康金鑫,仝毅恒,高玉超,謝家豪,郭康康,豐松江

(航天工程大學(xué), 北京 101416)

0 引言

液體中心型同軸離心式(liquid-centered swirl coaxial,LCSC)噴嘴由于出口處直流氣體對液膜的強(qiáng)烈作用,燃料霧化效果較好,且結(jié)構(gòu)簡單,可靠性高,廣泛應(yīng)用于液體火箭發(fā)動機(jī)[1-4]。目前科學(xué)界對離心式噴嘴噴霧特性的研究主要關(guān)注單個噴嘴的液膜破碎形態(tài)、霧化錐角、破碎長度及噴霧場液滴的粒徑大小和分布等[5]。其中,霧化錐角表征了噴霧的空間分布范圍,液滴的粒徑大小和分布影響后續(xù)的蒸發(fā)、燃燒與釋熱,均是噴嘴設(shè)計過程中需要考慮的重要指標(biāo)。Hautman較早地對LCSC噴嘴的噴霧特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)霧化錐角隨著氣體流率和環(huán)境壓力的增大而減小,隨著液體流率的增大而增大[6]。Guildenbecher等通過試驗(yàn)分析的手段,探討了壓力縮放與空氣夾帶對霧化錐角的影響,得出壓力在一定范圍內(nèi)對霧化錐角的影響不大的結(jié)論[7]。Whitlow等進(jìn)行了氣液比(gas liquid ratio,GLR)對噴嘴霧化性能影響的試驗(yàn),分析了噴嘴出口區(qū)域液相分布和霧滴直徑的變化規(guī)律,并發(fā)現(xiàn)液體中心型氣液同軸噴嘴所產(chǎn)生的噴霧錐角比平口噴嘴的大[8]。Wei等探究了噴嘴結(jié)構(gòu)對噴霧特性的影響,提出了改進(jìn)霧化錐角的半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?提高了預(yù)測精度[9]。其明確了霧化錐角與液膜厚度對粒徑的影響關(guān)系,認(rèn)為霧化錐角越小,液膜越厚,噴霧場液滴的SMD越大。徐文等通過仿真對離心式噴嘴的霧化過程進(jìn)行模擬,發(fā)現(xiàn)質(zhì)量流量的增加會使空心錐液膜從發(fā)展到一次破碎的過程更加穩(wěn)定[10]。Im等通過實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn),隨著氣液動量通量比的增大,液體向軸線聚集,霧化錐角先減小然后趨于穩(wěn)定;其還根據(jù)氣液動量守恒推導(dǎo)了LCSC噴嘴噴霧錐角的理論模型,與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好[11]。陳晨等通過實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)氣液比和相對速度的增加有利于促進(jìn)噴霧場液滴尺寸的均勻性,在固定氣體質(zhì)量流率的前提下,存在一個最佳液體噴注壓降,使霧化效果達(dá)到最佳[12]。以上文獻(xiàn)主要對單個LCSC噴嘴的霧化特性開展基礎(chǔ)研究,并且說明噴注壓降及GLR是影響單個噴嘴噴霧性能的重要因素。

