Исследование коаксиальных соосно-струйных форсунок с профилированной выходной частью в модельной кислородно-водородной камере Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.453/457

ИССЛЕДОВАНИЕ КОАКСИАЛЬНЫХ СООСНО-СТРУИНЫХ ФОРСУНОК С ПРОФИЛИРОВАННОЙ выходной частью В МОДЕЛЬНОЙ КИСЛОРОДНО-ВОДОРОДНОЙ КАМЕРЕ

В. Д. Горохов

Рассматриваются конструкции коаксиальных соосно-струйных форсунок с видоизмененной выходной частью. Приведены результаты теоретических и экспериментальных исследований по влиянию профиля выходного сечения форсунки на распределение тепловых потоков и полноту смесеобразования

Ключевые слова: жидкостный ракетный двигатель, форсунка

В смесительных головках кислородноводородных ЖРД в основном применяются двухкомпонентные коаксиальные соосноструйные форсунки [4,5,8].

Одной из основных проблем при создании форсунок является обеспечение предельно возможной полноты сгорания компонентов, что обеспечивается увеличением площади по-

верхности соприкосновения компонентов и уменьшением характерного поперечного размера струи одного из компонентов. В известных форсунках выполнение указанных условий приводит к значительному усложнению конструкции.

В соосно-струйной форсунке качество процесса распыла определяется скоростью разрушения центральной струи жидкого кислорода и средним диаметром формируемых капель (тонкостью распыла) [4,5].

Общеизвестная коаксиальная соосноструйная форсунка [1,2,4] содержит наконечник в виде полого цилиндра, соединяющего полость кислорода с полостью камеры сгорания, втулку, охватывающую с кольцевым зазором наконечник и соединяющую полость газообразного горючего с полостью камеры сгорания. В данной форсунке окислитель подается по осевому каналу внутри наконечника, а горючее - по кольцевому зазору между газовой втулкой и наконечником. Форсунки такого типа применены во многих кислородно-водородных двигателях, например, РД0120 (рис.1), SSME (рис. 2), LE-5, Vulcan, НМ-60 и др.

Несмотря на значительное количество конструкций форсунок, реализующих соосноструйную схему подачи, выходная часть форсунки остается практически постоянной - полая втулка, охватывающая с кольцевым зазором наконечник (рис. 3).

При подаче окислителя через наконечник с круглым выходным сечением, на выходе из форсунки образуется достаточно длинная струя нераспавшейся части жидкости характерной формы, что не обеспечивает качественного распыла и перемешивания компонентов топлива, приводит к уменьшению коэффициента полноты сгорания топлива, и, соответственно, потерям удельного импульса тяги [2, 3].

2 4 15 3

Горохов Виктор Дмитриевич - ВГТУ, канд. техн. наук, доцент, тел. (4732) 63-36-73

Рис. 1. Соосно-струйная форсунка двигателя РД0120

1 - корпус; 2 - наконечник; 3 - наконечник окислителя; 4 - каналы; 5 - жиклер; 6 - канал генераторного газа; 7 - втулка

Необходимо заметить, что в форсунках кислородно-водородных двигателей типа КЬ10 в кислородном канале установлен специальный завихритель для придания закрутки струе кислорода и улучшения условий разрушения струи.

При профилировании наконечника окислителя форсунки улучшение условий смесеобразования происходит за счет следующих факторов, влияющих на длину зоны перемешивания компонентов топлива [2]:

- увеличение периметра контакта компонентов;

- уменьшение площади поперечного сечения центральной части струи;

- увеличение коэффициента начальной турбулентности струй.

