PDE点火室内凝胶汽油雾化特性的试验研究

杨建鲁,翁春生,白桥栋

(南京理工大学 瞬态物理国家重点实验室,江苏 南京 210094)

凝胶推进剂是一种具有广阔应用前景的新型推进剂。与传统推进剂相比,凝胶推进剂不仅具有固体推进剂使用安全、不易泄露、易于长期储存的优点,还具有液体推进剂比冲大、推力可调、易于实现多次点火的优点,是当前国内外专家学者的研究热点[1]。Santos等[2]配制了以JP-8和RP-1为基燃料,以二氧化硅为凝胶剂的凝胶推进剂,并对其流变学特性进行了试验研究。曹钦柳等[3]采用VOF模型对凝胶推进剂的伪流动现象进行了数值研究。Fakhri等[4]研究了凝胶推进剂模拟液的双股撞击式雾化特性。2008年张蒙正等[5]采用激光全息技术研究了凝胶水的双股互击式雾化特性。杨建鲁等[6]采用粒子图像速度系统试验研究了凝胶汽油的双股撞击式雾化流场液滴速度分布。Beak等[7]对含纳米颗粒的凝胶燃料模拟工质进行了双股撞击式雾化特性的实验研究,并与水的雾化进行了对比。Lee等[8]实验研究了凝胶燃料模拟工质的3股撞击式雾化特性,比较了雾化撞击角和工质绝对黏度等对雾化扩散角和雾化波长的影响。

脉冲爆轰发动机(pulse detonation engine,PDE)是一种新概念动力系统,具有热循环效率高、推重比大、比冲大、工作范围宽、单位燃料消耗率低、结构简单、工作可靠等众多潜在优点[9],在航空、航天、兵器等领域具有广阔的应用前景。赵炜等[10]采用数值模拟的方法研究了热射流点火对脉冲爆轰发动机管内火焰加速及爆轰波触发的影响。Allgood等[11]研究了氢气/空气在脉冲爆轰发动机内的工作特性,采用试验研究与数值模拟对比的方法对PDE流场进行了分析。韦伟等[12]采用CE/SE方法数值模拟了点火位置对气固两相脉冲爆轰发动机工作性能的影响。

将凝胶推进剂应用于脉冲爆轰发动机,结合二者的优点,实现凝胶推进剂在脉冲爆轰发动机上的稳定、高效工作具有重要意义。当前,脉冲爆轰发动机主要采用缓燃转爆轰的方式进行点火起爆[9]。对于气-液两相PDE,燃料的雾化品质对其点火起爆过程具有重要影响。因此,研究凝胶燃料在脉冲爆轰发动机中的雾化特性,提升点火室内凝胶燃料的雾化品质、降低液滴粒径对实现凝胶燃料在PDE上的快速起爆,缩短缓燃转爆轰距离,保证脉冲爆轰发动机稳定、高效地工作具有重要意义。

本文将简单、高效的撞击式雾化方式应用到脉冲爆轰发动机上,探索实现凝胶汽油在脉冲爆轰发动机上高效雾化的方法;分析了凝胶汽油射流撞击点位置、PDE氧化剂气源供气压力、挡风凹腔等因素对凝胶汽油在PDE点火室内雾化品质的影响,为提升PDE工作性能提供参考。

1 试验系统及试验方法

1.1 试验系统

本文采用的凝胶推进剂是以95#汽油为基燃料,以纳米二氧化硅为凝胶剂配制而成的凝胶汽油,凝胶剂的质量分数为4.0%。配制过程中应用超声波振荡、空化技术并结合机械式搅拌的方法,实现汽油与凝胶剂的充分混合。

