含碳顆粒的凝膠推進劑霧化特性實驗研究

石超， 強洪夫， 劉虎

(1.火箭軍工程大學 動力工程系， 陜西 西安 710025； 2.火箭軍工程大學 青州士官學院， 山東 青州 262500)

0 引言

近年來，火箭發動機對推進劑性能和安全性的要求越來越高，研究具有低特征信號、高能、鈍感、環保的推進劑已成為世界各國的主要目標。凝膠火箭推進劑(GRP)是一種在液體推進劑中添加膠凝劑、助劑及固體含能添加劑等制備而成的新型火箭推進劑，它兼具液體推進劑高比沖、推力可調、多次啟動和固體推進劑易貯存運輸、使用維護比較方便的優勢，能夠有效提高火箭發動機的操控性、安全性和可靠性等指標，在未來快速打擊導彈武器系統中具有廣闊的應用前景，成為世界各國大力研究的新型火箭推進劑[1-2]。

單純利用膠凝劑將液體推進劑凝膠化后制備的凝膠推進劑在能量特性方面與其液體組分類似，實用化的凝膠推進劑中大都含有鋁、碳、硼等固體含能顆粒成分[3]，添加固體含能顆粒可以有效提高凝膠推進劑的密度及熱力學性能，對凝膠推進劑的流變和霧化特性具有重要的影響[4]。因此，進一步研究含固體顆粒凝膠推進劑的霧化問題、探索添加固體顆粒對凝膠推進劑流變及霧化特性的影響，具有重要意義。

實驗研究是凝膠推進劑霧化研究的主要手段，目前國內外大多數霧化實驗采用的凝膠推進劑或模擬液中均不含固體含能顆粒成分，公開報道的含固體顆粒的凝膠推進劑霧化研究十分有限。Jayaprakash等[5]使用含鋁顆粒的煤油凝膠進行了實驗，但從其研究中難以得出添加鋁顆粒對霧化的影響。Kampen等[6]對添加不同濃度鋁顆粒的凝膠航空煤油(Jet A-1)燃料的流變、霧化及燃燒特性進行了研究，結果表明：所有添加鋁顆粒的凝膠均表現出明顯的屈服應力，鋁顆粒濃度的增大將造成剪切黏度的增大，使液膜的寬度增大、破碎長度增加；當改變廣義雷諾數及鋁顆粒濃度時，會出現射線型、液絲型、完全發展型3種不同的霧化模式。Baek等[7]對比研究了水、不含/含SUS304不銹鋼顆粒的聚羧乙烯凝膠的霧化特性，研究發現：隨著撞擊速度的提高，水及不含SUS304不銹鋼顆粒的聚羧乙烯凝膠形成的液膜均會增大，但含SUS304不銹鋼顆粒的凝膠液膜并不隨著速度的變化而變化；含SUS304不銹鋼顆粒的凝膠液膜的長寬比基本保持在2.1左右，且液膜破碎長度更小。張蒙正等[8]使用N2O4凝膠和添加10%碳顆粒的偏二甲肼(UDMH)凝膠進行了燃燒效率實驗研究，結果表明：添加碳顆粒后凝膠體系的黏度略有增大，造成霧化效果變差、燃燒效率下降。

根據上述有限的文獻很難系統、定量地分析固體顆粒的添加對凝膠推進劑流變及霧化等的影響。因此，本文開展了含碳顆粒凝膠推進劑模擬液霧化的實驗研究：制備了3種不同的含碳顆粒凝膠推進劑模擬液，并對它們的流變和觸變特性進行了測量；分析了不同射流速度、不同撞擊角度下的霧化場特點及形成機理，以及射流速度對霧化模式、撞擊角度對霧化場基本形狀，碳顆粒的質量分數、平均粒徑等因素對模擬液流變特性和霧化效果的影響；基于尺度不變特征變換(SIFT)算法[9-10]計算得到了霧化場的速度，并分析了不同射流速度、不同撞擊角度下的霧化場速度分布及平均速度隨撞擊角度、射流速度等因素的變化規律；以霧化場速度分析為基礎，提出了一種新的液膜厚度估算方法，分析了液膜厚度隨著撞擊角度、射流速度的分布規律。

1 含碳顆粒的凝膠模擬液及霧化實驗系統

1.1 含碳顆粒的凝膠模擬液制備

為研究碳顆粒的含量、粒徑等因素對凝膠推進劑模擬液的流變及霧化特性的影響，本文制備了3種含碳顆粒凝膠推進劑模擬液SC1～SC3. 這3種模擬液的基質均為去離子水，膠凝劑含量均為1%，主要區別在于碳顆粒的含量及平均粒徑，具體組分見表1. 經過測量，SC1～SC3模擬液的密度均略高于水，密度值分別為1 010.3 kg/m3、1 036.3 kg/m3、1 064.0 kg/m3；表面張力系數σ與水基本一致，σ=0.073 N/m.