實(shí)際火箭發(fā)動機(jī)中極少僅采用單個噴嘴,一般的大推力發(fā)動機(jī)采用的是多噴嘴的噴注器。多噴嘴研究方面,Hardalupas等對單噴嘴與多噴嘴的徑向霧化性能進(jìn)行了對比,發(fā)現(xiàn)隨著液體質(zhì)量流率的增加,噴霧交匯區(qū)域相互作用增強(qiáng),液膜破碎長度縮短[13]。Song等通過實(shí)驗(yàn)對氣體中心式同軸離心多噴嘴相互作用進(jìn)行研究,對實(shí)驗(yàn)拍攝圖像進(jìn)行動力學(xué)模態(tài)分解,發(fā)現(xiàn)噴嘴附近的區(qū)域?yàn)橹饕鲌?相互作用區(qū)域?yàn)榇我鲌鯷14]。陳曦等基于Fluent對多噴嘴的噴霧干涉進(jìn)行了數(shù)值模擬分析,結(jié)果表明噴嘴數(shù)目的增加提高了霧滴顆粒之間相互碰撞聚合的概率[15]。王凱等對相鄰離心式噴嘴的液膜撞擊過程進(jìn)行了仿真研究,發(fā)現(xiàn)多液膜撞擊會使得液滴空間分布發(fā)生大的變化[16]。侯艷等對離心式多噴嘴噴霧場進(jìn)行仿真研究,發(fā)現(xiàn)增加噴嘴數(shù)目可以明顯改善噴霧粒徑和速度分布均勻性[17]。目前對于多噴嘴霧化特性實(shí)驗(yàn)及仿真方面的研究對象多為純液相離心式噴嘴,以及氣液同軸氣體中心式離心噴嘴,而對LCSC多噴嘴的霧化特性研究鮮有文獻(xiàn)發(fā)表。

綜上所述,學(xué)界已對單噴嘴的霧化錐角等噴霧特性進(jìn)行了較為完善的研究,并對多噴嘴霧化特性進(jìn)行了初步的仿真研究。而液體火箭發(fā)動機(jī)實(shí)際使用中是多個噴嘴同時工作,因此研究多噴嘴情況下的霧化特性,對了解發(fā)動機(jī)中霧化過程具有重要的實(shí)際意義。本文通過實(shí)驗(yàn)對純液相不同壓降及氣液雙相不同GLR下LCSC單噴嘴、雙噴嘴的霧化特性進(jìn)行了對比分析,以揭示雙噴嘴與單噴嘴的霧化特性差異,進(jìn)而用于指導(dǎo)工程實(shí)際。

1 實(shí)驗(yàn)條件

1.1 噴霧實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

噴霧實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由4部分組成,分別為管路供應(yīng)系統(tǒng)、測控系統(tǒng)、圖像采集系統(tǒng)和臺架系統(tǒng),如圖1所示。管路供應(yīng)系統(tǒng)是由高壓氣源、輸氣管路、輸液管路、液體推進(jìn)劑罐等組成。液體推進(jìn)劑罐通過高壓氣源增壓,將液體送至集液腔;空氣通過高壓氣源的另一路送至集氣腔。測控系統(tǒng)中壓力傳感器、氣液質(zhì)量流量計和激光粒度儀(真理光學(xué),Spraylink)分別用于測量記錄集液腔和集氣腔壓力、控制模擬介質(zhì)的質(zhì)量流率、噴霧粒徑數(shù)據(jù)。其中虹潤精密儀器有限公司生產(chǎn)的OHR—M3G—3—L—C—0—1.6 MPa型壓力傳感器精度為0.5%FS;北京精量科技有限公司ACU20FE液體質(zhì)量流率控制計精度為0.2%FS;高壓氣體通過調(diào)節(jié)管路中的減壓閥后得到所需工況的氣體質(zhì)量流率,精度為±1%SP。圖像采集系統(tǒng)由高速攝像機(jī)、遮光板和矩形LED背景光源(HLS-30,功率為350 W)組成。實(shí)驗(yàn)時將LED背景光源、遮光板、噴嘴軸線和高速攝像機(jī)依次布置在一條直線上,并合理調(diào)節(jié)各部件的距離以保證捕捉精細(xì)的噴霧瞬態(tài)圖像。高速攝像機(jī)幀頻設(shè)定為31 863 幀/s,曝光時間為1/477 930 s,像素為800×600。臺架系統(tǒng)由實(shí)驗(yàn)件安裝支架、收集槽和排水管系統(tǒng)組成。

圖1 常壓霧化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)原理圖Fig.1 Schematic diagram of atomization experimental system under atmospheric pressure

1.2 噴嘴參數(shù)