1.2 试验方法

为了研究凝胶汽油在脉冲爆轰发动机点火室内雾化后的液滴粒径分布特性,探索提升PDE管内雾化品质的方法,设计了基于马尔文粒径测试系统的PDE管内雾化粒径分布测试实验装置,如图2所示。在PDE管内粒径测试过程中,马尔文粒度仪通过激光发射端发射激光,激光穿过测试窗口后打在管内雾化后的液滴上,经液滴折射后继续向前传播,最后由马尔文粒度仪接收端捕获液滴粒径分布信号。为了防止PDE管内的液滴沾附在测试窗口的透光玻璃上,导致测试窗口被污染,在测试窗口内侧设计了吹扫孔,在测试时通过吹扫孔对透光玻璃吹扫氮气,保证测试窗口的洁净。

图2 PDE点火室内液滴粒径分布测试示意图

测试时,凝胶汽油采用双股撞击式雾化装置进行雾化,以高压氮气为驱动力实现燃料的流动和喷射雾化,通过减压阀控制凝胶汽油喷射压力p的大小,如图1所示。为了尽可能与PDE点火工作时点火室内的雾化流场保持一致,液滴粒径分布测试时同样为PDE供给氧化剂。脉冲爆轰发动机的氧化剂气源由2瓶压缩空气和1瓶压缩氧气组成,通过调节气瓶出口处的减压阀控制空气和氧气的供给压力,通过气体供给管路上的电磁阀控制氧化剂的通断。

雾化装置为双股撞击式雾化喷嘴,喷嘴为直射式喷嘴,喷嘴孔径为0.8 mm,喷嘴长径比为6.0,撞击角θ=120°。氧化剂进气通道由3个与PDE横断面呈中心对称分布的进气管构成,进气管直径为30 mm,发动机进气方式为切向进气,如图3所示。文氏管位于喷嘴之后,文氏管喉部距离PDE推力壁115 mm。

图3 PDE氧化剂进气通道示意图

为了研究PDE氧化剂气源供气压力对凝胶汽油雾化特性的影响,本文测试了空气供气压力pair分别为0.8 MPa,1.0 MPa和1.2 MPa,凝胶汽油喷射压力p分别为0.50 MPa,0.75 MPa,1.00 MPa和1.25 MPa时,PDE点火室内雾化液滴的索太尔平均直径。

2 实验结果及分析

2.1 雾化撞击点位置对PDE点火室内雾化液滴粒径的影响

图4为PDE氧化剂气源空气供气压力pair=1.2 MPa,氧气供气压力po=0.4 MPa时,凝胶汽油双股撞击雾化射流撞击点到文氏管喉部距离d分别为5 mm,40 mm和75 mm条件下测试通道1处(距离发动机推力壁285 mm)的液滴粒径索太尔平均直径D32随喷射压力p的变化曲线。表1为d分别为5 mm,40 mm,75 mm时,不同压力条件下距离推力壁285 mm位置处PDE点火室内的液滴索太尔平均直径。

图4 撞击点到文氏管喉部距离对凝胶汽油雾化后液滴索太尔平均直径的影响

d/mmp/MPaD32/μm50.500.751.001.25124.7133.5147.7155.3400.500.751.001.25131.4143.9152.3159.8750.500.751.001.25146.8160.8171.2178.3

由图4和表1可知,在喷射压力p相同的条件下,d=5 mm时的雾化液滴索太尔平均直径最小,d=75 mm时的雾化液滴索太尔平均直径最大。由图1可知,当d=75 mm时,凝胶汽油撞击式雾化的撞击点恰好在PDE氧化剂的进气管出口处,氧化剂气流以100 m/s以上的速度通过进气管沿切向喷入PDE。此时,氧化剂气流直接吹扫在凝胶汽油射流上。根据液体圆柱自由射流的稳定性分析,射流喷射到空气中后其表面由于扰动的存在会形成表面波,表面波的振幅受射流速度、外界扰动和射流长度的影响,射流速度越大、外界扰动越强、射流长度越长,表面波的振幅也越大。当表面波振幅增大到一定程度后,射流表面的液体就会脱离射流表面而形成直径较大的液滴。在凝胶汽油的撞击雾化过程中,高速氧化剂气流导致射流表面的波动和剥离,而脱离射流表面的粒径较大的液滴颗粒被气流迅速带走,导致凝胶汽油射流撞击雾化效果下降。因此,d=75 mm时的液滴索太尔平均直径较大。随着d的减小,撞击点距离PDE进气通道的距离不断增大,当d=40 mm和d=5 mm时,撞击点到进气通道出口的距离分别为35 mm和70 mm。此时氧化剂气体进入PDE后发生膨胀减速,气流速度明显低于PDE进气通道出口处的速度,因此,凝胶汽油射流表面的液体剥离量减少,撞击式雾化效果得到提升,雾化后的液滴索太尔平均直径减小。

