李子光，成鵬，李清廉，白曉，曹鵬進(jìn)

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

針?biāo)ㄊ絿娮⑵饕蚓哂薪Y(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、固有燃燒穩(wěn)定性和可深度變推力等特點(diǎn)，在液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用，例如美國(guó)阿波羅登月艙下 降 級(jí) 發(fā) 動(dòng) 機(jī)［1］（Lunar Module Descent En?gine， LMDE）和中國(guó)落月探火著陸器的下降級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)均采用針?biāo)ㄊ絿娮⑵鳎?-5］。與針?biāo)ㄊ絿娮⑵鞯膹V泛應(yīng)用相比，人們對(duì)針?biāo)ㄊ絿娮⑵鲊婌F燃燒特性的認(rèn)識(shí)仍然有限。自19 世紀(jì)50 年代以來(lái)，針?biāo)ㄊ絿娮⑵鞯脑O(shè)計(jì)和使用嚴(yán)重依賴于工程經(jīng)驗(yàn)。為了揭示針?biāo)ㄊ絿娮⑵髌扑殪F化的基本機(jī)理，明晰其噴霧空間分布特征和霧化特性，美國(guó)、韓國(guó)、中國(guó)等國(guó)家的相關(guān)研究機(jī)構(gòu)已經(jīng)對(duì)針?biāo)ㄊ絿娮⑵鞯撵F化過(guò)程和噴霧特性進(jìn)行了大量的研究，尤其是針?biāo)ㄊ絿娮⑵鞯膰婌F分布特性。Lee 等［6］通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了徑向縫型氣液針?biāo)ㄊ絿娮⑵髟诓煌h(huán)縫厚度下的噴霧模式。張彬［7］和王凱［8］等分別對(duì)徑向孔型氣液針?biāo)▎卧鸵阂横標(biāo)▎卧囊淮纹扑檫^(guò)程進(jìn)行了數(shù)值仿真研究，闡明了針?biāo)▎卧诖髿猸h(huán)境下的噴霧形態(tài)和噴霧場(chǎng)結(jié)構(gòu)。Fang 等［9］通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)徑向縫型氣液針?biāo)ㄊ絿娮⑵鲊婌F錐角的影響。Son［10-12］和Zhou［13］等針對(duì)徑向縫型氣液針?biāo)ㄊ絿娮⑵魈岢隽祟A(yù)測(cè)噴霧錐角的經(jīng)驗(yàn)公式。Cheng等［14-15］通過(guò)理論分析，針對(duì)液液針?biāo)ㄊ絿娮⑵魈岢隽司容^高的噴霧錐角預(yù)測(cè)模型。張波濤等［16-18］基于冷態(tài)實(shí)驗(yàn)和理論分析，提出了徑向孔型氣液針?biāo)▎卧膰婌F錐角經(jīng)驗(yàn)公式和節(jié)流條件下的噴霧錐角模型。由此可見，當(dāng)前對(duì)于針?biāo)ㄊ絿娮⑵鲊婌F分布特性的研究主要集中在噴霧形態(tài)和噴霧錐角隨結(jié)構(gòu)和工況參數(shù)的變化方面，并建立了多種預(yù)測(cè)噴霧錐角的理論或者半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ汀?/p>

雖然當(dāng)前已對(duì)針?biāo)ㄊ絿娮⑵鲊婌F分布特性進(jìn)行了大量的研究，但是基本局限在大氣環(huán)境下。由于環(huán)境氣體的密度差異，液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)燃燒室內(nèi)的高壓環(huán)境會(huì)導(dǎo)致噴霧分布與在大氣環(huán)境下的噴霧分布存在很大差別。許多研究人員通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了背壓對(duì)各類液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴嘴噴霧特性的影響。曹智程［19］設(shè)計(jì)了內(nèi)徑為280 mm 的反壓艙，在0.8 MPa 背壓環(huán)境中對(duì)氣液同軸直流離心噴嘴進(jìn)行了霧化實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明：反壓艙能夠提供模擬液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的壓力環(huán)境。Lee 等［20］采用液氮和氮?dú)庠诒硥簽?.98～9.88 bar（1 bar=100 kPa）條件下開展了徑向縫型氣液針?biāo)ㄊ絿娮⑵鞯撵F化實(shí)驗(yàn)，并考慮推進(jìn)劑密度變化修正了先前提出的噴霧錐角模型。Bai 等［21］在反壓艙中開展了液體中心式氣液同軸離心式噴嘴的冷態(tài)霧化實(shí)驗(yàn)，研究了背壓對(duì)自激振蕩的影響規(guī)律。Wang 等［22］觀察到了離心式噴嘴在背壓升高時(shí)噴霧錐的收縮現(xiàn)象。Kim 等［23］研究了背壓對(duì)離心式噴嘴噴霧錐角和破碎長(zhǎng)度的影響，發(fā)現(xiàn)液膜破碎前噴霧錐角基本不變而破碎后噴霧錐角變化較大。此外，De Corso 等［24］研究了不同背壓下柴油噴嘴的霧化特性，觀測(cè)到破碎后的噴霧錐在內(nèi)外壓差的作用下收縮。由此可見，背壓對(duì)不同類型噴嘴的噴霧特性影響顯著，原因在于背壓的變化會(huì)直接改變環(huán)境密度，環(huán)境密度的變化既影響氣態(tài)推進(jìn)劑的噴注狀態(tài)，又改變液態(tài)推進(jìn)劑受到的氣動(dòng)力作用大小，最終改變了推進(jìn)劑的破碎霧化過(guò)程及其形成的噴霧分布。因此，為了進(jìn)一步明晰氣液針?biāo)ㄊ絿娮⑵鞯膰婌F分布特性，還需要在背壓環(huán)境下開展大量研究。

