結(jié)構(gòu)參數(shù)對可調(diào)節(jié)針?biāo)▏娮⑵鲊婌F特性的影響

張紫豪，吳繼平，成 鵬，江燕平

(1.國防科技大學(xué) 空天科學(xué)學(xué)院，湖南 長沙 410073；2.國防科技大學(xué) 高超聲速沖壓發(fā)動機技術(shù)重點實驗室，湖南 長沙 410073)

0 引言

20世紀(jì)50年代，針?biāo)▏娮⑵髌鹪从诿绹鳭PL液體自燃推進劑的混合以及燃燒反應(yīng)時間相關(guān)試驗研究。針?biāo)▏娮⑵鞒跗谟蒚RW公司研究，并于20世紀(jì)60年代成功應(yīng)用于LMDE發(fā)動機，實現(xiàn)了采用機械驅(qū)動方式的深度推力調(diào)節(jié)。之后，針?biāo)▏娮⑵鬟€被應(yīng)用于SENTRY發(fā)動機、KEW發(fā)動機、TR202發(fā)動機、Merlin發(fā)動機和嫦娥三號登月艙下降發(fā)動機等多型發(fā)動機中。針?biāo)▏娮⑵鞯慕Y(jié)構(gòu)簡單，生產(chǎn)成本低，燃燒效率和穩(wěn)定性較高，具備面關(guān)機能力和較強的大范圍工況調(diào)節(jié)能力，在工程型號任務(wù)中得到了一定應(yīng)用，在運載火箭回收、登月探火軟著陸等領(lǐng)域需求廣泛。

近年來，針對針?biāo)▏娮⑵鲊婌F形態(tài)和流場燃燒等基礎(chǔ)問題的研究逐漸增多。目前多數(shù)研究針對氣液針?biāo)▏娮⑵鏖_展。方昕昕等模擬液氧/氣甲烷針?biāo)▏娮⑵黛F化實驗，發(fā)現(xiàn)噴霧錐角隨無量綱跳過距離、徑向環(huán)縫夾角、軸向環(huán)縫厚度增大而增大。Son等對徑向縫型氣液針?biāo)▏娮⑵鏖_展研究，揭示了噴霧錐角和SMD與動量比等無量綱參數(shù)之間的關(guān)系。Zhou等發(fā)現(xiàn)徑向縫型氣液針?biāo)▏娮⑵鲊婌F形態(tài)主要受氣體韋伯?dāng)?shù)影響。龍治光等對氣液針?biāo)▏娮⑵鬟M行數(shù)值仿真，發(fā)現(xiàn)撞擊角度越小，噴霧錐角越小。Lee等通過試驗分析了氣液針?biāo)▏娮⑵鲊婌F錐角、SMD與跳過距離和節(jié)流水平之間的關(guān)系。Zhang等研究發(fā)現(xiàn)SMD隨韋伯?dāng)?shù)的增加而減小，韋伯?dāng)?shù)越大，粒徑分布越均勻。金烜等通過數(shù)值模擬方法，分析了氣液針?biāo)òl(fā)動機噴霧燃燒對聲學(xué)激勵的響應(yīng)。氣液針?biāo)▏娮⑵鞯难芯恐?，徑向環(huán)縫的針?biāo)▏娮⑵魇侵饕芯糠较?，而對徑向噴孔的針?biāo)▏娮⑵餮芯枯^少。

對于徑向噴孔的針?biāo)▏娮⑵?，液液形式研究相對較多。Cheng等通過數(shù)值仿真和試驗研究的方法提出動量比是控制噴霧錐角的關(guān)鍵無量綱參數(shù)。Ninish等發(fā)現(xiàn)動量比越大，噴霧錐角越大。Sakaki等采取試驗方法對二維針?biāo)▏娮⑵鬟M行研究，并仿真得出低動量比情況下燃燒效率低且不穩(wěn)定。陳慧源等認為圓孔液液噴注器噴霧錐角略高于矩形孔噴注器，噴霧SMD幾乎不受孔形的影響，但矩形孔寬高比增加可以使SMD分布更加均勻；還分析了局部動量比是決定液液針?biāo)▏娮⑵鲊婌F錐角以及液滴速度、尺寸的關(guān)鍵因素。Song等對凝膠煤油和水進行了霧化試驗，發(fā)現(xiàn)針?biāo)^部的導(dǎo)角可以顯著提升破碎和霧化性能。