表1 3種含碳顆粒凝膠模擬液成分

對制備的3種含碳顆粒凝膠推進劑模擬液的穩定性進行如下研究：使用離心機將模擬液在680g條件下離心20 min，3種模擬液均未出現相分離；在常溫下貯存6個月，3種模擬液也未出現相分離；在制備初期、制備3個月后(霧化實驗時)及制備6個月后對模擬液的密度、流變特性等進行測量，測量結果基本相同。以上研究結果表明，SC1～SC3模擬液中的碳顆粒可以均勻、穩定地分布于膠凝劑與基質構成的網絡體系中，3種模擬液的物理狀態穩定。

1.2 模擬液流變特性測量

凝膠推進系統對凝膠推進劑在流變、觸變方面的要求如下：在靜止狀態下黏度較高、難以流動，易于貯存；當施加剪切力時，凝膠推進劑體系的結構被破壞，黏度急劇下降，如同傳統的液體推進劑可以在管路中流動；當移除剪切力時，凝膠推進劑的黏度迅速恢復，具有良好的觸變特性。本文對制備的3種含碳顆粒凝膠推進劑模擬液的剪切速率/剪切應力- 黏度關系(流變及屈服特性)、剪切速率- 時間關系(觸變特性)方面進行了測試及分析。

圖1 錐板式旋轉流變儀測得的凝膠模擬液流變特性Fig.1 Rheological properties of simulants measured by the cone plate rotary rheometer

圖2 毛細管流變儀測得的凝膠模擬液流變特性Fig.2 Rheological properties of simulants measured by the capillary rheometer

由圖1和圖2可得到如下結論：

2)從整體上看，當剪切速率相同時，3種模擬液的表觀黏度ηsc2>ηsc3>ηsc1. 由圖2可以看出，在相同剪切速率條件下，未添加碳顆粒的SC0模擬液的黏度小于添加碳顆粒的SC1～SC3模擬液的黏度。由此可見，添加碳顆粒會提高凝膠體系的黏度，且添加的質量分數越高，凝膠體系的黏度越大；當添加碳顆粒的質量分數相同時，碳顆粒的粒徑越大，凝膠體系的黏度越大。

SC1～SC3模擬液的三段式觸變特性測試結果如圖3所示。由圖3可見，3種模擬液均能在25 s以內實現85%以上的黏度回復。由此可以認為，本文制備的3種含碳顆粒的凝膠推進劑模擬液符合推進系統對凝膠推進劑觸變性的要求。

圖3 含碳顆粒凝膠模擬液三段式觸變特性Fig.3 Three stage thixotropic curves of simulants

1.3 模擬液本構方程

目前，對于凝膠推進劑，冪律型本構模型因形式簡潔、對本構關系的描述準確而應用最為廣泛。本文進一步研究發現，當剪切速率較小時，表觀黏度隨著剪切速率的增大呈線性減小；而后，表觀黏度隨著剪切速率的增大呈指數下降；當剪切速率大于某一閾值時，隨著剪切速率的增大，表觀黏度幾乎不再減小。張蒙正等[11]對水基凝膠模擬液的管路流動特征的研究也發現了相同的規律，將3個典型區域命名為第1、第2和第3流動區。對于本文研究的噴注霧化問題，凝膠推進劑在管路流動及噴注過程中的剪切速率較高，因此本文在霧化場分析中，認為凝膠推進劑模擬液主要處于第2和第3流動區，故采用如下本構方程描述流變特性：

(1)

式中：K為黏度系數；n為流動指數。

圖4 3種模擬液的流變特性曲線及擬合得到的冪律型本構曲線Fig.4 Rheological characteristic curves of three kinds of simulants and fitted power law constitutive curves

根據以上分析，本文利用冪型模型對第2流動區的流變數據進行了擬合，擬合結果見圖4. 其中，3種凝膠模擬液的黏度系數分別為6.66、14.09、7.09，流動指數分別為0.379、0.329、0.391.

