動量比及其調(diào)節(jié)方式對針栓噴注器噴霧特性的影響*

陳慧源 李清廉? 成鵬 林文浩 李晨陽

1) (國防科技大學,高超聲速沖壓發(fā)動機技術(shù)重點實驗室,長沙 410073)

2) (國防科技大學空天科學學院,長沙 410073)

對不同動量比下針栓噴注器的噴霧特性開展了試驗研究.以水為模擬介質(zhì),分別通過增大氧化劑流量與減小燃料流量,在0.16-0.99范圍內(nèi)增大局部動量比,其中前者對應的總動量更高.通過高速攝影結(jié)合激光相位多普勒技術(shù)(PDA)研究了不同工況下的噴霧邊界、粒徑分布及速度場.結(jié)果表明,工況變化直接影響噴霧形態(tài),并進一步影響其他噴霧特性.對于同一局部動量比,噴霧錐角一致,但高總動量對應的噴霧下游范圍更大.隨著外噴嘴流量增加,噴霧上游出現(xiàn)空心區(qū),且其范圍隨局部動量比增大而增大.Sauter平均直徑(SMD)隨局部動量比增加而增大,變化范圍則隨總動量增高而擴大.有空心區(qū)的噴霧SMD沿徑向呈N形變化趨勢,噴霧外緣粒徑最大; 實心噴霧SMD沿徑向略有下降.噴霧合速度取決于總動量,合速度、軸向速度、徑向速度均沿徑向呈倒V形變化,但軸向速度以下降趨勢為主,徑向速度增加后緩慢減小或直接趨平.局部動量比越高,徑向速度越高,軸向速度越低.此外,空心區(qū)下方噴霧速度場由液膜主導.

1 引 言

針栓噴注器以燃燒室頭部布置離散的針栓孔與主要特點,具有不同于傳統(tǒng)發(fā)動機構(gòu)型的燃燒流場[1],可被廣泛應用于液體火箭發(fā)動機領(lǐng)域[2].針栓發(fā)動機的優(yōu)點在于高性能、寬推力及推進劑范圍、內(nèi)在燃燒穩(wěn)定性、深度調(diào)節(jié)能力、結(jié)構(gòu)簡單、經(jīng)濟適用等.鑒于以上優(yōu)點,國內(nèi)外關(guān)于變推力發(fā)動機的研究主要集中于使用針栓式噴注器的變推力發(fā)動機[3].阿波羅落月發(fā)動機LMDE[4]采用針栓式噴注器實現(xiàn)了最大推力46600 N,推力變比10∶1的性能,嫦娥三號[5,6]也采用針栓噴注器實現(xiàn)了最大推力7500 N,推力變比5∶1的要求.

針栓發(fā)動機的性能與很多因素有關(guān).TRW公司的設(shè)計經(jīng)驗表明,通過對針栓噴注器結(jié)構(gòu)的合理設(shè)計,發(fā)動機燃燒效率可高達96%-99%[1].對針栓發(fā)動機而言,總動量比(TMR)是最重要的設(shè)計參數(shù),定義為徑向動量和軸向動量的比值[2].設(shè)計經(jīng)驗表明TMR數(shù)值在1左右時能夠獲得最優(yōu)性能[2].俞南嘉等[7]通過對針栓式液氧/煤油發(fā)動機燃燒流場進行數(shù)值仿真發(fā)現(xiàn),動量比為1時,針栓式噴注器霧化混合效果最好,達到了最佳的燃燒效率96.7%.Heister等[8]認為噴霧錐角基本與TMR0.5成正比,與橫向射流中噴注深度與TMR之間的關(guān)系類似.Son等[9]以液體中心式氣液針栓噴注器為背景,研究了TMR和We對噴霧半錐角的影響,發(fā)現(xiàn)噴霧半錐角與TMR0.124成正比.成鵬通過冷態(tài)試驗與仿真相結(jié)合的方法,分別推導了徑向縫型[10]、徑向孔型針[11]栓噴注器噴霧半錐角的預測公式,分別為α=acos[1/(1+TMR)]和α=acos[1/(1+LMR)].其中LMR為局部動量比(也稱作有效動量比),LMR=TMR/BF[12].阻塞因子(BF)定義為所有孔或縫的周向長度與針栓周長的比值[2]：其中n為孔數(shù),dt為徑向孔孔徑,D為針栓頭直徑.

