同軸離心式單、雙噴嘴噴霧特性對比實驗

康金鑫,仝毅恒,高玉超,謝家豪,郭康康,豐松江

(航天工程大學, 北京 101416)

0 引言

液體中心型同軸離心式(liquid-centered swirl coaxial,LCSC)噴嘴由于出口處直流氣體對液膜的強烈作用,燃料霧化效果較好,且結構簡單,可靠性高,廣泛應用于液體火箭發動機[1-4]。目前科學界對離心式噴嘴噴霧特性的研究主要關注單個噴嘴的液膜破碎形態、霧化錐角、破碎長度及噴霧場液滴的粒徑大小和分布等[5]。其中,霧化錐角表征了噴霧的空間分布范圍,液滴的粒徑大小和分布影響后續的蒸發、燃燒與釋熱,均是噴嘴設計過程中需要考慮的重要指標。Hautman較早地對LCSC噴嘴的噴霧特性進行了實驗研究,發現霧化錐角隨著氣體流率和環境壓力的增大而減小,隨著液體流率的增大而增大[6]。Guildenbecher等通過試驗分析的手段,探討了壓力縮放與空氣夾帶對霧化錐角的影響,得出壓力在一定范圍內對霧化錐角的影響不大的結論[7]。Whitlow等進行了氣液比(gas liquid ratio,GLR)對噴嘴霧化性能影響的試驗,分析了噴嘴出口區域液相分布和霧滴直徑的變化規律,并發現液體中心型氣液同軸噴嘴所產生的噴霧錐角比平口噴嘴的大[8]。Wei等探究了噴嘴結構對噴霧特性的影響,提出了改進霧化錐角的半經驗模型,提高了預測精度[9]。其明確了霧化錐角與液膜厚度對粒徑的影響關系,認為霧化錐角越小,液膜越厚,噴霧場液滴的SMD越大。徐文等通過仿真對離心式噴嘴的霧化過程進行模擬,發現質量流量的增加會使空心錐液膜從發展到一次破碎的過程更加穩定[10]。Im等通過實驗發現,隨著氣液動量通量比的增大,液體向軸線聚集,霧化錐角先減小然后趨于穩定;其還根據氣液動量守恒推導了LCSC噴嘴噴霧錐角的理論模型,與實驗數據吻合較好[11]。陳晨等通過實驗發現氣液比和相對速度的增加有利于促進噴霧場液滴尺寸的均勻性,在固定氣體質量流率的前提下,存在一個最佳液體噴注壓降,使霧化效果達到最佳[12]。以上文獻主要對單個LCSC噴嘴的霧化特性開展基礎研究,并且說明噴注壓降及GLR是影響單個噴嘴噴霧性能的重要因素。

實際火箭發動機中極少僅采用單個噴嘴,一般的大推力發動機采用的是多噴嘴的噴注器。多噴嘴研究方面,Hardalupas等對單噴嘴與多噴嘴的徑向霧化性能進行了對比,發現隨著液體質量流率的增加,噴霧交匯區域相互作用增強,液膜破碎長度縮短[13]。Song等通過實驗對氣體中心式同軸離心多噴嘴相互作用進行研究,對實驗拍攝圖像進行動力學模態分解,發現噴嘴附近的區域為主要流場,相互作用區域為次要流場[14]。陳曦等基于Fluent對多噴嘴的噴霧干涉進行了數值模擬分析,結果表明噴嘴數目的增加提高了霧滴顆粒之間相互碰撞聚合的概率[15]。王凱等對相鄰離心式噴嘴的液膜撞擊過程進行了仿真研究,發現多液膜撞擊會使得液滴空間分布發生大的變化[16]。侯艷等對離心式多噴嘴噴霧場進行仿真研究,發現增加噴嘴數目可以明顯改善噴霧粒徑和速度分布均勻性[17]。目前對于多噴嘴霧化特性實驗及仿真方面的研究對象多為純液相離心式噴嘴,以及氣液同軸氣體中心式離心噴嘴,而對LCSC多噴嘴的霧化特性研究鮮有文獻發表。

