張波濤,王 凱,李 平,楊岸龍

(1.西安航天動(dòng)力研究所 液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,陜西 西安 710100;2.航天推進(jìn)技術(shù)研究院,陜西 西安 710100)

0 引言

液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的大范圍變推力能力是未來(lái)航天任務(wù)的關(guān)鍵技術(shù)之一。變推力液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)可以實(shí)現(xiàn)軟著陸、最佳推力控制和軌道機(jī)動(dòng)等。采用針?biāo)▏娮⑵魇且后w火箭發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)現(xiàn)大范圍變推力的最佳選擇。相對(duì)于傳統(tǒng)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中采用幾十上百個(gè)直流互擊式、離心式噴注器,針?biāo)ㄊ桨l(fā)動(dòng)機(jī)只需采用一個(gè)噴注器,可簡(jiǎn)化推力室的結(jié)構(gòu)。針?biāo)▏娮⑵鳘?dú)特的幾何結(jié)構(gòu)及流場(chǎng)特性使其具有深度節(jié)流、面關(guān)機(jī)、內(nèi)在燃燒穩(wěn)定性和燃燒效率高等優(yōu)點(diǎn)[1]。

針?biāo)▏娮⑵髯钤缡怯杉又堇砉W(xué)院在20世紀(jì)50年代測(cè)量不同推進(jìn)劑組合的反應(yīng)速率實(shí)驗(yàn)中提出。隨后,Thompson Ramo Wooldridge(TRW)公司從20世紀(jì)60年代開(kāi)始對(duì)針?biāo)▏娮⑵鬟M(jìn)行研制。早期最典型的變推力發(fā)動(dòng)機(jī)是首次實(shí)現(xiàn)載人登月的下降級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī),推力為4.4～44 kN(10∶1)[2-3]。TRW公司在掌握小推力自燃推進(jìn)劑針?biāo)ㄊ桨l(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)方法的基礎(chǔ)上,又對(duì)液氧/液氫[4-5]、液氧/煤油[6]等針?biāo)ㄊ桨l(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行研制。目前性能最好的針?biāo)ㄊ桨l(fā)動(dòng)機(jī)為SpaceX公司研制的梅林1D發(fā)動(dòng)機(jī)[7-8],其燃燒效率在0.98以上,推質(zhì)比約為180。國(guó)內(nèi)對(duì)針?biāo)òl(fā)動(dòng)機(jī)的研究較晚。劉昌波等對(duì)針?biāo)ㄊ桨l(fā)動(dòng)機(jī)推力室的冷卻特性進(jìn)行試驗(yàn)研究,指出推力室的身部前段溫度較低無(wú)需采用熱防護(hù)措施,身部末端的溫度高達(dá)1 650 ℃需要采取熱防護(hù)措施[9]。目前國(guó)內(nèi)研制的7.5 kN針?biāo)òl(fā)動(dòng)機(jī)于2013年12月首次將嫦娥三號(hào)探測(cè)器送到月球表面,又在2019年1月成功助力嫦娥四號(hào)探測(cè)器首次軟著陸于月球背面[10]。

目前公開(kāi)文獻(xiàn)中關(guān)于針?biāo)▏娮⑵黛F化角的理論公式主要是液液針?biāo)▏娮⑵鞯撵F化角公式。為了研制出適用于補(bǔ)燃循環(huán)系統(tǒng)和膨脹循環(huán)系統(tǒng)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)采用的氣液針?biāo)▏娮⑵?需要對(duì)氣液針?biāo)▏娮⑵鞯撵F化過(guò)程及噴霧場(chǎng)特性開(kāi)展研究。前期對(duì)液液針?biāo)▏娮⑵鞯难芯恐兄赋鰪较虿坌蛧娮⑵鞯撵F化燃燒特性?xún)?yōu)于徑向縫型噴注器[14,20]。因此,本文對(duì)徑向槽型氣液針?biāo)▏娮⑵鞯撵F化角開(kāi)展研究。由于徑向槽型噴注器的徑向推進(jìn)劑噴注方式為離散的槽,每個(gè)槽都可以看作是一個(gè)噴注單元。首先,通過(guò)解析建模給出氣液針?biāo)▏娮卧F化角的理論公式,并采用試驗(yàn)及仿真結(jié)果驗(yàn)證理論公式的準(zhǔn)確性;其次,對(duì)不同阻塞率下的單排槽和主輔槽氣液針?biāo)▏娮⑵鞯撵F化角進(jìn)行試驗(yàn)研究,分析阻塞率和徑向槽布局方式對(duì)霧化角的影響規(guī)律;最后,采用多噴注單元?dú)庖横標(biāo)▏娮⑵鞯撵F化角試驗(yàn)結(jié)果對(duì)噴注單元霧化角的理論公式進(jìn)行修正,獲得了適用于多噴注單元?dú)庖横標(biāo)▏娮⑵鞯撵F化角預(yù)測(cè)公式。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)