TRW公司[1]自20世紀起就持續(xù)開展了針栓發(fā)動機的研制工作,但現(xiàn)有文獻僅給出了發(fā)展歷程和部分型號的工作性能; 韓國航天大學的Son團隊[9,13,14]開展了相對持續(xù)的研究工作,主要解決了氣液徑向縫型針栓噴注器的錐角測量、分布范圍測量以及數(shù)值方法的探索; 國內(nèi)的方昕昕等[15-18]相對系統(tǒng)地開展了氣液針栓發(fā)動機的破碎過程分析及燃燒流場模擬工作; 文獻[10,11,19]對液液針栓噴注器的破碎霧化過程開展了理論推導和噴霧形態(tài)的測量工作.

國內(nèi)外學者通過豐富的手段對噴霧特性開展研究.高速攝影是較為常見的研究手段,吳里銀等[20]在此基礎(chǔ)上發(fā)展了脈沖激光背景成像方法來獲取超聲速氣流中“凍結(jié)”的橫向射流,吳迎春等[21]通過全場彩虹測量技術(shù)對雙組份液滴的濃度及粒徑分布進行了研究,Zhang等[22]基于PIV技術(shù)發(fā)展了可用于同步測量氣液兩相混合過程的高速雙色PIV技術(shù).何博等[23]對液體火箭中有機凝膠噴霧液滴的蒸發(fā)過程開展了建模和數(shù)值仿真工作.數(shù)值仿真手段被廣泛應用于發(fā)動機燃燒過程的研究[24,25],熱試試驗中則通過特定波段的濾光片捕捉釋熱區(qū),獲得發(fā)動機的火焰形態(tài)及燃燒性能[26].

總的來說,動量比對針栓噴注器的霧化特性有非常重要的影響,而現(xiàn)有文獻主要從噴霧錐角的角度出發(fā),對噴霧的分布形態(tài)、霧化特性、速度場等尚未開展深入研究.實際上,現(xiàn)有的關(guān)于針栓噴注器的研究主要集中于噴霧的外邊界的研究,即使對相對固定的工況,也缺乏系統(tǒng)深入的研究工作.因此,本文通過兩種調(diào)節(jié)方式,系統(tǒng)研究了局部動量比對針栓噴注器的噴霧分布、霧化特性及速度場的影響規(guī)律,并從針栓噴注器噴霧形成與發(fā)展過程的角度出發(fā),解釋了局部動量比及其調(diào)節(jié)方式影響噴霧特性的內(nèi)在機制.

2 試驗系統(tǒng)與試驗方法

開展霧化試驗所用的試驗系統(tǒng)如圖1所示.試驗系統(tǒng)由供應系統(tǒng)、測控系統(tǒng)、試驗件等基本組成部分,同時根據(jù)試驗需求分別布置了高速攝影系統(tǒng)和相位多普勒(PDA)系統(tǒng)試驗噴霧圖像的拍攝及粒徑、速度的測量.

圖1 試驗系統(tǒng)示意圖[27]Fig.1.Schematic diagram of the experimental setup[27].

試驗采用的是一個設(shè)計流量為0.7 kg/s的氧化劑中心式液液針栓噴注器(氧化劑和燃料設(shè)計流量分別為206和493 g/s).設(shè)計的氧化劑和燃料分別為液氧和酒精,實際冷試條件均采用水作為模擬介質(zhì)[9,28].氧化劑和燃料分別經(jīng)徑向孔和軸向環(huán)縫噴出,兩者的軸向距離定義為“跳過距離”[2].為增加噴霧范圍,設(shè)計外噴嘴入口為切向孔.圖2給出了噴嘴出口的結(jié)構(gòu)示意圖.針栓噴注器的基本結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示.環(huán)境壓力為101.3 kPa,環(huán)境溫度為283 K,周圍為靜止空氣環(huán)境.參考Urbán等[29]的計算評估,認為該條件下可忽略蒸發(fā)對噴霧的影響.