綜上所述,學界已對單噴嘴的霧化錐角等噴霧特性進行了較為完善的研究,并對多噴嘴霧化特性進行了初步的仿真研究。而液體火箭發動機實際使用中是多個噴嘴同時工作,因此研究多噴嘴情況下的霧化特性,對了解發動機中霧化過程具有重要的實際意義。本文通過實驗對純液相不同壓降及氣液雙相不同GLR下LCSC單噴嘴、雙噴嘴的霧化特性進行了對比分析,以揭示雙噴嘴與單噴嘴的霧化特性差異,進而用于指導工程實際。

1 實驗條件

1.1 噴霧實驗系統

噴霧實驗系統由4部分組成,分別為管路供應系統、測控系統、圖像采集系統和臺架系統,如圖1所示。管路供應系統是由高壓氣源、輸氣管路、輸液管路、液體推進劑罐等組成。液體推進劑罐通過高壓氣源增壓,將液體送至集液腔;空氣通過高壓氣源的另一路送至集氣腔。測控系統中壓力傳感器、氣液質量流量計和激光粒度儀(真理光學,Spraylink)分別用于測量記錄集液腔和集氣腔壓力、控制模擬介質的質量流率、噴霧粒徑數據。其中虹潤精密儀器有限公司生產的OHR—M3G—3—L—C—0—1.6 MPa型壓力傳感器精度為0.5%FS;北京精量科技有限公司ACU20FE液體質量流率控制計精度為0.2%FS;高壓氣體通過調節管路中的減壓閥后得到所需工況的氣體質量流率,精度為±1%SP。圖像采集系統由高速攝像機、遮光板和矩形LED背景光源(HLS-30,功率為350 W)組成。實驗時將LED背景光源、遮光板、噴嘴軸線和高速攝像機依次布置在一條直線上,并合理調節各部件的距離以保證捕捉精細的噴霧瞬態圖像。高速攝像機幀頻設定為31 863 幀/s,曝光時間為1/477 930 s,像素為800×600。臺架系統由實驗件安裝支架、收集槽和排水管系統組成。

圖1 常壓霧化實驗系統原理圖Fig.1 Schematic diagram of atomization experimental system under atmospheric pressure

1.2 噴嘴參數

噴嘴安裝于上、中、下3層殼體之間,上層殼體與中層殼體之間形成集液腔,中層殼體與下層殼體構成集氣腔,如圖2所示。在進行單噴嘴實驗時其余噴嘴出口通過特制堵頭進行密封。表1為噴嘴具體尺寸參數。

表1 噴嘴尺寸參數Tab.1 Geometrical parameters of injector

圖2 雙噴嘴結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of double injectors structure

1.3 霧化錐角提取

通過聚類方法獲取霧化錐角。首先對實驗所得的噴霧圖像進行時均處理,減去背景圖像,消除光照不均對數據影響,通過高斯算法得到時均加權濾波圖;基于K-MEANS[18]分割通過形態學濾波得到背景二值圖像;獲取圖像邊界的坐標,獲得噴霧邊界,液噴嘴出口兩點與噴嘴外徑邊緣兩點共同擬合成直線l1與l2,通過程序獲得霧化錐角[19]。

l1:y1=k1x+b1,α1=arctank1

(1)

l2:y2=k2x+b2,α2=arctank2

(2)

βs=180°-|α1-α2|

(3)

式中:k1為直線l1斜率;k2為直線l2斜率;α1為直線l1斜率反正切值;α2為直線l2斜率反正切值;βs為單噴嘴的霧化錐角。

圖3 雙噴嘴霧化錐角提取示意圖Fig.3 Schematic diagram of spray angle extraction for double injectors

(4)

式中:βl為左側噴嘴霧化錐角;βr為右側噴嘴霧化錐角。

2 實驗工況設置

表2 實驗工況Tab.2 Experimental operating conditions

3 結果與討論

3.1 純液膜單、雙噴嘴霧化錐角特性

定義雙噴嘴錐角間的誤差為α,計算式為

(5)

