動量比對單排槽針栓噴注器霧化特性的影響

張波濤, 唐亮, 楊寶娥, 楊岸龍, 李平

(1.中國航天科技集團有限公司,西安航天動力研究所液體火箭發動機重點實驗室, 西安 710100;2.中國航天科技集團有限公司,航天推進技術研究院, 西安 710100)

針栓噴注器最顯著的優點是可以通過調節出口面積實現大范圍變工況。采用直流互擊式噴注器、離心式噴注器的液體火箭發動機都需要使用幾十個噴注器,只有采用針栓噴注器的液體火箭發動機使用一個噴注器可以滿足發動機的性能要求。其次,已在飛的針栓式發動機沒有發生過燃燒不穩定性,推力室中不需要設置聲腔和隔板等燃燒不穩定性抑制裝置[1]。針栓式發動機采用一個噴注器和燃燒穩定性好使發動機的結構簡化和成本降低。為了滿足商業航天發射對液體動力低成本、大范圍變推力和無損安全軟著陸的要求[2],需要對針栓噴注器的工作特性進行研究。

TRW(Thompson Ramo Wooldridge)公司從20世紀60年代開始對針栓噴注器進行研究,目標就是通過針栓噴注器使液體火箭發動機實現大范圍變推力。首次使用針栓噴注器的是MIRA系列發動機[3],MIRA5000發動機的變推力能力高達35∶1。接著研制出阿波羅登月任務中的10∶1變推力發動機[4-6],可以在流量調節范圍內實現混合比不變。20世紀80年代,研制出具有面關機和可重復脈沖工作的針栓式發動機。隨后開始對綠色無毒化的液氧/煤油梅林[7]、液氧/液氫TR-202[8]針栓式發動機進行研制。中國對針栓發動機的研制開始于20世紀70年代,推力變比為5∶1的7 500 N發動機助力嫦娥3號和嫦娥4號探測器軟著陸到月球[9]。到目前為止,已成功飛行的針栓式發動機均采用液液針栓噴注器,采用氣液針栓噴注器的發動機還沒有飛行。

針栓噴注器的設計方式多種多樣,但基本構型類似。中心路推進劑流經噴注器中心通道后在頭部從離散的槽或環縫向徑向噴出,外圈推進劑從針栓外壁的環縫向軸向噴出。中心路推進劑和外圈推進劑撞擊后發生霧化。前期國內外學者對針栓噴注器的研究主要集中于液液針栓噴注器,研究內容包括霧化角[10-12]、霧化混合過程[13]、霧化特性[14]、下漏率[15-16]、推力室冷卻特性[17]等方面。相對于液液針栓噴注器的公開研究文獻,關于氣液針栓噴注器的研究較少。對于徑向縫/軸向縫型氣液針栓噴注器,Son等[18]通過對霧化角的試驗結果分析指出霧化角與動量比和韋伯數的關系。方昕昕等[19]指出霧化角會影響液滴粒徑,但是對液滴粒徑的分布均勻度影響很小。Lee等[20]通過圖像處理技術對高速攝影拍攝的霧場照片處理獲得了液滴粒徑,并給出了液滴索泰爾平均直徑SMD(Sauter mean diameter)和動量通量比、韋伯數的關系。對于徑向槽/軸向縫型氣液針栓噴注器,張波濤等[21]通過動量守恒與噴注器的幾何關系給出了耦合節流水平的氣液針栓噴注單元霧化角公式。張彬等[22-23]對噴注單元液體中心的氣膜/液束撞擊破碎過程和氣體中心的液膜/氣流束撞擊形成的霧場結構進行研究。

綜上所述,目前關于氣液針栓噴注器的研究主要是通過試驗和理論分析獲得霧化角與動量比之間的關系、采用數值仿真方法獲得撞擊破碎過程,揭示了動量比對霧化角和破碎過程的影響,為氣液針栓噴注器單個槽的設計提供了參考。Fang等[24]和王凱等[13]分別從氣液針栓燃燒特性和液液針栓霧化特性角度指出徑向槽型比徑向縫型噴注器的燃燒效率高和霧化混合效果好,但目前關于徑向槽/軸向縫型氣液針栓噴注器的研究較少。徑向槽型針栓噴注器在實際工作中由一圈離散的槽組成,本文對單排槽氣液針栓噴注器的霧化特性進行數值仿真與試驗研究,認識單排槽氣液針栓噴注器的霧化場特性,揭示動量比對霧化特性的影響規律。