2.2 氧化剂气源空气供气压力对PDE点火室内雾化液滴粒径的影响

氧化剂气源压力的大小决定了PDE内部气流速度的大小,而PDE内部气流速度又会对凝胶汽油撞击式雾化的效果产生影响。因此,本节着重讨论氧化剂气源供气压力对PDE点火室内雾化液滴粒径的影响。

图5为d=5 mm,po=0.4 MPa,pair=0.8 MPa,1.0 MPa,1.2 MPa时,距离推力壁285 mm处PDE点火室内的雾化液滴索太尔平均直径D32随喷射压力p的变化曲线。

图5 PDE空气供气压力对液滴索太尔平均直径的影响

表2给出了不同氧化剂气源空气供气压力条件下的索太尔平均直径。结合图5和表2可知,氧化剂气源空气供气压力pair越高,PDE管内雾化液滴的索太尔平均直径D32越大。这是由于随着pair的增大,PDE管内的气流速度也不断增大,在po=0.4 MPa条件下,空气供气压力分别为pair=0.8 MPa,1.0 MPa,1.2 MPa时,测量得到的PDE管内气流平均速度分别为33.6 m/s,40.4 m/s和45.6 m/s。PDE管内气流速度越大,凝胶汽油射流在撞击雾化前受到的氧化剂气流扰动作用越剧烈,射流表面的波动现象和液体剥离现象也越严重,导致雾化后的D32越大。

信息服务共享将加强认证认可国际交流与合作，在认证认可业务运营中迅速准确实现供需双方匹配和交易。“一带一路”认证认可信息服务共享具备开放性、扩展性以及适应性的特性，信息共享模式还有待更多研究者进行积极的探索，创新共享模式，持续保持数据的实时性和灵活性，对认证认可信息服务共享做更深入的研究，促进数据流动，使企业及时掌握资讯，带来更多新的认证认可业务，促进相关国家、社会和共享相关方利益的不断提升，推动我国与“一带一路”沿线国家认证认可互认，减少贸易壁垒，为沿线国家提供便利，促进贸易便利化。

表2 不同空气供气压力和喷射压力条件下,距离推力壁285 mm位置处的液滴索太尔平均直径

2.3 挡风凹腔对PDE点火室内雾化液滴粒径的影响

由以上分析可知,PDE内部氧化剂气流速度对凝胶汽油的撞击式雾化具有扰动作用,该扰动作用随着氧化剂气源供气压力的增大而增大,对提升凝胶汽油的雾化品质十分不利。因此,为了克服PDE内部气流对凝胶汽油撞击式雾化的不利影响,对撞击式雾化装置进行了改进,为撞击式喷嘴设计和加装了挡风凹腔,挡风凹腔的长度、宽度和高度分别为lc,wc,hc,如图6所示。

图6 挡风凹腔示意图和实物图

根据双股撞击式雾化喷嘴结构尺寸和PDE内部空间,共设计了3种不同尺寸的挡风凹腔,如表3所示,研究了不同尺寸的挡风凹腔对PDE点火室内雾化粒径的影响。

表3 3种挡风凹腔结构尺寸

图7为d=5 mm,po=0.4 MPa时,空气供气压力pair=0.8 MPa,1.0 MPa,1.2 MPa条件下距离推力壁285 mm处中心轴线上的液滴索太尔平均直径D32随喷射压力p的变化曲线。

