徑向槽布局方式對針栓噴注器霧化角的影響

張波濤,王 凱,李 平,楊岸龍

(1.西安航天動力研究所 液體火箭發動機技術重點實驗室,陜西 西安 710100;2.航天推進技術研究院,陜西 西安 710100)

0 引言

液體火箭發動機的大范圍變推力能力是未來航天任務的關鍵技術之一。變推力液體火箭發動機可以實現軟著陸、最佳推力控制和軌道機動等。采用針栓噴注器是液體火箭發動機實現大范圍變推力的最佳選擇。相對于傳統液體火箭發動機中采用幾十上百個直流互擊式、離心式噴注器,針栓式發動機只需采用一個噴注器,可簡化推力室的結構。針栓噴注器獨特的幾何結構及流場特性使其具有深度節流、面關機、內在燃燒穩定性和燃燒效率高等優點[1]。

針栓噴注器最早是由加州理工學院在20世紀50年代測量不同推進劑組合的反應速率實驗中提出。隨后,Thompson Ramo Wooldridge(TRW)公司從20世紀60年代開始對針栓噴注器進行研制。早期最典型的變推力發動機是首次實現載人登月的下降級發動機,推力為4.4～44 kN(10∶1)[2-3]。TRW公司在掌握小推力自燃推進劑針栓式發動機設計方法的基礎上,又對液氧/液氫[4-5]、液氧/煤油[6]等針栓式發動機進行研制。目前性能最好的針栓式發動機為SpaceX公司研制的梅林1D發動機[7-8],其燃燒效率在0.98以上,推質比約為180。國內對針栓發動機的研究較晚。劉昌波等對針栓式發動機推力室的冷卻特性進行試驗研究,指出推力室的身部前段溫度較低無需采用熱防護措施,身部末端的溫度高達1 650 ℃需要采取熱防護措施[9]。目前國內研制的7.5 kN針栓發動機于2013年12月首次將嫦娥三號探測器送到月球表面,又在2019年1月成功助力嫦娥四號探測器首次軟著陸于月球背面[10]。

目前公開文獻中關于針栓噴注器霧化角的理論公式主要是液液針栓噴注器的霧化角公式。為了研制出適用于補燃循環系統和膨脹循環系統液體火箭發動機采用的氣液針栓噴注器,需要對氣液針栓噴注器的霧化過程及噴霧場特性開展研究。前期對液液針栓噴注器的研究中指出徑向槽型噴注器的霧化燃燒特性優于徑向縫型噴注器[14,20]。因此,本文對徑向槽型氣液針栓噴注器的霧化角開展研究。由于徑向槽型噴注器的徑向推進劑噴注方式為離散的槽,每個槽都可以看作是一個噴注單元。首先,通過解析建模給出氣液針栓噴注單元霧化角的理論公式,并采用試驗及仿真結果驗證理論公式的準確性;其次,對不同阻塞率下的單排槽和主輔槽氣液針栓噴注器的霧化角進行試驗研究,分析阻塞率和徑向槽布局方式對霧化角的影響規律;最后,采用多噴注單元氣液針栓噴注器的霧化角試驗結果對噴注單元霧化角的理論公式進行修正,獲得了適用于多噴注單元氣液針栓噴注器的霧化角預測公式。

1 試驗系統

1.1 基本定義

針栓噴注器的阻塞率是針栓噴注器所有噴注槽的寬度之和與周長的比值,表達式為

(1)

式中:n為徑向槽數目;b為徑向槽寬度;Dpo為針栓直徑。

局部動量比以徑向單槽為研究對象分析局部流動,假設徑向單槽與徑向槽等寬的軸向氣膜相撞,表達式為

(2)

總動量比定義為徑向推進劑動量與軸向推進劑動量的比值,表達式為

(3)