2.1 試驗工況

為研究動量比對噴霧特性的影響,以gk1為基本工況,通過增大氧化劑流量和減小燃料流量兩種方式來增加局部動量比,變化范圍為0.16-0.90.兩種調(diào)節(jié)方式相比,雖然局部動量比基本一致,但增大氧化劑流量方式(gk1-gk4)對應的總流量更高,總動量更大; 減小燃料流量方式(gk1,gk5-gk7)對應的總流量更低,總動量更小.以局部動量比而非總動量比為變量,是因為本文研究對象為徑向孔形針栓噴注器,徑向流體以多股射流形式噴出,噴霧場本身具有強烈的局部流動特征.具體的工況參數(shù)如表2所列.

表1 針栓噴嘴器的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1.Structural parameters of the pintle injector.

圖2 針栓噴注器示意圖Fig.2.Schematic diagram of the pintle injector.

表2 試驗工況Table 2.Operating conditions.

考慮到外噴嘴入口為切向孔,液膜經(jīng)環(huán)縫流出時同時攜帶了軸向動量和徑向動量,故在求解動量比時需要考慮到液膜的徑向動量與軸向動量的比例.通過開展只有外噴嘴流動的試驗,可以測得一個噴霧錐角 αf,則總動量比為

Santoro等[12]和Cheng等[19]對于針栓噴注器均提出了局部動量比(或有效動量比)的概念.以射流單孔為研究對象分析局部流動,假設(shè)與射流孔撞擊的液膜的面積與射流的流動面積相同,且不同區(qū)域的流動速度一致,則局部動量比定義為

其中下標“l(fā)”表示局部流動參數(shù).

2.2 成像系統(tǒng)

成像系統(tǒng)用于噴霧場的可視化,包括LED光源、高速攝影和電腦.其中,LED光源提供了平行的背景光,高速相機為型號Photron FASTCAM SA-X2,鏡頭為Nikon ED 200 mm定焦鏡頭.拍攝時采用的幀頻為10000 fps,曝光時間為1/100000 s,圖像分辨率為784 pix×958 pix.

2.3 PDA 系統(tǒng)

PDA系統(tǒng)由激光光源、發(fā)射端、接收端、處理機、三維坐標架等構(gòu)成.發(fā)射端與接收端夾角為145°,通過三維坐標架的移動實現(xiàn)不同位置測點的測量.發(fā)射端和接收端的信號經(jīng)過處理之后轉(zhuǎn)換為所測粒子的速度和粒徑信息.測量中用到綠光和藍光兩組激光.其中,綠光用于測量粒徑和Z方向速度,藍光用于測量X方向速度.兩個方向的測量結(jié)果互不相關(guān),但可以通過統(tǒng)計平均后表征噴霧在不同空間位置的分布特征.參考文獻[30]設(shè)置最大采樣數(shù)為10000,最長采樣時間為10 s,滿足任意條件時即認為該點測量完成.PDA系統(tǒng)主要參數(shù)如表3所示.更多的信息參見吳里銀[31]論文.

在對噴霧范圍進行初步測量的基礎(chǔ)上布置PDA測點,如圖3所示.考慮到針栓噴注器為準軸對稱結(jié)構(gòu),選取了過對稱軸的XOZ平面上測量粒徑、軸向速度和徑向速度,測點范圍隨局部動量比增大而拓展,如圖3(b)所示.從gk1-gk4,XOZ平面上測點數(shù)分別為46/52/65/79.由于gk5-gk7的局部動量比范圍分別對應gk2-gk4,測點布置也保持一致.測量原點位于針栓頭底部中心處.由于測點在縱截面上,XOZ平面即為ROH平面,下文統(tǒng)一用ROH坐標系描述噴霧的空間位置.

圖3 (a) PDA系統(tǒng); (b) 不同工況下測點布置示意圖Fig.3.(a) PDA system; (b) measurement point setup under different operating conditions.

表3 PDA系統(tǒng)參數(shù)表Table 3.Parameters of the PDA system.

2.4 數(shù)據(jù)處理方法

背景光穿過噴霧的過程中由于噴霧的散射和吸收作用導致光強被削弱,由此導致了噴霧圖像灰度的不均勻分布.高速攝影拍攝所得的原始圖像首先被轉(zhuǎn)化為灰度圖,進一步通過Otsu[32]的方法獲得閾值,轉(zhuǎn)為二值圖,由此獲得噴霧邊界,并計算噴霧錐角,如圖4所示.從第一排孔對應的軸向位置出發(fā),向下取10 mm的距離來測量噴霧錐角.在這個范圍內(nèi)噴霧在徑向充分發(fā)展且尚未破碎,存在清晰的邊界線.對每一個試驗工況,取1000幅圖像求取時均的噴霧錐角.