上述研究大都針對固定流量或采用文氏管來實現(xiàn)流量調(diào)節(jié)的針?biāo)▏娮⑵?，對于依靠固有的結(jié)構(gòu)優(yōu)勢來實現(xiàn)變噴注面積的針?biāo)▏娮⑵餮芯楷F(xiàn)狀公開報道較少。實現(xiàn)變面積的調(diào)節(jié)套筒對針?biāo)▏娮⑵鞯牧鲃舆^程有重要影響，但是相關(guān)參數(shù)的影響均還未建立基本認識。

本文擬針對變推力發(fā)動機可變面積針?biāo)▏娮⑵鲊婌F特性開展研究，考察阻塞比、套筒擴張角等參數(shù)對噴霧空間分布、滴液尺寸的影響規(guī)律，研究結(jié)果將加深對針?biāo)▏娮⑵鞯恼J識，可為變推力針?biāo)òl(fā)動機設(shè)計提供借鑒和參考。

1 方法

1.1 試驗系統(tǒng)及對象

1.1.1 噴霧試驗系統(tǒng)

噴霧試驗系統(tǒng)由儲罐、管路系統(tǒng)、測控制系統(tǒng)、測量設(shè)備及試驗件組成，如圖1所示。試驗以水為模擬介質(zhì)，使用氮氣增壓，由測控系統(tǒng)完成時序控制和參數(shù)測量。

圖1 噴霧試驗系統(tǒng)Fig.1 Spray test system

1.1.2 測量系統(tǒng)

高速攝像(又稱背景光成像)是測量噴霧形態(tài)最有效的手段，高速攝像系統(tǒng)包括高速相機、背景光源和計算機，如圖2所示。試驗使用Fastcam SA-Z高速相機，變焦鏡頭焦距為80 mm×200 mm，高速相機幀頻和曝光時間分別為10 000 fps和1/50 000 s。

圖2 高速攝影系統(tǒng)Fig.2 High-speed photography system

Malvern粒度分析儀操作便捷，重復(fù)性好，被廣泛用于噴霧液滴粒度分布及平均直徑的測量。Malvern系統(tǒng)由粒度分析儀、臺架和計算機組成。激光器光束直徑10 mm，激光波長670 nm，接收透鏡焦距為450 mm，可測量8～1 040 μm的粒子，見圖3。

圖3 Malvern測量系統(tǒng)Fig.3 Malvern measurement system

1.1.3 試驗對象

針?biāo)▏娮⑵髦饕舍標(biāo)^、外部套筒、底座以及其他部件組成，試驗件基本構(gòu)型如圖4所示。

圖4 針?biāo)▏娮⑵髦饕叽缡疽鈭DFig.4 Main dimensions of pintle injector

套筒擴張角定義為套筒端面與軸線的夾角，用表示。針?biāo)▏娮⑵髦饕叽缡疽馊鐖D4所示，主要尺寸參數(shù)見表1。

表1 針?biāo)▏娮⑵髦饕叽鐓?shù)

針?biāo)▏娮⑵髂軌驅(qū)崿F(xiàn)推力調(diào)節(jié)，主要因其自身結(jié)構(gòu)具備優(yōu)勢，通過改變外部套筒與針?biāo)^和底座之間的相對位置，可以改變環(huán)縫寬度和徑向孔高度，進而實現(xiàn)流量和推力調(diào)節(jié)。

試驗過程中，通過改變外部套筒和針?biāo)^的相對位置，以實現(xiàn)阻塞比不同的針?biāo)▏娮⑵鲝较驀娍酌娣e相同。阻塞比定義為噴孔在圓周方向的總長度與針?biāo)^周長之比，用來表示，即

(1)

式中：為徑向孔寬度；為針?biāo)^直徑。

1.2 試驗工況與數(shù)據(jù)處理方法

1.2.1 試驗工況

動量比反映了噴注器霧化混合狀態(tài)，是指徑向動量與軸向動量之比，用來表示，即

(2)

定義氧化劑與燃料之比為混合比，用表示，即

(3)

表2 工況參數(shù)