图7 挡风凹腔对PDE管内索太尔平均直径的影响

对比图7(a)和图7(b)可知,挡风凹腔对凝胶汽油在PDE内的撞击式雾化具有重要影响,主要影响体现在以下三方面:①加装挡风凹腔后液滴索太尔平均直径D32大幅降低,凝胶汽油的雾化品质得到有效提升。②加装挡风凹腔前后液滴索太尔平均直径D32随喷射压力p的变化趋势发生根本变化:未加装挡风凹腔时,D32随喷射压力p的增大而增大;加装挡风凹腔后,D32随喷射压力p的增大而减小。③索太尔平均直径D32随空气供气压力pair的变化同样发生改变:未加装挡风凹腔时,空气供气压力pair越大,D32越大;加装了挡风凹腔后,空气供气压力越大,D32越小。

由前文分析可知,PDE管内氧化剂气流对凝胶汽油的撞击式雾化具有重要影响,在雾化过程中氧化剂气流对凝胶汽油射流造成扰动,导致射流表面发生波动和液体剥离,氧化剂气流速度越大越不利于凝胶汽油的雾化。加装挡风凹腔后,凝胶汽油射流得到有效保护,射流表面气流速度降低,表面波动现象和液滴剥离现象得到有效减弱,雾化品质得到提升。表4为加装1#挡风凹腔时,空气供气压力pair=0.8 MPa,1.0 MPa,1.2 MPa条件下,距离PDE推力壁285 mm位置处中心轴线上的液滴索太尔平均直径。

表4 加装1#挡风凹腔时,距离推力壁285 mm位置处的液滴索太尔平均直径

对比表2和表4可知,与未加装挡风凹腔情况相比,加装了1#挡风凹腔后PDE管内凝胶汽油雾化后的液滴索太尔平均直径大幅降低。图8为与无挡风凹腔相比,加装了1#挡风凹腔后液滴索太尔平均直径的绝对降低幅度ΔD32和相对降低幅度σD32随喷射压力p的变化曲线。由图8(a)和图8(b)可知,当喷射压力p=0.50 MPa,0.75 MPa,1.00 MPa,1.25 MPa时,在空气供气压力pair=0.8 MPa条件下D32的绝对降低幅度ΔD32=7.4 μm,20.4 μm,28.9 μm,34.7 μm,相对降低幅度σD32=8.44%,21.14%,28.33%,33.11%。由此可见,在撞击雾化过程中,挡风凹腔对凝胶汽油射流起到了保护作用,雾化品质得到有效提升。当空气供气压力pair=0.8 MPa,1.0 MPa,1.2 MPa时,在喷射压力为p=0.50 MPa条件下,凝胶汽油未加装挡风凹腔雾化后的液滴D32=87.7 μm,105.5 μm,124.7μm,D32随空气供气压力的增大而增大;而加装1#挡风凹腔后D32=80.3 μm,76.0 μm,70.7 μm,D32随空气供气压力的增大而减小。

图8 加装1#挡风凹腔后液滴索太尔平均直径的绝对降幅和相对降幅变化曲线

由以上数据可知,加装挡风凹腔前后液滴索太尔平均直径D32随空气供气压力的变化趋势相反,这是由于未加装挡风凹腔时PDE内部氧化剂气流对凝胶汽油射流表面造成不利影响,空气供气压力越大,氧化剂气流对射流表面造成的不利影响越大,D32越大。加装了挡风凹腔后,由于挡风凹腔对凝胶汽油射流的保护作用,PDE内部气流对射流造成的不利影响被大大削弱,而空气供气压力的增大提升了PDE内部气流的流速,凝胶汽油在完成撞击雾化后受到气流的剪切作用发生二次雾化,空气供气压力越大,脉冲爆轰发动机内部气流速度越大,二次雾化也越剧烈,液滴索太尔平均直径越小。当喷射压力p=0.50 MPa,0.75 MPa,1.00 MPa,1.25 MPa时,在空气供气压力pair=0.8 MPa条件下,凝胶汽油未加装挡风凹腔雾化后的D32=87.7 μm,96.5 μm,102.0 μm,104.8 μm,D32随喷射压力的增大而增大。加装了1#挡风凹腔后液滴D32=80.3 μm,76.1 μm,73.1 μm,70.1 μm,D32随喷射压力的增大而减小。由此可知,加装挡风凹腔前后凝胶汽油撞击雾化后的液滴索太尔平均直径D32随喷射压力的变化趋势相反。这是由于在撞击雾化过程中,凝胶汽油射流由喷嘴喷出后射流表面由于周围气流的扰动作用会发生波动现象和液体剥离现象,液体剥离后被脉冲爆轰发动机内部的氧化剂汽油快速带走,喷射压力p越大,凝胶汽油射流表面的波动和液体剥离越严重,气流由射流表面带走的大粒径液滴越多,凝胶汽油雾化后的液滴索太尔平均直径D32越大;加装了挡风凹腔时,射流表面的气流速度大大降低,气流对凝胶汽油射流的扰动作用减弱,随着喷射压力的增大,凝胶汽油射流撞击能量也增大,凝胶汽油雾化更充分,液滴索太尔平均直径D32减小。