1.4 霧化實驗系統

為獲得含碳顆粒凝膠推進劑的典型霧化現象、研究碳顆粒的添加量及粒徑等因素對霧化的影響，本文通過改變射流速度、撞擊角度及模擬液等因素，設計了6組共27種實驗工況(見表2)，所采用的霧化實驗系統如圖5所示。整個系統主要由高壓氣源、減壓裝置、貯箱、流量計、噴注器、凝膠模擬液回收裝置、高速攝影設備、數據采集設備以及各類連接管路和閥組成。實驗開始前，將凝膠推進劑模擬液通過加注口注入貯箱中，利用高壓氣源向貯箱內充入氮氣進行加壓，貯箱內壓力達到3 MPa后關閉氣源，打開供應閥和光源，調整高速攝影設備，打開壓力流量采集系統和霧化圖像采集系統，即完成了實驗準備工作。實驗開始時，通過調節流量調節閥來控制射流的速度，記錄流量計的流量和噴注壓力，拍攝并記錄霧化場的圖像。實驗完成后，通過回收裝置回收的凝膠模擬液可再次加注到貯箱內進行實驗。當天實驗結束后，用高壓氣源對貯箱和管路進行吹除并用清水沖洗，以防止凝膠模擬液在管路和流量計內干結、對下次實驗產生影響。某種凝膠模擬液的實驗完成后，也要對貯箱及管路進行高壓吹除和清水沖洗，以防止不同種類的凝膠模擬液互相污染。

表2 含碳顆粒凝膠推進劑模擬液霧化實驗工況

注：*表示射流速度的控制通過手動調節節流閥實現，因此實際射流速度與設計值存在一定的差別。

圖5 含碳顆粒凝膠推進劑模擬液霧化實驗系統Fig.5 Atomization experimental simulation system for gelled propellant simulants with carbon particles

2 實驗結果分析

2.1 射流速度與霧化模式

圖6為AA實驗組的霧化圖像。從圖6中可以看出，當撞擊角2θ=60°時，隨著射流速度的變化，根據霧化場內液膜的基本形狀可以將霧化現象分為3種基本類型[12]：邊緣閉合型(見圖6(a)和圖6(b))、邊緣開放型(見圖6(c))、液絲- 液滴型(見圖6(d)～圖6(f))。圖中：Reg為廣義雷諾數；β為霧化角，是指射流撞擊后形成液膜的展開角度[13]。

當射流速度vj較低時(vj取值為5 m/s、10 m/s)，兩股射流撞擊后形成表面積較小、具有清晰邊緣的近似橢圓形液膜，液膜下端邊緣流體收縮后匯成一股，該模式被稱為邊緣閉合型霧化模式。這種模式沒有液絲或液滴的形成，射流撞擊的最終結果是形成一股豎直向下的流動，兩股射流的混合效果及射流撞擊前后的表面積增量都非常有限，因此邊緣閉合型霧化模式的霧化效果較差。

隨著射流速度的增大，射流撞擊后形成的液膜面積明顯增大，液膜表面出現一定的波動(擾動波)，液膜下端敞開并有少量液絲生成，形成圖6(c)所示的邊緣開放型霧化模式。

射流速度的進一步增大導致液膜表面的擾動波進一步加強，液膜下緣破碎、形成液絲的距離減小，液膜兩側邊緣逐漸模糊，霧化角略有增大，液絲在運動過程中進一步變形、斷裂、破碎并形成液滴，形成如圖6(d)～圖6(f))所示的液絲- 液滴型霧化模式。

圖6 射流速度變化對霧化的影響(SC1模擬液，2θ=60°)Fig.6 Effect of jet velocity on atomization(SC1，2θ=60°)