通過調(diào)節(jié)針?biāo)▏娮⑵鹘Y(jié)構(gòu)參數(shù)來分析相同工況參數(shù)下針?biāo)▏娮⑵鞑煌瑖婌F特性。

1.2.2 噴霧錐角計算

軸向環(huán)形液膜和徑向射流在針?biāo)^部撞擊混合，形成錐形噴霧結(jié)構(gòu)。兩條母線夾角為噴霧錐角，如圖5所示。

圖5 噴霧錐角示意圖Fig.5 Schematic diagram of spray angle

噴霧錐角是衡量噴霧空間分布的重要指標(biāo)，適當(dāng)?shù)膰婌F錐角能夠提升噴霧霧化質(zhì)量和燃燒效率。本文采用Matlab程序開展數(shù)據(jù)處理來得到噴霧錐角數(shù)值。首先剪掉瞬時噴霧圖像原圖背景，其次進行二值化處理生成二值圖，根據(jù)OSTU方法計算閾值，得到單張瞬時噴霧圖像的錐角，對穩(wěn)定狀態(tài)下1 000張噴霧圖像進行平均化處理，得到噴霧錐角數(shù)值。

1.2.3 噴霧粒徑計算

噴霧平均直徑為衡量霧化性能的重要指標(biāo)，Mugele等提出了其概念。常采用體積/面積比直徑(用表示)來評價推進動力裝置中噴霧霧化程度的優(yōu)劣。越小，相同體積的液滴霧化后表面積越大，越有利于充分燃燒。也稱SMD，計算公式為

(4)

式中：為最大液滴直徑;為最小液滴直徑；為直徑為的液滴數(shù)量。

2 結(jié)果與討論

2.1 流量系數(shù)

結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴注器的流量特性及燃燒效率有著直接影響，噴嘴流量系數(shù)能直接反映流通能力，并決定了推進劑的噴注速度，試驗前通常對不同結(jié)構(gòu)的噴嘴流量系數(shù)進行測量。不可壓液體流量計算公式為

(5)

保持針?biāo)▏娮⑵魈淄参恢谩较驀娍讎娮⒚娣e不變，對阻塞比為0.6、0.7、0.8以及套筒擴張角為60°、90°、120°的結(jié)構(gòu)分別進行霧化試驗。圖6和圖7分別表示了阻塞比和套筒擴張角不同時，徑向噴孔流量系數(shù)隨噴注壓降的變化情況，可以看出，徑向噴孔流量系數(shù)受阻塞比和套筒擴張角影響較為顯著，隨阻塞比或套筒擴張角的增加而減??；當(dāng)阻塞比或套筒擴張角相同時，中等壓差情況下基本維持不變。

圖6 K不同時徑向孔流量系數(shù)隨噴注壓降變化曲線Fig.6 Variation curve of Cdr with Δp on different K

圖7 α不同時徑向孔流量系數(shù)隨噴注壓降變化曲線Fig.7 Variation curve of Cdr with Δp on different α

2.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴霧錐角的影響

2.2.1 阻塞比對噴霧錐角的影響

圖8所示為工況1～3時針?biāo)▏娮⑵鲊婌F瞬時圖像，此時動量比為2.1，阻塞比分別為0.6、0.7和0.8。

圖8 Ψ=2.1時不同阻塞比下噴霧瞬時圖像Fig.8 Spray instantaneous images on different K of when Ψ=2.1

阻塞比增加，噴霧錐角減小幅度較大，阻塞比值由0.6變化至0.8，噴霧錐角減小約41.52°，變化幅度顯著；且噴霧液束向噴霧場中部聚合，空間分布趨于均勻。試驗保證動量比近似相同，但噴霧錐角和空間分布差異較大，是由于局部動量比不同。對于徑向為噴孔的針?biāo)▏娮⑵?，徑向射流不會撞擊全部的軸向環(huán)形液膜，以局部動量比來表示射流與部分液膜撞擊的動量比，定義為動量比與阻塞比之比，用來表示，即

(6)