提取無氣體作用(ε=0)、不同液體質量流率下的霧化錐角β、雙噴嘴的左、右兩側的霧化錐角(如表3所示),可以看出雙噴嘴的左右兩側的霧化錐角之間相差不超過3%。因此,可選取兩者的平均值作為雙噴嘴的霧化錐角,研究噴嘴間相互作用對霧化錐角的影響。

表3 純液相工況及左右噴嘴霧化錐角Tab.3 Pure liquid operating condition and spray angle of left/right injector

圖4 ε=0時單噴嘴與雙噴嘴霧化錐角對比Fig.4 Comparison of spray angle for single injector spray angle and double injectors while ε=0

定義單噴嘴與雙噴嘴霧化錐角的平均值β0的計算式為

(6)

相同工況下,單噴嘴與雙噴嘴的霧化錐角的差值不超過單噴嘴霧化錐角的1.5%。說明在無環縫氣相加入時(ε=0),雙噴嘴的霧化錐角相互間不受影響,與單噴嘴相似,在噴嘴下游近壁區,兩股液膜未產生相互作用的區域,液膜的擴散范圍幾乎未受另外一個噴嘴的影響。故可選單噴嘴與雙噴嘴霧化錐角的平均值β0作為此工況下的基準霧化錐角,進而對氣液雙相下霧化錐角進行無量綱化,比較氣體作用對霧化錐角的影響程度。

3.2 環縫氣體作用下單、雙噴嘴霧化錐角特性

以上述ε=0時的霧化錐角作為基準值,計算得出每個噴嘴液體質量流率為50 g/s時β0=53.53°;每個噴嘴液體質量流率為80 g/s時β0=56.81°;每個噴嘴液體質量流率為140 g/s時β0=60.94°以基準值作為參照,對ε≠0的工況進行歸一化處理。定義無量綱數βγ=β/β0,表示有環縫氣體加入相對于無環縫氣體加入的霧化錐角的變化程度。按1.3節所述霧化錐角提取程序提取不同ε下的霧化錐角,單噴嘴無量綱公式中的β對應于按程序提取的霧化錐角βs,雙噴嘴左右兩噴嘴的噴霧錐角如圖5所示,誤差不超過8%,故以左右噴嘴的噴霧錐角的平均值作為β。

圖5 雙噴嘴左、右噴嘴霧化錐角實驗對比Fig.5 Experimental comparison of atomization spray angle between left and right injectors of double injectors

圖6為不同ε下單噴嘴無量綱數βγ隨ε的變化情況。由圖6可得隨著ε的增加,無量綱數βγ逐漸減小。即對于單噴嘴,隨著ε的逐漸增大,在氣動力的作用下液膜軸向速度增加,徑向速度減小,噴霧的霧化錐角減小。

圖6 單噴嘴βγ隨ε的變化情況Fig.6 Variation of single injectorβγwith ε

有環縫氣體作用時霧化錐角的穩態理論計算式為[20]

(7)

式中:v為氣液雙相混合物軸向速度;ω為兩相混合物周向速度;β為霧化錐角。

霧化錐角取決于氣液之間的動量傳遞,在相同液體質量流率下液膜在出口的周向速度ωl與軸向速度vl基本不變,無氣體加入時,氣體從氣噴嘴環縫噴出周向速度ωg與軸向速度vg為0,無論是單噴嘴還是雙噴嘴其他各項參量未發生改變,所以霧化錐角未發生改變。有環縫氣體作用時,由環縫噴出的高速氣流對氣液雙相混合物軸向速度影響較大,隨著氣流射出,液膜軸向速度v增加,霧化錐角減小。與單噴嘴不同,雙噴嘴之間的環縫氣流相互間存在影響,從而造成軸向及周向速度的改變,影響霧化錐角。

