肖 禮,白 曉,李清廉,盛立勇

(1.國防科技大學(xué) 空天科學(xué)學(xué)院,湖南 長(zhǎng)沙 410073;2.國防科技大學(xué) 高超聲速?zèng)_壓發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖南 長(zhǎng)沙 410073)

0 引言

3D打印技術(shù)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(shí)體零件,最早誕生于20世紀(jì)80年代[1]。其核心工藝主要包括光固化成型技術(shù)(Stereo Lithography Appearance, SLA)、選擇性燒結(jié)技術(shù)(Selective Laser Sintering, SLS)、熔融沉積快速成型技術(shù)(Fused Deposition Modeling, FDM)以及薄材疊層制造成型技術(shù)(Laminated Object Manufacturing, LOM)[2-4]。目前,3D打印技術(shù)在工業(yè)制造、醫(yī)療、建筑、消費(fèi)等領(lǐng)域應(yīng)用廣泛。

由于3D打印技術(shù)具有提高材料的利用率、降低制造成本、優(yōu)化零件結(jié)構(gòu)、增加使用壽命、縮短新型裝備的研發(fā)周期等優(yōu)點(diǎn),最尖端的航空航天工業(yè)對(duì)這種技術(shù)頗為關(guān)注[5-6]。NASA早于2014年使用3D打印技術(shù)制造出火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴管并成功應(yīng)用于RS-25發(fā)動(dòng)機(jī)。2015年NASA利用增材制造技術(shù)制造出首個(gè)全尺寸銅合金火箭發(fā)動(dòng)機(jī)零件,標(biāo)志著航空航天領(lǐng)域3D打印技術(shù)應(yīng)用的新里程碑。2016年,NASA成功測(cè)試了一個(gè)以液態(tài)甲烷為燃料的3D打印火箭發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪泵。2017年,Aerojet公司成功點(diǎn)火測(cè)試了其采用3D打印技術(shù)制造的液體燃料火箭發(fā)動(dòng)機(jī)Bantam。Ariane集團(tuán)使用鎳基合金3D打印技術(shù)使得新一代運(yùn)載火箭Ariane 6的發(fā)動(dòng)機(jī)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(dòng)火箭Electron,所用的Rutherford發(fā)動(dòng)機(jī)的主要部件均采用3D打印技術(shù)制造,包括發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室、電機(jī)泵、推進(jìn)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(shù)做了大量應(yīng)用。中國航天科技集團(tuán)公司利用激光同步送粉3D打印技術(shù)成功實(shí)現(xiàn)了長(zhǎng)征五號(hào)火箭捆綁支座的研制。鈦合金和M100鋼的3D打印技術(shù)已被廣泛應(yīng)用于我國的殲-15等的主承力部位。西北工業(yè)大學(xué)也研制出了3D打印的機(jī)翼等。

噴嘴在液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中連接著供應(yīng)系統(tǒng)和燃燒室,負(fù)責(zé)燃料的噴注、霧化,很大程度上決定了發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒和穩(wěn)定性能[7]。長(zhǎng)期以來,噴嘴的加工制造一直使用傳統(tǒng)的機(jī)械加工技術(shù),而基于噴嘴三維模型,新興的3D打印技術(shù)則可更快地加工。然而,加工方式的不同會(huì)對(duì)噴嘴流體的流動(dòng)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(duì)使用機(jī)械加工技術(shù)及3D打印技術(shù)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(jìn)行對(duì)比分析,旨在闡明機(jī)械加工與3D打印技術(shù)應(yīng)用于加工火箭發(fā)動(dòng)機(jī)重要部件的優(yōu)劣。