總的來(lái)說(shuō)，現(xiàn)有研究雖獲得了許多關(guān)于針?biāo)ㄊ絿娮⑵鲊婌F分布特性的成果，但目前鮮有關(guān)于背壓對(duì)針?biāo)ㄊ絿娮⑵鲊婌F分布特性影響的研究。背壓對(duì)氣液針?biāo)ㄊ絿娮⑵鲊婌F分布特性的影響尚不明確，同時(shí)在針?biāo)ㄊ絿娮⑵鲊婌F特性的綜述報(bào)道［25-26］中也指出亟需開展背壓對(duì)針?biāo)ㄊ絿娮⑵鲊婌F特性影響的研究。為了探究背壓對(duì)氣液針?biāo)ㄊ絿娮⑵鲊婌F分布特性的影響，本文以徑向孔型氣液針?biāo)▎卧獮檠芯繉?duì)象，在不同背壓環(huán)境下開展了冷態(tài)霧化實(shí)驗(yàn)，結(jié)合圖像處理研究了背壓對(duì)噴霧形態(tài)和噴霧空間分布的影響，為氣液針?biāo)ㄊ絿娮⑵鞯脑O(shè)計(jì)和工況選取提供了參考。

1 實(shí)驗(yàn)方法

1.1 實(shí)驗(yàn)對(duì)象與實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

本研究所采用的氣液針?biāo)▎卧芍行囊后w通道和外側(cè)氣體通道部件組成，兩者共同形成矩形氣膜噴注通道，針?biāo)▎卧慕Y(jié)構(gòu)如圖1（a）所示，徑向噴孔和軸向氣膜結(jié)構(gòu)示意如圖1（b）和圖1（c）所示。該針?biāo)▎卧奢S對(duì)稱氣液針?biāo)ㄊ絿娮⑵骱?jiǎn)化設(shè)計(jì)而來(lái)，在保持氣膜厚度、噴孔尺寸、跳過(guò)距離不變的前提下，將環(huán)形氣膜簡(jiǎn)化為平面氣膜，設(shè)計(jì)了具有3 個(gè)徑向噴孔的氣液針?biāo)▎卧ａ標(biāo)▎卧闹饕Y(jié)構(gòu)尺寸如表1 所示。

表1 針?biāo)▎卧Y(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structure parameters of pintle injector element

圖1 針?biāo)▎卧Y(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of pintle injector element

常流式反壓霧化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由工質(zhì)供應(yīng)系統(tǒng)、反壓罐本體、反壓氣源供應(yīng)系統(tǒng)、視窗除霧氣源供應(yīng)系統(tǒng)、排氣排水系統(tǒng)、中央控制系統(tǒng)（未示出）等組成，系統(tǒng)工作原理如圖2 所示，反壓罐本體如圖3 所示。工質(zhì)供應(yīng)系統(tǒng)為擠壓式供應(yīng)系統(tǒng)，采用高壓氮?dú)庾鳛樵鰤航橘|(zhì)，采用過(guò)濾水和干燥空氣代替液氧和氣甲烷作為模擬工質(zhì)。反壓罐外形為球形，內(nèi)部最大直徑500 mm，能夠提供的背壓范圍為絕對(duì)壓力0.1～6.0 MPa。反壓罐上安裝有定制的K 型熱電偶和KQ-SPB105 型壓力變送器，可分別對(duì)反壓罐內(nèi)的溫度和壓力進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，溫度量程和精度分別為0～1 000 K、0.5%F.S.，壓力量程和精度分別為0～10 MPa、0.5%F.S.。此外，中央控制系統(tǒng)根據(jù)傳感器監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)控制進(jìn)排氣管路上的電動(dòng)球閥開度以實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)背壓壓力，從而保證實(shí)驗(yàn)時(shí)背壓穩(wěn)定。測(cè)控系統(tǒng)由溫度傳感器、壓力傳感器、渦輪流量計(jì)和測(cè)控機(jī)柜組成，可以測(cè)量工質(zhì)流量、環(huán)境背壓、噴前壓力、環(huán)境溫度等信息。相比傳統(tǒng)的矩形或圓柱形反壓艙，所搭建的反壓霧化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)光學(xué)可測(cè)角度更多，常流式進(jìn)排氣系統(tǒng)與中央控制系統(tǒng)配合提供的背壓環(huán)境更為穩(wěn)定。

