肖 禮,白 曉,李清廉,盛立勇

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

0 引言

3D打印技術是基于“離散/堆積成型”的成型思想,將已有的三維物理模型,用層層加工的方式將成型材料“堆積”而形成實體零件,最早誕生于20世紀80年代[1]。其核心工藝主要包括光固化成型技術(Stereo Lithography Appearance, SLA)、選擇性燒結(jié)技術(Selective Laser Sintering, SLS)、熔融沉積快速成型技術(Fused Deposition Modeling, FDM)以及薄材疊層制造成型技術(Laminated Object Manufacturing, LOM)[2-4]。目前,3D打印技術在工業(yè)制造、醫(yī)療、建筑、消費等領域應用廣泛。

由于3D打印技術具有提高材料的利用率、降低制造成本、優(yōu)化零件結(jié)構、增加使用壽命、縮短新型裝備的研發(fā)周期等優(yōu)點,最尖端的航空航天工業(yè)對這種技術頗為關注[5-6]。NASA早于2014年使用3D打印技術制造出火箭發(fā)動機噴管并成功應用于RS-25發(fā)動機。2015年NASA利用增材制造技術制造出首個全尺寸銅合金火箭發(fā)動機零件,標志著航空航天領域3D打印技術應用的新里程碑。2016年,NASA成功測試了一個以液態(tài)甲烷為燃料的3D打印火箭發(fā)動機渦輪泵。2017年,Aerojet公司成功點火測試了其采用3D打印技術制造的液體燃料火箭發(fā)動機Bantam。Ariane集團使用鎳基合金3D打印技術使得新一代運載火箭Ariane 6的發(fā)動機噴嘴頭組件數(shù)量從248驟降至1。2018年新西蘭的Rocket Lab成功發(fā)射出的電動火箭Electron,所用的Rutherford發(fā)動機的主要部件均采用3D打印技術制造,包括發(fā)動機燃燒室、電機泵、推進劑閥和噴注器等,大大降低制造成本及周期。此外,國內(nèi)使用3D打印技術做了大量應用。中國航天科技集團公司利用激光同步送粉3D打印技術成功實現(xiàn)了長征五號火箭捆綁支座的研制。鈦合金和M100鋼的3D打印技術已被廣泛應用于我國的殲-15等的主承力部位。西北工業(yè)大學也研制出了3D打印的機翼等。

噴嘴在液體火箭發(fā)動機中連接著供應系統(tǒng)和燃燒室,負責燃料的噴注、霧化,很大程度上決定了發(fā)動機的燃燒和穩(wěn)定性能[7]。長期以來,噴嘴的加工制造一直使用傳統(tǒng)的機械加工技術,而基于噴嘴三維模型,新興的3D打印技術則可更快地加工。然而,加工方式的不同會對噴嘴流體的流動及霧化特性產(chǎn)生何種影響還不清楚,本文則基于同軸三組元噴嘴,對使用機械加工技術及3D打印技術加工出的噴嘴的流量系數(shù)、噴霧錐角及霧化粒徑等噴霧特性進行對比分析,旨在闡明機械加工與3D打印技術應用于加工火箭發(fā)動機重要部件的優(yōu)劣。

1 試驗方法

1.1 研究對象

使用同軸直流式三組元噴嘴為研究對象,噴嘴工作時,從中心圓孔噴注的液體射流,在內(nèi)外環(huán)縫高速氣流的作用下發(fā)生一次破碎,逐漸失穩(wěn)形成大液滴,進而在氣流作用下發(fā)生二次霧化,生成許多細小液滴[8-9]。機械加工的噴嘴命名為Ma-I(Machine-Injector),3D打印的噴嘴命名為3D-I(3D-Injector),3D-I和Ma-I結(jié)構示意圖如圖1所示。