徑向噴孔式針?biāo)▏娮⑵?，部分液膜從兩孔之間流出，文獻[27]說明除撞擊作用外，液膜和射流兩側(cè)還有著剪切作用。通過調(diào)節(jié)外部套筒與針?biāo)^相對位置，保持徑向孔噴注面積不變，此時阻塞比越大，局部動量比越小，單位長度徑向射流與環(huán)形縫隙噴注的液膜撞擊作用減弱，剪切作用增強，噴霧錐角越小，具體試驗數(shù)據(jù)見表 3。

表3 試驗數(shù)據(jù)(工況1～3)

圖9所示為工況4～6時針?biāo)▏娮⑵鲊婌F瞬時圖像，此時動量比為0.15，阻塞比值分別為0.6、0.7和0.8，具體試驗數(shù)據(jù)見表4。

圖9 Ψ為0.15時不同阻塞比下噴霧瞬時圖像Fig.9 Spray instantaneous images on different K when Ψ is 0.15

表4 試驗數(shù)據(jù)(工況4～6)

阻塞比由0.6增加至0.8，噴霧錐角減小約18.2°；且液束向噴霧場中部聚合，分布范圍變窄。此時徑向射流動量較小，當(dāng)阻塞比增大時，噴霧錐角變化幅度較小。

對比工況1～6試驗，對于氧化劑或燃料中心式針?biāo)▏娮⑵鳎谝欢ǚ秶鷥?nèi)，當(dāng)針?biāo)^阻塞比增大時，噴霧錐角均會減小，且氧化劑中心式針?biāo)▏娮⑵鲊婌F錐角減小幅度遠大于燃料中心式針?biāo)▏娮⑵鳌Ｔ囼災(zāi)M推進劑混合比為2.5，可以看出，一定范圍內(nèi)，對于氧化劑中心式針?biāo)▏娮⑵鞯脑O(shè)計，因徑向動量較大，可以增大阻塞比以保持合適的噴霧錐角，以增強推進劑摻混效果；對于燃料中心式針?biāo)▏娮⑵?，可以減小阻塞比來優(yōu)化噴霧場的空間分布。

2.2.2 套筒擴張角對噴霧錐角的影響

圖10所示為工況7～9時針?biāo)▏娮⑵鲊婌F瞬時圖像，此時動量比為0.37，套筒擴張角分別為60°、90°和120°，具體試驗數(shù)據(jù)見表5。

圖10 不同套筒擴張角下噴霧瞬時圖像Fig.10 Spray instantaneous images on different α

表5 試驗數(shù)據(jù)(工況7～9)

噴霧錐角隨套筒擴張角增加而減小，套筒擴張角由60°變化至120°，噴霧錐角減小約15°；且液束向噴霧場中部聚合，邊緣振蕩幅度減弱。套筒擴張角對徑向射流存在引導(dǎo)作用，套筒擴張角越大，引導(dǎo)作用越明顯。<90°時，會形成一個小的負壓區(qū)，對徑向射流有一定引射作用，射流噴出后向斜上方擴張；>90°時，經(jīng)套筒導(dǎo)流作用，射流向斜下方運動。軸向液膜動量一定時，噴霧錐角會產(chǎn)生差異。

對比工況7～9試驗，對于燃料中心式針?biāo)▏娮⑵鞯脑O(shè)計，因徑向動量較小，可以減小套筒擴張角以優(yōu)化其噴霧場結(jié)構(gòu)。

2.3 結(jié)構(gòu)參數(shù)對SMD的影響

2.3.1 阻塞比對SMD的影響

對燃料中心式針?biāo)▏娮⑵鬟M行試驗，工況為4～6，此時動量比為0.15，阻塞比分別為0.6、0.7和0.8。

試驗選取不同的方向?qū)婌FSMD進行測量(見圖11)，將測量位置位于兩噴孔中間稱為1#，單個噴孔中間稱為2#；軸向為，徑向為。初始測量位置為0，為30 mm，為針?biāo)^底部截面位置，測量間距為10 mm。

圖11 Malvern試驗測點分布示意Fig.11 Distribution diagram of measuring points in Malvern tests