PDA測量可以直接得到在測量時間內(nèi)所有粒子的粒徑、軸向速度和徑向速度信息.PDA具有精度高、動態(tài)響應快的優(yōu)勢[33],文獻[29]指出在粒徑為64.1 μm范圍內(nèi)單個粒子的不確定度僅為0.5 μm.平均速度、Sauter平均直徑 (SMD)和體積流率則通過一段時間內(nèi)的數(shù)據(jù)統(tǒng)計得到(通常選取所有測點的最短時間).首先通過對比不同區(qū)段數(shù)據(jù)統(tǒng)計研究樣本選取對試驗結(jié)果的影響.以gk1為例,自上而下選取了距針栓頭底部5,40和80 mm的3個測點,將總樣本分為5個區(qū)段,每個區(qū)段樣本數(shù)為2000,分別計算SMD和平均軸向速度,如圖5所示.結(jié)果表明,PDA測量結(jié)果穩(wěn)定,SMD的相對誤差在 ± 3%以內(nèi),速度的相對誤差在 ± 1%以內(nèi).

圖4 噴霧錐角測量方法示意圖Fig.4.Determination of the spray angle.

3 結(jié)果分析與討論

3.1 噴霧邊界

不同工況下的噴霧范圍通過高速攝影圖像與PDA計算體積流率(以Q表示,單位為mm3/s)分布兩種方式分別表示出來,如圖6所示.體積流率定義為

對于每一個PDA測點,t為測量時間,N為測量時間內(nèi)所測的粒子數(shù),d為粒子直徑,i為粒子編號.

圖5 PDA不同區(qū)段數(shù)據(jù)對比分析Fig.5.Contrastive analysis on the data from different sections obtained by PDA.

圖6 不同局部動量比下的噴霧范圍Fig.6.Spray range at different LMR.

由圖6可以看出,隨著局部動量比的增加,噴霧的外邊界均向外擴展,但拓展程度受到動量比調(diào)節(jié)方式的影響.與直觀拍攝所得的噴霧圖像相比,體積流率分布云圖還獲得了噴霧的內(nèi)邊界.為了更加明確地對比不同動量比調(diào)節(jié)方式對噴霧范圍的影響,提取了不同工況下噴霧的內(nèi)、外邊界,如圖7所示.

首先對噴霧的外邊界進行分析.圖7對比了不同動量比調(diào)節(jié)方式下噴霧外邊界的位置,而對于噴霧圖像觀測來說,噴霧錐角是更加常用的量化指標.通過圖像處理,得到噴霧上游清晰的邊界條件,可以獲得不同工況下的噴霧錐角,具體方法如2.4節(jié)所示.由圖8可以看出,噴霧錐角隨局部動量比的增加而增加,試驗結(jié)果與成鵬[11]提出的徑向孔型液液針栓噴注器的錐角預測公式符合得很好.由此說明,針栓噴注器的噴霧錐角只與局部動量比有關(guān),幾乎不受其調(diào)節(jié)方式的影響.

圖7 不同工況下的噴霧內(nèi)、外邊界對比Fig.7.Inner/outer boundary under different operating conditions.

圖8 不同調(diào)節(jié)方式下噴霧錐角隨局部動量比的變化情況Fig.8.Spray angle vs.LMR with different throttling methods.

另一方面,無論從噴霧圖像還是噴霧PDA測量結(jié)果來看(見圖6),對比兩種動量比調(diào)節(jié)方式,通過增加內(nèi)噴嘴流量來增加局部動量比時所得的噴霧范圍更大.這說明,在噴霧上游,噴霧邊界尚且清晰,噴霧破碎程度不高時,噴霧向外拓展的范圍主要受初始動量比條件控制,表現(xiàn)為局部動量比越大,噴霧錐角越大; 隨著噴霧向下游發(fā)展,破碎霧化過程逐漸完成,噴霧外邊界所能到達的最遠范圍受到總動量的影響.具體的,將gk2-gk4與gk5-gk7對應比較可以看出,前者總動量更大,在噴霧充分完成破碎霧化過程后,由于總的粒子濃度更高(參見圖6中體積流率云圖對比結(jié)果),在噴霧場的下游,噴霧范圍更大.

