作者简介:王壮(1995—),男,硕士,研究领域为液体火箭发动机流动、传热与燃烧。
引用格式:王壮,党枭睿,胡海峰,等.缩进长度对液液同轴离心喷嘴雾化过程的影响[J].火箭推进,2024,50(3):42-52.
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.西安航天动力研究所,陕西 西安 710100
1.Science and Technology on Liquid Rocket Engine Laboratory,Xi'an Aerospace Propulsion Institute, Xi'an 710100, China; 2.Xi'an Aerospace Propulsion Institute, Xi'an 710100, China
indentation length; liquid-liquid coaxial swirling injector; spray angle; flow field struture; numerical simulation
DOI: 10.3969/j.issn.1672-9374.2024.03.005
目前,随着航空航天事业的迅猛发展,液体火箭发动机由于其大推力、高性能的优势备受青睐。而液体火箭发动机性能的好坏离不开燃料雾化过程的组织,因此,离心喷嘴由于其良好的雾化性能与可靠性受到越来越多的关注。液体推进剂经切向孔进入喷嘴旋流室,在壁面作用下形成中空旋流,液体燃料螺旋向下流动,最终在离心力作用下,液流在喷孔处呈“裙裾”结构铺展成液膜,最终破碎为液滴。离心喷嘴从其结构上可以分为单组元离心喷嘴与双组元离心喷嘴,而双组元喷嘴又可以分为气液双组元离心喷嘴和液液双组元离心喷嘴[1]。
在单组元离心喷嘴方面,国内外学者对其内部流动特性及外部流动特性做了大量的试验及机理研究工作,这也为双组元喷嘴的研究提供了极大的便利。通过理论分析,Rizk等[2]获得了液膜的厚度计算公式,后续大量学者通过试验测量及数值仿真的手段对其进行了检验与修正[3-6]。在雾化锥角方面,Shafaee等[7]通过大量试验总结了雾化锥角与雷诺数和韦伯数的经验关联式; 张永良[8]通过理论计算获得了雾化锥角与离心喷嘴几何特性参数的数学关系式; 陈富鑫[9]通过试验与数值模拟探究了雾化锥角随结构参数与工况参数的变化规律。
在双组元离心喷嘴方面,各国学者在气液离心喷嘴的动态雾化特性方面研究相对较为充分。Seol等[10]研究了缩进数对气液同轴离心喷嘴雾化锥角、破碎长度以及混合效率的影响; Ronceros等[11]在Rizk等的基础上,综合考虑液流黏性以及几何参数的影响,通过理论分析,建立了能够预测液液同轴离心喷嘴液滴直径的数学模型; Ricard等[12]以气液同轴离心喷嘴为研究对象,研究了液体射流破碎的界面不稳定性,并且指出K-H不稳定性是产生两相混合的主要机制。国内Ren等[13]研究了缩进长度对气液同轴离心喷嘴自激脉动特性的影响,研究发现随着缩进长度的增加,喷雾形式由稳定的空心锥逐渐变化为“圣诞树”状的周期性振荡,并且振荡频率随着缩进长度的增加而增加; 文献[14-16]通过试验与理论结合的方法研究了关键结构参数对气液同轴离心喷嘴自激振荡的影响,并对其振荡机理进行了深入研究,认为液膜对环缝气体的周期性堵塞及环缝气体对液膜的周期性挤压是引起喷嘴自激振荡的主要原因。
