳顆粒凝膠模擬液三段式觸變特性Fig.3 Three stage thixotropic curves of simulants

1.3 模擬液本構(gòu)方程

目前，對(duì)于凝膠推進(jìn)劑，冪律型本構(gòu)模型因形式簡潔、對(duì)本構(gòu)關(guān)系的描述準(zhǔn)確而應(yīng)用最為廣泛。本文進(jìn)一步研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)剪切速率較小時(shí)，表觀黏度隨著剪切速率的增大呈線性減小；而后，表觀黏度隨著剪切速率的增大呈指數(shù)下降；當(dāng)剪切速率大于某一閾值時(shí)，隨著剪切速率的增大，表觀黏度幾乎不再減小。張蒙正等[11]對(duì)水基凝膠模擬液的管路流動(dòng)特征的研究也發(fā)現(xiàn)了相同的規(guī)律，將3個(gè)典型區(qū)域命名為第1、第2和第3流動(dòng)區(qū)。對(duì)于本文研究的噴注霧化問題，凝膠推進(jìn)劑在管路流動(dòng)及噴注過程中的剪切速率較高，因此本文在霧化場分析中，認(rèn)為凝膠推進(jìn)劑模擬液主要處于第2和第3流動(dòng)區(qū)，故采用如下本構(gòu)方程描述流變特性：

(1)

式中：K為黏度系數(shù)；n為流動(dòng)指數(shù)。

圖4 3種模擬液的流變特性曲線及擬合得到的冪律型本構(gòu)曲線Fig.4 Rheological characteristic curves of three kinds of simulants and fitted power law constitutive curves

根據(jù)以上分析，本文利用冪型模型對(duì)第2流動(dòng)區(qū)的流變數(shù)據(jù)進(jìn)行了擬合，擬合結(jié)果見圖4. 其中，3種凝膠模擬液的黏度系數(shù)分別為6.66、14.09、7.09，流動(dòng)指數(shù)分別為0.379、0.329、0.391.

1.4 霧化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

為獲得含碳顆粒凝膠推進(jìn)劑的典型霧化現(xiàn)象、研究碳顆粒的添加量及粒徑等因素對(duì)霧化的影響，本文通過改變射流速度、撞擊角度及模擬液等因素，設(shè)計(jì)了6組共27種實(shí)驗(yàn)工況(見表2)，所采用的霧化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖5所示。整個(gè)系統(tǒng)主要由高壓氣源、減壓裝置、貯箱、流量計(jì)、噴注器、凝膠模擬液回收裝置、高速攝影設(shè)備、數(shù)據(jù)采集設(shè)備以及各類連接管路和閥組成。實(shí)驗(yàn)開始前，將凝膠推進(jìn)劑模擬液通過加注口注入貯箱中，利用高壓氣源向貯箱內(nèi)充入氮?dú)膺M(jìn)行加壓，貯箱內(nèi)壓力達(dá)到3 MPa后關(guān)閉氣源，打開供應(yīng)閥和光源，調(diào)整高速攝影設(shè)備，打開壓力流量采集系統(tǒng)和霧化圖像采集系統(tǒng)，即完成了實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)備工作。實(shí)驗(yàn)開始時(shí)，通過調(diào)節(jié)流量調(diào)節(jié)閥來控制射流的速度，記錄流量計(jì)的流量和噴注壓力，拍攝并記錄霧化場的圖像。實(shí)驗(yàn)完成后，通過回收裝置回收的凝膠模擬液可再次加注到貯箱內(nèi)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。當(dāng)天實(shí)驗(yàn)結(jié)束后，用高壓氣源對(duì)貯箱和管路進(jìn)行吹除并用清水沖洗，以防止凝膠模擬液在管路和流量計(jì)內(nèi)干結(jié)、對(duì)下次實(shí)驗(yàn)產(chǎn)生影響。某種凝膠模擬液的實(shí)驗(yàn)完成后，也要對(duì)貯箱及管路進(jìn)行高壓吹除和清水沖洗，以防止不同種類的凝膠模擬液互相污染。