接下來,對噴霧的內(nèi)邊界進行分析.局部動量比對噴霧內(nèi)邊界的影響主要表現(xiàn)為空心區(qū)的有無及大小上.當總動量較大時,噴霧上游存在“空心區(qū)”,形成了噴霧的內(nèi)邊界,且內(nèi)邊界的范圍隨著局部動量比的增加而增加.而對于總動量相對較小的gk5-gk7,噴霧上游并未出現(xiàn)空心區(qū)結(jié)構(gòu).由此說明,空心區(qū)的大小同時受到軸向動量和徑向動量大小的影響.隨著軸向動量增加(gk7→gk6→gk5→gk1),噴霧上游從實心結(jié)構(gòu)發(fā)展為空心結(jié)構(gòu); 隨著徑向動量增加(gk1→gk2→gk3→gk4),空心結(jié)構(gòu)的區(qū)域不斷增大,噴霧內(nèi)邊界范圍向外拓展.

對于徑向孔形針栓噴注器,部分液膜與射流直接發(fā)生碰撞,另一部分液膜受到射流與液膜碰撞作用的影響,在徑向分布上有被帶離中心向外擴展的趨勢.故噴霧中心是否中空,受到液膜原本流動狀態(tài)與射流液膜碰撞作用的共同影響.

首先對液膜本身的流動狀態(tài)進行分析.圖9給出了只有液膜噴注的情況下所形成的噴霧圖像.考慮到外噴嘴為切向入口,故液膜經(jīng)環(huán)縫噴出時本身攜帶有一定的切向速度,該速度使得液膜在向下流動的同時具有沿徑向擴展的趨勢,可以類比離心式噴嘴的工作過程與噴霧形態(tài)[34].對于離心式噴嘴,低壓降下表面張力占優(yōu),噴霧向中心聚攏; 高壓降下氣動力作用增強,噴霧向外拓展.但本文中液膜從環(huán)縫噴出后,一側(cè)有針栓頭壁面,故流體本身有貼壁流動的趨勢,這被稱之為康達效應[35].由圖9可以看出,當液膜流量較低時,液膜初始速度基本垂直,液膜流動方向與壁面基本平行; 隨著流量增加,液膜切向速度分量增加,初始速度與針栓頭壁面之間夾角增大.根據(jù)Allery等[36]的研究,流體速度方向與壁面夾角越小,越容易貼壁流動.總的來說,液膜流速越低,越容易貼壁流動,形成實心噴霧; 液膜流速越高,越容易向外拓展,形成中空噴霧.

圖9 單液膜噴注條件下噴霧形態(tài)隨液膜流量的變化Fig.9.Spray patterns with changing mass flow rate of the liquid film with only the liquid film injected.

射流與液膜的相互作用會增強液膜脫離壁面向外拓展的趨勢.根據(jù)成鵬[11]開展的單股射流撞擊液膜的試驗結(jié)果,射流與液膜撞擊后將液膜撐開,形成中空的斗篷狀噴霧.如果此時液膜本身已經(jīng)脫離或即將脫離壁面,則由于射流的進一步帶動作用,在整個周向位置上,不會出現(xiàn)液膜在噴霧中心軸線匯聚的現(xiàn)象,這就是噴霧上游空心區(qū)的由來.液膜流量和射流流量的增加均會促進噴霧形成中空結(jié)構(gòu).但由于相鄰斗篷在向下游發(fā)展的過程中相互碰撞,產(chǎn)生的液滴填充了噴霧中心的空心區(qū),故噴霧下游空心區(qū)消失,噴霧結(jié)構(gòu)由空心錐形變?yōu)閷嵭腻F形.進一步地,隨著徑向流量增加,徑向動量更大,推開液膜的能力更強,從噴霧錐角來看,單個斗篷的徑向范圍也更大.對于恒定的孔間距,忽略射流速度對其周向擴展速度的影響,在斗篷碰撞的時間間隔內(nèi),徑向流體的流速越高,相鄰斗篷碰撞前在徑向的運動距離越遠,空心區(qū)徑向范圍越大.