在液液同轴离心喷嘴方面,根据内外喷嘴液流混合的相对位置可以分为内混、临界以及外混这3种状态。Kim等[17-18]通过大量试验,探究了缩进长度对这3种混合状态的影响,总结了不同韦伯数下雾化锥角以及破碎长度随缩进数的变化规律,指出当韦伯数较大时,随着缩进数增加,雾化锥角整体呈现先增后减的趋势,而破碎长度随着缩进数的增加呈现先增后减的趋势。Alves等[19]研究了切向孔数量对喷嘴雾化特性的影响,发现切向孔对雾化锥角的影响很小。文献[20-21]通过试验探究了反压对液膜破碎长度的影响,发现破碎长度随着反压的增加而减小。国内盛立勇等[22-23]通过试验与数值模拟结合的手段研究了液液同轴离心喷嘴的喷雾振荡特性,发现喷嘴的大长径比以及较大的切向孔面积可以有效降低其振荡频率,另外,喷嘴的振荡频率主要受外喷嘴韦伯数的影响,并随着外喷嘴韦伯数的增大而增大。林家源等[24]采用数值模拟的手段研究了缩进长度对雾化效果的影响,发现随着缩进长度的增加,雾化锥角先减小后增大,这与文献[17-18]的结论存在较大的差异。
在对离心喷嘴的研究方面,前人对单组元离心喷嘴以及气液双组元离心喷嘴做了大量的工作,但是对液液同轴离心喷嘴的研究相对较少。受限于观测手段,对液液同轴离心喷嘴流场的细节特征很难进行观测。另外,在缩进长度对液液同轴离心喷嘴雾化特性的影响方面,目前对其振荡特性研究较多,但在对喷雾锥角的影响方面,不同学者的研究结论差异性较大,甚至会出现完全相反的结论。本文以液液同轴离心喷嘴为研究对象,中心喷嘴工质采用N2O4,外喷嘴工质采用UDMH,首先对中心喷嘴的缩进长度进行无量纲化,再定义缩进数,探究缩进数对其雾化锥角的影响规律,从而获得了不同缩进数下喷嘴内外的流场特征,并对其内外喷嘴液膜的混合过程进行了分析。
本文研究的液液双组元同轴离心喷嘴结构简图如图1所示。其中,内喷嘴为氧化剂喷嘴,氧化剂为N2O4(常温下物性参数如表1所示),沿轴向均匀布置3个切向孔; 外喷嘴为燃料喷嘴,燃料为UDMH,常温下物性参数如表2所示,沿周向均匀布置4个切向孔。氧化剂与燃料分别由切向孔进入各自旋流腔室,贴着壁面旋转向下游流动,最后在惯性作用下从喷口喷出,氧化剂与燃料射流相撞,进一步破碎、雾化、混合,然后由喷嘴喷出。当缩进长度较小时,N2O4与UDMH液膜在喷嘴外撞击混合,为外混喷嘴; 当缩进长度较大时,N2O4与UDMH液膜在喷嘴内撞击混合,为内混喷嘴。
图1中,lr为中心喷嘴缩进长度,即中心喷嘴出口与外喷嘴出口之间的距离; lc为中心喷嘴液膜与外喷嘴壁面的撞击点距中心喷嘴出口的轴向距离,其计算公式为
式中:θi为中心喷嘴雾化锥角; ri为中心喷嘴喷口半径; ro为外喷嘴喷口半径。
表1 四氧化二氮物性参数
Tab.1 The physical property parameters of N2O4
为探究缩进数对液液同轴双离心喷嘴内部流态以及喷雾锥角的影响,本文对中心喷嘴的缩进长度进行了无量纲化,定义缩进数N=lc / lr。本文中心N2O4 喷嘴设计状态下雾化锥角θi=86°,外喷嘴与内喷嘴喷口半径差值为1.10 mm,则lc=1.18 mm。由于缩进长度在很大程度上影响了喷嘴内部的混合流态,一般认为当N<1时,喷嘴为内混合状态; 当N=1时,喷嘴为临界混合状态,当N>1时,喷嘴为外混合状态。因此本文选取缩进长度lr分别为0.00、0.50、1.00、1.18、1.50、2.00、4.00 mm,其对应的缩进数N分别为0.00、0.42、0.85、1.00、1.27、1.70、3.39的喷嘴进行计算。计算时保持N2O4与UDMH流量不变,每次仅改变 lr的大小。