3D-I是通過將已有的三維物理模型分區(qū)成逐層的切片進而指導打印機逐層打印,打印完成后進行噴嘴外表面噴砂處理,車床車螺紋并精車安裝密封面,校準模型并用小孔機在噴嘴出口通過3D打印預留的導引孔打小孔進而完成整個加工。Ma-I通過傳統(tǒng)的機械加工方式生成,先用毛坯料加工導引小孔,在小孔基礎上鉆頭擴孔,之后用鉸刀鉸孔進而精車外形,再將噴嘴放置加工中心銑定位肋條。內(nèi)外噴嘴機械加工工藝基本相同,內(nèi)外噴嘴加工完成后裝配,并在入口處進行氬弧焊焊接,焊接成噴嘴組件,整個工藝流程復雜。深入分析兩種加工方式特點,在噴嘴加工上機械加工與3D打印技術的優(yōu)缺點對比如表1所示。在試驗研究中,為對比分析加工方式的影響,分別使用機械加工技術和3D打印技術各加工7個相同結(jié)構尺寸的噴嘴。噴嘴特征尺寸參數(shù)如表2所示。

圖1 同軸三組元噴嘴內(nèi)噴嘴示意圖Fig.1 Schematic of the coaxial tri-propellant injector

表1 機械加工與3D打印技術對比
Tab.1 Comparison of 3D printing and machined technique

加工方式優(yōu)點缺點機械加工1)對一般噴嘴,直徑方向尺寸可控制在±0.01mm,加工精度高2)表面粗糙度良好,可做到0.8μm左右,流通通道表面粗糙度精度高1)內(nèi)、外噴嘴需分體加工后再裝配,會導致裝配后同軸度較差,易出現(xiàn)偏心問題2)內(nèi)、外噴嘴精加工后需用氬弧焊焊接,焊接產(chǎn)生的熱變形,會加重噴嘴不同軸3)定位面精加工后銑肋條,會引起定位肋條發(fā)生偏差,且偏差重復性不能判斷4)內(nèi)噴嘴中心孔徑小,加工難度大,且內(nèi)、外噴嘴定位面精確加工耗工耗時,工藝過程復雜,噴嘴組件加工成本高3D打印1)內(nèi)、外噴嘴組合打印,一體成型,整體結(jié)構性好2)環(huán)縫尺寸的可重復性較好,同軸度易保證3)加工周期短4)生產(chǎn)成本低于機械加工1)3D打印用的不銹鋼金屬粉末粒徑約50μm,金屬顆粒熔融后界面累積導致表面不平整,所形成的零件表面粗糙度較差,約為13.5μm2)內(nèi)環(huán)縫尺寸可能存在偏差,無法精確測量,且因結(jié)構限制內(nèi)流通通道無法做后處理

表2 同軸三組元噴嘴主要結(jié)構尺寸Tab.2 Key geometrical parameters of the coaxial tri-propellant injector

基于背景光成像技術借助高速攝影系統(tǒng)在常溫常壓環(huán)境下開展霧化試驗研究，所使用的同軸直流三組元噴嘴冷試試驗夾具如圖2所示。內(nèi)噴嘴為液體直流式噴嘴，中間噴嘴及外噴嘴為氣體環(huán)縫直流式噴嘴。噴嘴在實際的燃氣發(fā)生器中的工作介質(zhì)是煤油、氧氣和空氣推進劑組合，為了便于開展霧化試驗，采用水和空氣作為模擬介質(zhì)，即內(nèi)噴嘴的模擬介質(zhì)為水，中間噴嘴和外噴嘴的模擬介質(zhì)均為空氣。試驗過程中采用壓力傳感器實時記錄液體及各路氣體的噴前壓力。

圖2 同軸三組元噴嘴冷試夾具示意圖Fig.2 Schematic of the coaxial tri-propellant injector with cold test fixture

1.2 試驗系統(tǒng)

噴嘴霧化試驗系統(tǒng)如圖3所示,包括推進劑供應系統(tǒng)、同軸三組元噴嘴、噴霧收集器、高速相機和激光散射液滴粒徑測量系統(tǒng)。

常壓下的冷態(tài)非接觸霧化試驗以過濾水和干燥空氣作為模擬介質(zhì),通過擠壓式供應系統(tǒng)進行供應。采用壓阻式壓力傳感器測量集液腔和集氣腔壓力,測量精度0.5%F.S.,量程0～3 MPa。采用渦輪流量計測量管路體積流量,測量精度0.5%F.S.。液體按密度根據(jù)體積流量計算質(zhì)量流量,氣體則通過測量壓力和溫度獲得密度進而計算質(zhì)量流量。