總的來說,針栓噴注器的噴霧邊界同時受到局部動量比的大小及其調(diào)節(jié)方式的影響,其中后者主要歸結(jié)于總動量的影響.局部動量比的增加使得噴霧上游外邊界拓展,噴霧錐角增加; 在噴霧下游,液霧充分破碎之后,總動量越大,噴霧范圍越大.當外噴嘴動量增加到一定程度后,外噴嘴的徑向動量可以克服康達效應的影響,將液膜推開形成空心的斗篷,在噴霧上游形成空心區(qū)結(jié)構(gòu),且徑向動量越大,空心區(qū)范圍越大.

3.2 粒徑分布

液滴粒徑的大小會直接影響霧化效果的好壞.從評估液霧燃燒性能的好壞出發(fā)[37],本文選取了SMD來分析粒徑的分布.動量比調(diào)節(jié)方式對SMD的分布有非常重要的影響,在本文中,局部動量比調(diào)節(jié)方式的不同直接影響總動量的高低：gk1-gk4的流體流量較高,總動量較大; gk5-gk7的流體流量較低,總動量較小.

對于總動量較高的工況,從分布范圍上來說,SMD的分布區(qū)間約為40 μm,且SMD的分布范圍整體上隨局部動量比的增加而遞增(見圖10).進一步地,從空間分布云圖上(圖11)來看,噴霧在徑向存在兩個SMD較高的區(qū)域,整體呈現(xiàn)出雙峰分布.由于第二個峰值出現(xiàn)在噴霧外緣,故SMD沿徑向表現(xiàn)為N形分布,如圖12所示.霧化最好的區(qū)域出現(xiàn)在噴霧徑向中間區(qū)域,霧化最差的位置在噴霧外緣.通過對比噴霧分布云圖(圖6)與粒徑分布云圖(圖11)可以發(fā)現(xiàn),SMD最低的范圍基本上對應體積流率較高的區(qū)域,根據(jù)成鵬[11]的分析,在徑向方向上,內(nèi)側(cè)噴霧主要受到液膜的影響,外側(cè)噴霧則主要受到射流的影響,從空間位置上來看,SMD峰谷區(qū)域應對應射流與液膜發(fā)生相互作用的區(qū)域,故而這部分的噴霧濃度最高,霧化效果最好,粒徑最低.

圖10 不同局部動量比下的SMD變化范圍Fig.10.Range of SMD under different LMR.

對于總動量較低的工況,從圖10可以看出,SMD的分布區(qū)間在15 μm以內(nèi),明顯低于相同局部動量比下總動量更高的對應工況.這表明總動量較低時,粒徑在空間分布上更加均勻,局部動量比的增加使得液滴粒徑略有增大,但影響并不明顯.總動量的影響主要體現(xiàn)在SMD的分布規(guī)律上.由圖11可以看出,對于總動量較低的工況,SMD沿徑向基本呈現(xiàn)出遞減的趨勢,噴霧中心的SMD始終較高,這是不同于高總動量工況下粒徑分布最顯著的特點.但隨著局部動量比的增加,在噴霧外緣出現(xiàn)了第二個SMD的峰值區(qū)域,這可能是由于高局部動量比下,部分射流直接穿透液膜運動到噴霧外圍造成的.

圖11 不同局部動量比下SMD分布云圖Fig.11.Contour of SMD under different LMR.

圖12 不同工況下SMD的分布曲線Fig.12.Distribution curves of SMD under different operating conditions.

分析兩種類型的SMD分布可以發(fā)現(xiàn),SMD空間分布特征的不同源于噴霧空間分布特征的不同,即噴霧上游是否存在空心區(qū)結(jié)構(gòu).當噴霧在空間分布上表現(xiàn)為實心錐形時,部分液膜沿針栓頭壁面直接向下游流動,并在噴霧中心匯聚,導致噴霧濃度高且粒徑偏大.這是由于液膜在向下游運動的過程中,并未與射流發(fā)生碰撞破碎,故液滴粒徑較大.相比之下,當噴霧在空間分布上表現(xiàn)為空心錐形時,液膜與射流碰撞破碎,周向上未出現(xiàn)液膜貼壁直接在中心匯聚的現(xiàn)象.在斗篷碰撞之前,噴霧中空,在斗篷相互作用最劇烈的區(qū)域粒徑最小,兩側(cè)逐漸增加,呈現(xiàn)為V形分布.下游相鄰斗篷碰撞后,在原有V形分布的基礎(chǔ)上,斗篷碰撞產(chǎn)生的液滴在噴霧中心進一步碰撞破碎,噴霧中心液滴尺寸較低,SMD的徑向分布發(fā)展為N形分布.