1.1 基本定義

針?biāo)▏娮⑵鞯淖枞适轻標(biāo)▏娮⑵魉袊娮⒉鄣膶挾戎团c周長(zhǎng)的比值,表達(dá)式為

(1)

式中:n為徑向槽數(shù)目;b為徑向槽寬度;Dpo為針?biāo)ㄖ睆健?/p>

局部動(dòng)量比以徑向單槽為研究對(duì)象分析局部流動(dòng),假設(shè)徑向單槽與徑向槽等寬的軸向氣膜相撞,表達(dá)式為

(2)

總動(dòng)量比定義為徑向推進(jìn)劑動(dòng)量與軸向推進(jìn)劑動(dòng)量的比值,表達(dá)式為

(3)

1.2 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)中采用水和空氣分別模擬液體和氣體推進(jìn)劑,通過(guò)具有一定壓力的氣源對(duì)貯箱增壓后為試驗(yàn)件提供液體介質(zhì),氣體介質(zhì)由氣源直接供應(yīng)。成像系統(tǒng)中采用Phantom V12.1型號(hào)的高速相機(jī)拍攝瞬態(tài)霧場(chǎng),圖像像素分辨率為640×480。試驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Experimental system

研究對(duì)象為氣液針?biāo)ㄊ絿娮⑵?氣體以環(huán)形氣膜的形式沿中心筒外壁噴出。液體介質(zhì)從液路噴嘴設(shè)置的徑向槽噴出后與軸向氣膜發(fā)生撞擊霧化。首先分析噴注單元的霧化角,在試驗(yàn)件液路噴嘴上設(shè)置對(duì)稱(chēng)的兩個(gè)矩形槽,如圖2所示,結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 針?biāo)▏娮卧Y(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structural parameters of pintle injector 單位:mm

圖2 氣液針?biāo)▏娮卧疽鈭DFig.2 Schematic diagram of gas-liquid pintle injector unit

為了分析多徑向槽噴注器的阻塞率和徑向槽布局方式對(duì)氣液針?biāo)▏娮⑵黛F化角的影響,首先在液路噴嘴周向設(shè)置一圈平均分布的徑向槽,以分析單排槽噴注器的阻塞率對(duì)霧化角的影響;其次在保證單排槽總面積不變的情況下,將單排槽拆分成相互交錯(cuò)的主輔槽,以對(duì)比分析單排槽與主輔槽對(duì)霧化角的影響。單排槽噴注器和主輔槽噴注器的局部結(jié)構(gòu)示意圖如圖 3所示,關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)分別見(jiàn)表2和表3。

圖3 氣液針?biāo)▏娮⑵魇疽鈭DFig.3 Schematic diagram of gas-liquid pintle injector

表2 單排槽氣液針?biāo)▏娮⑵鹘Y(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.2 Structural parameters of gas-liquid pintle injector with single-row slots

表3 主輔槽氣液針?biāo)▏娮⑵鹘Y(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.3 Structural parameters of gas-liquid injector with primary and secondary slots

1.3 試驗(yàn)工況

試驗(yàn)中通過(guò)增加徑向液體流量的方式增大局部動(dòng)量比。氣液針?biāo)▏娮卧?、單排槽氣液針?biāo)▏娮⑵骱椭鬏o槽氣液針?biāo)▏娮⑵鞯脑囼?yàn)工況分別如表4、表5和表6所示。

表4 氣液針?biāo)▏娮卧r條件Tab.4 Operating conditions of gas-liquid pintle injector unit

表5 單排槽氣液針?biāo)▏娮⑵鞴r條件Tab.5 Operating conditions of gas-liquid pintle injector with single-row slots

表6 主輔槽氣液針?biāo)▏娮⑵鞴r條件Tab.6 Operating conditions of gas-liquid pintle injector with primary and secondary slots

1.4 圖像處理方法

液束氣膜相互作用時(shí)的液束破碎為瞬態(tài)過(guò)程,試驗(yàn)后采用Matlab軟件編程對(duì)拍攝的2 000張圖像求時(shí)均圖像,然后對(duì)時(shí)均圖像測(cè)量霧化角,處理過(guò)程如圖4所示。定義霧化角為液束迎風(fēng)面和噴注器軸向之間的夾角,為了提高精確度,通過(guò)求解兩個(gè)噴注單元θ1和θ2的平均霧化角獲得結(jié)果,如圖5所示。