1 數值仿真方法

1.1 物理模型

研究對象為徑向槽/軸向縫型的氣液針栓噴注器。圖1給出了物理模型的示意圖,主要參數如表1所示。液體介質沿中心流道進入噴注器后從針栓頭部平均分布的8個離散矩形槽徑向噴出,氣體介質沿著針栓桿外壁以氣膜形式軸向噴出。

表1 針栓噴注器的結構參數Table 1 Structural parameters of the pintle injector

圖1 物理模型示意圖Fig.1 Schematic ofphysical model

1.2 計算模型

針栓噴注器沿周向具有周期性特征。為了在減小計算量的同時分析相鄰噴注單元之間相互作用對破碎過程的影響,數值計算時只對流場的局部進行數值計算。計算域為兩個相鄰噴注單元中心截面之間所夾的流場,計算域的角度δ=45°。注器外流場的計算域為半徑27 mm的扇形區域,外流場在軸向的出口邊界距針栓噴注器端頭的距離為5 mm。數值計算中只關注徑向槽液束的變形破碎過程,噴注器計算模型的結構參數與物理模型的結構參數相同。計算域的初始網格為800萬,采用自適應網格加密技術根據氣液兩相界面的曲率進行加密/粗化,加密等級設定為為4級。計算域和網格的示意圖如圖2所示。

圖2 計算域和網格的示意圖Fig.2 Schematic ofcomputational domain and grid

1.3 控制方程

噴注器氣體介質的噴射速度小于0.3Ma,可以忽略氣體的密度變化,流動為不可壓縮流動。只對不可壓的N-S方程(Navier-Stokes equations)進行求解。

連續方程為

(1)

動量方程為

(2)

式中:ρ為密度;μ為黏性;u為速度;F為表面張力;p為壓力;t為時間;x為坐標軸;i、j分別為坐標i和j方向。

采用連續應力方法計算表面張力,表達式為

(3)

式(3)中:σ為表面張力系數;ρl和ρg分別為液相和氣相的密度;κ為網格內兩相界面的曲率;c為網格內的體積分數。

1.4 CLSVOF方法

流體體積(volume of fluid,VOF)方法[25]和水平級(level-set)方法[26]是經典的兩相流界面追蹤方法。VOF方法是通過計算網格單元中的體積分數確定兩相界面,優點是質量守恒,缺點是計算的界面力有誤差。Level-Set方法是通過計算符號距離函數得到兩相界面,優點是兩相界面是連續的,缺點是多次迭代引起質量不守恒。為了實現兩種方法的優點,Mark等[27]把兩種方法耦合為CLSVOF(couple level set and VOF)方法。CLSVOF方法分別用VOF方法和Leve Set方法實現質量守恒和相界面連續。

2 試驗方法

2.1 試驗系統

試驗系統由氣體貯箱、液體貯箱、管路、壓力傳感器、流量計、閥門和試驗件等組成,如圖3所示。氣體貯箱和液體貯箱分別貯存空氣和水。一路水在高壓氣源的驅動下進入噴注器,另一路空氣直接進入噴注器。通過壓力傳感器測量氣體貯箱的壓力及噴注器液路和氣路的噴前壓力。采用流量計測量進入噴注器的液體流量和氣體流量。試驗件的結構參數與表1中的物理模型參數一致。

圖3 試驗系統Fig.3 Experiment system

徑向槽型氣液針栓噴注器由多個徑向槽組成,使噴注器霧場由多個徑向槽霧化后的霧場組成。因此,徑向槽型噴注器有局部動量比和總動量比兩個無量綱參數。局部動量比(CLMR)用于單個徑向槽,定義為單個槽的液體動量與槽等寬的氣體動量的比值。總動量比(CTMR)用于噴注器,定義為液體總動量和氣體總動量的比值。試驗中保持氣體噴射速度為80 m/s,通過增大液體速度的方式提高動量比,工況參數如表2所示。

