径向槽布局方式对针栓喷注器雾化角的影响

张波涛,王 凯,李 平,杨岸龙

(1.西安航天动力研究所 液体火箭发动机技术重点实验室,陕西 西安 710100;2.航天推进技术研究院,陕西 西安 710100)

0 引言

液体火箭发动机的大范围变推力能力是未来航天任务的关键技术之一。变推力液体火箭发动机可以实现软着陆、最佳推力控制和轨道机动等。采用针栓喷注器是液体火箭发动机实现大范围变推力的最佳选择。相对于传统液体火箭发动机中采用几十上百个直流互击式、离心式喷注器,针栓式发动机只需采用一个喷注器,可简化推力室的结构。针栓喷注器独特的几何结构及流场特性使其具有深度节流、面关机、内在燃烧稳定性和燃烧效率高等优点[1]。

针栓喷注器最早是由加州理工学院在20世纪50年代测量不同推进剂组合的反应速率实验中提出。随后,Thompson Ramo Wooldridge(TRW)公司从20世纪60年代开始对针栓喷注器进行研制。早期最典型的变推力发动机是首次实现载人登月的下降级发动机,推力为4.4～44 kN(10∶1)[2-3]。TRW公司在掌握小推力自燃推进剂针栓式发动机设计方法的基础上,又对液氧/液氢[4-5]、液氧/煤油[6]等针栓式发动机进行研制。目前性能最好的针栓式发动机为SpaceX公司研制的梅林1D发动机[7-8],其燃烧效率在0.98以上,推质比约为180。国内对针栓发动机的研究较晚。刘昌波等对针栓式发动机推力室的冷却特性进行试验研究,指出推力室的身部前段温度较低无需采用热防护措施,身部末端的温度高达1 650 ℃需要采取热防护措施[9]。目前国内研制的7.5 kN针栓发动机于2013年12月首次将嫦娥三号探测器送到月球表面,又在2019年1月成功助力嫦娥四号探测器首次软着陆于月球背面[10]。

目前公开文献中关于针栓喷注器雾化角的理论公式主要是液液针栓喷注器的雾化角公式。为了研制出适用于补燃循环系统和膨胀循环系统液体火箭发动机采用的气液针栓喷注器,需要对气液针栓喷注器的雾化过程及喷雾场特性开展研究。前期对液液针栓喷注器的研究中指出径向槽型喷注器的雾化燃烧特性优于径向缝型喷注器[14,20]。因此,本文对径向槽型气液针栓喷注器的雾化角开展研究。由于径向槽型喷注器的径向推进剂喷注方式为离散的槽,每个槽都可以看作是一个喷注单元。首先,通过解析建模给出气液针栓喷注单元雾化角的理论公式,并采用试验及仿真结果验证理论公式的准确性;其次,对不同阻塞率下的单排槽和主辅槽气液针栓喷注器的雾化角进行试验研究,分析阻塞率和径向槽布局方式对雾化角的影响规律;最后,采用多喷注单元气液针栓喷注器的雾化角试验结果对喷注单元雾化角的理论公式进行修正,获得了适用于多喷注单元气液针栓喷注器的雾化角预测公式。

1 试验系统

1.1 基本定义

针栓喷注器的阻塞率是针栓喷注器所有喷注槽的宽度之和与周长的比值,表达式为

(1)

式中:n为径向槽数目;b为径向槽宽度;Dpo为针栓直径。

局部动量比以径向单槽为研究对象分析局部流动,假设径向单槽与径向槽等宽的轴向气膜相撞,表达式为

(2)

总动量比定义为径向推进剂动量与轴向推进剂动量的比值,表达式为

(3)

1.2 试验系统

试验中采用水和空气分别模拟液体和气体推进剂,通过具有一定压力的气源对贮箱增压后为试验件提供液体介质,气体介质由气源直接供应。成像系统中采用Phantom V12.1型号的高速相机拍摄瞬态雾场,图像像素分辨率为640×480。试验系统如图1所示。

图1 试验系统Fig.1 Experimental system

研究对象为气液针栓式喷注器,气体以环形气膜的形式沿中心筒外壁喷出。液体介质从液路喷嘴设置的径向槽喷出后与轴向气膜发生撞击雾化。首先分析喷注单元的雾化角,在试验件液路喷嘴上设置对称的两个矩形槽,如图2所示,结构参数如表1所示。