表2 含碳顆粒凝膠推進(jìn)劑模擬液霧化實(shí)驗(yàn)工況

注：*表示射流速度的控制通過手動(dòng)調(diào)節(jié)節(jié)流閥實(shí)現(xiàn)，因此實(shí)際射流速度與設(shè)計(jì)值存在一定的差別。

圖5 含碳顆粒凝膠推進(jìn)劑模擬液霧化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.5 Atomization experimental simulation system for gelled propellant simulants with carbon particles

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 射流速度與霧化模式

圖6為AA實(shí)驗(yàn)組的霧化圖像。從圖6中可以看出，當(dāng)撞擊角2θ=60°時(shí)，隨著射流速度的變化，根據(jù)霧化場內(nèi)液膜的基本形狀可以將霧化現(xiàn)象分為3種基本類型[12]：邊緣閉合型(見圖6(a)和圖6(b))、邊緣開放型(見圖6(c))、液絲- 液滴型(見圖6(d)～圖6(f))。圖中：Reg為廣義雷諾數(shù)；β為霧化角，是指射流撞擊后形成液膜的展開角度[13]。

當(dāng)射流速度vj較低時(shí)(vj取值為5 m/s、10 m/s)，兩股射流撞擊后形成表面積較小、具有清晰邊緣的近似橢圓形液膜，液膜下端邊緣流體收縮后匯成一股，該模式被稱為邊緣閉合型霧化模式。這種模式?jīng)]有液絲或液滴的形成，射流撞擊的最終結(jié)果是形成一股豎直向下的流動(dòng)，兩股射流的混合效果及射流撞擊前后的表面積增量都非常有限，因此邊緣閉合型霧化模式的霧化效果較差。

隨著射流速度的增大，射流撞擊后形成的液膜面積明顯增大，液膜表面出現(xiàn)一定的波動(dòng)(擾動(dòng)波)，液膜下端敞開并有少量液絲生成，形成圖6(c)所示的邊緣開放型霧化模式。

射流速度的進(jìn)一步增大導(dǎo)致液膜表面的擾動(dòng)波進(jìn)一步加強(qiáng)，液膜下緣破碎、形成液絲的距離減小，液膜兩側(cè)邊緣逐漸模糊，霧化角略有增大，液絲在運(yùn)動(dòng)過程中進(jìn)一步變形、斷裂、破碎并形成液滴，形成如圖6(d)～圖6(f))所示的液絲- 液滴型霧化模式。

圖6 射流速度變化對(duì)霧化的影響(SC1模擬液，2θ=60°)Fig.6 Effect of jet velocity on atomization(SC1，2θ=60°)

本文研究發(fā)現(xiàn)，邊緣開放型霧化模式與液絲- 液滴型霧化模式在液膜的破碎現(xiàn)象及機(jī)理方面有著顯著差別。在液膜的破碎現(xiàn)象方面，圖6(c)所示的邊緣開放型霧化模式的液膜在豎直方向是連續(xù)的，破碎主要出現(xiàn)在左右兩側(cè)；圖6(d)～圖6(f)所示的液絲- 液滴型霧化模式主要以液膜邊緣弓形液絲或小片液膜的脫落為主。造成這種液膜破碎現(xiàn)象差異的原因主要是：對(duì)于邊緣開放型霧化模式，射流速度較低，射流的撞擊作用相對(duì)較弱，液膜相對(duì)較厚且運(yùn)動(dòng)速度較小，液膜表面擾動(dòng)波的作用有限、不足以造成液膜的破碎，液膜在向下運(yùn)動(dòng)并展開的過程中，左右兩側(cè)的某些部位變薄并形成穿孔，穿孔處在表面張力的作用下收縮，最終形成液膜在豎直方向連續(xù)、左右兩側(cè)破碎的現(xiàn)象；對(duì)于射流在較高速度撞擊時(shí)形成的液絲- 液滴型霧化模式，液膜表面擾動(dòng)波作用增強(qiáng)，液膜相對(duì)較薄、運(yùn)動(dòng)速度較高，液膜的穩(wěn)定性較差，擾動(dòng)波以撞擊點(diǎn)為中心呈環(huán)形分布，在運(yùn)動(dòng)過程中液膜表面擾動(dòng)波的作用逐漸加強(qiáng)并最終在波峰或波谷處使液膜破碎、形成弓形液絲或小片液膜；液絲- 液滴型霧化模式中液膜中部擾動(dòng)波作用強(qiáng)、兩側(cè)擾動(dòng)波作用弱，當(dāng)射流速度相對(duì)較低時(shí)，擾動(dòng)波作用不足以使液膜兩側(cè)邊緣破碎，液膜邊緣的破碎主要由液膜變薄- 穿孔收縮造成，因此圖6(d)所示的工況液膜邊緣清晰。隨著射流速度的提高，液膜兩側(cè)邊緣也逐漸在增強(qiáng)的擾動(dòng)波作用下發(fā)生破碎，形成的霧化場液膜邊緣逐漸模糊。綜上所述，造成邊緣開放型霧化模式中液膜破碎的主要原因是液膜表面的穿孔收縮，而擾動(dòng)波作用是造成液絲- 液滴型霧化模式中液膜破碎的主導(dǎo)因素。