表2 工況條件Table 2 Operating conditions

采用高速攝影相機拍攝霧化場,圖像的像素分辨率為1 024×512。采用相位多普勒PDA(phase Droppler anemometry)系統測量液滴粒徑。由于試驗件上8個徑向槽沿周向均勻分布,具有周期性特征,相鄰兩個槽之間的夾角為45°。為了節省試驗資源,選取相鄰兩個徑向槽之間的霧場進行測量。首先測量某個徑向槽中心截面的霧場信息,以針栓頭的圓心為中心,徑向槽出口方向和軸向方向分別為Y軸和Z軸,測點位置如圖5所示。圖4中工況DS-1的測點為基準工況測點,工況DS-2、DS-3增加的測點位置采用add表示。將該截面的測點以噴注器的軸線為中心軸旋轉45°,每旋轉9°測量一個截面,如圖4所示,其中紅色虛線表示測量面所在位置。局部動量比為0.823 5、1.647 1和2.470 6在霧場中的測點數分別為247、271、307。

圖4 測點位置Fig.4 Measurement point setup

圖5 測量面位置Fig.5 Measurement surface setup

2.2 數據處理

通過PDA獲得霧場中的液滴信息,選取索泰爾平均直徑(sauter mean diameter,SMD)分析霧場中的液滴粒徑分布特性,采用體積流率(Q)分析霧場中的濃度分布特性。SMD和Q的計算公式為

(4)

(5)

式中:d為液滴粒徑,μm;N為測量時間內所測到的液滴數目;i為液滴序號;t為時間。

3 結果與分析

3.1 破碎變形過程

圖6給出了阻塞率為14.55%的單排槽氣液針栓噴注器在不同動量比下的霧場瞬態圖像。霧場邊緣粗糙是由于液束迎風面在氣動力的作用下產生表面波結構造成的。霧場中液束的破碎過程呈明顯的脊柱狀,且動量比越大脊柱狀液束越明顯。霧場沿周向有明顯的相鄰噴注單元分區現象,交替出現濃密區和稀疏區。當局部動量比為0.889 9時,霧化后的液滴粒徑較小。當局部動量比增大到2.037 2以后,液束斷裂后形成的液滴顯著增大,呈液塊形式。這是因為隨著動量比增大,液束更不容易破碎。液束兩側受氣流剪切作用剝離的液滴較小。

圖6 不同阻塞率和動量比下單排槽氣液針栓噴注器的霧場圖像Fig.6 Spray image of gas-liquid pintle injector with single row slots at various blocking rates andmomentum ratios

高速相機只能獲得液束的宏觀變形過程,采用數值仿真方法獲得液束中心截面和橫截面的變形過程。圖7給出了液束的中心截面體積分數圖,液束的穿透深度和破碎長度均隨著局部動量比的增加而增大,同時也使得霧場范圍沿徑向向外擴大,霧化角增大。以局部動量比為2.0的工況為例,分析液束橫截面變形過程。圖8給出了液束噴出后在徑向0、1.5、3.5、5.5 mm處的橫截面圖,Δr表示徑向位置。圖8(a)中的黑色矩形框為徑向槽出口。液束在氣動力的作用下迎風面向液束兩側拓展,橫截面先發展為蘑菇狀,如圖8(b)所示。液束迎風面邊向兩側運動邊脫落,直到發展為薄膜狀,如圖8(d)所示。最后,薄膜在氣動力的作用下完全破碎。

圖7 液束中心截面液體體積分數圖Fig.7 Liquid volume fraction at beam center section

圖8 橫截面變形過程Fig.8 Deformation process of cross section

3.2 霧場液體濃度

圖9給出了不同局部動量比下的徑向槽中心截面液體濃度分布云圖。從液體濃度徑向分布特點可以看出,3個工況下的液體濃度峰值均出現在徑向的中間段附近,說明該區域為液束與氣膜相互作用的主要區域。3個工況的區別是局部動量比為0.823 5時霧場中心的液體濃度較大,而其余兩個工況霧場中心的液體濃度很小,霧場接近于空心。同時可以發現,霧場中心液體濃度很小的區域隨局部動量比增加沿徑向擴大。這是因為局部動量比為0.823 5較小時,液束噴出后在很短的距離內完全破碎。破碎的液滴動量較小,有大部分液滴隨氣流向霧場中心流動,動量小的液滴被針栓頭下方的回流區卷入到霧場中心。因此,局部動量比為0.823 5時霧場中心的液體濃度較大。隨著動量比的增大,液束徑向動量增大,液束破碎后的液滴動量也隨之增大,只有個別內側的液滴流動到霧場中心,使得霧場中心接近空心狀態。從液體濃度軸向分布看,液體濃度峰值的軸向尺寸隨動量比增大而減小。這是因為隨著動量比增加霧場徑向范圍擴展,液束破碎后的液滴沿徑向分布更加均勻。因此,隨著動量比的增大,液滴濃度峰值的軸向尺寸逐漸減小。