圖3 霧化試驗系統(tǒng)示意圖Fig.3 Schematic diagram of atomization test system

1.3 試驗工況

同軸三組元噴嘴的煤油、氧氣和空氣推進劑的設計壓降分別為1.2 MPa,1.0 MPa和0.8 MPa。冷試實驗中使用過濾水代替煤油,干燥空氣代替氧氣。正負調(diào)整液體設計噴注壓降的20%進行實驗,保持中間噴嘴及外噴嘴的空氣噴注壓降不變,具體工況如表3所示。

表3 試驗工況Tab.3 Experimental conditions and parameters 單位：MPa

1.4 試驗數(shù)據(jù)測量及處理方法

高速攝像系統(tǒng)由高速攝像機(Photron Fastcam SA-X2)和矩形LED背景光源(LUSTER Light Tech, 100 mm×100 mm,最大功率4 W)組成。試驗采用背景光成像技術,采用面光源照亮噴霧,通過高速攝影捕捉噴霧的瞬態(tài)圖像。為了捕捉噴霧精細的瞬態(tài)圖像,高速攝影機幀頻設定為10 000 fps,曝光時間為5 μs,拍攝到的瞬態(tài)噴霧圖像像素為1 024×1 024。

本文基于激光散射技術[10]測量液滴粒徑尺寸分布, 如圖4所示。為了獲得瞬態(tài)的液滴粒徑,設置Malvern測粒儀工作在Flash模式,采樣頻率為2 000 Hz,測量粒徑在1 μm到200 μm之間。激光光束位于噴嘴出口正下方6 cm位置處?；贛alvern測量原理,其測量的是整個激光束沿程所有粒徑分布,因此其測量結(jié)果具有空間平均效應。對于該同軸三組元噴嘴,其噴霧具有圓周對稱性,故測量的結(jié)果可表征該軸向位置上液滴粒徑的平均結(jié)果。

圖4 Malvern測量系統(tǒng)Fig.4 Malvern measuring system

基于瞬態(tài)噴霧圖像,噴霧錐角采用類似于Daviault[11]和Cheng[12]的方法獲取。圖像處理方法如圖5所示。首先,減去瞬態(tài)噴霧圖像的背景;其次,對圖像進行裁剪,從噴嘴出口直至噴嘴出口下方1.5倍外噴嘴出口直徑處;之后將選定的去向區(qū)域轉(zhuǎn)換為灰度圖并進一步基于Otsu方法[13]轉(zhuǎn)換為二值圖。第四步,提取噴霧的左右邊界。最后,對左右邊界進行線性擬合,瞬態(tài)的噴霧錐角可以通過擬合直線的斜率進行計算,即

2θ=π-arctan(kr)+arctan(kl)

(1)

式中：kl和kr分別為左右兩側(cè)擬合直線的斜率；θ為噴霧半錐角。

圖5 噴霧錐角獲取方法Fig.5 Image processing method for obtaining the spray angle

2 結(jié)果和討論

2.1 加工同軸度

機械加工方式由于內(nèi)、外噴嘴需分體加工后再裝配且精加工后需用氬弧焊焊接會導致裝配后噴嘴同軸度較差。首先,使用數(shù)碼相機分別拍攝獲得各個噴嘴出口處的圖像(保證拍攝時焦距不變且均對準噴嘴中心位置)。其次,依次將圖片導入MATLAB中,分別提取內(nèi)噴嘴直徑以及環(huán)縫外圓圓心與內(nèi)圓圓心位置。兩圓心距離除以內(nèi)噴嘴直徑,則可獲得該噴嘴的無量綱同軸度λ。由于Ma-I與3D-I的液體噴嘴均采用高精度小孔機加工,公差范圍0～0.02,精度較高,因此計算中忽略內(nèi)噴嘴圓心與中間噴嘴內(nèi)圓圓心距離。3D-I和Ma-I的無量綱同軸度如圖6所示。噴嘴出口實物圖對比如圖7所示。

