單股自由圓射流撞壁霧化實(shí)驗(yàn)

吳凌峰,楊成虎,姚 鋒,周文元

(1.上?？臻g推進(jìn)研究所,上海 201112；2.上?？臻g發(fā)動(dòng)機(jī)工程技術(shù)研究中心,上海 201112)

0 引言

推進(jìn)劑通過噴注器的霧化狀態(tài)直接影響液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒效率。利用直流撞擊式噴注器組織燃燒的發(fā)動(dòng)機(jī)喉部材料耐溫極限制約了其燃燒效率的提升,為解決這一問題,從射流撞擊霧化實(shí)驗(yàn)出發(fā),探索一種新型高性能直流冷壁式噴注器。掌握單股射流撞壁霧化規(guī)律和機(jī)理對該新型直流冷壁式噴注器設(shè)計(jì)具有重要的指導(dǎo)意義,單股射流撞擊壁面霧化的研究主要圍繞液膜直接破碎霧化和濺射霧化兩種方法展開。

Dombrowski等[1]用靜止反對稱波理論推導(dǎo)出液膜破碎長度計(jì)算公式,與文獻(xiàn)[2-3]實(shí)驗(yàn)結(jié)果不一致,Ahmad等[4]根據(jù)實(shí)驗(yàn)規(guī)律,將液膜破碎長度分為增加段和減小段,分別給出了經(jīng)驗(yàn)公式。Inamura等[5]根據(jù)壁面邊界層理論,對斜射流撞擊壁面過程進(jìn)行相關(guān)簡化,推導(dǎo)出液膜厚度和速度的表達(dá)式。液膜厚度和速度對于撞擊霧化液滴的預(yù)測起著非常重要的作用,學(xué)者們從理論、實(shí)驗(yàn)、仿真3個(gè)方面對其進(jìn)行了研究[6]。液滴平均直徑可作為反映霧化質(zhì)量的參數(shù)之一,Mahmoud等[7]研究分析的結(jié)果表明液滴尺寸取決于液膜破碎類型。Ahmed等[8-9]指出,液膜破碎計(jì)算公式中系數(shù)由液膜破碎機(jī)制決定,隨著Re增加,液膜破碎機(jī)制可依次分為：空氣動(dòng)力學(xué)不穩(wěn)定、層流邊緣脫落、湍流邊緣脫落、穿孔破碎,分別對應(yīng)4種不同類型的液膜形態(tài)——輪輞型、開放輪輞型、周期性液滴型和完全霧化型。

噴注器孔徑、射流速度和撞擊角度等設(shè)計(jì)參數(shù)是噴注器設(shè)計(jì)的關(guān)鍵參數(shù),對霧化質(zhì)量的影響至關(guān)重要,石少平[10]對撞擊霧化液滴的索太爾平均直徑進(jìn)行理論計(jì)算,得到了各因素對霧化液滴粒徑的影響規(guī)律。姚黨偉等[11]、李佳楠等[12]、鄭剛等[13]通過數(shù)值計(jì)算,分別給出了噴注器孔徑、射流速度和撞擊角度對液滴直徑的影響規(guī)律。此外,劉焜等[14]通過分析PDA測量的不同模擬燃燒室內(nèi)撞擊霧化液滴直徑,發(fā)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室壓力增大會導(dǎo)致液滴平均質(zhì)量直徑減小。李佳楠[15]等配制不同黏度的蔗糖溶液,研究黏度系數(shù)與霧化質(zhì)量的關(guān)系。楊順傑[16]研究了重力效應(yīng)對液膜的影響。

目前對射流撞擊壁面的研究主要是關(guān)于液膜霧化,對射流撞壁濺射霧化的研究較少。射流速度、噴注器孔徑、撞擊角度等多因素對撞擊霧化的影響規(guī)律的研究已取得較多成果,而關(guān)于撞擊距離與霧化性能的關(guān)系所做的研究較少。