本文采用商业软件Fluent进行仿真计算,求解瞬态三维不可压N-S方程,湍流模型采用RNG k-ε模型,与标准k-ε模型相比,该模型在计算强旋流与弯曲壁面流动方面具有很好的适应性。压力速度耦合求解算法采用Simple算法,压力采用PRESTO方法离散,动量方程、湍动能与耗散率均采用二阶迎风格式,计算时间步长取1×10-6 s。
本文采用VOF方法对相界面进行重构,通过定义体积分数α来对相界面进行追踪。由于本文计算涉及燃料、氧化剂以及空气这3种流体,因此本文假设两种液体互不相溶。为很好地捕捉各自相界面,本文采用分三相的VOF计算方法,以实现对燃料、氧化剂以及空气相界面的追踪。当α=1时,表明该处网格充满该相流体; 当α=0时,表明该处网格不含有该相流体; 当0<α<1时,表明该处网格存在相界面。本文采用连续表面张力法来计算液体的表面张力,其离散格式同样采用PRESTO方法。
本文计算的流体域如图2所示,采用结构化网格进行填充,初始网格数量为442万,喷嘴出口附近区域网格初始尺寸为45 μm,计算过程中采用四面八叉树网格自适应算法对相界面位置的网格进行局部加密,加密/粗化等级为两级,当相界面的曲率高于1×10-5 m-1时开始加密,低于1×10-10 m-1时开始粗化。
燃料与氧化剂均从切向孔直接进入旋流腔室,氧化剂入口和燃料入口均为质量流量入口; 喷嘴出口边界为压力出口边界,出口压力为1 MPa。
由于张开的液膜处于波动的状态,因此为探究缩进数对喷嘴雾化锥角的影响,计算时,当N2O4与UDMH液膜完全铺展开后,对其瞬态流场进行统计平均,以消除液膜的瞬态波动对雾化锥角的影响。
为对计算模型进行校验,当lr=1 mm时,在常压环境下对喷嘴的雾化特性进行了水试试验,试验系统图如图3所示。试验系统由氮气瓶、水箱、过滤器、喷嘴、高速摄影系统、控制阀、流量计、压力表和管路组成。试验时,将喷嘴工装通过过滤器固定安装于支架上,通过氮气挤压式系统实现工质供应,在水箱上安装压力表,通过控制水箱压力与流量调节器来实现流量控制。在喷嘴上游、水箱下游安装流量计,监测并保证喷嘴供给流量; 喷嘴下游设置回收箱。试验所用高速相机拍摄频率为5 kHz,最小曝光时间为1 μs,高速相机镜头与喷嘴直线距离为0.5 m,试验过程中通过高速摄影对雾化细节进行拍摄。
本次试验工质为水,喷嘴出口压力为当地大气压101.6 kPa。试验时仅对中心喷嘴(即图1所示的氧化剂流路)供水,质量流量为95.5 g/s,外喷嘴不供水。试验结果如图4所示,经测量,水试雾化锥角为80°,水试喷嘴压降为0.86 MPa。
为探究在外混状态下,缩进数N对喷嘴流态的影响,本文取lr为0.0、0.5、1.0 mm,其对应的缩进数N分别为0、0.42和0.85。当N=0时,不同时刻下喷嘴内部的流场结构如图6所示,图6中红色标线位置处的压力变化曲线如图7所示。
图6中,空气相编号为0; UDMH相编号为1; N2O4相编号为2。观察图6(a)可知,在t=3.10 ms时,UDMH液膜已完全铺展开,其雾化锥角较大,为116°。可以看出,液膜刚出喷嘴出口时,由于惯性作用,其轴向速度较大,径向速度较小,不会立刻完全张开,因此刚开始张角较小,故称这一阶段为“惯性张开段”; 随着液膜向下游铺展,轴向速度逐渐转化为径向速度,雾化锥角逐渐增大。此时,中心喷嘴N2O4液膜开始打开,在液膜尾端对周围空气产生剧烈扰动,使得周围流线弯曲,从而产生较大的回流区。