图9为po=0.4 MPa,pair=1.2 MPa时,不同尺寸的挡风凹腔对距离推力壁285 mm位置处雾化液滴索太尔平均直径D32的影响。由图9可知,加装1#挡风凹腔时的D32最小,加装3#挡风凹腔时的D32最大。当喷射压力p=0.50 MPa,0.75 MPa,1.00 MPa,1.25 MPa时,加装1#挡风凹腔时,液滴索太尔平均直径D32=70.7 μm,64.7 μm,60.6 μm,57.6 μm;加装2#挡风凹腔时,D32=99.2 μm,90.0 μm,83.7 μm,80.3 μm;加装3#挡风凹腔时,D32=106.7 μm,100.6 μm,96.4 μm,94.8 μm。由以上数据可知,挡风凹腔的结构尺寸对凝胶汽油在脉冲爆轰发动机内的撞击雾化具有影响,由于3#挡风凹腔的结构尺寸最大,腔体的长度、宽度和高度分别为lc=50.0 mm,wc=18.0 mm,hc=30.0 mm,腔体内空间最大,PDE内氧化剂气流可由空腔两侧流入腔体形成涡流,对凝胶汽油射流造成扰动,导致雾化后的液滴索太尔平均直径增大。1#挡风凹腔腔体的长度、宽度、高度分别为lc=30.0 mm,wc=18.0 mm,hc=20.0 mm,其腔体内部空间仅为3#挡风凹腔的40%,腔体空间较小,不易形成气体涡流,因此凝胶汽油雾化后的液滴索太尔平均直径较小。

图9 挡风凹腔的结构尺寸对PDE管内雾化索太尔平均直径的影响

3 结论

本文以脉冲爆轰发动机为基础,采用马尔文粒度仪研究了凝胶汽油双股撞击式雾化在点火室内的雾化特性。根据脉冲爆轰发动机管内雾化条件设计了挡风凹腔,有效地提升了凝胶汽油在PDE管内的雾化品质,并得出以下结论:

①撞击点位置对凝胶汽油在脉冲爆轰发动机内撞击雾化具有重要影响,撞击点距离PDE氧化剂进气通道越远,距离文氏管喉部越近,则液滴索太尔平均直径越小,雾化效果越好。

②脉冲爆轰发动机管内氧化剂气流对凝胶汽油的雾化具有不利影响,为此本文为双股撞击式雾化装置设计了挡风凹腔结构。挡风凹腔对凝胶汽油在PDE内的撞击式雾化具有重要影响,主要影响体现在以下三方面:a.加装挡风凹腔可有效降低凝胶汽油雾化后的液滴索太尔平均直径,雾化品质得到大大提升。b.加装挡风凹腔前后凝胶汽油雾化后的液滴索太尔平均直径随空气供气压力的变化趋势相反。未加装挡风凹腔时脉冲爆轰发动机气源空气供气压力越大,液滴索太尔平均直径越大;加装挡风凹腔后空气供气压力越大,液滴索太尔平均直径越小。c.未加装挡风凹腔时雾化后的液滴索太尔平均直径随喷射压力的增大而增大,而加装了挡风凹腔后液滴索太尔平均直径随喷射压力的增大而减小。