本文針對圓柱射流撞壁濺射霧化現(xiàn)象,通過實(shí)驗(yàn)研究和仿真分析,探究自由射流撞擊壁面的濺射霧化規(guī)律和機(jī)理,為提高液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)霧化性能和燃燒效率提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)平臺及測量內(nèi)容

1.1 實(shí)驗(yàn)平臺

圖1展示了本文實(shí)驗(yàn)所用的實(shí)驗(yàn)平臺,該實(shí)驗(yàn)平臺可分成3個(gè)部分：流量供應(yīng)系統(tǒng)(A)、流量控制系統(tǒng)(B)、操作臺架(C)。

圖1 實(shí)驗(yàn)平臺結(jié)構(gòu)簡圖Fig.1 Schmatic of the experiment system

流量供應(yīng)系統(tǒng),主要是利用上?？臻g推進(jìn)研究所已有的平臺,利用高壓氮?dú)鈱迌?nèi)純凈水壓入管道,進(jìn)入流量控制臺,通過閥門控制加水、加壓、供水、卸壓及排水。流量控制系統(tǒng)由流量調(diào)節(jié)閥和流量計(jì)組成,流量計(jì)精度0.001 g/s,通過調(diào)控流量可以控制噴注器射流速度。實(shí)驗(yàn)操作臺由開口圓桶、支撐架、單軸滑臺、壓力傳感器、360°旋轉(zhuǎn)微調(diào)架、噴嘴及有機(jī)玻璃板組成,操作臺架布置如圖2所示。

圖2 實(shí)驗(yàn)操作臺局部圖Fig.2 Local diagram of experimen console

360°旋轉(zhuǎn)微調(diào)架用來調(diào)整有機(jī)玻璃板的角度,進(jìn)而改變撞擊角度,單軸滑臺安裝在開口圓桶上側(cè),用來控制有機(jī)玻璃板運(yùn)動(dòng),進(jìn)而控制撞擊距離,其定位精度為0.01 mm。實(shí)驗(yàn)用到4種噴注器,尺寸如表1所示,實(shí)物如圖3所示(Do表示噴注器外徑,l/D表示噴注器長徑比)。

表1 噴嘴參數(shù)表Tab.1 Nozzle parameters

圖3 噴嘴實(shí)物圖Fig.3 Nozzle samples

1.2 測量內(nèi)容

1.2.1 濺射霧化率

濺射霧化率表征濺射霧化劇烈程度,定義式為

(1)

式中：Qs為濺射霧化的時(shí)均霧化量；Q為噴注器的總流量,g/s。

射流撞擊壁面后,射流液體分成了兩部分,一部分液體濺射離開壁面,另一部分形成液膜并沿壁面下沿掉落,如圖4所示(噴嘴孔徑為0.42 mm,射流速度為20 m/s,撞擊距離為80 mm時(shí),使用高速攝影拍攝的射流撞壁圖片)。

圖4 射流撞壁示意圖Fig.4 Diagram of jet impinging against wall

使用收集法測量圖4(a)中有機(jī)玻璃板下沿掉落的液體流量,即測量未霧化的液體流量Q1,通過流量供應(yīng)系統(tǒng)中的小流量計(jì)測量噴注器流量Q,可得濺射霧化的流量Qs。代入公式(1)計(jì)算圓射流撞壁濺射霧化率P。

1.2.2 速度矢量

濺射液滴的速度矢量主要通過粒子圖像速度場儀(Particle Image Velocimetry,簡稱PIV)測量得到,使圓射流豎直向下噴射純凈水,并在距離噴嘴100 mm處放置有機(jī)玻璃板,使射流垂直撞擊壁面,實(shí)驗(yàn)測量現(xiàn)場如圖5所示。

圖5 PIV測試實(shí)物圖Fig.5 PIV test rig

1.2.3 液滴粒徑直徑

本文測量的液滴直徑為索太爾平均直徑D32(簡稱SMD),其計(jì)算公式為

(2)