1 試驗(yàn)方法

1.1 研究對(duì)象

使用同軸直流式三組元噴嘴為研究對(duì)象,噴嘴工作時(shí),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(jìn)而在氣流作用下發(fā)生二次霧化,生成許多細(xì)小液滴[8-9]。機(jī)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(gòu)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(jìn)而指導(dǎo)打印機(jī)逐層打印,打印完成后進(jìn)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(zhǔn)模型并用小孔機(jī)在噴嘴出口通過3D打印預(yù)留的導(dǎo)引孔打小孔進(jìn)而完成整個(gè)加工。Ma-I通過傳統(tǒng)的機(jī)械加工方式生成,先用毛坯料加工導(dǎo)引小孔,在小孔基礎(chǔ)上鉆頭擴(kuò)孔,之后用鉸刀鉸孔進(jìn)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(jī)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(jìn)行氬弧焊焊接,焊接成噴嘴組件,整個(gè)工藝流程復(fù)雜。深入分析兩種加工方式特點(diǎn),在噴嘴加工上機(jī)械加工與3D打印技術(shù)的優(yōu)缺點(diǎn)對(duì)比如表1所示。在試驗(yàn)研究中,為對(duì)比分析加工方式的影響,分別使用機(jī)械加工技術(shù)和3D打印技術(shù)各加工7個(gè)相同結(jié)構(gòu)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(jī)械加工與3D打印技術(shù)對(duì)比
Tab.1 Comparison of 3D printing and machined technique

加工方式優(yōu)點(diǎn)缺點(diǎn)機(jī)械加工1)對(duì)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(huì)導(dǎo)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(huì)加重噴嘴不同軸3)定位面精加工后銑肋條,會(huì)引起定位肋條發(fā)生偏差,且偏差重復(fù)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(shí),工藝過程復(fù)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(gòu)性好2)環(huán)縫尺寸的可重復(fù)性較好,同軸度易保證3)加工周期短4)生產(chǎn)成本低于機(jī)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(dǎo)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(cè)量,且因結(jié)構(gòu)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(gòu)尺寸Tab.2 Key geometrical parameters of the coaxial tri-propellant injector

基于背景光成像技術(shù)借助高速攝影系統(tǒng)在常溫常壓環(huán)境下開展霧化試驗(yàn)研究，所使用的同軸直流三組元噴嘴冷試試驗(yàn)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(shí)際的燃?xì)獍l(fā)生器中的工作介質(zhì)是煤油、氧氣和空氣推進(jìn)劑組合，為了便于開展霧化試驗(yàn)，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(yàn)過程中采用壓力傳感器實(shí)時(shí)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(yàn)系統(tǒng)

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

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

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

1.3 試驗(yàn)工況

同軸三組元噴嘴的煤油、氧氣和空氣推進(jìn)劑的設(shè)計(jì)壓降分別為1.2 MPa,1.0 MPa和0.8 MPa。冷試實(shí)驗(yàn)中使用過濾水代替煤油,干燥空氣代替氧氣。正負(fù)調(diào)整液體設(shè)計(jì)噴注壓降的20%進(jìn)行實(shí)驗(yàn),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(yàn)工況Tab.3 Experimental conditions and parameters 單位：MPa

1.4 試驗(yàn)數(shù)據(jù)測(cè)量及處理方法

高速攝像系統(tǒng)由高速攝像機(jī)(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(yàn)采用背景光成像技術(shù),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(xì)的瞬態(tài)圖像,高速攝影機(jī)幀頻設(shè)定為10 000 fps,曝光時(shí)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(shù)[10]測(cè)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(shè)置Malvern測(cè)粒儀工作在Flash模式,采樣頻率為2 000 Hz,測(cè)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(cè)量原理,其測(cè)量的是整個(gè)激光束沿程所有粒徑分布,因此其測(cè)量結(jié)果具有空間平均效應(yīng)。對(duì)于該同軸三組元噴嘴,其噴霧具有圓周對(duì)稱性,故測(cè)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(cè)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(duì)圖像進(jìn)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(jìn)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(duì)左右邊界進(jìn)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(jìn)行計(jì)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(jī)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(huì)導(dǎo)致裝配后噴嘴同軸度較差。首先,使用數(shù)碼相機(jī)分別拍攝獲得各個(gè)噴嘴出口處的圖像(保證拍攝時(shí)焦距不變且均對(duì)準(zhǔn)噴嘴中心位置)。其次,依次將圖片導(dǎo)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(jī)加工,公差范圍0～0.02,精度較高,因此計(jì)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(shí)物圖對(duì)比如圖7所示。