本文研究發現，邊緣開放型霧化模式與液絲- 液滴型霧化模式在液膜的破碎現象及機理方面有著顯著差別。在液膜的破碎現象方面，圖6(c)所示的邊緣開放型霧化模式的液膜在豎直方向是連續的，破碎主要出現在左右兩側；圖6(d)～圖6(f)所示的液絲- 液滴型霧化模式主要以液膜邊緣弓形液絲或小片液膜的脫落為主。造成這種液膜破碎現象差異的原因主要是：對于邊緣開放型霧化模式，射流速度較低，射流的撞擊作用相對較弱，液膜相對較厚且運動速度較小，液膜表面擾動波的作用有限、不足以造成液膜的破碎，液膜在向下運動并展開的過程中，左右兩側的某些部位變薄并形成穿孔，穿孔處在表面張力的作用下收縮，最終形成液膜在豎直方向連續、左右兩側破碎的現象；對于射流在較高速度撞擊時形成的液絲- 液滴型霧化模式，液膜表面擾動波作用增強，液膜相對較薄、運動速度較高，液膜的穩定性較差，擾動波以撞擊點為中心呈環形分布，在運動過程中液膜表面擾動波的作用逐漸加強并最終在波峰或波谷處使液膜破碎、形成弓形液絲或小片液膜；液絲- 液滴型霧化模式中液膜中部擾動波作用強、兩側擾動波作用弱，當射流速度相對較低時，擾動波作用不足以使液膜兩側邊緣破碎，液膜邊緣的破碎主要由液膜變薄- 穿孔收縮造成，因此圖6(d)所示的工況液膜邊緣清晰。隨著射流速度的提高，液膜兩側邊緣也逐漸在增強的擾動波作用下發生破碎，形成的霧化場液膜邊緣逐漸模糊。綜上所述，造成邊緣開放型霧化模式中液膜破碎的主要原因是液膜表面的穿孔收縮，而擾動波作用是造成液絲- 液滴型霧化模式中液膜破碎的主導因素。

通過對比圖6(a)～圖6(f)可以發現，霧化效果隨著射流速度的增大而逐漸改善。當2θ=60°時，SC1模擬液的邊緣閉合型與邊緣開放型霧化模式的速度分界在10～18 m/s之間，邊緣開放型與液絲- 液滴型霧化模式的速度分界在19～27 m/s之間。SC2、SC3模擬液的霧化實驗結果與SC1類似。

2.2 撞擊角度與霧化場基本形狀

圖7為vj≈20 m/s時撞擊角度變化的霧化場圖(表2中工況AD-1-1、AA-3、AD-2和AD-3)。從圖7中可以看出，撞擊角度對霧化場的基本形狀有重要影響，當射流速度基本相同時，撞擊角度越大，霧化場的展開角度(霧化角)越大，霧化效果越好。但是，圖7(c)～圖7(d)中2θ取值為80°、90°時出現了霧化角過大、霧化場內液絲及液滴向周圍甚至向后飛濺的情況，從工程應用的角度看，這種情況會造成推進劑粘附在噴注器和燃燒室內壁上，影響凝膠發動機的性能。結合2.1節的結論，當2θ取值為80°、90°時，若進一步增大射流速度以提高霧化效果，則推進劑向周圍及向后飛濺的現象將更為嚴重。

圖7 撞擊角度變化對霧化的影響(SC1模擬液，vj≈20 m/s)Fig.7 Effect of impact angle on atomization(SC1, vj≈20 m/s)

2.3 碳顆粒的質量分數、粒徑與霧化效果

圖8對比了撞擊角2θ=60°和射流速度vj取值約為30 m/s、40 m/s時SC1～SC3模擬液的霧化圖像(表2中工況AA-4、AB-4、AC-4、AA-5、AB-5和AC-5)。各工況均為液絲- 液滴型霧化模式。由圖8(a)～圖8(c)、圖8(d)～圖8(f)的對比看出，當撞擊角度和射流速度相同時，SC2模擬液的霧化角最小、液膜面積最大，霧化場下游的液絲和液滴的數量相對較少。

對比圖8(a)、圖8(c)、圖8(d)、圖8(f)可以看出，在相同條件下，SC3模擬液的霧化角略大于SC1模擬液，霧化場下游的液絲和液滴的數量更多；圖8(d)所示SC1模擬液的霧化場液膜邊緣清晰，而圖8(f)中SC3模擬液的霧化場液膜邊緣則明顯地在擾動波的作用下發生了更加嚴重的破碎和模糊現象。