圖7分別為低、中、高3種ε下無量綱數βγ的變化情況。通過對比觀察到,在低ε的情況下(2%<ε<4.5%),單噴嘴與多噴嘴無量綱數βγ相差不大。在中等ε的情況下(4.5%<ε<7.5%),隨著ε的增加,單噴嘴與多噴嘴無量綱數βγ差距逐漸增大。分析認為,隨著ε的增加,氣液動量交換加劇,破碎長度逐漸減小,在噴嘴出口處就破碎為細小液滴,由于細小液滴動量較小,易受到雙噴錐間湍流氣流的裹挾,從而導致噴霧嘴角增大。在高ε情況下(7.5%<ε<12%),單、雙噴嘴噴霧的無量綱數之間的差距趨于穩定。分析認為,當出口處氣液動量比達到一定程度時,液滴無法再破碎成為更小的液滴,致使每個噴嘴外側小液滴隨氣體流率的增加動量變化不大,液滴被裹挾的范圍即液滴徑向擴展范圍不再增加,且隨著氣體質量流率的增加,環縫氣體射流軸向速度增加,進一步減小了液滴的徑向擴展范圍,所以單噴嘴與雙噴嘴的無量綱數βγ在ε=10%時會有減小的趨勢。當ε增加為12%時,無量綱數βγ差距急劇增大,是因為此時噴霧出現自激振蕩現象[21],噴霧范圍擴大,為非穩態下的破碎(見圖8)。

圖7 不同氣液流率比單噴嘴與雙噴嘴無量綱數變化Fig.7 Dimensionless variation of single injector and double injector with different gas-liquid flow ratios

圖8 非穩態破碎Fig.8 Unsteady crushing

ε=7.5%時雙噴嘴工作時的噴霧圖像及液滴粒徑測量位置關系如圖9所示。將距離噴嘴出口下游10 mm處選為測量平面,測量點間隔5 mm,以右側噴嘴中心作為原點,在徑向方向上均勻分布,采樣時間設置為10 s,每個采樣點采集20組數據,對粒徑數據時均化,得到如圖10所示結果。從圖10中可以看出,右噴嘴噴霧兩側粒徑小于中間粒徑,噴霧相互作用區域上游即橫坐標為-5～-10 mm處粒徑小于非相互作用區域5～10 mm處的粒徑。

圖9 測量位置關系圖(單位:mm)Fig.9 Diagram of measurement position (unit:mm)

圖10 徑向粒徑數據Fig.10 Radial particle size data

分析認為,在相互作用區域上游,氣液形成復雜的湍流區。在氣液相互作用下,噴霧邊緣處的液滴二次霧化為小液滴,形成液霧,在液體質量流率為80 g/s、氣體質量流率為4 g/s的工況下,非交匯區域平均粒徑與交匯區域相比分別增大80%、267%,說明交匯區域對液滴破碎效果更明顯。湍流區氣流的卷吸裹挾使得噴霧向內偏移,即霧化錐角變大,其原理如圖11所示。兩種測量工況下,在±10 mm處粒徑相差不大,這是因為此處的液滴主要是由于噴霧卷吸作用所引起,液滴破碎為更小液滴。圖10中心處紅色線段的粒徑大于藍色線段粒徑,是因為所測量位置距離噴嘴出口較近,液膜并未充分擴張,液膜以一次破碎為主,中心處的粒徑主要是由液體質量流率決定,所以80 g/s工況下的粒徑大于50 g/s的粒徑,而邊緣處的粒徑是氣液強烈相互作用二次破碎所導致,氣體質量流率為6 g/s時的粒徑小于4 g/s時的粒徑。

圖11 霧化錐角變化原理示意圖Fig.11 Schematic diagram of change principle for atomizaiton cone angle

4 結論

本文分析了不同ε值下單噴嘴與雙噴嘴液膜霧化錐角變化規律,并通過理論分析與粒徑測量探究了產生差異的機理,主要結論如下。

1)中、高ε值的情況下,相同工況下雙噴嘴的霧化錐角大于單噴嘴。與單噴嘴相比,雙噴嘴噴霧向兩噴嘴間偏移。

2)氣相加入后雙噴嘴間復雜的湍流區促使噴嘴間的液膜破碎為更小的液滴。

3)由于噴嘴液滴間粒徑較小,導致其易受到噴嘴間湍流的卷吸作用影響,從而造成噴霧向內偏移,致使霧化錐角變大。