表1 针栓喷注单元结构参数Tab.1 Structural parameters of pintle injector 单位:mm

图2 气液针栓喷注单元示意图Fig.2 Schematic diagram of gas-liquid pintle injector unit

为了分析多径向槽喷注器的阻塞率和径向槽布局方式对气液针栓喷注器雾化角的影响,首先在液路喷嘴周向设置一圈平均分布的径向槽,以分析单排槽喷注器的阻塞率对雾化角的影响;其次在保证单排槽总面积不变的情况下,将单排槽拆分成相互交错的主辅槽,以对比分析单排槽与主辅槽对雾化角的影响。单排槽喷注器和主辅槽喷注器的局部结构示意图如图 3所示,关键结构参数分别见表2和表3。

图3 气液针栓喷注器示意图Fig.3 Schematic diagram of gas-liquid pintle injector

表2 单排槽气液针栓喷注器结构参数Tab.2 Structural parameters of gas-liquid pintle injector with single-row slots

表3 主辅槽气液针栓喷注器结构参数Tab.3 Structural parameters of gas-liquid injector with primary and secondary slots

1.3 试验工况

试验中通过增加径向液体流量的方式增大局部动量比。气液针栓喷注单元、单排槽气液针栓喷注器和主辅槽气液针栓喷注器的试验工况分别如表4、表5和表6所示。

表4 气液针栓喷注单元工况条件Tab.4 Operating conditions of gas-liquid pintle injector unit

表5 单排槽气液针栓喷注器工况条件Tab.5 Operating conditions of gas-liquid pintle injector with single-row slots

表6 主辅槽气液针栓喷注器工况条件Tab.6 Operating conditions of gas-liquid pintle injector with primary and secondary slots

1.4 图像处理方法

液束气膜相互作用时的液束破碎为瞬态过程,试验后采用Matlab软件编程对拍摄的2 000张图像求时均图像,然后对时均图像测量雾化角,处理过程如图4所示。定义雾化角为液束迎风面和喷注器轴向之间的夹角,为了提高精确度,通过求解两个喷注单元θ1和θ2的平均雾化角获得结果,如图5所示。

图4 图像处理过程Fig.4 Image processing

图5 雾化角Fig.5 Spray angle

2 结果与讨论

2.1 喷注单元的雾化角

2.1.1 理论模型假设

根据气膜与液束撞击后的相互作用过程,取液束在气膜中高度为hl的液束微元段作为控制体开展理论分析,如图6所示。

图6 气膜液束撞击雾化角示意图Fig.6 Schematic diagram of spray angle caused by liquid jet impinging on gas sheet

理论推导前有以下假设。

1)气膜和液束的流动过程为定常、不可压流。

2)气膜和液束控制体撞击时的流动方向分别垂直于各喷出截面。

3)液束控制体在气膜厚度内与气膜相互作用时不变形。

4)液束控制体穿透气膜后不受外力影响。

5)不考虑表面张力、重力及液体相变。

2.1.2 理论公式

根据轴向动量定理,可得

(4)

对式(4)积分,得

(5)

(6)

由于假设中认为液束控制体流动速度恒定且不变形,将y=vlt代入式(6),得

(7)

将式(2)代入式(7),得到液束控制体的流动路径为

(8)

对式(8)求导,得到液束控制体流动路径在气膜厚度处的斜率为

y′=tanβ=2CLMR

(9)

2.1.3 模型验证

图7为气液针栓喷注单元的雾场瞬态图,从图中可以看出液束与气膜相互作用后液束破碎为众多小液滴。液束破碎长度和雾化角随着局部动量比增加而增大。液束与气膜撞击后的液束变形及液滴从液束表面脱落使得液束有效动量小于变形前的初始动量。局部动量比越大,液束在近场变形量越小,动量损失也越小。液束气膜相互作用过程中液束有动量损失,通过试验获得的动量系数Mc修正雾化角理论公式。动量系数表示液束与气膜撞击形成雾化角过程中产生动量损失时的雾化角。

图7 不同局部动量比下的雾场图像Fig.7 Spray images under various local momentum ratios

图8 不同局部动量比下的动量系数Fig.8 Momentum coefficient under various local momentum ratio

从图8可以看出液束气膜撞击时的液束动量系数随局部动量比增加而增大,这是由于随着局部动量比增加液束变形减慢。因此,局部动量比越大,在液束近场变形过程中液束动量损失越小,动量系数随局部动量比增大呈逐渐增大的趋势。