通過對(duì)比圖6(a)～圖6(f)可以發(fā)現(xiàn)，霧化效果隨著射流速度的增大而逐漸改善。當(dāng)2θ=60°時(shí)，SC1模擬液的邊緣閉合型與邊緣開放型霧化模式的速度分界在10～18 m/s之間，邊緣開放型與液絲- 液滴型霧化模式的速度分界在19～27 m/s之間。SC2、SC3模擬液的霧化實(shí)驗(yàn)結(jié)果與SC1類似。

2.2 撞擊角度與霧化場基本形狀

圖7為vj≈20 m/s時(shí)撞擊角度變化的霧化場圖(表2中工況AD-1-1、AA-3、AD-2和AD-3)。從圖7中可以看出，撞擊角度對(duì)霧化場的基本形狀有重要影響，當(dāng)射流速度基本相同時(shí)，撞擊角度越大，霧化場的展開角度(霧化角)越大，霧化效果越好。但是，圖7(c)～圖7(d)中2θ取值為80°、90°時(shí)出現(xiàn)了霧化角過大、霧化場內(nèi)液絲及液滴向周圍甚至向后飛濺的情況，從工程應(yīng)用的角度看，這種情況會(huì)造成推進(jìn)劑粘附在噴注器和燃燒室內(nèi)壁上，影響凝膠發(fā)動(dòng)機(jī)的性能。結(jié)合2.1節(jié)的結(jié)論，當(dāng)2θ取值為80°、90°時(shí)，若進(jìn)一步增大射流速度以提高霧化效果，則推進(jìn)劑向周圍及向后飛濺的現(xiàn)象將更為嚴(yán)重。

圖7 撞擊角度變化對(duì)霧化的影響(SC1模擬液，vj≈20 m/s)Fig.7 Effect of impact angle on atomization(SC1, vj≈20 m/s)

2.3 碳顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)、粒徑與霧化效果

圖8對(duì)比了撞擊角2θ=60°和射流速度vj取值約為30 m/s、40 m/s時(shí)SC1～SC3模擬液的霧化圖像(表2中工況AA-4、AB-4、AC-4、AA-5、AB-5和AC-5)。各工況均為液絲- 液滴型霧化模式。由圖8(a)～圖8(c)、圖8(d)～圖8(f)的對(duì)比看出，當(dāng)撞擊角度和射流速度相同時(shí)，SC2模擬液的霧化角最小、液膜面積最大，霧化場下游的液絲和液滴的數(shù)量相對(duì)較少。

對(duì)比圖8(a)、圖8(c)、圖8(d)、圖8(f)可以看出，在相同條件下，SC3模擬液的霧化角略大于SC1模擬液，霧化場下游的液絲和液滴的數(shù)量更多；圖8(d)所示SC1模擬液的霧化場液膜邊緣清晰，而圖8(f)中SC3模擬液的霧化場液膜邊緣則明顯地在擾動(dòng)波的作用下發(fā)生了更加嚴(yán)重的破碎和模糊現(xiàn)象。