噴嘴安裝于上、中、下3層殼體之間,上層殼體與中層殼體之間形成集液腔,中層殼體與下層殼體構(gòu)成集氣腔,如圖2所示。在進(jìn)行單噴嘴實(shí)驗(yàn)時其余噴嘴出口通過特制堵頭進(jìn)行密封。表1為噴嘴具體尺寸參數(shù)。

表1 噴嘴尺寸參數(shù)Tab.1 Geometrical parameters of injector

圖2 雙噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of double injectors structure

1.3 霧化錐角提取

通過聚類方法獲取霧化錐角。首先對實(shí)驗(yàn)所得的噴霧圖像進(jìn)行時均處理,減去背景圖像,消除光照不均對數(shù)據(jù)影響,通過高斯算法得到時均加權(quán)濾波圖;基于K-MEANS[18]分割通過形態(tài)學(xué)濾波得到背景二值圖像;獲取圖像邊界的坐標(biāo),獲得噴霧邊界,液噴嘴出口兩點(diǎn)與噴嘴外徑邊緣兩點(diǎn)共同擬合成直線l1與l2,通過程序獲得霧化錐角[19]。

l1:y1=k1x+b1,α1=arctank1

(1)

l2:y2=k2x+b2,α2=arctank2

(2)

βs=180°-|α1-α2|

(3)

式中:k1為直線l1斜率;k2為直線l2斜率;α1為直線l1斜率反正切值;α2為直線l2斜率反正切值;βs為單噴嘴的霧化錐角。

圖3 雙噴嘴霧化錐角提取示意圖Fig.3 Schematic diagram of spray angle extraction for double injectors

(4)

式中:βl為左側(cè)噴嘴霧化錐角;βr為右側(cè)噴嘴霧化錐角。

2 實(shí)驗(yàn)工況設(shè)置

表2 實(shí)驗(yàn)工況Tab.2 Experimental operating conditions

3 結(jié)果與討論

3.1 純液膜單、雙噴嘴霧化錐角特性

定義雙噴嘴錐角間的誤差為α,計算式為

(5)

提取無氣體作用(ε=0)、不同液體質(zhì)量流率下的霧化錐角β、雙噴嘴的左、右兩側(cè)的霧化錐角(如表3所示),可以看出雙噴嘴的左右兩側(cè)的霧化錐角之間相差不超過3%。因此,可選取兩者的平均值作為雙噴嘴的霧化錐角,研究噴嘴間相互作用對霧化錐角的影響。

表3 純液相工況及左右噴嘴霧化錐角Tab.3 Pure liquid operating condition and spray angle of left/right injector

圖4 ε=0時單噴嘴與雙噴嘴霧化錐角對比Fig.4 Comparison of spray angle for single injector spray angle and double injectors while ε=0

定義單噴嘴與雙噴嘴霧化錐角的平均值β0的計算式為

(6)

相同工況下,單噴嘴與雙噴嘴的霧化錐角的差值不超過單噴嘴霧化錐角的1.5%。說明在無環(huán)縫氣相加入時(ε=0),雙噴嘴的霧化錐角相互間不受影響,與單噴嘴相似,在噴嘴下游近壁區(qū),兩股液膜未產(chǎn)生相互作用的區(qū)域,液膜的擴(kuò)散范圍幾乎未受另外一個噴嘴的影響。故可選單噴嘴與雙噴嘴霧化錐角的平均值β0作為此工況下的基準(zhǔn)霧化錐角,進(jìn)而對氣液雙相下霧化錐角進(jìn)行無量綱化,比較氣體作用對霧化錐角的影響程度。