式中N為液滴直徑為D時(shí)對應(yīng)的液滴數(shù)目。

液滴直徑通過相位多普勒粒子分析儀(Phase Doppler Particle Analyzer,英文縮寫PDPA或PDA)測量得到,測量平面為距有機(jī)玻璃壁面20 mm的豎直平面,實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場布置如圖6所示。

圖6 PDA測試實(shí)物圖Fig.6 PDA test rig

累計(jì)測量時(shí)間達(dá)到10 s或者累計(jì)測量粒子數(shù)達(dá)到2 000個(gè),則停止該點(diǎn)的數(shù)據(jù)采集;測量平面內(nèi)測量點(diǎn)的分布如圖7所示,在距離中心點(diǎn)3 mm，6 mm，9 mm，12 mm，15 mm處,每隔30°布置一測量點(diǎn),共布置了60個(gè)測量點(diǎn)。

圖7 PDA測試點(diǎn)分布Fig.7 Distribution of PDA measuring points

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 射流撞壁的形態(tài)

圖8(a)為圓射流撞壁后濺射霧化,圖8(b)為圓射流撞壁形成液膜,液膜鋪展、斷裂、破碎霧化[17]。本文主要研究圓射流撞壁后的濺射霧化,對射流撞擊的液膜霧化不作研究。

圖8 射流撞壁后霧化形式Fig.8 Atomization shape of jet against wall

使用PIV測量圖8(a)所示的速度場,得到如圖9所示的濺射液滴分布(測量工況,撞擊角度α=90°、噴注器孔徑D=0.42 mm、 射流速度U=20 m/s),從圖9中可以看出,射流撞壁霧化場的濺射液滴局部區(qū)域呈螺旋運(yùn)動(dòng)。

使用相機(jī)拍攝不同撞擊距離下的射流撞壁濺射霧化的整體形態(tài),如圖10所示。

從圖10中可以直觀地看出：在撞擊距離小于10 mm時(shí),基本觀察不到濺射液滴;在撞擊距離10～50 mm區(qū)間內(nèi),濺射霧化液滴質(zhì)量持續(xù)增加;在撞擊距離大于50～80 mm處,濺射霧化液滴質(zhì)量變化不大;可以預(yù)見,當(dāng)撞擊距離繼續(xù)增大到某一值之后,撞擊距離增大,濺射霧化液滴質(zhì)量會隨之而減小。在同一孔徑下,濺射霧化液滴質(zhì)量大小可代表濺射霧化率。結(jié)合圖10的分析,提出了濺射霧化率隨撞擊距離變化的4個(gè)階段曲線,如圖11所示。

圖10 不同撞擊距離下的濺射霧化圖Fig.10 Spluttering atomization diagram at different distances

圖11 濺射霧化率隨撞擊距離變化的趨勢圖Fig.11 Spluttering atomization rate with impingement distance

A-B為初始段,從撞擊距離0到初始撞擊距離處,濺射霧化率較小甚至為0,基本無濺射;B-C為發(fā)展段,從初始撞擊距離處到最佳撞擊距離處,濺射霧化率隨撞擊距離增大急劇增大;C-D為穩(wěn)定段,該段濺射霧化率基本穩(wěn)定,隨撞擊距離增大變化不大;C點(diǎn)為發(fā)展段和穩(wěn)定段的轉(zhuǎn)折點(diǎn),在該距離處,噴注器獲得接近最大濺射霧化率的霧化效果,為工程應(yīng)用上的最佳撞擊距離,故將該點(diǎn)撞擊距離稱為最佳撞擊距離LiB;D點(diǎn)之后為衰減段,濺射隨撞擊劇烈的變化開始逐漸減弱。衰減段在發(fā)動(dòng)機(jī)噴注器設(shè)計(jì)中不考慮,本文不作研究,前3個(gè)階段曲線,下節(jié)通過收集法測量濺射霧化率進(jìn)行定量實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