圖2 常流式反壓霧化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)圖Fig.2 Diagram of normal flow backpressure atomization experimental system

圖3 反壓罐本體Fig.3 Anti-pressure tank body

1.2 實(shí)驗(yàn)工況

依托常流式反壓霧化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)建立了3 種不同 的 穩(wěn) 定 背 壓 環(huán) 境（0.5 MPa、1.0 MPa 和1.5 MPa），環(huán)境溫度為常溫（298 K），通過(guò)改變氣液質(zhì)量流量，在每種背壓環(huán)境下開展了6 個(gè)不同局部動(dòng)量比（Local Momentum Ratio，LMR） 工況下的冷態(tài)霧化實(shí)驗(yàn)，LMR 的定義為

式中：ml、mf分別為液體質(zhì)量流量和氣體質(zhì)量流量；vl、vf分別為液體噴注速度和氣體噴注速度；n為噴孔數(shù)量；W為噴孔寬度；L為氣膜寬度。

在不同背壓環(huán)境下，LMR 的變化范圍基本一致，實(shí)驗(yàn)時(shí)的實(shí)際背壓與目標(biāo)背壓最大誤差為4%，具體工況參數(shù)如表2 所示。

表2 實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)Table 2 Test condition parameters

1.3 背景光成像系統(tǒng)與圖像處理方法

實(shí)驗(yàn)采用背景光成像系統(tǒng)來(lái)獲取氣液針?biāo)▎卧乃矐B(tài)噴霧圖像，該系統(tǒng)主要由高速攝影相機(jī)、背景光源和計(jì)算機(jī)組成，如圖2 所示。本研究中所用的背景光源為L(zhǎng)ED 面光源，可以生成均勻的背景光。高速攝影相機(jī)為Photron FSATCAM SA-X2，與Nikon ED 200 mm 定焦鏡頭配合使用。拍攝噴霧時(shí)，所采用的幀頻為20 000 f/s，曝光時(shí)間為1/100 000 s，圖像分辨率為1 024 pixel×672 pixel。

為了準(zhǔn)確并定量地對(duì)氣液針?biāo)▎卧膰婌F結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，需要對(duì)圖像進(jìn)行相應(yīng)的處理，例如劃分噴霧和背景部分，提取噴霧邊界、噴霧半錐角等信息。為了使噴霧結(jié)構(gòu)更加清晰，采用以下流程對(duì)噴霧圖像進(jìn)行處理和特征提?。簽V波去噪、物景分割、統(tǒng)一背景、提取輪廓。首先對(duì)圖像進(jìn)行均值濾波，在盡可能保留圖像原始信息的同時(shí)弱化噪聲，濾波后的圖像如圖4（a）所示。然后采用一種自適應(yīng)閾值確定方法（Otsu 方法）對(duì)圖像進(jìn)行分割，該方法適用于噴霧與背景的對(duì)比度存在差異的圖像，可對(duì)噴霧部分實(shí)現(xiàn)較為精準(zhǔn)的分割，圖像灰度直方圖及自適應(yīng)閾值如圖4（b）所示。接著，將分割出的背景區(qū)域（不包含針?biāo)^）統(tǒng)一成純白色，即將背景區(qū)域的灰度值賦予飽和灰度值1，而噴霧部分則保持原狀，不做處理，結(jié)果如圖4（c）所示。為了使噴霧與背景的界限更加明顯，在統(tǒng)一背景的基礎(chǔ)上對(duì)圖像進(jìn)行二值化，將噴霧部分的灰度值設(shè)置為0 即可，二值圖像如圖4（d）所示。