Рис. 2. Соосно-струйная форсунка двигателя 88МБ

1 - днище; 2 - наконечник; 3 - спиральные ребра; 4 - пористые фильтры; 5 - втулка с каналами; 6 - втулка; 7 - вставка; 8 - пористое днище

£•53;-

-р

Рис. 3. Форма струи эталонной коаксиальной соосно-струйной форсунки

Максимальный периметр контакта при трансформации круглого сечения в профилированное при неизменной площади выходного сечения обеспечивается при образовании двух ребер, т.е. плоской симметричной щели, но при этом образованная щель может выходить за пределы газовой втулки. Проведенные расчеты показывают, что для выходного сечения коаксиальной соосно-струйной форсунки, выполненного в виде плоской щели, периметр контакта увеличивается с П=1Пэ до П=(2,9...3,1)Пэ по сравнению с круглым выходным сечением, причем с увеличением толщины луча периметр контакта уменьшается.

При трансформации круглого выходного сечения в плоскую щель струя имеет на выходе сечение одинаковой толщины, без центральной части. Несмотря на значительное увеличение периметра контакта компонентов и уменьшение характерного поперечного размера струи окислителя, в чистом виде такое решение применять нецелесообразно, так как это приводит к росту габаритных размеров наконечника, втулки, и,

следовательно, уменьшению числа форсунок смесительной головки

Для уменьшения габаритных размеров выходной части наконечника плоское выходное сечение может быть спрофилировано в круглое или 2-образное. В этом случае реализуется схема подачи компонентов «горючее - окислитель - горючее».

Проведенный анализ показывает, что для форсунки с профилированным наконечником с тремя ребрами периметр контакта увеличивается с П=1Пэ до П=(1,6...1,8)Пэ по сравнению с эталонной форсункой, а для форсунки с профилированным наконечником с четырьмя ребрами

- с П=1Пэ до П=(1,35...1,5)Пэ .

В настоящее время наиболее исследована форсунка с наконечником с четырьмя лучами (рис. 4), так называемая «крестовая», что объясняется достаточно высокой технологичностью и незначительным ростом ее габаритных размеров при профилировании наконечника.

3 2 4 А_А

"77 ~\ гп I

Рис. 4. Соосно-струйная форсунка по патенту РФ на изобретение №2161719 1-корпус форсунки; 2-кислородный канал; 3-профилированное выходное сечение;

4-эквидистантный зазор; 5-втулка

Такое изменение формы выходного сечения, с круглого на четырех лучевое, с одной стороны, позволяет улучшить условия разрушения струи по сравнению с форсункой с круглой струей, с другой - наличие достаточно выраженной центральной части струи не позволяет в полной мере реализовать преимущества данного технического решения.

В то же время, необходимо отметить, что при четырех лучах в струе окислителя появляется достаточно выраженная центральная часть, что приводит к ухудшению условий распадения струи по сравнению с форсункой с тремя лучами. Проведенные исследования показали, что для форсунки с четырьмя лучами площадь центральной части струи увеличивается в 1,9-2

раза по сравнению с форсункой с тремя лучами для случая с плавными радиусами переходов и до 1,9-2,3 для случая с прямолинейными участками, что приводит к ухудшению условий рас-падания струи.

Площадь центральной части трехлучевой струи по отношению к площади эталонной форсунки составляет (0,11-0,15)Бэ, а четырех-лучевой-(0,22-0,30).

Форсунки с профилированным наконечником с пятью лучами обеспечивают увеличение периметра контакта компонентов с П=1Пэ до П=(1,1...1,3)Пэ по сравнению с круглым выходным сечением. При этом поперечное сечение струи имеет ярко выраженную центральную часть с небольшими лучами, что практически не сказывается на условиях распада струи.

Дальнейшее увеличение числа лучей более трех-четырех представляется нецелесообразным, учитывая значительное усложнение технологии изготовления и незначительный эффект или полное его отсутствие от профилирования сечения.

Коаксиальная соосно-струйная форсунка с профилированным наконечником с тремя лучами представлена на рис. 5.