将Mc代入理论公式后得到的修正公式为β=Mcarctan(2CLMR)。图9为不同轴向气膜速度下修正后的理论预测角和试验雾化角对比图。从图9中可以看出当轴向气膜速度不同时,在局部动量比0.49～8.71范围内理论雾化角与试验雾化角误差很小,理论计算雾化角与试验雾化角的最大差值不超过4°,说明理论预测结果准确度高。

图9 不同局部动量比下的雾化角结果对比Fig.9 Spray angle under various local momentum ratios

2.2 单排槽气液针栓喷注器的雾化角

通过对气液针栓喷注单元液束气膜撞击形成的雾化角进行理论分析,得出液束气膜撞击形成的雾化角由局部动量比决定。对于多喷注单元的气液针栓喷注器,相邻喷注单元之间发生相互作用进而影响雾化角。因此,分析多喷注单元相互作用对针栓喷注器雾化角的影响。首先以单排槽型针栓喷注器为研究对象,对阻塞率和雾化角进行分析。由于径向槽型气液针栓喷注器由多个喷注单元组成,径向射流以多股流体喷出,破碎过程有明显的局部流动特征。因此,选择局部动量为变量分析其对雾化角的影响。

图10 不同阻塞率和局部动量比下的雾化角Fig.10 Spray angle with various blocking rates and local momentum ratios

对于适合高阻塞率气液针栓喷注器的雾化角预测公式,需要在喷注单元雾化角理论模型的基础上重新修正获得。当单排槽气液针栓喷注器阻塞率不小于25.46%时,根据试验结果得到的动量系数为0.87。从图10中可以看出低阻塞率和高阻塞率的理论修正模型预测值与试验值吻合很好。

2.3 主辅槽气液针栓喷注器的雾化角

多喷注单元气液针栓喷注器径向槽还可以设置为双排相互交错的主辅槽结构。由于在设计过程中主辅槽结构由单排槽结构拆分而成,其主辅槽和单排槽总面积相同,因此在总流量一定的前提下对比分析主辅槽和单排槽对雾化角的影响。图11给出了在轴向气膜流量一定时单排槽和主辅槽结构的雾化角随液体流量变化关系。当阻塞率较小时,主辅槽结构的雾化角比单排槽结构的雾化角小,两种结构的雾化角差值最大为5°;当阻塞率增大后,主辅槽结构的雾化角和单排槽结构雾化角接近,两者差值在3°以内;当阻塞率进一步增大后,其主辅槽结构的雾化角略大于单排槽结构的雾化角。综上所述,主辅槽气液针栓喷注器的雾化角与单排槽气液针栓喷注器的雾化角相近。因此,主辅槽气液针栓喷注器的雾化角可以由拆分前的单排槽气液针栓喷注器雾化角模型预测。

图11 不同径向槽布局方式下多喷注单元气液针栓喷注器的雾化角随流量变化关系Fig.11 Spray angle of gas-liquid multi-pintle injector with various liquid mass flow rates under different radial slot layouts

3 结论

为了掌握工作参数和结构参数对气液针栓喷注器雾化角的影响,本文采用理论分析和试验相结合的方法对气液针栓喷注器雾化角开展系统研究,得到以下结论。

2)对于单排槽气液针栓喷注器雾化角理论公式,可根据阻塞率分为两类:第一类为阻塞率不大于14.55%时,多喷注单元气液针栓喷注器破碎过程与气液针栓喷注单元近似,相邻喷注单元之间相互作用很小,雾化角理论公式中的动量系数与喷注单元雾化角公式中的动量系数一致;第二类为阻塞率不小于25.46%时,随着阻塞率增大,液束在近场变形量小,液束有效动量损失小,雾化角理论公式中动量系数推荐值为0.87。

3)在相同工况下,径向槽布局方式对气液针栓喷注器雾化角影响很小,主辅槽结构的气液针栓喷注器雾化角与单排槽结构的气液针栓喷注器雾化角差值在5°以内,主辅槽气液针栓喷注器可采用单排槽气液针栓喷注器的雾化角预测结果。