圖4 噴霧圖像處理過(guò)程Fig.4 Spray image processing process

最后，采用Sobel 算法對(duì)二值圖像進(jìn)行邊緣檢測(cè)，提取噴霧輪廓，提取得到單張圖像的噴霧輪廓如圖5（a）所示。將提取得到的噴霧輪廓與原始噴霧圖像進(jìn)行疊加，如圖5（b）所示，可見噴霧與提取的輪廓對(duì)應(yīng)關(guān)系較好。在此基礎(chǔ)上，對(duì)提取得到的1 000 張瞬態(tài)噴霧輪廓進(jìn)行平均處理，獲得時(shí)均噴霧輪廓，如圖5（c）所示。采用時(shí)均噴霧輪廓的最外側(cè)輪廓作為射流迎風(fēng)面邊界輪廓線。噴霧半錐角的提取參考文獻(xiàn)［14］，將時(shí)均射流迎風(fēng)面邊界輪廓中心與氣膜流向的夾角作為噴霧半錐角，如圖5（d）所示。此外，為了對(duì)比大氣環(huán)境與背壓環(huán)境下的噴霧結(jié)構(gòu)，采用灰度拉伸的方法［27］實(shí)現(xiàn)了噴霧結(jié)構(gòu)的顯化處理。對(duì)噴霧圖像的處理主要采用開源軟件ImageJ完成。

圖5 噴霧輪廓提取Fig.5 Spray contour extraction

2 結(jié)果與討論

2.1 氣液針?biāo)▎卧獓婌F形態(tài)

為便于描述氣液針?biāo)▎卧膰婌F形態(tài)，在此將氣膜的流動(dòng)方向記為x方向，將徑向射流的流動(dòng)方向記為y方向，如圖6（a）所示。徑向射流在氣膜的作用下向x方向彎曲，伴隨著連續(xù)射流的破碎霧化，形成扇形噴霧場(chǎng)。氣液針?biāo)▎卧纬傻膰婌F場(chǎng)具有3 個(gè)比較明顯的特征：① 噴霧場(chǎng)中心液霧濃密，噴霧場(chǎng)兩側(cè)液霧稀疏，中心液霧濃密區(qū)域與兩側(cè)液霧稀疏區(qū)域之間存在液霧濃密相間的過(guò)渡區(qū)域；② 在噴霧場(chǎng)下游，過(guò)渡區(qū)域以內(nèi)的液霧向噴霧場(chǎng)中心收縮，噴霧邊界存在明顯的“折轉(zhuǎn)”特征；③ 背壓環(huán)境下形成的噴霧扇內(nèi)部充實(shí)、液霧濃密，噴霧場(chǎng)整體較為連續(xù)。

圖6 噴霧場(chǎng)組成Fig.6 Composition of spray field

2.1.1 噴霧場(chǎng)分區(qū)

根據(jù)噴霧的濃密分布，將氣液針?biāo)▎卧膰婌F場(chǎng)劃分為噴霧核心區(qū)、噴霧邊界區(qū)和稀疏噴霧區(qū)3 個(gè)區(qū)域，如圖6（b）所示。

為了定量描述噴霧分布的濃密程度，在x=10d，20d，30d（d為徑向噴孔的水力直徑）位置處沿y方向跨越噴霧場(chǎng)提取了當(dāng)?shù)氐膱D像灰度線，灰度線位置與其對(duì)應(yīng)灰度值分布如圖7（a）所示。在此以x=30d位置處的灰度線為例，明確了噴霧場(chǎng)分區(qū)與圖像灰度的對(duì)應(yīng)關(guān)系，如圖7（b）所示。灰度值位于0 附近的區(qū)域?qū)?yīng)著噴霧核心區(qū)，該區(qū)域噴霧最為濃密。x=10d，20d，30d位置處噴霧核心區(qū)的寬度分別為9.2d、11.5d和10.7d。噴霧核心區(qū)沿y方向的分布表明：在噴霧向下游發(fā)展過(guò)程中，噴霧核心區(qū)范圍先擴(kuò)大，隨后有所收縮。噴霧核心區(qū)兩側(cè)灰度值快速變化（噴霧左側(cè)灰度值快速下降、噴霧右側(cè)灰度值快速上升）的區(qū)域?qū)?yīng)著噴霧邊界區(qū)，灰度值的快速變化與當(dāng)?shù)匾红F濃密程度的變化相對(duì)應(yīng)，灰度值下降表示該范圍內(nèi)的噴霧呈現(xiàn)出從稀疏液霧到濃密液霧的變化。在x=10d，20d，30d位置處，噴霧場(chǎng)左側(cè)邊界區(qū)的寬度分別為4.6d、7.7d和12.3d，右側(cè)邊界區(qū)的寬度分別為3.8d、5.4d和9.2d，噴霧兩側(cè)的邊界區(qū)寬度均隨x方向距離的增大而增大。從噴霧邊界區(qū)向外，可以發(fā)現(xiàn)x=10d，20d，30d灰度線上的圖像灰度值存在上下波動(dòng)，灰度值的上下波動(dòng)表明該區(qū)域噴霧稀疏，分布不均勻，對(duì)應(yīng)著邊界區(qū)兩側(cè)的稀疏噴霧區(qū)。相比噴霧右側(cè)灰度值的波動(dòng)幅度，噴霧左側(cè)灰度值的波動(dòng)幅度較小，這是由于噴霧右側(cè)為迎風(fēng)側(cè)，射流與氣膜相互作用強(qiáng)，破碎霧化更為劇烈。同時(shí)在噴霧迎風(fēng)側(cè)距離噴嘴越遠(yuǎn)的位置，稀疏噴霧區(qū)的圖像灰度值越小，液霧相對(duì)濃密。這是因?yàn)榻鼑娮靺^(qū)域徑向射流仍為連續(xù)液柱，尚未完成一次破碎，因而近噴嘴區(qū)域液霧較為稀疏；在噴霧向下游運(yùn)動(dòng)時(shí)伴隨著一次破碎和二次霧化的發(fā)生，射流霧化程度不斷完善，所以離噴嘴較遠(yuǎn)位置的液霧相對(duì)稠密。