圖4 圖像處理過(guò)程Fig.4 Image processing

圖5 霧化角Fig.5 Spray angle

2 結(jié)果與討論

2.1 噴注單元的霧化角

2.1.1 理論模型假設(shè)

根據(jù)氣膜與液束撞擊后的相互作用過(guò)程,取液束在氣膜中高度為hl的液束微元段作為控制體開(kāi)展理論分析,如圖6所示。

圖6 氣膜液束撞擊霧化角示意圖Fig.6 Schematic diagram of spray angle caused by liquid jet impinging on gas sheet

理論推導(dǎo)前有以下假設(shè)。

1)氣膜和液束的流動(dòng)過(guò)程為定常、不可壓流。

2)氣膜和液束控制體撞擊時(shí)的流動(dòng)方向分別垂直于各噴出截面。

3)液束控制體在氣膜厚度內(nèi)與氣膜相互作用時(shí)不變形。

4)液束控制體穿透氣膜后不受外力影響。

5)不考慮表面張力、重力及液體相變。

2.1.2 理論公式

根據(jù)軸向動(dòng)量定理,可得

(4)

對(duì)式(4)積分,得

(5)

(6)

由于假設(shè)中認(rèn)為液束控制體流動(dòng)速度恒定且不變形,將y=vlt代入式(6),得

(7)

將式(2)代入式(7),得到液束控制體的流動(dòng)路徑為

(8)

對(duì)式(8)求導(dǎo),得到液束控制體流動(dòng)路徑在氣膜厚度處的斜率為

y′=tanβ=2CLMR

(9)

2.1.3 模型驗(yàn)證

圖7為氣液針?biāo)▏娮卧撵F場(chǎng)瞬態(tài)圖,從圖中可以看出液束與氣膜相互作用后液束破碎為眾多小液滴。液束破碎長(zhǎng)度和霧化角隨著局部動(dòng)量比增加而增大。液束與氣膜撞擊后的液束變形及液滴從液束表面脫落使得液束有效動(dòng)量小于變形前的初始動(dòng)量。局部動(dòng)量比越大,液束在近場(chǎng)變形量越小,動(dòng)量損失也越小。液束氣膜相互作用過(guò)程中液束有動(dòng)量損失,通過(guò)試驗(yàn)獲得的動(dòng)量系數(shù)Mc修正霧化角理論公式。動(dòng)量系數(shù)表示液束與氣膜撞擊形成霧化角過(guò)程中產(chǎn)生動(dòng)量損失時(shí)的霧化角。

圖7 不同局部動(dòng)量比下的霧場(chǎng)圖像Fig.7 Spray images under various local momentum ratios

圖8 不同局部動(dòng)量比下的動(dòng)量系數(shù)Fig.8 Momentum coefficient under various local momentum ratio

從圖8可以看出液束氣膜撞擊時(shí)的液束動(dòng)量系數(shù)隨局部動(dòng)量比增加而增大,這是由于隨著局部動(dòng)量比增加液束變形減慢。因此,局部動(dòng)量比越大,在液束近場(chǎng)變形過(guò)程中液束動(dòng)量損失越小,動(dòng)量系數(shù)隨局部動(dòng)量比增大呈逐漸增大的趨勢(shì)。

將Mc代入理論公式后得到的修正公式為β=Mcarctan(2CLMR)。圖9為不同軸向氣膜速度下修正后的理論預(yù)測(cè)角和試驗(yàn)霧化角對(duì)比圖。從圖9中可以看出當(dāng)軸向氣膜速度不同時(shí),在局部動(dòng)量比0.49～8.71范圍內(nèi)理論霧化角與試驗(yàn)霧化角誤差很小,理論計(jì)算霧化角與試驗(yàn)霧化角的最大差值不超過(guò)4°,說(shuō)明理論預(yù)測(cè)結(jié)果準(zhǔn)確度高。

圖9 不同局部動(dòng)量比下的霧化角結(jié)果對(duì)比Fig.9 Spray angle under various local momentum ratios

2.2 單排槽氣液針?biāo)▏娮⑵鞯撵F化角

通過(guò)對(duì)氣液針?biāo)▏娮卧菏鴼饽ぷ矒粜纬傻撵F化角進(jìn)行理論分析,得出液束氣膜撞擊形成的霧化角由局部動(dòng)量比決定。對(duì)于多噴注單元的氣液針?biāo)▏娮⑵?相鄰噴注單元之間發(fā)生相互作用進(jìn)而影響霧化角。因此,分析多噴注單元相互作用對(duì)針?biāo)▏娮⑵黛F化角的影響。首先以單排槽型針?biāo)▏娮⑵鳛檠芯繉?duì)象,對(duì)阻塞率和霧化角進(jìn)行分析。由于徑向槽型氣液針?biāo)▏娮⑵饔啥鄠€(gè)噴注單元組成,徑向射流以多股流體噴出,破碎過(guò)程有明顯的局部流動(dòng)特征。因此,選擇局部動(dòng)量為變量分析其對(duì)霧化角的影響。