并且N2O4液膜与UDMH液膜之间形成夹缝,由于两道液膜处液相流体速度相对较高,会对周围低速空气产生射流卷吸效应,从而使空气速度增加,因此会在该夹缝中产生低压回流区。由图7(a)很明显可以看出:在该时刻,两道液膜中间压力明显低于两侧压力,两道液膜左右存在明显压差; 在该压差作用下,UDMH液膜逐渐向中心收拢,N2O4液膜逐渐向两侧偏斜。因此,当t=3.55 ms时,由图6(b)可知,UDMH液膜雾化锥角明显减小,为109°,液膜夹缝中的回流区域进一步扩大,并且N2O4液膜末端产生明显波动; 此外由图7(b)可以看出,此时N2O4液膜左侧与UDMH液膜右侧压力基本持平。在t=4.20 ms时,UDMH液膜张角进一步缩小为99°,N2O4液膜张角进一步增大,两道液膜在下游相撞,两道液膜中间形成封闭的环腔,此时两道液膜周围的流线相互汇聚,并且可以明显看出:在压差作用下,N2O4液膜向UDMH液膜“贴合”,使得N2O4液膜张角明显高于设计值86°。在液膜两侧压差以及表面张力的共同作用下,两道液膜的“贴合点”逐渐上移,在t=6.00 ms时,液膜中间的环腔趋于稳定,雾化锥角形成稳定的三维“裙裾”结构,雾化锥角维持在103°,由图7(c)与图7(d)可以看出,此时液膜两侧压差基本维持恒定。
当N=0.42时,不同时刻下喷嘴内部的流场结构如图8所示。由图8(a)可知,由于壁面的限制作用,与N=0相比,UDMH液膜张角明显减小,为102°,因此导致N2O4液膜与UDMH液膜撞击点明显前移; 由图8(b)可知,两道液膜撞击点明显靠近其“惯性张开段”,此时两道液膜均破碎,惯性相对较大,冲击力度较强,从而使得UDMH液膜末端张角明显增加,为109°,从而在靠近喷嘴出口附近产生气涡环腔,并且在环腔内部产生低压回流区; 如图8(c)所示,由于两道液膜距离较近,因此,根据伯努利效应,在压差作用下,两道液膜互相靠近,最终会完全贴合,此时液膜张角略微缩小,最后稳定在107°。在回流涡作用下,N2O4液膜与UDMH液膜表面产生明显的表面波,并且发生明显的褶皱变形,很快拉伸为液丝,从而使得其破碎长度明显缩短。
当N=0.85时,不同时刻下喷嘴的内部流场结构如图9所示。由图9(a)可知:两道液膜的撞击点几乎贴近喷嘴出口,并且壁面对液膜张开的限制作用明显增强,从而使得N2O4液膜张角明显减小。两道液膜之间的封闭环腔几乎全部位于缩进室内,此时在该封闭环腔内产生剧烈的涡流区,在回流涡卷吸作用下,N2O4与UDMH液膜表面的液滴从各自液膜上不断剥离、掺混,直至两道液膜完全贴合,雾化张角最终稳定在93°。此时[如图9(b)所示],与N=0和N=0.42相比,在喷嘴出口附近,两道液膜的变形程度明显增加,在缩进室内开始发生N2O4与UDMH混合,从而使其破碎长度进一步缩短。
当N=1时,不同时刻下喷嘴的内部流场结构如图 10所示。如图 10(a)所示,两道液膜初始撞击点位于喷嘴出口处,并在缩进室内形成封闭环腔。如图 10(b)所示,随着时间推移,在回流涡卷吸作用下,两道液膜上的液滴逐渐剥离、掺混,两道液膜在缩进室内的缝隙逐渐消失,并在缩进室内形成一对稳定的正反涡对,在该涡对的作用下,N2O4与UDMH来流在缩进室内互相混合。另外,由于两道液膜在喷嘴出口处相撞,因此对流场产生较为强烈的扰动,使得缩进室内涡流强度增大,从而加剧液膜在缩进室内的变形程度,因此使得液膜破碎距离大幅度降低,基本一出喷嘴出口即拉伸为液丝或破碎为大液块。