綜上所述，在本文研究范圍內(nèi)，含10%平均粒徑5 μm碳顆粒的SC2模擬液的霧化效果最差，含5%平均粒徑10 μm碳顆粒的SC3模擬液的霧化效果最好，含5%平均粒徑5 μm碳顆粒的SC1模擬液的霧化效果居中。SC1與SC2模擬液的霧化效果對(duì)比結(jié)果說明，當(dāng)碳顆粒平均粒徑為5 μm時(shí)，霧化效果隨碳顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)的提高而變差。該結(jié)論與1.2節(jié)對(duì)SC1、SC2模擬液流變特性的測量結(jié)果一致，即碳顆粒濃度的提高造成了凝膠體系黏度的增大，進(jìn)而導(dǎo)致霧化效果變差。

SC1與SC3模擬液霧化效果的對(duì)比說明，當(dāng)碳顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)同為5%時(shí)，含平均粒徑10 μm碳顆粒的凝膠體系(SC3模擬液)比含平均粒徑5 μm碳顆粒的凝膠體系(SC1模擬液)更容易霧化。本文1.2節(jié)通過實(shí)驗(yàn)測得，SC3模擬液的黏度略高于SC1模擬液。造成SC3模擬液“黏度高卻更易霧化”的原因如下：在旋轉(zhuǎn)剪切或毛細(xì)管流動(dòng)過程中，碳顆粒尺寸越大，凝膠體系中顆粒間的碰撞、摩擦等作用越強(qiáng)，流動(dòng)時(shí)需要克服的阻力越大，表觀上表現(xiàn)為黏度越高；在射流撞擊過程中，大粒徑碳顆粒之間的剛性撞擊作用更強(qiáng)，膠凝劑對(duì)大尺寸碳顆粒的黏性約束作用減弱。因此，碳顆粒越大，射流撞擊后流體的破碎越嚴(yán)重，霧化效果越好。

雖然單純從霧化效果來看，碳顆粒的粒徑增大有助于提高霧化效果，但是在凝膠推進(jìn)系統(tǒng)中固體顆粒物粒徑的增大有可能會(huì)產(chǎn)生不完全燃燒現(xiàn)象，從而降低燃燒效率。因此，對(duì)于真實(shí)凝膠推進(jìn)劑，還需要結(jié)合燃燒效率進(jìn)一步確定固體顆粒的最佳粒徑。

2.4 霧化場速度分析

對(duì)于霧化場速度的測量，Rodrigues等[14]應(yīng)用相多普勒測速儀實(shí)驗(yàn)測量了兩種水基凝膠推進(jìn)劑模擬液霧化后的液滴尺寸和液滴速度，陳杰等[15]采用時(shí)間分辨粒子圖像測速系統(tǒng)(TR-PIV)研究了不同撞擊角度和射流壓差對(duì)凝膠推進(jìn)劑霧化速度的影響，這兩種實(shí)驗(yàn)測量方法均以測量液滴速度為主，而凝膠推進(jìn)劑霧化場中存在更多的是液絲。本文通過對(duì)霧化圖像的分析發(fā)現(xiàn)，在較小的時(shí)間間隔內(nèi)連續(xù)拍攝的兩幅霧化場圖像之間具有高度相似性，兩幅圖像的液膜、液絲、液滴等部位有明顯的對(duì)應(yīng)關(guān)系。因此，通過恰當(dāng)?shù)膱D像處理方法，提取出連續(xù)拍攝的兩幅霧化場圖像中有明顯對(duì)應(yīng)關(guān)系的點(diǎn)，并精確構(gòu)建這些點(diǎn)之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系，便可以計(jì)算出這些點(diǎn)的位移、速度等參數(shù)，進(jìn)而可以用這些點(diǎn)的速度表征霧化場速度。本文基于以上思想，通過對(duì)霧化場圖像進(jìn)行分析處理，提出了一種新型霧化場速度計(jì)算方法。該方法應(yīng)用SIFT算法[9-10]提取霧化場圖像的關(guān)鍵點(diǎn)，利用幾何關(guān)系并結(jié)合霧化問題的特點(diǎn)對(duì)前后兩幅霧化場圖像的關(guān)鍵點(diǎn)進(jìn)行精確匹配，從而計(jì)算出關(guān)鍵點(diǎn)位移和速度。