綜上所述，在本文研究范圍內，含10%平均粒徑5 μm碳顆粒的SC2模擬液的霧化效果最差，含5%平均粒徑10 μm碳顆粒的SC3模擬液的霧化效果最好，含5%平均粒徑5 μm碳顆粒的SC1模擬液的霧化效果居中。SC1與SC2模擬液的霧化效果對比結果說明，當碳顆粒平均粒徑為5 μm時，霧化效果隨碳顆粒質量分數的提高而變差。該結論與1.2節對SC1、SC2模擬液流變特性的測量結果一致，即碳顆粒濃度的提高造成了凝膠體系黏度的增大，進而導致霧化效果變差。

SC1與SC3模擬液霧化效果的對比說明，當碳顆粒質量分數同為5%時，含平均粒徑10 μm碳顆粒的凝膠體系(SC3模擬液)比含平均粒徑5 μm碳顆粒的凝膠體系(SC1模擬液)更容易霧化。本文1.2節通過實驗測得，SC3模擬液的黏度略高于SC1模擬液。造成SC3模擬液“黏度高卻更易霧化”的原因如下：在旋轉剪切或毛細管流動過程中，碳顆粒尺寸越大，凝膠體系中顆粒間的碰撞、摩擦等作用越強，流動時需要克服的阻力越大，表觀上表現為黏度越高；在射流撞擊過程中，大粒徑碳顆粒之間的剛性撞擊作用更強，膠凝劑對大尺寸碳顆粒的黏性約束作用減弱。因此，碳顆粒越大，射流撞擊后流體的破碎越嚴重，霧化效果越好。

雖然單純從霧化效果來看，碳顆粒的粒徑增大有助于提高霧化效果，但是在凝膠推進系統中固體顆粒物粒徑的增大有可能會產生不完全燃燒現象，從而降低燃燒效率。因此，對于真實凝膠推進劑，還需要結合燃燒效率進一步確定固體顆粒的最佳粒徑。

2.4 霧化場速度分析

對于霧化場速度的測量，Rodrigues等[14]應用相多普勒測速儀實驗測量了兩種水基凝膠推進劑模擬液霧化后的液滴尺寸和液滴速度，陳杰等[15]采用時間分辨粒子圖像測速系統(TR-PIV)研究了不同撞擊角度和射流壓差對凝膠推進劑霧化速度的影響，這兩種實驗測量方法均以測量液滴速度為主，而凝膠推進劑霧化場中存在更多的是液絲。本文通過對霧化圖像的分析發現，在較小的時間間隔內連續拍攝的兩幅霧化場圖像之間具有高度相似性，兩幅圖像的液膜、液絲、液滴等部位有明顯的對應關系。因此，通過恰當的圖像處理方法，提取出連續拍攝的兩幅霧化場圖像中有明顯對應關系的點，并精確構建這些點之間的對應關系，便可以計算出這些點的位移、速度等參數，進而可以用這些點的速度表征霧化場速度。本文基于以上思想，通過對霧化場圖像進行分析處理，提出了一種新型霧化場速度計算方法。該方法應用SIFT算法[9-10]提取霧化場圖像的關鍵點，利用幾何關系并結合霧化問題的特點對前后兩幅霧化場圖像的關鍵點進行精確匹配，從而計算出關鍵點位移和速度。

圖8 碳顆粒濃度及粒徑對霧化的影響(2θ=60°)Fig.8 Effects of carbon particle concentration and particle size on atomization(2θ=60°)

2.4.1 霧化場速度分布

如圖9所示，本文分別研究了不同工況下距撞擊點Δy的水平截面及以撞擊點為圓心、半徑為r的圓弧的速度分布。

圖9 霧化速度場分析的統計截面Fig.9 Statistical cross section for velocity field analysis

圖10為SC1模擬液在2θ=60°和vj取值約為30 m/s、40 m/s時的霧化場速度v在不同水平截面的速度場分布(表2中工況AA-4和AA-5)。由圖10可見，SC2、SC3模擬液在相同速度和撞擊角度下的速度分布情況與SC1模擬液類似。分析圖10可以得到以下結論：

1)總體上看，水平截面的速度隨著與撞擊點豎直距離Δy的增大而減小。

2)對于液絲- 液滴型霧化模式(見圖10(a)和圖10(b))，當與撞擊點距離較小(如Δy為0.013 m、0.051 m)時，水平截面速度呈現中間速度高、兩側速度低的單峰分布，隨著Δy的增大，水平截面的速度漸趨一致。