3.2 環(huán)縫氣體作用下單、雙噴嘴霧化錐角特性

以上述ε=0時的霧化錐角作為基準(zhǔn)值,計算得出每個噴嘴液體質(zhì)量流率為50 g/s時β0=53.53°;每個噴嘴液體質(zhì)量流率為80 g/s時β0=56.81°;每個噴嘴液體質(zhì)量流率為140 g/s時β0=60.94°以基準(zhǔn)值作為參照,對ε≠0的工況進(jìn)行歸一化處理。定義無量綱數(shù)βγ=β/β0,表示有環(huán)縫氣體加入相對于無環(huán)縫氣體加入的霧化錐角的變化程度。按1.3節(jié)所述霧化錐角提取程序提取不同ε下的霧化錐角,單噴嘴無量綱公式中的β對應(yīng)于按程序提取的霧化錐角βs,雙噴嘴左右兩噴嘴的噴霧錐角如圖5所示,誤差不超過8%,故以左右噴嘴的噴霧錐角的平均值作為β。

圖5 雙噴嘴左、右噴嘴霧化錐角實(shí)驗(yàn)對比Fig.5 Experimental comparison of atomization spray angle between left and right injectors of double injectors

圖6為不同ε下單噴嘴無量綱數(shù)βγ隨ε的變化情況。由圖6可得隨著ε的增加,無量綱數(shù)βγ逐漸減小。即對于單噴嘴,隨著ε的逐漸增大,在氣動力的作用下液膜軸向速度增加,徑向速度減小,噴霧的霧化錐角減小。

圖6 單噴嘴βγ隨ε的變化情況Fig.6 Variation of single injectorβγwith ε

有環(huán)縫氣體作用時霧化錐角的穩(wěn)態(tài)理論計算式為[20]

(7)

式中:v為氣液雙相混合物軸向速度;ω為兩相混合物周向速度;β為霧化錐角。

霧化錐角取決于氣液之間的動量傳遞,在相同液體質(zhì)量流率下液膜在出口的周向速度ωl與軸向速度vl基本不變,無氣體加入時,氣體從氣噴嘴環(huán)縫噴出周向速度ωg與軸向速度vg為0,無論是單噴嘴還是雙噴嘴其他各項(xiàng)參量未發(fā)生改變,所以霧化錐角未發(fā)生改變。有環(huán)縫氣體作用時,由環(huán)縫噴出的高速氣流對氣液雙相混合物軸向速度影響較大,隨著氣流射出,液膜軸向速度v增加,霧化錐角減小。與單噴嘴不同,雙噴嘴之間的環(huán)縫氣流相互間存在影響,從而造成軸向及周向速度的改變,影響霧化錐角。

圖7分別為低、中、高3種ε下無量綱數(shù)βγ的變化情況。通過對比觀察到,在低ε的情況下(2%<ε<4.5%),單噴嘴與多噴嘴無量綱數(shù)βγ相差不大。在中等ε的情況下(4.5%<ε<7.5%),隨著ε的增加,單噴嘴與多噴嘴無量綱數(shù)βγ差距逐漸增大。分析認(rèn)為,隨著ε的增加,氣液動量交換加劇,破碎長度逐漸減小,在噴嘴出口處就破碎為細(xì)小液滴,由于細(xì)小液滴動量較小,易受到雙噴錐間湍流氣流的裹挾,從而導(dǎo)致噴霧嘴角增大。在高ε情況下(7.5%<ε<12%),單、雙噴嘴噴霧的無量綱數(shù)之間的差距趨于穩(wěn)定。分析認(rèn)為,當(dāng)出口處氣液動量比達(dá)到一定程度時,液滴無法再破碎成為更小的液滴,致使每個噴嘴外側(cè)小液滴隨氣體流率的增加動量變化不大,液滴被裹挾的范圍即液滴徑向擴(kuò)展范圍不再增加,且隨著氣體質(zhì)量流率的增加,環(huán)縫氣體射流軸向速度增加,進(jìn)一步減小了液滴的徑向擴(kuò)展范圍,所以單噴嘴與雙噴嘴的無量綱數(shù)βγ在ε=10%時會有減小的趨勢。當(dāng)ε增加為12%時,無量綱數(shù)βγ差距急劇增大,是因?yàn)榇藭r噴霧出現(xiàn)自激振蕩現(xiàn)象[21],噴霧范圍擴(kuò)大,為非穩(wěn)態(tài)下的破碎(見圖8)。