圖8 碳顆粒濃度及粒徑對(duì)霧化的影響(2θ=60°)Fig.8 Effects of carbon particle concentration and particle size on atomization(2θ=60°)

2.4.1 霧化場速度分布

如圖9所示，本文分別研究了不同工況下距撞擊點(diǎn)Δy的水平截面及以撞擊點(diǎn)為圓心、半徑為r的圓弧的速度分布。

圖9 霧化速度場分析的統(tǒng)計(jì)截面Fig.9 Statistical cross section for velocity field analysis

圖10為SC1模擬液在2θ=60°和vj取值約為30 m/s、40 m/s時(shí)的霧化場速度v在不同水平截面的速度場分布(表2中工況AA-4和AA-5)。由圖10可見，SC2、SC3模擬液在相同速度和撞擊角度下的速度分布情況與SC1模擬液類似。分析圖10可以得到以下結(jié)論：

1)總體上看，水平截面的速度隨著與撞擊點(diǎn)豎直距離Δy的增大而減小。

2)對(duì)于液絲- 液滴型霧化模式(見圖10(a)和圖10(b))，當(dāng)與撞擊點(diǎn)距離較小(如Δy為0.013 m、0.051 m)時(shí)，水平截面速度呈現(xiàn)中間速度高、兩側(cè)速度低的單峰分布，隨著Δy的增大，水平截面的速度漸趨一致。

圖10 不同水平截面的霧化場速度(SC1模擬液，vj≈30 m/s,40 m/s，2θ=60°)Fig.10 Velocities of atomization fields at different horizontal sections (SC1，vj≈30 m/s,40 m/s，2θ=60°)

圖11為SC1～SC3模擬液在2θ=60°和vj取值約為20 m/s、30 m/s時(shí)距撞擊點(diǎn)不同距離的霧化場速度分布(表2中工況AA-3、AB-3、AC-3、AA-4、AB-4和AC-4)。圖12為vj≈20 m/s和2θ取值為40°、80°時(shí)SC1～SC3模擬液的霧化場速度分布(表2中工況AD-1-1、AE-1、AF-1、AD-1、AE-2和AF-2)。與圖10相比，圖11和圖12所示的霧化場速度分布更為規(guī)律，這一結(jié)果與霧化場中流體以撞擊點(diǎn)為中心向周圍輻射展開的物理現(xiàn)象是一致的。

通過對(duì)比分析，由圖11和圖12可以得到以下結(jié)論：

1)由于射流撞擊霧化過程中的黏性耗散等因素，對(duì)于圖11和圖12所示的所有工況，霧化場速度均明顯小于射流速度。從圖11(a)和圖12(a)、圖12(b)的整體對(duì)比可以看出，當(dāng)射流速度基本相同時(shí)，霧化場速度隨著撞擊角度的增大而減小，這主要是因?yàn)樯淞鞯挠行ё矒羲俣入S著撞擊角度的增大而增大、霧化過程中的能量耗散增大所致。

2)對(duì)于圖11和圖12所示的所有工況，由于霧化過程中液膜的展開、破碎及液絲的變形、斷裂等過程不斷消耗流體的動(dòng)能，霧化場速度整體上隨著與撞擊點(diǎn)距離的增大而減小。

3)由圖11和圖12可以看出，當(dāng)射流速度、撞擊角度相同時(shí)，SC3模擬液的霧化場速度普遍略高于SC1、SC2模擬液的霧化場速度。這是因?yàn)榕cSC1、SC2模擬液相比，SC3模擬液的碳顆粒粒徑更大，射流撞擊時(shí)碳顆粒間的相互作用更為明顯、膠凝劑對(duì)碳顆粒的約束作用相對(duì)較小、黏性耗散相對(duì)較小，因此，射流撞擊后剩余動(dòng)能較大、速度較高。