1.2 試驗系統

試驗中采用水和空氣分別模擬液體和氣體推進劑,通過具有一定壓力的氣源對貯箱增壓后為試驗件提供液體介質,氣體介質由氣源直接供應。成像系統中采用Phantom V12.1型號的高速相機拍攝瞬態霧場,圖像像素分辨率為640×480。試驗系統如圖1所示。

圖1 試驗系統Fig.1 Experimental system

研究對象為氣液針栓式噴注器,氣體以環形氣膜的形式沿中心筒外壁噴出。液體介質從液路噴嘴設置的徑向槽噴出后與軸向氣膜發生撞擊霧化。首先分析噴注單元的霧化角,在試驗件液路噴嘴上設置對稱的兩個矩形槽,如圖2所示,結構參數如表1所示。

表1 針栓噴注單元結構參數Tab.1 Structural parameters of pintle injector 單位:mm

圖2 氣液針栓噴注單元示意圖Fig.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氣液針栓噴注器霧化角的影響,首先在液路噴嘴周向設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的主輔槽,以對比分析單排槽與主輔槽對霧化角的影響。單排槽噴注器和主輔槽噴注器的局部結構示意圖如圖 3所示,關鍵結構參數分別見表2和表3。

圖3 氣液針栓噴注器示意圖Fig.3 Schematic diagram of gas-liquid pintle injector

表2 單排槽氣液針栓噴注器結構參數Tab.2 Structural parameters of gas-liquid pintle injector with single-row slots

表3 主輔槽氣液針栓噴注器結構參數Tab.3 Structural parameters of gas-liquid injector with primary and secondary slots

1.3 試驗工況

試驗中通過增加徑向液體流量的方式增大局部動量比。氣液針栓噴注單元、單排槽氣液針栓噴注器和主輔槽氣液針栓噴注器的試驗工況分別如表4、表5和表6所示。

表4 氣液針栓噴注單元工況條件Tab.4 Operating conditions of gas-liquid pintle injector unit

表5 單排槽氣液針栓噴注器工況條件Tab.5 Operating conditions of gas-liquid pintle injector with single-row slots

表6 主輔槽氣液針栓噴注器工況條件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的液束破碎為瞬態過程,試驗后采用Matlab軟件編程對拍攝的2 000張圖像求時均圖像,然后對時均圖像測量霧化角,處理過程如圖4所示。定義霧化角為液束迎風面和噴注器軸向之間的夾角,為了提高精確度,通過求解兩個噴注單元θ1和θ2的平均霧化角獲得結果,如圖5所示。

圖4 圖像處理過程Fig.4 Image processing

圖5 霧化角Fig.5 Spray angle

2 結果與討論

2.1 噴注單元的霧化角

2.1.1 理論模型假設

根據氣膜與液束撞擊后的相互作用過程,取液束在氣膜中高度為hl的液束微元段作為控制體開展理論分析,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

理論推導前有以下假設。

1)氣膜和液束的流動過程為定常、不可壓流。

2)氣膜和液束控制體撞擊時的流動方向分別垂直于各噴出截面。

3)液束控制體在氣膜厚度內與氣膜相互作用時不變形。

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

根據軸向動量定理,可得

(4)

對式(4)積分,得

(5)

(6)

由于假設中認為液束控制體流動速度恒定且不變形,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路徑為

(8)

對式(8)求導,得到液束控制體流動路徑在氣膜厚度處的斜率為

y′=tanβ=2CLMR

(9)

2.1.3 模型驗證

圖7為氣液針栓噴注單元的霧場瞬態圖,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。液束破碎長度和霧化角隨著局部動量比增加而增大。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量小于變形前的初始動量。局部動量比越大,液束在近場變形量越小,動量損失也越小。液束氣膜相互作用過程中液束有動量損失,通過試驗獲得的動量系數Mc修正霧化角理論公式。動量系數表示液束與氣膜撞擊形成霧化角過程中產生動量損失時的霧化角。