圖7 噴霧場(chǎng)不同軸向位置噴霧濃密分布示意圖Fig.7 Schematic diagram of spray density distribution in different axial positions of spray field

2.1.2 噴霧邊界的“折轉(zhuǎn)”特征

如圖6（a）所示，由于噴霧邊界區(qū)以內(nèi)的液霧向噴霧場(chǎng)中心收縮，氣液針?biāo)▎卧诒硥涵h(huán)境下的噴霧邊界存在明顯的“折轉(zhuǎn)”特征。圖6（a）中圓圈表示噴霧邊界折轉(zhuǎn)點(diǎn)，虛線和實(shí)線分別表示折轉(zhuǎn)前后的噴霧邊界。對(duì)于迎風(fēng)面邊界而言，徑向射流在氣膜作用下向x方向彎曲后，射流迎風(fēng)面在針?biāo)▎卧^部附近進(jìn)一步向噴霧中心偏轉(zhuǎn)，形成噴霧邊界的“折轉(zhuǎn)”。噴霧迎風(fēng)面邊界折轉(zhuǎn)的原因可能是射流在折轉(zhuǎn)點(diǎn)附近發(fā)生柱狀破碎，射流破碎前，射流的彎曲主要取決于氣膜射流撞擊過(guò)程，即由LMR 表征的氣膜射流動(dòng)量交換程度。射流發(fā)生柱狀破碎后，部分氣膜穿透射流［7］，破碎形成的液塊和液帶夾帶其內(nèi)外表面氣體，使得在液塊、液帶及其霧化后的液滴團(tuán)內(nèi)外產(chǎn)生壓差，引起噴霧向中心收縮，體現(xiàn)為噴霧邊界的“折轉(zhuǎn)”現(xiàn)象。Lee 等在文獻(xiàn)［28］中計(jì)算了環(huán)形射流破碎后的液滴軌跡，發(fā)現(xiàn)夾帶的環(huán)境氣體會(huì)使液滴偏離原始液滴軌跡，向噴霧中心偏轉(zhuǎn)。夾帶氣體的影響主要由液滴流量、液滴大小和初始速度以及環(huán)境氣體密度決定［29］，夾帶氣體產(chǎn)生的空氣動(dòng)力學(xué)效應(yīng)隨著環(huán)境氣體密度的增加而增加，即隨著背壓的增大而增大。文獻(xiàn)［23］中也報(bào)道了離心式噴嘴錐形液膜在背壓環(huán)境下噴霧收縮的現(xiàn)象。噴霧內(nèi)側(cè)邊界外擴(kuò)的原因與迎風(fēng)面邊界不同，從噴孔之間流過(guò)的氣膜在針?biāo)^前方產(chǎn)生剪切層，并向y軸的負(fù)方向彎曲，流動(dòng)情形與后向臺(tái)階流動(dòng)類似［30］。不同的是針?biāo)^前方是相對(duì)開放的空間，沒(méi)有后向臺(tái)階流動(dòng)中臺(tái)階后的固體壁面限制。由于針?biāo)^前方氣膜的高速流動(dòng)，當(dāng)?shù)貕毫ο鄬?duì)環(huán)境背壓較低，在壓差的作用下，沿y軸正方向?qū)a(chǎn)生從環(huán)境向針?biāo)^前方的流動(dòng)。這部分氣流運(yùn)動(dòng)至剪切層后與其合并向噴霧下游流動(dòng)。而針?biāo)^前方主要是射流發(fā)生表面破碎形成的液滴，液滴尺寸較小，更容易伴隨氣體流動(dòng)，剪切層夾帶部分噴霧運(yùn)動(dòng)使得針?biāo)^前方噴霧向外擴(kuò)張。當(dāng)噴霧發(fā)展到一定流向位置時(shí)，不再受針?biāo)^前方氣體流動(dòng)的影響，在噴霧內(nèi)外壓差的作用下向中心收縮。