測量過程中，2#測量位置噴霧濺射較大，為保護鏡頭，選取部分測點進行測量。圖12給出了不同阻塞比時SMD隨軸向距離的變化趨勢。整體來看，噴霧SMD隨噴霧場軸向距離增加而減小，說明隨著液體撞擊，液體的破碎過程沿著軸向進行，液滴尺寸逐漸減小。從圖中可以看到虛線所示的SMD均小于實線所示結(jié)果。說明射流孔下方的測量區(qū)域，由于射流對于液膜撞擊效果更強，液體破碎效果更好。而對于孔之間的區(qū)域撞擊效果更差，導(dǎo)致破碎效果更差，SMD更大。

圖12 不同阻塞比時SMD隨軸向距離的變化趨勢Fig.12 Variation curve of SMD with axial distance on different K

同時可以看到，阻塞比值由0.6變化至0.8，噴霧SMD增大，SMD變化幅度顯著。由前文分析可知，在試驗工況相同的條件下，阻塞比的變化使得針?biāo)^區(qū)域的局部動量比不同。由圖9和圖13可以看出，阻塞比增大，噴霧破碎程度減小，此時局部動量比較小，與軸向液膜的撞擊程度減弱，噴霧SMD增加。1#測量位置處于兩噴注孔之間，徑向射流與環(huán)形液膜的撞擊作用弱于2#測量位置，噴霧SMD較大。隨著液束的振蕩發(fā)展，噴霧場下游破碎程度比上游劇烈，噴霧場下游SMD小于上游。

圖13 1#測量位置不同阻塞比時SMD隨Φ的變化趨勢Fig.13 Variation curve of SMD with Φ on different K at 1# position

對于燃料中心式針?biāo)▏娮⑵鞯脑O(shè)計，可以減小阻塞比來提高噴霧的霧化特性，使其SMD減小，有利于燃燒過程。

2.3.2 套筒擴張角對SMD的影響

選擇燃料中心式針?biāo)▏娮⑵鬟M行試驗，工況為7～9，此時動量比為0.37，套筒擴張角分別為60°、90°和120°，測量位置為1#。測量過程中，套筒擴張角為60°和90°時噴霧濺射較大，只選取30 mm和40 mm兩個位置進行測量。

由圖14可以看出，套筒擴張角由60°變化至120°，SMD增大，且小于90°時，SMD變化幅度較大。由前文分析可知，套筒擴張角對徑向射流存在引導(dǎo)作用，套筒擴張角<90°時，射流噴出后向斜上方擴張，射流與軸向液膜作用長度增加。

圖14 不同套筒擴張角時SMD隨軸向距離變化趨勢Fig.14 Variation curve of SMD with axial distance on different α

由圖10可以看出噴霧破碎程度較大，使得SMD較小；套筒擴張角>90°時，套筒內(nèi)壁對射流的導(dǎo)流作用加強，且射流撞擊套筒內(nèi)壁面后，向斜下方以及兩側(cè)運動，使得射流撞擊環(huán)形液膜程度減小，使得SMD較大。

3 結(jié)論

本文針對針?biāo)▏娮⑵鞯慕Y(jié)構(gòu)參數(shù)開展了試驗研究，通過改變阻塞比和套筒擴張角，得到了流量系數(shù)、噴霧錐角、噴霧SMD的變化規(guī)律，得出以下結(jié)論。

1)阻塞比和套筒擴張角對流量系數(shù)影響較大，徑向噴孔流量系數(shù)隨阻塞比或套筒擴張角的增加而減小，當(dāng)阻塞比或套筒擴張角相同時，中等壓差情況下徑向噴孔流量系數(shù)基本維持不變。

2)動量比相同時，針?biāo)▏娮⑵髯枞炔煌瑢?dǎo)致其針?biāo)^區(qū)域局部動量比不同，進而對噴霧錐角和SMD產(chǎn)生顯著影響，阻塞比越大，噴霧錐角越小，SMD越大；噴霧越往下游發(fā)展，SMD越小。

3)動量比相同時，針?biāo)▏娮⑵魈淄矓U張角越大，噴霧錐角越小，SMD越大，套筒擴張角降低至小于90°時，SMD會明顯降低。

4)在一定的動量比下，可采取氧化劑中心式針?biāo)▏娮⑵鬟m當(dāng)增大、燃料中心式針?biāo)▏娮⑵鬟m當(dāng)減小阻塞比和套筒擴張角的方法，來獲取合適的噴霧空間分布和滴液尺寸，實現(xiàn)噴霧霧化性能的提升。