圖10 不同水平截面的霧化場速度(SC1模擬液，vj≈30 m/s,40 m/s，2θ=60°)Fig.10 Velocities of atomization fields at different horizontal sections (SC1，vj≈30 m/s,40 m/s，2θ=60°)

圖11為SC1～SC3模擬液在2θ=60°和vj取值約為20 m/s、30 m/s時距撞擊點不同距離的霧化場速度分布(表2中工況AA-3、AB-3、AC-3、AA-4、AB-4和AC-4)。圖12為vj≈20 m/s和2θ取值為40°、80°時SC1～SC3模擬液的霧化場速度分布(表2中工況AD-1-1、AE-1、AF-1、AD-1、AE-2和AF-2)。與圖10相比，圖11和圖12所示的霧化場速度分布更為規律，這一結果與霧化場中流體以撞擊點為中心向周圍輻射展開的物理現象是一致的。

通過對比分析，由圖11和圖12可以得到以下結論：

1)由于射流撞擊霧化過程中的黏性耗散等因素，對于圖11和圖12所示的所有工況，霧化場速度均明顯小于射流速度。從圖11(a)和圖12(a)、圖12(b)的整體對比可以看出，當射流速度基本相同時，霧化場速度隨著撞擊角度的增大而減小，這主要是因為射流的有效撞擊速度隨著撞擊角度的增大而增大、霧化過程中的能量耗散增大所致。

2)對于圖11和圖12所示的所有工況，由于霧化過程中液膜的展開、破碎及液絲的變形、斷裂等過程不斷消耗流體的動能，霧化場速度整體上隨著與撞擊點距離的增大而減小。

3)由圖11和圖12可以看出，當射流速度、撞擊角度相同時，SC3模擬液的霧化場速度普遍略高于SC1、SC2模擬液的霧化場速度。這是因為與SC1、SC2模擬液相比，SC3模擬液的碳顆粒粒徑更大，射流撞擊時碳顆粒間的相互作用更為明顯、膠凝劑對碳顆粒的約束作用相對較小、黏性耗散相對較小，因此，射流撞擊后剩余動能較大、速度較高。

2.4.2 霧化場平均速度

凝膠推進劑的射流撞擊霧化是一個高度紊亂、復雜的過程，為進一步揭示不同工況下霧化場速度的變化規律，下面對200幅霧化圖像的速度進行加權平均，以獲得霧化場的平均速度并進行分析。

圖11 與撞擊點不同距離的霧化場速度分布(2θ=60°)Fig.11 Distribution of atomization field velocities at different distances from impact point (2θ=60°)

圖12 與撞擊點不同距離的霧化場速度分布(vj≈20 m/s)Fig.12 Distribution of atomization field velocities at different distances from impact point (vj≈20 m/s)

圖13和圖14分別為SC1～SC3模擬液的霧化場平均速度隨射流速度、撞擊角度的變化規律。

圖13 霧化場平均速度隨射流速度的變化(2θ=60°)Fig.13 Variation of average velocity of atomization field with jet velocity(2θ=60°)

由圖13(a)可以看出，當2θ=60°時，霧化場平均速度隨著射流速度的增大近似呈線性增大；圖13(b)表明，霧化場平均速度與射流速度的比值va/vj并非定值，而是隨著射流速度的增大而減小，va/vj的變化范圍為0.6～0.9.

由圖14可以看出，當射流速度相同時，同種模擬液的va及va/vj均隨著撞擊角度的增大而減小。

凝膠推進劑的射流撞擊霧化是射流動能通過變形、耗散等轉換為勢能的過程，能量轉換越充分，霧化效果越好。霧化場平均速度是轉換后剩余動能的表征，因此霧化場平均速度與射流速度的比值va/vj可作為能量轉換效率的度量，用于表征霧化效果。對同一種凝膠推進劑模擬液而言，va/vj越小，說明能量轉換效率越高，霧化效果越好。由圖13(b)、圖14(b)可知，同一種凝膠推進劑模擬液的va/vj隨著射流速度、撞擊角度的增大而減小，說明凝膠推進劑模擬液的霧化效果隨著射流速度和撞擊角度的增大而改善，這與之前的霧化實驗現象相吻合。

圖14 霧化場平均速度隨撞擊角度的變化Fig.14 Variation of average velocity of atomization field with impact angle