圖9 不同工況下的液體濃度分布Fig.9 Liquid density distribution contour under different operating conditions

為了進一步分析單排槽氣液針栓噴注器的三維霧場濃度分布,圖10給出了阻塞率為14.55%的單排槽氣液針栓噴注器在軸向5 mm和35 mm處的液體濃度分布云圖。每個軸向平面的測量區域均為兩個相鄰徑向槽中心截面之間的區域。可以看出,液體濃度沿周向分布出現相鄰噴注單元之間明顯的分區特征,呈齒輪狀。其次,還可以發現隨著動量比的提高,3個工況在軸向位置5 mm處的液體濃度峰值隨著動量比的提高呈增大的趨勢。從軸向位置15 mm開始,3個工況在同一軸向平面的液體濃度峰值隨著動量比的提高呈先增大后減小的趨勢。這是因為隨著動量比的提高,液體濃度峰值沿周向分布尺寸變寬的同時沿軸向尺寸變小,液體濃度沿周向和徑向分布都會更加均勻。

圖10 不同軸向位置的液體濃度分布Fig.10 Liquid density distribution contour at different axial distances

3.3 粒徑分布

噴注器霧化后的液滴粒徑是表征霧化效果的重要參數之一[28]。圖11給出了不同工況下的徑向槽中心截面液滴粒徑分布云圖。對于霧場外邊緣的液滴粒徑,每個工況下的霧場外邊緣都會出現液滴粒徑的峰值,且液滴粒徑峰值隨著動量比提高而增大。對于霧場中心的液滴粒徑,當局部動量比為0.823 5時,霧場中心會有液滴粒徑峰值存在。隨著局部動量比提高到1.647 1,霧場中心的液滴粒徑峰值區域明顯減小。直到局部動量比提高到2.470 6時霧場中心的液滴粒徑峰值消失。結合圖8液體濃度分布分析,當局部動量比小時霧場中心液體濃度很大,這部分液體也較難霧化為較小的液滴。隨著局部動量比提高,霧場中心的液體濃度減小,這部分液體霧化后的液滴粒徑較小。這也使得隨著局部動量比的提高,液滴粒徑的最大值逐漸增大,液滴粒徑的最小值逐漸減小,液滴的粒徑范圍逐漸拓寬。

圖11 不同工況下的液滴粒徑分布Fig.11 Droplets diameter distribution contourunder different operating conditions

圖12給出了單排槽氣液針栓噴注器在軸向5 mm和35 mm處的液滴粒徑分布云圖。從圖中可以看出各軸向平面的液滴粒徑分布特征在不同動量比下十分相似。由于相鄰噴注單元在液束根部附近間距很小,從液束側面剝離的液塊在靠近霧場中心的位置可以與氣膜充分相互作用。因此,相鄰噴注單元在靠近霧場中心的位置沒有明顯分區,液滴粒徑沿周向分布均勻。隨著液束沿徑向進一步發展,相鄰噴注單元液束主體之間的展向間距逐漸增大,液滴粒徑峰值主要分布在徑向槽出口對應的霧場外邊緣。液滴粒徑在霧場外緣從徑向槽的中心沿周向向兩側遞減,使得噴注單元之間的液滴粒徑小于噴注單元中心的液滴粒徑,相鄰噴注單元之間的液滴粒徑沿周向出現明顯分區。

4 結論

通過試驗和數值仿真方法獲得了單排槽氣液針栓噴注器的破碎過程和霧化場特性,給出了不同動量比下的破碎變形過程、液體濃度和粒徑分布,得到以下結論。

(1)徑向液束的穿透深度、破碎長度和霧化角均隨著局部動量比的提高而增大,液束的破碎過程有明顯的脊柱狀,且動量比越大脊柱狀越明顯。

(2)霧場中心的液體濃度隨動量比提高而降低,使得霧場中心接近空心狀態。液體濃度峰值沿周向分布尺寸變寬的同時沿軸向尺寸變小。

(3)隨著局部動量比的提高,液滴粒徑的最大值逐漸增大,液滴粒徑的最小值逐漸減小,液滴的粒徑范圍逐漸拓寬。