圖10 不同阻塞率和局部動(dòng)量比下的霧化角Fig.10 Spray angle with various blocking rates and local momentum ratios

對(duì)于適合高阻塞率氣液針?biāo)▏娮⑵鞯撵F化角預(yù)測(cè)公式,需要在噴注單元霧化角理論模型的基礎(chǔ)上重新修正獲得。當(dāng)單排槽氣液針?biāo)▏娮⑵髯枞什恍∮?5.46%時(shí),根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果得到的動(dòng)量系數(shù)為0.87。從圖10中可以看出低阻塞率和高阻塞率的理論修正模型預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值吻合很好。

2.3 主輔槽氣液針?biāo)▏娮⑵鞯撵F化角

多噴注單元?dú)庖横標(biāo)▏娮⑵鲝较虿圻€可以設(shè)置為雙排相互交錯(cuò)的主輔槽結(jié)構(gòu)。由于在設(shè)計(jì)過(guò)程中主輔槽結(jié)構(gòu)由單排槽結(jié)構(gòu)拆分而成,其主輔槽和單排槽總面積相同,因此在總流量一定的前提下對(duì)比分析主輔槽和單排槽對(duì)霧化角的影響。圖11給出了在軸向氣膜流量一定時(shí)單排槽和主輔槽結(jié)構(gòu)的霧化角隨液體流量變化關(guān)系。當(dāng)阻塞率較小時(shí),主輔槽結(jié)構(gòu)的霧化角比單排槽結(jié)構(gòu)的霧化角小,兩種結(jié)構(gòu)的霧化角差值最大為5°;當(dāng)阻塞率增大后,主輔槽結(jié)構(gòu)的霧化角和單排槽結(jié)構(gòu)霧化角接近,兩者差值在3°以?xún)?nèi);當(dāng)阻塞率進(jìn)一步增大后,其主輔槽結(jié)構(gòu)的霧化角略大于單排槽結(jié)構(gòu)的霧化角。綜上所述,主輔槽氣液針?biāo)▏娮⑵鞯撵F化角與單排槽氣液針?biāo)▏娮⑵鞯撵F化角相近。因此,主輔槽氣液針?biāo)▏娮⑵鞯撵F化角可以由拆分前的單排槽氣液針?biāo)▏娮⑵黛F化角模型預(yù)測(cè)。

圖11 不同徑向槽布局方式下多噴注單元?dú)庖横標(biāo)▏娮⑵鞯撵F化角隨流量變化關(guān)系Fig.11 Spray angle of gas-liquid multi-pintle injector with various liquid mass flow rates under different radial slot layouts

3 結(jié)論

為了掌握工作參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)氣液針?biāo)▏娮⑵黛F化角的影響,本文采用理論分析和試驗(yàn)相結(jié)合的方法對(duì)氣液針?biāo)▏娮⑵黛F化角開(kāi)展系統(tǒng)研究,得到以下結(jié)論。

2)對(duì)于單排槽氣液針?biāo)▏娮⑵黛F化角理論公式,可根據(jù)阻塞率分為兩類(lèi):第一類(lèi)為阻塞率不大于14.55%時(shí),多噴注單元?dú)庖横標(biāo)▏娮⑵髌扑檫^(guò)程與氣液針?biāo)▏娮卧?相鄰噴注單元之間相互作用很小,霧化角理論公式中的動(dòng)量系數(shù)與噴注單元霧化角公式中的動(dòng)量系數(shù)一致;第二類(lèi)為阻塞率不小于25.46%時(shí),隨著阻塞率增大,液束在近場(chǎng)變形量小,液束有效動(dòng)量損失小,霧化角理論公式中動(dòng)量系數(shù)推薦值為0.87。

3)在相同工況下,徑向槽布局方式對(duì)氣液針?biāo)▏娮⑵黛F化角影響很小,主輔槽結(jié)構(gòu)的氣液針?biāo)▏娮⑵黛F化角與單排槽結(jié)構(gòu)的氣液針?biāo)▏娮⑵黛F化角差值在5°以?xún)?nèi),主輔槽氣液針?biāo)▏娮⑵骺刹捎脝闻挪蹥庖横標(biāo)▏娮⑵鞯撵F化角預(yù)測(cè)結(jié)果。