2.5 液膜厚度估計

液膜厚度是表征霧化效果的重要參數，理論分析認為，液膜厚度與液絲/液滴的尺寸直接相關[16]，因此液膜厚度越小，霧化效果越好。直接利用實驗手段測量凝膠推進劑射流撞擊后的液膜厚度較為困難，在霧化理論分析中主要應用Hasson等[17]提出的液膜厚度估計式。

本文以霧化速度場分析為基礎，提出一種新的液膜厚度估算方法：如圖15所示，假設射流撞擊后流體由撞擊點O以速度vs運動、形成了面積為S的液膜，運動距離為r，則液膜形成的時間t=r/vs，液膜面積S可以通過對霧化圖像的處理獲得，液膜運動的平均速度vs通過2.4節的方法計算，則液膜平均厚度H可通過下式估算：

(2)

式中：Q為凝膠推進劑模擬液的管路流量。為保證計算的準確性，本文對每種工況連續處理了400幅圖像，并對計算出的液膜厚度進行了平均，所計算出的SC1～SC3模擬液的液膜厚度隨著射流速度及撞擊角度的變化規律如圖16所示。

圖15 液膜厚度估計示意圖Fig.15 Schematic diagram of liquid sheet thickness estimation

圖16 液膜厚度隨射流速度及撞擊角度的變化Fig.16 Variation of liquid sheet thickness with jet velocity and impact angle

由圖16可以得到以下結論：

1)在本文研究范圍內，射流撞擊形成液膜的厚度在0.04～0.13 mm之間；對同種凝膠模擬液，液膜厚度隨著射流速度及撞擊角度的增大而減小。

2)由圖16(a)看出，當2θ=60°時，對于3種模擬液，當射流速度由10 m/s提高到20 m/s時，液膜厚度急劇減小，此后隨著射流速度的增大，液膜厚度減小的趨勢減緩。結合霧化現象，當vj≈10 m/s時，3種模擬液均為邊緣封閉型霧化模式；當vj≈20 m/s時，3種模擬液均為邊緣開放型霧化模式；當vj取值約為30 m/s、40 m/s時，3種模擬液均為液絲- 液滴型霧化模式。因此，邊緣封閉型霧化模式的液膜厚度最大；隨著射流速度的增大，由邊緣封閉的霧化模式向其他霧化模式發展時，液膜厚度急劇減小；在邊緣開放或液絲- 液滴型霧化模式內，液膜厚度隨著射流速度的增大近似呈線性緩慢減小。

3)由圖16(a)可知，當射流速度相同時，SC3模擬液的液膜厚度最小，其次為SC1模擬液，SC2模擬液形成的液膜厚度最大；由圖16(b)也可以得出類似結論，當撞擊角度相同時，液膜厚度按照SC3、SC1、SC2的順序逐漸減小(2θ=40°時，SC3模擬液的射流速度明顯低于SC1模擬液，造成SC3模擬液的液膜厚度略高于SC1模擬液)。因此可以認為，在相同條件下，SC3模擬液的霧化效果最好，SC1模擬液次之，SC2模擬液的霧化最困難。

3 結論

為獲得含固體顆粒凝膠推進劑的射流撞擊霧化現象、研究固體顆粒的添加對凝膠推進劑流變及霧化的影響，本文設計并進行了6組27種實驗條件下的含碳顆粒凝膠推進劑霧化實驗，獲取了霧化場圖像并對霧化現象進行了分析討論。得出的主要結論如下：

1)制備的含碳顆粒凝膠推進劑模擬液具有典型的剪切變稀特性，黏度隨著碳顆粒的濃度、平均粒徑的增大而增大。

2)射流速度對霧化模式有重要影響，隨著射流速度的增大，霧化場出現邊緣閉合型、邊緣開放型、液絲- 液滴型3種霧化模式。3種霧化模式的液膜破碎現象和機理有本質不同，霧化效果隨著射流速度的增大而逐漸改善。

3)撞擊角度對霧化場的基本形狀有重要影響，當射流速度基本相同時，撞擊角度越大、霧化效果越好。

4)由于碳顆粒間的剛性撞擊作用，霧化效果隨著碳顆粒濃度的增大而降低，隨著碳顆粒粒徑的增大而略有改善。但是，固體顆粒物粒徑的增大有可能會產生不完全燃燒、降低燃燒效率。因此，對于真實凝膠推進劑，還需要根據燃燒效率進一步確定固體顆粒的最佳粒徑。

5)在本文研究范圍內，霧化場平均速度與射流速度的比值va/vj范圍在0.6～0.9之間，可用于表征霧化效果，va/vj越小，能量轉換效率越高，霧化效果越好。

)

[1] Hodge K, Crofoot T, Nelson S. Gelled propellants for tactical missile applications[C]∥35th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit. Los Angeles, CA, US: AIAA, 1999.