2.2 階段曲線驗(yàn)證

通過收集法測量濺射霧化率,用定量指標(biāo)驗(yàn)證圖11給出的濺射霧化率隨撞擊距離變化的前3個(gè)階段曲線。測量不同的射流速度、撞擊角度和噴嘴孔徑下的濺射霧化率,根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果繪制了圖12中的曲線。圖12曲線驗(yàn)證了初始段、發(fā)展段和穩(wěn)定段的濺射霧化率隨撞擊距離變化的規(guī)律。

圖12 不同工況下濺射霧化率隨撞擊距離變化曲線Fig.12 Spulttering atomization rate with the impingement distance under different working condtions

2.3 濺射液滴粒徑和速度分布

使用PIV測量α=90°，D=0.42 mm，U=20m/s,Li=100 mm時(shí)噴注器中心面的濺射液滴速度,利用測量數(shù)據(jù)繪制如圖13所示的濺射液滴速度云圖。

圖13 濺射液滴速度分布云圖Fig.13 Velocity contours of spulttering drops

圖13中,濺射霧化的液滴最大速度約65 m/s,是噴注器出口圓射流速度的3.25倍。

濺射霧化液滴直徑是噴注器的重要霧化特性參數(shù)之一,使用PDA測量不同工況下的濺射液滴粒徑分布。

圖14為α=90°，D=0.28 mm，U=17m/s,Li=60 mm時(shí)的濺射液滴粒徑分布云圖,從圖14中可以看出該工況下濺射液滴的尺寸分布,為深入考察濺射粒徑液滴分布范圍,測量多組工況下的液滴粒徑,如表2所示。

圖14 濺射液滴粒子直徑分布云圖Fig.14 Diameter contours of spluttering drops

表2 不同粒徑的粒子數(shù)量分布Tab.2 Percent of particle population in different diameter 單位：%

表2反映了不同粒徑下的粒子百分比,從表2中可以發(fā)現(xiàn)射流撞擊壁面的濺射液滴粒徑大部分都分布在100 μm以下,測量工況下,粒徑超過100 μm的粒子百分比均小于5%,認(rèn)為射流撞壁濺射液滴粒徑量級為幾十微米。表2中各工況對應(yīng)的噴注器孔徑、射流速度、撞擊角度和撞擊距離如表3所示。

表3 表2工況對應(yīng)的參數(shù)設(shè)置Tab.3 Parameters of the working conditions in Tab.2

3 機(jī)理分析

圓射流撞擊壁面后,產(chǎn)生濺射液滴,濺射霧化率隨撞擊距離增大在不同階段呈現(xiàn)不同的規(guī)律。對圓射流撞擊壁面這一霧化方式而言,撞擊距離在改變的過程中,發(fā)生變化的主體是圓射流。本文從自由圓射流的基本理論出發(fā),分析濺射霧化率隨撞擊距離變化的4個(gè)階段曲線的機(jī)理。

Reynolds使用時(shí)均量和脈動(dòng)量之和代表瞬時(shí)分量,從不可壓縮N-S方程出發(fā)導(dǎo)出了表征湍流時(shí)均運(yùn)動(dòng)的Reynolds方程

(3)

對于不可壓縮自由圓射流,可視作軸對稱射流,不考慮質(zhì)量力,則沿軸向(x)流動(dòng)的自由圓射流的運(yùn)動(dòng)方程為

(4)

式中:v為徑向時(shí)均速度;r為徑向坐標(biāo)。

式(4)兩邊乘以u,在整個(gè)射流截面積分,得

(5)

對自由射流,其軸向壓力梯度可忽略,即

(6)

單位質(zhì)量流體的時(shí)均動(dòng)能用E表示,其表達(dá)式為

(7)

(8)

(9)

式(9)表明：不可壓縮軸對稱自由射流的時(shí)均動(dòng)能沿程衰減速率等于湍流動(dòng)能的產(chǎn)生速率與粘性剪切耗散能量速率之和。即隨著射流軸向距離的增加,射流時(shí)均動(dòng)能逐漸減小,減小的時(shí)均動(dòng)能用來生成湍流動(dòng)能以及克服黏性剪切導(dǎo)致的能量耗散。