2.4.2 霧化場平均速度

凝膠推進(jìn)劑的射流撞擊霧化是一個(gè)高度紊亂、復(fù)雜的過程，為進(jìn)一步揭示不同工況下霧化場速度的變化規(guī)律，下面對(duì)200幅霧化圖像的速度進(jìn)行加權(quán)平均，以獲得霧化場的平均速度并進(jìn)行分析。

圖11 與撞擊點(diǎn)不同距離的霧化場速度分布(2θ=60°)Fig.11 Distribution of atomization field velocities at different distances from impact point (2θ=60°)

圖12 與撞擊點(diǎn)不同距離的霧化場速度分布(vj≈20 m/s)Fig.12 Distribution of atomization field velocities at different distances from impact point (vj≈20 m/s)

圖13和圖14分別為SC1～SC3模擬液的霧化場平均速度隨射流速度、撞擊角度的變化規(guī)律。

圖13 霧化場平均速度隨射流速度的變化(2θ=60°)Fig.13 Variation of average velocity of atomization field with jet velocity(2θ=60°)

由圖13(a)可以看出，當(dāng)2θ=60°時(shí)，霧化場平均速度隨著射流速度的增大近似呈線性增大；圖13(b)表明，霧化場平均速度與射流速度的比值va/vj并非定值，而是隨著射流速度的增大而減小，va/vj的變化范圍為0.6～0.9.

由圖14可以看出，當(dāng)射流速度相同時(shí)，同種模擬液的va及va/vj均隨著撞擊角度的增大而減小。

凝膠推進(jìn)劑的射流撞擊霧化是射流動(dòng)能通過變形、耗散等轉(zhuǎn)換為勢能的過程，能量轉(zhuǎn)換越充分，霧化效果越好。霧化場平均速度是轉(zhuǎn)換后剩余動(dòng)能的表征，因此霧化場平均速度與射流速度的比值va/vj可作為能量轉(zhuǎn)換效率的度量，用于表征霧化效果。對(duì)同一種凝膠推進(jìn)劑模擬液而言，va/vj越小，說明能量轉(zhuǎn)換效率越高，霧化效果越好。由圖13(b)、圖14(b)可知，同一種凝膠推進(jìn)劑模擬液的va/vj隨著射流速度、撞擊角度的增大而減小，說明凝膠推進(jìn)劑模擬液的霧化效果隨著射流速度和撞擊角度的增大而改善，這與之前的霧化實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象相吻合。

圖14 霧化場平均速度隨撞擊角度的變化Fig.14 Variation of average velocity of atomization field with impact angle

2.5 液膜厚度估計(jì)

液膜厚度是表征霧化效果的重要參數(shù)，理論分析認(rèn)為，液膜厚度與液絲/液滴的尺寸直接相關(guān)[16]，因此液膜厚度越小，霧化效果越好。直接利用實(shí)驗(yàn)手段測量凝膠推進(jìn)劑射流撞擊后的液膜厚度較為困難，在霧化理論分析中主要應(yīng)用Hasson等[17]提出的液膜厚度估計(jì)式。

本文以霧化速度場分析為基礎(chǔ)，提出一種新的液膜厚度估算方法：如圖15所示，假設(shè)射流撞擊后流體由撞擊點(diǎn)O以速度vs運(yùn)動(dòng)、形成了面積為S的液膜，運(yùn)動(dòng)距離為r，則液膜形成的時(shí)間t=r/vs，液膜面積S可以通過對(duì)霧化圖像的處理獲得，液膜運(yùn)動(dòng)的平均速度vs通過2.4節(jié)的方法計(jì)算，則液膜平均厚度H可通過下式估算：

(2)

式中：Q為凝膠推進(jìn)劑模擬液的管路流量。為保證計(jì)算的準(zhǔn)確性，本文對(duì)每種工況連續(xù)處理了400幅圖像，并對(duì)計(jì)算出的液膜厚度進(jìn)行了平均，所計(jì)算出的SC1～SC3模擬液的液膜厚度隨著射流速度及撞擊角度的變化規(guī)律如圖16所示。

圖15 液膜厚度估計(jì)示意圖Fig.15 Schematic diagram of liquid sheet thickness estimation

圖16 液膜厚度隨射流速度及撞擊角度的變化Fig.16 Variation of liquid sheet thickness with jet velocity and impact angle