圖6 Ma-I和3D-I的同軸度對(duì)比Fig.6 Coaxiality comparison of Ma-I and 3D-I

圖7 噴嘴出口實(shí)物圖Fig.7 Injectors outlet

對(duì)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(duì)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(shù)可較好地保證噴嘴同軸度,使用該技術(shù)加工的噴嘴重復(fù)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(dòng)損失的評(píng)價(jià)指標(biāo),其求解方法如下

(2)

基于流體力學(xué)及氣體動(dòng)力學(xué)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(guān)系如圖8所示,兩種噴嘴測(cè)得的流量系數(shù)平均值及標(biāo)準(zhǔn)差如表4所示。

本試驗(yàn)各參數(shù)具體數(shù)值如表5所示,噴前壓力則由試驗(yàn)所得。

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

流道設(shè)計(jì)值Ma-I3D-I平均值標(biāo)準(zhǔn)差平均值標(biāo)準(zhǔn)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(duì)比發(fā)現(xiàn),兩種噴嘴各流道測(cè)量的流量系數(shù)與設(shè)計(jì)值均有一定差別,但相差不大。機(jī)械加工噴嘴各通道流量系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)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(biāo)準(zhǔn)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(dòng)較大。因?yàn)槭褂脵C(jī)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(shù)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(shè)計(jì)值低3%左右。使用3D打印技術(shù)加工出的噴嘴外表面會(huì)經(jīng)過打磨處理,使得外表面與機(jī)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(dāng)。

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(duì)于氣液同軸式噴嘴，噴嘴內(nèi)部各個(gè)部分流體的非定常流動(dòng)特性對(duì)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(duì)于冷態(tài)霧化實(shí)驗(yàn)，噴霧特性也是所要關(guān)心的重點(diǎn)。

圖8 Ma-I與3D-I流量系數(shù)隨氣液比的變化關(guān)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(duì)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(duì)稱的實(shí)心錐形,如3D-I的1#，2#及4#所示。對(duì)比發(fā)現(xiàn),除正常的對(duì)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(shí)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(dāng)偏心距過大時(shí),環(huán)縫較小側(cè)的高度氣流與液柱發(fā)生較強(qiáng)的相互作用,從而使得大量液滴剝離,進(jìn)而使得噴霧較分散,噴霧錐角增大。相對(duì)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(duì)稱的錐形,進(jìn)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(jìn)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(guān)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(duì)比發(fā)現(xiàn),3D-I的7個(gè)噴嘴噴霧錐角重合度較低,可能是因?yàn)槭褂?D打印技術(shù)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(jìn)而對(duì)噴嘴噴出的環(huán)縫氣流的流動(dòng)速度及方向的細(xì)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(guān)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(guān)系如圖11所示。Ma-I和3D-I的7個(gè)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(duì)分散是因?yàn)楸狙芯繙y(cè)量的粒徑是噴嘴出口正下方6 cm位置處整個(gè)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(gè)噴嘴噴霧發(fā)生偏斜,使得測(cè)量位置偏離了噴霧中心。對(duì)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(shí)心錐”形分布[15]。因?yàn)榉植荚趪婌F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?dú)w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(jìn)而不同噴嘴所獲得的SMD會(huì)不盡相同,發(fā)生噴霧偏斜的噴嘴測(cè)得的霧化粒徑相對(duì)偏低。

圖11 Ma-I與3D-I的SMD隨液體雷諾數(shù)的變化關(guān)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(duì)使用機(jī)械加工和3D打印技術(shù)獲得的同軸三組元噴嘴的霧化特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究,對(duì)比分析了流量系數(shù)、噴霧型態(tài)、霧化錐角及SMD的變化關(guān)系,結(jié)論如下：

1) 3D打印技術(shù)可較好地保證噴嘴同軸度,且重復(fù)性較好,機(jī)械加工噴嘴同軸度較差。

2) 機(jī)械加工技術(shù)由于噴嘴同軸度相對(duì)較差,進(jìn)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(shù)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(shè)計(jì)值低3%左右。

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