在射流噴射出噴嘴一段距離內(nèi),時(shí)均動(dòng)能轉(zhuǎn)變成湍流動(dòng)能的速率明顯大于湍流動(dòng)能自身耗散速率,湍流動(dòng)能隨射流距離增大而增大,該段區(qū)域被稱為湍動(dòng)生成區(qū);當(dāng)射流繼續(xù)向前噴射時(shí),存在一個(gè)區(qū)域,時(shí)均動(dòng)能轉(zhuǎn)變成湍流動(dòng)能的速率明顯近似等于湍流動(dòng)能自身耗散速率,湍流動(dòng)能隨射流距離增大幾乎不變,該段稱之為射流湍動(dòng)平衡區(qū);在射流發(fā)展的末端,時(shí)均動(dòng)能轉(zhuǎn)變成湍流動(dòng)能的速率明顯小于湍流動(dòng)能自身耗散速率,湍流動(dòng)能隨射流距離增大而減小,該區(qū)域稱之為湍動(dòng)衰變區(qū)。此外,湍流射流從噴注器噴射進(jìn)入自由空間時(shí),已具備初始湍流動(dòng)能。

綜上,根據(jù)本文提出的4個(gè)階段曲線和射流湍動(dòng)能(Eμ)隨噴射距離(lj)的變化關(guān)系可繪制出圖15所示的曲線圖。

本文認(rèn)為圓射流撞壁發(fā)生濺射與否以及濺射的劇烈程度,取決于湍流動(dòng)能的大小。結(jié)合圖15,在湍動(dòng)生成區(qū),當(dāng)湍流動(dòng)能小于某個(gè)閾值時(shí),濺射基本不發(fā)生,對應(yīng)初始段,該段湍流動(dòng)能隨射流距離(撞擊距離)增大而增大,但始終小于發(fā)生濺射時(shí)的湍流動(dòng)能閾值;在湍動(dòng)生成區(qū)內(nèi),湍流動(dòng)能大于濺射發(fā)生時(shí)的湍流動(dòng)能閾值,隨著撞擊距離的增大,濺射霧化率隨之而增大,此段為發(fā)展段;在湍動(dòng)平衡區(qū),湍流動(dòng)能基本不變,濺射霧化率也基本不變,對應(yīng)穩(wěn)定段;在湍動(dòng)衰減區(qū),湍流動(dòng)能隨撞擊距離增大而減小,濺射霧化率隨之而減小,即為衰減段。

圖15 湍動(dòng)能隨撞擊距離變化的曲線圖Fig.15 Turbulent kinetic energy with jet distance

綜上,湍流動(dòng)能沿射流軸向的發(fā)展規(guī)律與濺射霧化率隨撞擊距離變化的4個(gè)階段曲線高度相似,表明湍流動(dòng)能是影響射流撞壁濺射霧化率的關(guān)鍵參數(shù),濺射霧化率隨撞擊距離變化呈現(xiàn)四個(gè)階段曲線的內(nèi)在影響因素為湍流動(dòng)能。

4 結(jié)論

本文采用高速攝影、收集法、PIV和PDA測量了圓射流撞壁濺射的形態(tài)和相關(guān)指標(biāo)(濺射霧化率、速度、索太爾平均直徑),對其開展實(shí)驗(yàn)研究,并結(jié)合試驗(yàn)研究結(jié)果,從自由射流機(jī)理出發(fā),分析實(shí)驗(yàn)結(jié)論的內(nèi)在機(jī)理,得出如下結(jié)論：

1)圓射流撞壁存在濺射霧化,濺射液滴局部呈現(xiàn)螺旋運(yùn)動(dòng),絕大部分濺射液滴索太爾直徑為幾十微米量級。

2)提出濺射霧化率隨撞擊距離變化的4個(gè)階段,即初始段、發(fā)展段、穩(wěn)定段和衰減段;并通過定量實(shí)驗(yàn)測量的濺射霧化率,驗(yàn)證了階段曲線的正確性。

3)湍流動(dòng)能對射流撞擊的濺射霧化率起決定性作用。