③挡风凹腔结构尺寸对凝胶汽油的撞击式雾化具有较大影响,挡风凹腔尺寸越大,凹腔内气体涡流越剧烈,雾化后的液滴索太尔平均直径越大。

[1] NATAN B,RAHIMI S. The status of gel propellants in year 2000[J]. Combustion of Energetic Materials,2002,5(1):172-194.

[2] SANTOS P H S,ARNOLD R,ANDERSON W E,et al. Characterization of JP-8/SiO2and RP-1/SiO2gels[J]. Engineering Letters,2010,18(1):41-48.

[3] 曹钦柳,封锋,邓寒玉. 基于VOF 模型的凝胶推进剂的伪流动研究[J]. 弹道学报,2017,29(2):65-69,96.

CAO Qinliu,FENG Feng,DENG Hanyu. Research on spurious currents of gel propellant based on VOF model[J]. Journal of Ballistics,2017,29(2):65-69,96. (in Chinese)

[4] FAKHRI S,LEE J G,YETTER R A. Atomization and spray characteristics of gelled-propellant simulants formed by two impinging jets:AIAA-2009-5241[R]. Denver,Colorado:AIAA,2009.

[5] 张蒙正,杨伟东,王玫. 双股互击式喷嘴凝胶水雾化特性试验[J]. 推进技术,2008,29(1):22-24,61.

ZHANG Mengzheng,YANG Weidong,WANG Mei. Test of unlike impinging injector atomization characteristic with gelled water[J]. Journal of Propulsion Technology,2008,29(1):22-24,61. (in Chinese)

[6] 杨建鲁,翁春生,白桥栋,等. 凝胶汽油双股撞击式雾化速度场实验研究[J]. 兵工学报,2015,36(9):1 671-1 679.

YANG Jianlu,WENG Chunsheng,BAI Qiaodong,et al. Experimental research on velocity field of impinging atomization of gel gasoline[J]. Acta Armamentarii,2015,36(9):1 671-1 679. (in Chinese)

[7] BEAK G,KIM S,HAN J,KIM C. Atomization characteristics of impinging jets of gel material containing nanoparticles[J]. Journal of Non-Newtonian Fluid Mechanics,2011,166:1 272-1 285.

[8] LEE I,KOO J. Break-up characteristics of gelled propellant simulants with various gelling agent contents[J]. Journal of Thermal Science,2010,19(6):545-552.

[9] 严传俊,范玮. 脉冲爆震发动机原理及关键技术[M]. 西安:西北工业大学出版社,2005.

YAN Chuanjun,FAN Wei. Pulse detonation engine principle and key technology[M]. Xi’an:Northwestern Polytechnical University Press,2005. (in Chinese)

[10] 赵炜,韩启祥,王家骅,等. 热射流点火对爆震管内火焰加速及爆震波触发影响的数值研究[J]. 航空动力学报,2015,30(1):38-45.

ZHAO Wei,HAN Qixiang,WANG Jiahua,et al. Numerical study on effect of hot jet ignition on flame acceleration and detonation initiation in detonation tube[J]. Journal of Aerospace Power,2015,30(1):38-45. (in Chinese)

[11] ALLGOOD D,GUTMARK E,MEYER T,et al. Computational and experimental studies of pulse detonation engines:AIAA-2003-889[R]. Reno,Nevada:AIAA,2003.

[12] 韦伟,翁春生. 基于三维两相CE/SE 方法的点火位置对固体燃料PDE 的影响研究[J]. 弹道学报,2016,28(3):65-70.

WEI Wei,WENG Chunsheng. Analysis of the influence of different ignition location on pulse detonation engine with solid fuel based on three-dimensional two-phase CE/SE method[J]. Journal of Ballistics,2016,28(3):65-70. (in Chinese)