3.3 速度場

隨著局部動量比的變化,針栓噴注器噴霧的速度場也隨著發(fā)生了變化.圖13給出了不同工況下合速度的云圖.首先,合速度具有非常明顯的徑向分布特點,從噴霧中心到外緣呈現(xiàn)倒V形分布,噴霧主流處的噴霧速度最大,沿徑向向內(nèi)向外遞減.從合速度方向來看,內(nèi)側(cè)噴霧速度方向基本上垂直向下,越靠近噴霧外圍徑向的速度分量越大,合速度與軸線方向夾角越大.對比不同的局部動量比調(diào)節(jié)方式可以發(fā)現(xiàn),在本文中,增大氧化劑流量方式所得的噴霧總流量更大,總動量更高.對應地,合速度在數(shù)值上也更大.下面分別從軸向速度和徑向速度兩個方面進一步分析不同工況下的速度分布.

圖13 不同局部動量比下的合速度云圖Fig.13.Contour of the resultant velocity under different LMR.

圖14給出了不同局部動量比下的軸向速度分布曲線.考慮到噴霧同時向下向外運動,圖中以噴霧徑向邊界為基礎(chǔ),定義了無量綱徑向位置

其中r為徑向位置,rob為外邊界的徑向位置,r'為0對應噴霧中心軸線,r'為1對應噴霧外邊界.

由圖14可以看出,除了噴霧下游h＞20 mm后不同工況的曲線有所交叉外,軸向速度從大到小整體上表現(xiàn)為：gk1＞gk2＞gk3＞gk4＞gk5＞gk6＞gk7.這里面反映出兩個規(guī)律,一是局部動量比越高,軸向速度越小; 二是相同的局部動量比下,總動量越高,軸向速度越大.根據(jù)軸向速度的計算式

其中,MR為混合比,定義為氧化劑流量和燃料流量的比值.

試驗中通過調(diào)節(jié)流量來調(diào)節(jié)局部動量比,局部動量比越大,混合比越高,故軸向速度隨局部動量比的增大而減小.而相同動量比下,總動量越高,射流和液膜的流量更高,噴霧的軸向速度和徑向速度也更大.

然而,從分布規(guī)律來看,h＞20 mm,r' ＜ 0.35的噴霧遠場內(nèi)側(cè)區(qū)域,兩種動量比調(diào)節(jié)方式下的軸向速度隨局部動量比的變化規(guī)律并不相同,不同工況的曲線出現(xiàn)了交叉情況.具體地,當局部動量比通過減小燃料流量方式增加時,噴霧的軸向速度曲線沿軸向依次減小; 但當其通過增大氧化劑流量方式增加時,在h＞20 mm,r' ＜ 0.35區(qū)域內(nèi)gk1-gk4的軸向速度曲線相互交錯.而通過比較不同工況下軸向速度沿實際徑向位置的變化曲線(圖15)可以發(fā)現(xiàn),在r ＜ 20 mm范圍內(nèi),gk1-gk4的軸向速度曲線基本重合.

圖14 不同工況下軸向速度隨無量綱徑向位置的變化曲線Fig.14.Axial velocity vs.r′under different operating conditions.

圖15 不同工況、不同軸向距離處噴霧下游軸向速度隨徑向位置的變化曲線Fig.15.Axial velocity vs.r at different axial distances under different operating conditions.