圖7 不同氣液流率比單噴嘴與雙噴嘴無量綱數(shù)變化Fig.7 Dimensionless variation of single injector and double injector with different gas-liquid flow ratios

圖8 非穩(wěn)態(tài)破碎Fig.8 Unsteady crushing

ε=7.5%時雙噴嘴工作時的噴霧圖像及液滴粒徑測量位置關(guān)系如圖9所示。將距離噴嘴出口下游10 mm處選為測量平面,測量點(diǎn)間隔5 mm,以右側(cè)噴嘴中心作為原點(diǎn),在徑向方向上均勻分布,采樣時間設(shè)置為10 s,每個采樣點(diǎn)采集20組數(shù)據(jù),對粒徑數(shù)據(jù)時均化,得到如圖10所示結(jié)果。從圖10中可以看出,右噴嘴噴霧兩側(cè)粒徑小于中間粒徑,噴霧相互作用區(qū)域上游即橫坐標(biāo)為-5～-10 mm處粒徑小于非相互作用區(qū)域5～10 mm處的粒徑。

圖9 測量位置關(guān)系圖(單位:mm)Fig.9 Diagram of measurement position (unit:mm)

圖10 徑向粒徑數(shù)據(jù)Fig.10 Radial particle size data

分析認(rèn)為,在相互作用區(qū)域上游,氣液形成復(fù)雜的湍流區(qū)。在氣液相互作用下,噴霧邊緣處的液滴二次霧化為小液滴,形成液霧,在液體質(zhì)量流率為80 g/s、氣體質(zhì)量流率為4 g/s的工況下,非交匯區(qū)域平均粒徑與交匯區(qū)域相比分別增大80%、267%,說明交匯區(qū)域?qū)σ旱纹扑樾Ч黠@。湍流區(qū)氣流的卷吸裹挾使得噴霧向內(nèi)偏移,即霧化錐角變大,其原理如圖11所示。兩種測量工況下,在±10 mm處粒徑相差不大,這是因?yàn)榇颂幍囊旱沃饕怯捎趪婌F卷吸作用所引起,液滴破碎為更小液滴。圖10中心處紅色線段的粒徑大于藍(lán)色線段粒徑,是因?yàn)樗鶞y量位置距離噴嘴出口較近,液膜并未充分?jǐn)U張,液膜以一次破碎為主,中心處的粒徑主要是由液體質(zhì)量流率決定,所以80 g/s工況下的粒徑大于50 g/s的粒徑,而邊緣處的粒徑是氣液強(qiáng)烈相互作用二次破碎所導(dǎo)致,氣體質(zhì)量流率為6 g/s時的粒徑小于4 g/s時的粒徑。

圖11 霧化錐角變化原理示意圖Fig.11 Schematic diagram of change principle for atomizaiton cone angle

4 結(jié)論

本文分析了不同ε值下單噴嘴與雙噴嘴液膜霧化錐角變化規(guī)律,并通過理論分析與粒徑測量探究了產(chǎn)生差異的機(jī)理,主要結(jié)論如下。

1)中、高ε值的情況下,相同工況下雙噴嘴的霧化錐角大于單噴嘴。與單噴嘴相比,雙噴嘴噴霧向兩噴嘴間偏移。

2)氣相加入后雙噴嘴間復(fù)雜的湍流區(qū)促使噴嘴間的液膜破碎為更小的液滴。

3)由于噴嘴液滴間粒徑較小,導(dǎo)致其易受到噴嘴間湍流的卷吸作用影響,從而造成噴霧向內(nèi)偏移,致使霧化錐角變大。