圖6 Ma-I和3D-I的同軸度對比Fig.6 Coaxiality comparison of Ma-I and 3D-I

圖7 噴嘴出口實物圖Fig.7 Injectors outlet

對比發(fā)現(xiàn),85.7%的3D-I噴嘴的無量綱同軸度小于0.2,僅5#噴嘴無量綱同軸度相對較差,為0.22。71.4%的Ma-I噴嘴的無量綱同軸度超過0.2,2#、3#、5#、7#噴嘴的無量綱同軸度為0.4左右。因此,3D打印技術可較好地保證噴嘴同軸度,使用該技術加工的噴嘴重復性較好。

2.2 流量系數(shù)

表示介質(zhì)在特定工況下流經(jīng)特定通道的能力的流量系數(shù),可以作為介質(zhì)在流通過程中流動損失的評價指標,其求解方法如下

(2)

基于流體力學及氣體動力學理論,液體和氣體的流量系數(shù)為

(3)

(5)

Ma-I與3D-I不同流道內(nèi)流量系數(shù)的變化關系如圖8所示,兩種噴嘴測得的流量系數(shù)平均值及標準差如表4所示。

本試驗各參數(shù)具體數(shù)值如表5所示,噴前壓力則由試驗所得。

表4 Ma-I與3D-I試驗所得流量系數(shù)對比
Tab.4 Comparison of the tested discharge coefficient for Ma-I and 3D-I

流道設計值Ma-I3D-I平均值標準差平均值標準差內(nèi)噴嘴0.720.690.01850.750.0293中間環(huán)縫0.700.770.01550.680.0608外環(huán)縫0.800.870.00470.880.0059

對比發(fā)現(xiàn),兩種噴嘴各流道測量的流量系數(shù)與設計值均有一定差別,但相差不大。機械加工噴嘴各通道流量系數(shù)標準差均在0.02以下,相同工況下流量系數(shù)基本一致,而3D打印所得噴嘴的內(nèi)噴嘴及中間環(huán)縫的流量系數(shù)標準差較大,分別為0.029 3和0.060 8,不同噴嘴在同一工況下流量系數(shù)波動較大。因為使用機械加工方式加工噴嘴,其表面粗糙度良好,且流通通道表面粗糙度精度高,而3D打印技術是用熔融后的金屬顆粒堆積成型,所形成的零件表面粗糙度較高且均一性較差,致使不同噴嘴流量系數(shù)存在一定偏差,且噴嘴流量系數(shù)比設計值低3%左右。使用3D打印技術加工出的噴嘴外表面會經(jīng)過打磨處理,使得外表面與機械加工噴嘴外表面粗糙度一致,因此3D-I外環(huán)縫流量系數(shù)與Ma-I的相當。

表5 輸入?yún)?shù)Tab.5 Input parameters

注：Agm和Age分別為中間環(huán)縫和外環(huán)縫節(jié)流面積。

對于氣液同軸式噴嘴，噴嘴內(nèi)部各個部分流體的非定常流動特性對外部液膜表面波的發(fā)展、霧化混合效果以及燃燒性能都具有重要的影響。因此，對于冷態(tài)霧化實驗，噴霧特性也是所要關心的重點。

圖8 Ma-I與3D-I流量系數(shù)隨氣液比的變化關系Fig.8 Discharge coefficient with respect to GLR for Ma-I and 3D-I

2.3 噴霧型態(tài)

Ma-I與3D-I同一工況下的瞬態(tài)噴霧如圖9所示。對于氣液同軸直流式三組元噴嘴,液體射流在周圍高速氣流的作用下發(fā)生破碎霧化,正常的噴霧呈對稱的實心錐形,如3D-I的1#，2#及4#所示。對比發(fā)現(xiàn),除正常的對稱錐形噴霧外,還存在噴霧偏斜及分散現(xiàn)象,如3D-I的3#，5#及Ma-I的3#，5#及7#。噴霧錐之所以發(fā)生偏斜,是由于加工過程中中間環(huán)縫存在0.1 mm之大的偏心距離,使得中間環(huán)縫氣體從噴嘴噴出時氣體分布明顯不均,從而使得內(nèi)噴嘴液體在霧化過程中受到不均勻的氣體作用力所致。而當偏心距過大時,環(huán)縫較小側(cè)的高度氣流與液柱發(fā)生較強的相互作用,從而使得大量液滴剝離,進而使得噴霧較分散,噴霧錐角增大。相對來講,3D打印噴嘴由于可較好地保證噴嘴同軸度,故噴霧形態(tài)呈較對稱的錐形,進而有利于燃燒過程中釋熱區(qū)的分布平衡、提高燃燒效率甚至保證燃燒穩(wěn)定性。