根據(jù)前面的分析可知,對于gk1-gk4,噴霧近場中空,幾乎沒有液膜直接貼著針栓頭壁面向下流動,噴霧分布主要受斗篷結(jié)構(gòu)及其相互碰撞的影響.對于單個斗篷(如圖16所示),臨近射流的液膜直接被其撐開,包覆在射流表面,稱之為斗篷頂部; 遠離射流的液膜由于表面張力被向外帶出,也具備了一定的徑向速度,稱之為斗篷側(cè)緣.其中,斗篷頂部的液膜與射流經(jīng)過相互作用后破碎霧化,而斗篷側(cè)緣主要由液膜組成,相鄰斗篷的側(cè)緣撞擊破碎,填充了噴霧空心區(qū).由于gk1-gk4的液膜流量不變,故空心區(qū)正下方噴霧的軸向速度基本一致.同理,該區(qū)域內(nèi)的合速度(如圖13)與徑向速度(如圖17)也基本一致.

徑向速度在r=0 mm處數(shù)值接近于0,總體上沿徑向位置先增加后趨平,對于個別工況在噴霧外圍還出現(xiàn)了下降段,與軸向速度的倒V形分布趨勢類似.然而,軸向速度沿徑向的變化以下降為主,上升段只出現(xiàn)在很小的徑向范圍內(nèi)(總體上R' ≤ 0.35),這一段內(nèi)噴霧中心區(qū)的軸向速度較低主要是由于壁面的摩擦阻力(對于實心噴霧)或液膜在中心碰撞帶來的速度損失,在噴霧主流及外圍,軸向速度隨徑向距離的增加而減小.對于徑向速度,在噴霧的實心區(qū)域,徑向速度的變化以上升為主,沿徑向先增加至峰值趨平或緩慢下降趨平,下降段主要出現(xiàn)在噴霧外圍,但數(shù)值上變化范圍不大.徑向速度的緩慢減小可能歸咎于環(huán)境空氣和重力的影響.

局部動量比調(diào)節(jié)方式對徑向分布的影響主要在于噴霧外圍的徑向是否存在下降段.對于gk5-gk7,噴霧全場的徑向速度均呈現(xiàn)沿徑向增加并趨平的變化趨勢,與成鵬[11]所發(fā)現(xiàn)的噴霧內(nèi)側(cè)主要由液膜主導、噴霧外側(cè)主要由射流主導的試驗規(guī)律一致.對于gk1-gk4,射流流速更大,外圍噴霧與周圍環(huán)境氣體間的相互作用更強,徑向速度受到一定的削減,徑向速度沿徑向略有下降.

圖16 單個“斗篷”的噴霧形態(tài)示意圖Fig.16.Sketch map of the spray pattern of the single“cloak”.

圖17 不同工況下徑向速度的分布曲線Fig.17.Distribution curves of the radial velocity under different operating conditions.

4 結(jié) 論

本文通過試驗手段研究了不同動量比調(diào)節(jié)方式下針栓噴注器的噴霧邊界、粒徑分布及速度場特征,發(fā)現(xiàn)針栓噴注器的噴霧特性同時受到局部動量比及其調(diào)節(jié)方式的影響,其中后者主要改變了總動量的大小.具體得到以下結(jié)論.

1)在局部動量比為0.16-0.99的范圍內(nèi),噴霧形態(tài)分為空心-實心錐形和實心錐形兩大類.隨著外噴嘴流量的增加,噴霧錐上游出現(xiàn)空心區(qū),且空心區(qū)的范圍隨局部動量比的增加而擴大.局部動量比同時還主導噴霧錐角的大小,但噴霧下游液滴充分破碎霧化后,總動量越高,噴霧范圍越大.噴霧形態(tài)的不同進一步影響了粒徑和速度的空間分布.

2)隨著局部動量比的增加,受射流影響的噴霧外緣粒徑明顯增加,SMD隨之增大.總動量越高,SMD變化范圍越大.粒徑分布與噴霧分布有關(guān),對于有空心區(qū)的噴霧,SMD沿徑向呈N形分布,對于實心噴霧,部分液霧在中心匯聚,粒徑偏大,但粒徑在徑向上的變化范圍不大.

3)對速度場的分析結(jié)果表明,合速度受總動量影響,且合速度與軸向速度、徑向速度均沿徑向呈倒V形分布,但拐點位置與增減速度不同.隨著局部動量比的增加,軸向速度減小,徑向速度增加.斗篷結(jié)構(gòu)由斗篷頂和斗篷側(cè)緣組成,后者主要由液膜發(fā)展而來,相互撞擊后填充了空心區(qū),該區(qū)域速度場由液膜主導,幾乎不受局部動量比變化的影響.