圖7 不同局部動量比下的霧場圖像Fig.7 Spray images under various local momentum ratios

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

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

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測角和試驗霧化角對比圖。從圖9中可以看出當軸向氣膜速度不同時,在局部動量比0.49～8.71范圍內理論霧化角與試驗霧化角誤差很小,理論計算霧化角與試驗霧化角的最大差值不超過4°,說明理論預測結果準確度高。

圖9 不同局部動量比下的霧化角結果對比Fig.9 Spray angle under various local momentum ratios

2.2 單排槽氣液針栓噴注器的霧化角

通過對氣液針栓噴注單元液束氣膜撞擊形成的霧化角進行理論分析,得出液束氣膜撞擊形成的霧化角由局部動量比決定。對于多噴注單元的氣液針栓噴注器,相鄰噴注單元之間發生相互作用進而影響霧化角。因此,分析多噴注單元相互作用對針栓噴注器霧化角的影響。首先以單排槽型針栓噴注器為研究對象,對阻塞率和霧化角進行分析。由于徑向槽型氣液針栓噴注器由多個噴注單元組成,徑向射流以多股流體噴出,破碎過程有明顯的局部流動特征。因此,選擇局部動量為變量分析其對霧化角的影響。

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

對于適合高阻塞率氣液針栓噴注器的霧化角預測公式,需要在噴注單元霧化角理論模型的基礎上重新修正獲得。當單排槽氣液針栓噴注器阻塞率不小于25.46%時,根據試驗結果得到的動量系數為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測值與試驗值吻合很好。

2.3 主輔槽氣液針栓噴注器的霧化角

多噴注單元氣液針栓噴注器徑向槽還可以設置為雙排相互交錯的主輔槽結構。由于在設計過程中主輔槽結構由單排槽結構拆分而成,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比分析主輔槽和單排槽對霧化角的影響。圖11給出了在軸向氣膜流量一定時單排槽和主輔槽結構的霧化角隨液體流量變化關系。當阻塞率較小時,主輔槽結構的霧化角比單排槽結構的霧化角小,兩種結構的霧化角差值最大為5°;當阻塞率增大后,主輔槽結構的霧化角和單排槽結構霧化角接近,兩者差值在3°以內;當阻塞率進一步增大后,其主輔槽結構的霧化角略大于單排槽結構的霧化角。綜上所述,主輔槽氣液針栓噴注器的霧化角與單排槽氣液針栓噴注器的霧化角相近。因此,主輔槽氣液針栓噴注器的霧化角可以由拆分前的單排槽氣液針栓噴注器霧化角模型預測。

圖11 不同徑向槽布局方式下多噴注單元氣液針栓噴注器的霧化角隨流量變化關系Fig.11 Spray angle of gas-liquid multi-pintle injector with various liquid mass flow rates under different radial slot layouts

3 結論

為了掌握工作參數和結構參數對氣液針栓噴注器霧化角的影響,本文采用理論分析和試驗相結合的方法對氣液針栓噴注器霧化角開展系統研究,得到以下結論。

2)對于單排槽氣液針栓噴注器霧化角理論公式,可根據阻塞率分為兩類:第一類為阻塞率不大于14.55%時,多噴注單元氣液針栓噴注器破碎過程與氣液針栓噴注單元近似,相鄰噴注單元之間相互作用很小,霧化角理論公式中的動量系數與噴注單元霧化角公式中的動量系數一致;第二類為阻塞率不小于25.46%時,隨著阻塞率增大,液束在近場變形量小,液束有效動量損失小,霧化角理論公式中動量系數推薦值為0.87。

3)在相同工況下,徑向槽布局方式對氣液針栓噴注器霧化角影響很小,主輔槽結構的氣液針栓噴注器霧化角與單排槽結構的氣液針栓噴注器霧化角差值在5°以內,主輔槽氣液針栓噴注器可采用單排槽氣液針栓噴注器的霧化角預測結果。