由圖16可以得到以下結(jié)論：

1)在本文研究范圍內(nèi)，射流撞擊形成液膜的厚度在0.04～0.13 mm之間；對(duì)同種凝膠模擬液，液膜厚度隨著射流速度及撞擊角度的增大而減小。

2)由圖16(a)看出，當(dāng)2θ=60°時(shí)，對(duì)于3種模擬液，當(dāng)射流速度由10 m/s提高到20 m/s時(shí)，液膜厚度急劇減小，此后隨著射流速度的增大，液膜厚度減小的趨勢減緩。結(jié)合霧化現(xiàn)象，當(dāng)vj≈10 m/s時(shí)，3種模擬液均為邊緣封閉型霧化模式；當(dāng)vj≈20 m/s時(shí)，3種模擬液均為邊緣開放型霧化模式；當(dāng)vj取值約為30 m/s、40 m/s時(shí)，3種模擬液均為液絲- 液滴型霧化模式。因此，邊緣封閉型霧化模式的液膜厚度最大；隨著射流速度的增大，由邊緣封閉的霧化模式向其他霧化模式發(fā)展時(shí)，液膜厚度急劇減??；在邊緣開放或液絲- 液滴型霧化模式內(nèi)，液膜厚度隨著射流速度的增大近似呈線性緩慢減小。

3)由圖16(a)可知，當(dāng)射流速度相同時(shí)，SC3模擬液的液膜厚度最小，其次為SC1模擬液，SC2模擬液形成的液膜厚度最大；由圖16(b)也可以得出類似結(jié)論，當(dāng)撞擊角度相同時(shí)，液膜厚度按照SC3、SC1、SC2的順序逐漸減小(2θ=40°時(shí)，SC3模擬液的射流速度明顯低于SC1模擬液，造成SC3模擬液的液膜厚度略高于SC1模擬液)。因此可以認(rèn)為，在相同條件下，SC3模擬液的霧化效果最好，SC1模擬液次之，SC2模擬液的霧化最困難。

3 結(jié)論

為獲得含固體顆粒凝膠推進(jìn)劑的射流撞擊霧化現(xiàn)象、研究固體顆粒的添加對(duì)凝膠推進(jìn)劑流變及霧化的影響，本文設(shè)計(jì)并進(jìn)行了6組27種實(shí)驗(yàn)條件下的含碳顆粒凝膠推進(jìn)劑霧化實(shí)驗(yàn)，獲取了霧化場圖像并對(duì)霧化現(xiàn)象進(jìn)行了分析討論。得出的主要結(jié)論如下：

1)制備的含碳顆粒凝膠推進(jìn)劑模擬液具有典型的剪切變稀特性，黏度隨著碳顆粒的濃度、平均粒徑的增大而增大。

2)射流速度對(duì)霧化模式有重要影響，隨著射流速度的增大，霧化場出現(xiàn)邊緣閉合型、邊緣開放型、液絲- 液滴型3種霧化模式。3種霧化模式的液膜破碎現(xiàn)象和機(jī)理有本質(zhì)不同，霧化效果隨著射流速度的增大而逐漸改善。

3)撞擊角度對(duì)霧化場的基本形狀有重要影響，當(dāng)射流速度基本相同時(shí)，撞擊角度越大、霧化效果越好。

4)由于碳顆粒間的剛性撞擊作用，霧化效果隨著碳顆粒濃度的增大而降低，隨著碳顆粒粒徑的增大而略有改善。但是，固體顆粒物粒徑的增大有可能會(huì)產(chǎn)生不完全燃燒、降低燃燒效率。因此，對(duì)于真實(shí)凝膠推進(jìn)劑，還需要根據(jù)燃燒效率進(jìn)一步確定固體顆粒的最佳粒徑。

5)在本文研究范圍內(nèi)，霧化場平均速度與射流速度的比值va/vj范圍在0.6～0.9之間，可用于表征霧化效果，va/vj越小，能量轉(zhuǎn)換效率越高，霧化效果越好。

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[1] Hodge K, Crofoot T, Nelson S. Gelled propellants for tactical missile applications[C]∥35th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit. Los Angeles, CA, US: AIAA, 1999.