2.1.3 背壓對(duì)噴霧形態(tài)的影響

氣液針?biāo)▎卧诓煌硥簵l件下的噴霧形態(tài)如圖8 所示。圖8 展示了相同LMR（LMR=0.29）條件下，背壓分別為0.1 MPa、1.0 MPa 和1.5 MPa 時(shí)的噴霧圖像。原始噴霧圖像如圖8（a）所示，由于人眼對(duì)圖像灰度變化的分辨能力有限，因此難以從噴霧圖像對(duì)不同背壓下的噴霧進(jìn)行區(qū)分。通過(guò)灰度拉伸方法對(duì)噴霧圖像進(jìn)行局部結(jié)構(gòu)顯化處理，將有所差異的局部區(qū)域顯示出來(lái)，圖8（b）為局部結(jié)構(gòu)顯化后的噴霧圖像，其噴霧結(jié)構(gòu)更加凸顯。在大氣環(huán)境下，近噴孔區(qū)域的噴霧較為濃密，噴孔下游區(qū)域的噴霧較為稀疏，且噴霧迎風(fēng)面存在間斷，柱狀破碎區(qū)域明顯。在背壓環(huán)境下，氣液針?biāo)▎卧纬傻膰婌F十分濃密，霧化效果較好，噴霧扇內(nèi)部充實(shí)，射流迎風(fēng)面較為連續(xù)，柱狀破碎區(qū)域不明顯，并且可以明顯觀察到噴霧迎風(fēng)面邊界的“折轉(zhuǎn)”現(xiàn)象。

圖8 背壓與大氣環(huán)境下的噴霧形態(tài)對(duì)比Fig.8 Comparison of spray morphology in backpressure and atmospheric environment

2.2 噴霧分布特性

2.2.1 噴霧半錐角分布規(guī)律

對(duì)于液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中的噴嘴，噴霧錐角是描述噴霧空間分布最常用的參數(shù)之一，可以直觀地體現(xiàn)出噴霧的空間分布范圍，其對(duì)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒過(guò)程有著重要的影響。因此，在描述氣液針?biāo)▎卧膰婌F空間分布時(shí)一般也采用噴霧錐角?；跉庖横?biāo)▎卧獑蝹?cè)噴注這一特點(diǎn)，在此使用噴霧半錐角來(lái)描述其噴霧的空間分布。不同背壓條件下噴霧半錐角隨LMR 的變化趨勢(shì)如圖9 所示，離散點(diǎn)代表不同工況下的噴霧半錐角實(shí)驗(yàn)值。在不同背壓下，噴霧半錐角均隨LMR 的增大而增大，這與在大氣環(huán)境下獲得的變化趨勢(shì)基本一致。LMR 相同時(shí)，噴霧半錐角隨背壓的增大而有所減小。

圖9 噴霧半錐角實(shí)驗(yàn)值與現(xiàn)有公式預(yù)測(cè)值對(duì)比Fig.9 Comparison of experimental values of spray half angle with predicted values using existing formulas

在 先 前 的 研 究 中，許 多 學(xué) 者［10-11，13-16，18，20，31-33］針對(duì)不同結(jié)構(gòu)的針?biāo)ㄊ絿娮⑵鞣謩e提出了噴霧錐角預(yù)測(cè)模型?？紤]到徑向噴孔與徑向環(huán)縫的區(qū)別，在此選取了3 種針對(duì)徑向孔型針?biāo)ㄊ絿娮⑵魈岢龅膰婌F半錐角模型對(duì)本文實(shí)驗(yàn)工況中的噴霧半錐角進(jìn)行預(yù)測(cè)，選取的噴霧半錐角模型如表3 所示。使用這3 種噴霧半錐角模型計(jì)算得到的噴霧半錐角預(yù)測(cè)值與不同背壓條件下的噴霧半錐角實(shí)驗(yàn)值對(duì)比如圖9 所示，圖中曲線為噴霧半錐角模型預(yù)測(cè)值。