当N>1时,不同N下两道液膜撞击点的位置如图 11所示。显然,当N>1时,随着N增大,液膜撞击点相对喷嘴出口的距离越远。由图 12可得,N2O4与UDMH两相流体在缩进室内即完成掺混。并且与N=1相比,液膜的破碎距离有所增加。这是因为较长的缩进距离对混合流体起到整流作用,使得流体在喷嘴出口处的表面波动减弱,从而使得破碎距离增加。同时,混合液膜在喷嘴出口处由于惯性不会立刻破碎打开,会在下游将轴向速度进一步转化为径向速度,因此其雾化锥角会略有增加。由图 12可得,当流场结构稳定后,N=1.27时喷嘴雾化锥角为79°,N=1.70时喷嘴雾化锥角为82°,N =3.39时喷嘴雾化锥角为84°。
本文计算工况下,外喷嘴出口处的UDMH液膜厚度为0.45 mm,液膜轴向流速为30.29 m/s; 中心喷嘴出口处的N2O4液膜厚度为0.37 mm,液膜轴向流速为22.04 m/s。根据上述分析,不同N下喷嘴的雾化锥角大小如图 13所示。
由图 13可以看出:当N<1时,喷嘴雾化锥角随着N的增加呈现先增加后减小的趋势; 当N=1时,喷嘴的雾化锥角达到最小。这是因为当N=0时,外喷嘴液膜张角较大,内喷嘴液膜张角较小,内外两道液膜中间形成低压区,该低压区会使得外喷嘴液膜张角缩小,内喷嘴液膜张角增大,并且最终在液膜尾端两道液膜相互贴合; 当N=0.42时,虽然由于缩进长度增加,壁面的限制作用会导致外喷嘴的液膜张角缩小,但是由于内喷嘴液膜与外喷嘴液膜的撞击点位于外喷嘴液膜的“惯性张开段”,在撞击力作用下,外喷嘴液膜末端张角增大; 当N=0.85时,一方面由于缩进长度增加导致壁面限制作用增强,从而使得外喷嘴液膜张角减小,另一方面由于两道液膜之间距离进一步缩小,伯努利效应使得中心喷嘴液膜对外喷嘴液膜的“吸附”效应增强,从而使得雾化锥角进一步缩小,并且在回流涡的作用下,两道液膜开始在缩进室内部完成部分掺混; 当N=1时,由于液膜撞击点正好位于喷嘴出口处,从而使得喷嘴出口处的流场剧烈扰动,同时使得缩进室内部液膜的变形程度进一步增加,从而使喷嘴出口处的液膜还未来得及完全张开即拉伸为液丝而破碎,因此此时的雾化锥角减小为最小值。
由图 13还可以看出:当N>1时,喷嘴的雾化锥角略微增加。这是因为随着缩进长度的增加,一方面由于缩进长度增加而导致的壁面限制作用减弱,另一方面,缩进长度增加会对缩进室内部的混合流体起到整流作用,使得混合液膜的表面波强度减弱,液膜变形程度降低,从而使得液膜破碎距离增加,因此在喷嘴下游,液膜的轴向速度会进一步转化为径向速度从而导致液膜张角略微增加。
本文以液液同轴离心喷嘴为研究对象,中心喷嘴工质为N2O4,喷嘴出口处N2O4液膜厚度为0.37 mm,轴向流速为22.04 m/s; 外喷嘴工质为UDMH,喷嘴出口处UDMH液膜厚度为0.45 mm,轴向流速为30.29 m/s,通过仿真计算探究了缩进数N对液液同轴离心喷嘴内部流态以及雾化锥角的影响,主要结论如下。
1)缩进数N<1时,喷嘴的雾化锥角呈现先增后减的趋势,当N=1时,喷嘴的雾化锥角达到最小值,当缩进数N>1时,喷嘴的雾化锥角略微增大。
2)在无缩进状态下,UDMH液膜与N2O4液膜会在喷嘴外形成低压区,该低压区会对两道液膜产生吸附作用,使得UDMH液膜张角减小,N2O4液膜张角增大,最终两道液膜在末端贴合在一起,中间形成稳定的气涡间隙。
3)缩进数N>0.85后,在缩进室内部回流涡的作用下,UDMH与N2O4在缩进室内部发生明显的掺混,液膜变形程度加剧; 当N>1.27后,缩进长度的增加会对缩进室内部的混合流体起到整流作用,使得混合液膜的破碎长度增加。