[2] 鄧寒玉,封鋒,武曉松, 等.射流偏心撞擊對(duì)凝膠推進(jìn)劑撞擊霧化影響的實(shí)驗(yàn)研究[J].兵工學(xué)報(bào), 2016,37(4):612-620.

DENG Han-yu, FENG Feng, WU Xiao-song, et al. Experimental research on the effect of eccentric impact of jet on the impinging atomization of gel propellant[J]. Acta Armamentarii, 2016, 37(4): 612-620.(in Chinese)

[3] Natan B, Rahimi S. The status of gel propellants in Year 2000[J]. International Journal of Energetic Materials and Chemical Propulsion, 2002,5(1/2/3/4/5/6):172-192.

[4] Rapp D C, ZurawskiL R. Characterization of aluminum/RP-1 gel propellant properties, 1988-2821 [R].US:NASA, 1988.

[5] Jayaprakash N, Chakravarthy S R. Impingement atomization of gelled fuels[R]. Reston, VA, US:AIAA, 2003.

[6] von Kampen J,Alberio F, Ciezki H K. Spray and combustion characteristics of aluminized gelled fuels with an impinging jet injector[J]. Aerospace Science and Technology, 2007(11):77-83.

[7] Baek G, Kim S, Han J, et al. Atomization characteristics of impinging jets of gel material containing nanoparticles[J]. Journal of Non-Newtonian Fluid Mechanics, 2011, 166(21):1272-1285.

[8] 張蒙正,李軍,陳煒, 等. 互擊式噴嘴燃燒室燃燒效率實(shí)驗(yàn)[J]. 推進(jìn)技術(shù), 2012,33(1):54-57.

ZHANG Meng-zheng, LI Jun, CHEN Wei,et al. Experiments on combustion efficiency for impinging injector chamber[J]. Journal of Propulsion Technology, 2012, 33(1): 54-57.(in Chinese)

[9] Lowe D G. Object recognition from local scale-invariant features[C]∥17th IEEE International Conference on Computer Vision.Los Alamitos, CA, US: IEEE, 1999.

[10] Lowe D G. Distinctive image features from scale-invariant keypoints[J]. International Journal of Computer Vision, 2004,60(2):91-110.

[11] 張蒙正, 楊偉東, 孫彥堂,等. 凝膠推進(jìn)劑直圓管流動(dòng)特性探討[J]. 火箭推進(jìn), 2007,33(5):1-5.

ZHANG Meng-zheng, YANG Wei-dong, SUN Yan-tang,et al. Discussion on gelled propellant fluid characteristics in straight round pipe [J].Journal of Rocket Propulsion, 2007, 33(5): 1-5.(in Chinese)

[12] Fu Q F, Yang L J，Zhuang F C. Effects of orifice geometry on spray characteristics of impinging jet injectors for gelled propellants[C]∥49th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference. San Jose, CA, US:AIAA, 2013.

[13] Qiang H F, Liu H, Han Q L, et al. Atomization of gelled propellant simulant with carbon particles[J]. Chinese Journal of Energetic Materials, 2015, 23(12): 1207-1211.

[14] Rodrigues M B, Mishra D P. Synthesis of jet A1gel fuel and its characterization for propulsion applications[J]. Fuel Processing Technology, 2013, 106: 359-365.

[15] 陳杰,封鋒,馬虎，等. 基于PIV的凝膠模擬液撞擊霧化速度場實(shí)驗(yàn)研究[J]. 推進(jìn)技術(shù), 2014, 35(4): 565-569.

CHEN Jie, FENG Feng, MA Hu, et al. Experimental study on impinging velocimetry of gel stimulants based on PIV[J]. Journal of Propulsion Technology, 2014, 35(4): 565-569.(in Chinese)

[16] Chojnacki K T. Atomization and mixing of impinging non-Newtonian jets[D]. Huntsville，AL，US: University of Alabama-Huntsville, 1997.

[17] Hasson D, Peck R. Thickness distribution in a sheet formed by impinging jets[J]. AIChE Journal, 1964,10(5):752-754.