圖9 表明基于徑向孔型液液針?biāo)▎卧膰婌F半錐角理論模型［14］與半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ停?3］預(yù)測(cè)得到的噴霧半錐角在LMR＞0.4 時(shí)均比實(shí)驗(yàn)值稍大，并且在LMR＜0.3 時(shí)后者的預(yù)測(cè)值快速下降至0?；趶较蚩仔蜌庖横?biāo)▎卧膰婌F半錐角半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ停?6］預(yù)測(cè)得到的噴霧半錐角與實(shí)驗(yàn)值相比則整體偏小。相比之下，Cheng 等［14］提出的噴霧半錐角理論模型預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值偏差最小，其余2 個(gè)半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ皖A(yù)測(cè)偏差相對(duì)較大。這是由于半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ桶吮碚魃淞髯冃纬潭鹊淖冃我蜃覥，其是基于大氣環(huán)境中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果擬合得到的，未考慮背壓變化的影響。因此，使用現(xiàn)有的噴霧半錐角預(yù)測(cè)模型對(duì)氣液針?biāo)▎卧诒硥涵h(huán)境下的噴霧半錐角進(jìn)行預(yù)測(cè)還存在一些困難。

為了較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)氣液針?biāo)▎卧诒硥涵h(huán)境下的噴霧半錐角，在Cheng 等［14］推導(dǎo)的理論模型基礎(chǔ)上，引入?yún)?shù)a對(duì)噴霧半錐角模型進(jìn)行修正，得到如式（2）所示的噴霧半錐角半經(jīng)驗(yàn)公式。

式中：θ為噴霧半錐角；LMR 為局部動(dòng)量比；a為參數(shù)。

徑向噴孔單獨(dú)噴注時(shí)的噴射方向與氣膜流向垂直，如圖10 所示，與Cheng 等［14］提出的公式推導(dǎo)基礎(chǔ)相同。根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合獲得參數(shù)a的值，在本文研究的工況范圍內(nèi)，a=0.68 時(shí)修正公式計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值符合較好；當(dāng)背壓為1.5 MPa、LMR 為0.65 時(shí)，誤差最大為11.7%。修正后的噴霧半錐角公式計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比如圖11 所示。

圖10 徑向噴孔單獨(dú)噴注圖像Fig.10 Image of separate radial-orifice injection

圖11 噴霧半錐角實(shí)驗(yàn)值與修正公式計(jì)算值對(duì)比Fig.11 Comparison between experimental values of spray half angle and calculated values with modified formula

此外，將本文修正公式計(jì)算值與提出以上3 個(gè)噴霧半錐角模型的學(xué)者獲得的相同LMR 范圍內(nèi)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比，如圖12 所示。修正公式計(jì)算值與其他學(xué)者實(shí)驗(yàn)值相容性較好，隨LMR 的變化趨勢(shì)一致。但需要說(shuō)明的是，圖12 顯示的文獻(xiàn)［16］中的噴霧半錐角實(shí)驗(yàn)值相對(duì)本文修正公式預(yù)測(cè)值明顯偏小，原因在于其所采用的徑向噴孔的高寬比（10.00）遠(yuǎn)大于本文中徑向噴孔的高寬比（2.86）。文獻(xiàn)［16］也指出在相同LMR 條件下，徑向噴孔高寬比增加，噴霧半錐角減小。因此，本文修正公式預(yù)測(cè)值與其實(shí)驗(yàn)值之間存在一定偏差。但在實(shí)際工程中，徑向噴孔的高寬比一般小于10.00，所以本文修正公式具有一定的應(yīng)用價(jià)值。

圖12 噴霧半錐角修正公式計(jì)算值與其他學(xué)者實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Fig.12 Comparison between calculated values of spray half angle by modified formula and experimen?tal values by other scholars