[2] 鄧寒玉,封鋒,武曉松, 等.射流偏心撞擊對凝膠推進劑撞擊霧化影響的實驗研究[J].兵工學報, 2016,37(4):612-620.

DENG Han-yu, FENG Feng, WU Xiao-song, et al. Experimental research on the effect of eccentric impact of jet on the impinging atomization of gel propellant[J]. Acta Armamentarii, 2016, 37(4): 612-620.(in Chinese)

[3] Natan B, Rahimi S. The status of gel propellants in Year 2000[J]. International Journal of Energetic Materials and Chemical Propulsion, 2002,5(1/2/3/4/5/6):172-192.

[4] Rapp D C, ZurawskiL R. Characterization of aluminum/RP-1 gel propellant properties, 1988-2821 [R].US:NASA, 1988.

[5] Jayaprakash N, Chakravarthy S R. Impingement atomization of gelled fuels[R]. Reston, VA, US:AIAA, 2003.

[6] von Kampen J,Alberio F, Ciezki H K. Spray and combustion characteristics of aluminized gelled fuels with an impinging jet injector[J]. Aerospace Science and Technology, 2007(11):77-83.

[7] Baek G, Kim S, Han J, et al. Atomization characteristics of impinging jets of gel material containing nanoparticles[J]. Journal of Non-Newtonian Fluid Mechanics, 2011, 166(21):1272-1285.

[8] 張蒙正,李軍,陳煒, 等. 互擊式噴嘴燃燒室燃燒效率實驗[J]. 推進技術, 2012,33(1):54-57.

ZHANG Meng-zheng, LI Jun, CHEN Wei,et al. Experiments on combustion efficiency for impinging injector chamber[J]. Journal of Propulsion Technology, 2012, 33(1): 54-57.(in Chinese)

[9] Lowe D G. Object recognition from local scale-invariant features[C]∥17th IEEE International Conference on Computer Vision.Los Alamitos, CA, US: IEEE, 1999.

[10] Lowe D G. Distinctive image features from scale-invariant keypoints[J]. International Journal of Computer Vision, 2004,60(2):91-110.

[11] 張蒙正, 楊偉東, 孫彥堂,等. 凝膠推進劑直圓管流動特性探討[J]. 火箭推進, 2007,33(5):1-5.

ZHANG Meng-zheng, YANG Wei-dong, SUN Yan-tang,et al. Discussion on gelled propellant fluid characteristics in straight round pipe [J].Journal of Rocket Propulsion, 2007, 33(5): 1-5.(in Chinese)

[12] Fu Q F, Yang L J，Zhuang F C. Effects of orifice geometry on spray characteristics of impinging jet injectors for gelled propellants[C]∥49th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference. San Jose, CA, US:AIAA, 2013.

[13] Qiang H F, Liu H, Han Q L, et al. Atomization of gelled propellant simulant with carbon particles[J]. Chinese Journal of Energetic Materials, 2015, 23(12): 1207-1211.

[14] Rodrigues M B, Mishra D P. Synthesis of jet A1gel fuel and its characterization for propulsion applications[J]. Fuel Processing Technology, 2013, 106: 359-365.

[15] 陳杰,封鋒,馬虎，等. 基于PIV的凝膠模擬液撞擊霧化速度場實驗研究[J]. 推進技術, 2014, 35(4): 565-569.

CHEN Jie, FENG Feng, MA Hu, et al. Experimental study on impinging velocimetry of gel stimulants based on PIV[J]. Journal of Propulsion Technology, 2014, 35(4): 565-569.(in Chinese)

[16] Chojnacki K T. Atomization and mixing of impinging non-Newtonian jets[D]. Huntsville，AL，US: University of Alabama-Huntsville, 1997.

[17] Hasson D, Peck R. Thickness distribution in a sheet formed by impinging jets[J]. AIChE Journal, 1964,10(5):752-754.