圖9 Ma-I與3D-I的瞬態(tài)噴霧形態(tài)(Δpl=1.2 MPa,Δpo=1 MPa,Δpa=0.8 MPa)Fig.9 Instantaneous spray patterns of Ma-I and 3D-I

基于Matlab程序?qū)Ω咚贁z影獲得瞬態(tài)噴霧圖像進行處理,所得的Ma-I與3D-I的噴霧錐角隨液體雷諾數(shù)的變化關系如圖10所示。Ma-I的3#噴嘴以及3D-I的3#和6#噴嘴噴霧錐角大于28°,而其他噴嘴噴霧錐角在13°～25°之間。噴霧錐角偏大是由于噴嘴同軸度較低使得噴霧分散所致。對比發(fā)現(xiàn),3D-I的7個噴嘴噴霧錐角重合度較低,可能是因為使用3D打印技術在噴嘴加工過程中,噴嘴是由金屬顆粒堆積成型,使得噴嘴出口表面粗糙度較高且均一性較差,進而對噴嘴噴出的環(huán)縫氣流的流動速度及方向的細微影響傳遞至噴霧。

圖10 Ma-I與3D-I的噴霧錐角隨液體雷諾數(shù)的變化關系Fig.10 Spray angle with the liquid Reynolds number for Ma-I and 3D-I

2.4 霧化粒徑

液滴的索泰爾平均直徑SMD可以用來反映霧化性能的好壞[14],Ma-I與3D-I的SMD隨液體雷諾數(shù)的變化關系如圖11所示。Ma-I和3D-I的7個噴嘴的SMD變化范圍分別為46～88 μm以及50～70 μm。Ma-I不同噴嘴的霧化粒徑分布相對分散是因為本研究測量的粒徑是噴嘴出口正下方6 cm位置處整個激光平面上的平均粒徑,而Ma-I噴嘴由于加工同軸度較差,多個噴嘴噴霧發(fā)生偏斜,使得測量位置偏離了噴霧中心。對于氣液同軸直流式噴嘴,典型的SMD呈由中心向兩側(cè)逐漸減小的“實心錐”形分布[15]。因為分布在噴霧中心的液滴是由射流一次破碎、二次霧化形成的,液滴粒徑較大。而在噴霧外側(cè)的液滴則主要歸因于氣液的相互作用,由于氣液相互作用非常劇烈,因此噴霧兩側(cè)的液滴尺寸小于噴霧中心液滴。進而不同噴嘴所獲得的SMD會不盡相同,發(fā)生噴霧偏斜的噴嘴測得的霧化粒徑相對偏低。

圖11 Ma-I與3D-I的SMD隨液體雷諾數(shù)的變化關系Fig.11 SMD with respect to the liquid Reynolds number for Ma-I and 3D-I

3 結(jié)論

本文分別采用高速攝影和馬爾文對使用機械加工和3D打印技術獲得的同軸三組元噴嘴的霧化特性進行了試驗研究,對比分析了流量系數(shù)、噴霧型態(tài)、霧化錐角及SMD的變化關系,結(jié)論如下：

1) 3D打印技術可較好地保證噴嘴同軸度,且重復性較好,機械加工噴嘴同軸度較差。

2) 機械加工技術由于噴嘴同軸度相對較差,進而更容易引起噴霧發(fā)生偏斜、分散等噴霧空間分布不均問題。

3) 3D打印技術是用熔融后的金屬顆粒堆積成型,所形成的零件表面粗糙度較大,使得噴嘴流量系數(shù)比設計值低3%左右。

4) 使用機械加工技術和3D打印技術加工噴嘴,在噴嘴同軸度較好的前提下,加工方式對霧化錐角及霧化粒徑影響較小。