2.2.2 噴霧迎風(fēng)面邊界輪廓線分布規(guī)律

在液體橫向射流中通常采用射流穿透深度描述噴霧的空間分布，穿透深度即為射流迎風(fēng)面邊界［34-36］。與噴霧錐角相比，噴霧迎風(fēng)面邊界能更為精細(xì)地描述氣液針?biāo)▎卧膰婌F空間分布特征。通過(guò)提取時(shí)均噴霧輪廓的迎風(fēng)面邊界，給出了不同背壓、不同LMR 工況對(duì)應(yīng)的噴霧迎風(fēng)面邊界輪廓線。圖13（a）、圖13（b）和圖13（c）分別是背壓為0.5 MPa、1.0 MPa 和1.5 MPa 環(huán)境下氣液針?biāo)▎卧膰婌F迎風(fēng)面邊界輪廓線。由圖13 可見，隨著LMR 的增大，噴霧迎風(fēng)面邊界輪廓線不斷外擴(kuò)，噴霧在徑向的空間分布范圍擴(kuò)大，與噴霧半錐角的變化趨勢(shì)相同。不同的是，噴霧迎風(fēng)面邊界輪廓線直觀地展示了噴霧空間分布范圍的變化情況，并較好地體現(xiàn)了射流迎風(fēng)面的“折轉(zhuǎn)”特征。在射流“折轉(zhuǎn)”前，其迎風(fēng)面邊界輪廓線呈現(xiàn)出不同程度的彎曲；“折轉(zhuǎn)”后的噴霧迎風(fēng)面邊界輪廓線向中心收縮，并且“折轉(zhuǎn)”后的迎風(fēng)面邊界近似保持為直線，說(shuō)明“折轉(zhuǎn)”后的噴霧基本不受氣膜的影響，受自身慣性向下游運(yùn)動(dòng)。圖13（d）為不同背壓、相近LMR 工況的噴霧迎風(fēng)面邊界輪廓線對(duì)比圖。圖13（d）表明，LMR相近時(shí)，不同背壓環(huán)境下的噴霧迎風(fēng)面邊界發(fā)生“折轉(zhuǎn)”前的邊界輪廓線重合性較好，基本不受背壓變化的影響，說(shuō)明“折轉(zhuǎn)”前的射流彎曲主要取決于LMR 的大小，僅由氣膜射流撞擊程度決定。待“折轉(zhuǎn)”完成后，噴霧迎風(fēng)面邊界輪廓線隨著背壓的增大向中心收縮，噴霧空間分布范圍減小。原因如2.1 節(jié)所述，背壓越大，環(huán)境氣體密度越大，噴霧夾帶環(huán)境氣體的氣體動(dòng)力學(xué)效應(yīng)越明顯，引起噴霧向中心收縮。

圖13 不同背壓與局部動(dòng)量比下噴霧迎風(fēng)面邊界對(duì)比Fig.13 Comparison of windward boundary contours of spray with different backpressure and local momentum ratio

總的來(lái)說(shuō)，氣液針?biāo)▎卧诒硥涵h(huán)境下的噴霧空間分布范圍與大氣環(huán)境相同，仍由LMR 主導(dǎo)，LMR 越大，噴霧空間分布范圍越大。徑向射流未發(fā)生柱狀破碎時(shí)，噴霧空間分布范圍取決于LMR 的大??；柱狀破碎發(fā)生后，噴霧空間分布范圍由LMR 和背壓共同決定，LMR 越大，背壓越低，噴霧空間分布范圍越大。

3 結(jié) 論

為了明晰背壓對(duì)氣液針?biāo)▎卧獓婌F分布特性的影響，基于常流式反壓霧化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)和背景光成像技術(shù)研究了不同背壓和不同LMR 工況下徑向孔型氣液針?biāo)▎卧膰婌F分布特性。具體結(jié)論如下：

1） 氣液針?biāo)▎卧诒硥涵h(huán)境中的噴霧十分濃密，噴霧扇內(nèi)部充實(shí)。根據(jù)噴霧的濃密分布可將噴霧場(chǎng)分為3 個(gè)區(qū)域：噴霧核心區(qū)、噴霧邊界區(qū)和稀疏噴霧區(qū)。從噴霧核心區(qū)至稀疏噴霧區(qū)，噴霧由稠密液霧逐漸變?yōu)橄∈枰红F。

2） 氣液針?biāo)▎卧诒硥涵h(huán)境中的噴霧邊界存在明顯的“折轉(zhuǎn)”特征。噴霧迎風(fēng)面邊界的折轉(zhuǎn)主要是由于徑向射流發(fā)生柱狀破碎后，液塊液帶等夾帶氣體在其內(nèi)外表面產(chǎn)生壓差作用而導(dǎo)致噴霧向中心收縮引起的。對(duì)于噴霧內(nèi)側(cè)邊界，初始噴霧邊界外擴(kuò)主要受到針?biāo)^部氣體流動(dòng)的作用，下游噴霧邊界收縮的原因與迎風(fēng)面邊界相同。

3） 在背壓環(huán)境中，LMR 仍是氣液針?biāo)▎卧獓婌F空間分布范圍的主要影響因素。通過(guò)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)獲得了適用于較高背壓環(huán)境的徑向孔型氣液針?biāo)▎卧獓婌F半錐角修正公式，在當(dāng)前工況范圍內(nèi)，修正系數(shù)a取0.68。

4） 相比噴霧半錐角，基于噴霧迎風(fēng)面邊界輪廓線描述的噴霧空間分布更為精細(xì)。由噴霧迎風(fēng)面邊界輪廓線可知，背壓主要影響“折轉(zhuǎn)”后的噴霧空間分布。相同LMR 時(shí)，背壓越高，噴霧迎風(fēng)面邊界輪廓線包絡(luò)范圍越窄；背壓相同時(shí)，LMR 越大，噴霧迎風(fēng)面邊界輪廓線包絡(luò)范圍越寬。

致 謝

感謝張彬在實(shí)驗(yàn)件設(shè)計(jì)方面所做的工作。