А

Рис. 5. Соосно-струйная форсунка по патенту России №2291977 1-корпус форсунки; 2-кислородный канал; 3-профилированное выходное сечение;

4-эквидистантный зазор; 5-втулка

Исследование эффективности рабочего процесса для коаксиальных соосно-струйных форсунок с профилированной выходной частью с четырьмя лучами проводилось в камере модельного кисло-родно-водородного двигателя, состоящей из следующих основных узлов (рис.6): 1- смесительная головка камеры; 2- запальная вставка; 3- вставка; 4- цилиндр камеры; 5- сопло камеры.

Смесительная головка 1 модельной камеры состояла из следующих основных частей: блока горючего, блока окислителя и соосноструйных форсунок.

Форсунки окислителя выполнены в виде полых трубок с резьбой на конце и установлены в блоке окислителя с фторопластовым уплотнением. Наконечники форсунок окислителя соосно входят во втулки блока горючего, образуя коаксиальные двухкомпонентные соосноструйные форсунки.

1- смесительная головка камеры; 2 - вставка запальная; 3 - вставка; 4 - цилиндр камеры; 5 -сопло камеры

Такая конструкция смесительной головки позволяет испытывать различные варианты форсунок на одной смесительной головке.

При испытаниях использовалась смесительная головка с 19 соосно-струйными форсунками.

Все узлы модельного ЖРД, за исключением смесительной головки газогенератора и некоторых вариантов смесительной головки камеры, охлаждались водой.

Проведенные огневые испытания на компонентах кислород-водород/генераторный газ показали, что характер протекания рабочего процесса в камере сгорания при использовании в качестве горючего газообразного водорода с температурой от 200 до 450 К вместо генераторного газа с температурой от 750 до 95 0К существенно изменяется.

Отчасти это связано с тем, что в условиях камеры сгорания, работающей на компонентах кислород - генераторный газ, разрушение центральной жидкой кислородной струи при температуре ТО2 =90. 100К горячим генераторным газом при температуре Тг « 800К происходит при температуре поверхности струи кислорода, близкой к температуре кипения, а коэффициент поверхностного натяжения жидкости сильно зависит от температуры жидкости. Это подтверждено при испытаниях эталонных и усовершенствованных форсунок на модельных камерах [2]. При температуре водорода, поступающего в смесительную головку, равной 300450 К, на соосно-струйной форсунке с профилированной выходной частью наконечника окислителя и цилиндрической газовой втулкой максимальное значение коэффициента полноты

смесеобразования получено на 0,53-0,63% ниже, чем на восстановительном генераторном газе.

Для анализа эффективности различных вариантов форсунок, параметры экономичности при огневых испытаниях приводились к номинальным условиям.

По программе испытаний двух типов смесительных элементов было проведено 3 группы испытаний модельной камеры сгорания, из них

- две для эталонных форсунок с цилиндрической выходной частью и различной температурой водорода на входе, одна - для усовершенствованных с профилированной выходной частью.

Первая группа испытаний - три испытания с соосно-струйными эталонными форсунками при температуре водорода на входе в смесительную головку, равной температуре окружающей среды;

Вторая группа испытаний - два испытания с соосно-струйными эталонными форсунками при температуре водорода на входе в смесительную головку, ниже на 20-30К, чем в первом случае;

Третья группа испытаний - два испытания с усовершенствованными форсунками при температуре водорода на входе в смесительную головку, равной температуре окружающей среды.

Все испытания проводились с выходом на номинальный режим.

В результате расчета для разных типов форсунок получено, что коэффициент полноты смесеобразования, полученный для третьей группы испытаний для усовершенствованной форсунки при температуре водорода на входе, равной температуре окружающей среды, на 0,48-0,58% и 0,23-0,33% превышает аналогичный коэффициент для эталонных форсунок для второй и первой групп испытаний.

Необходимо отметить, что указанные значения получены для модельной кислородноводородной камеры. Для натурных камер значения могут быть выше.

Как видно из полученных результатов, для достижения высокой полноты смесеобразования в камере сгорания при низких значениях температуры водорода на входе в смесительную головку наиболее предпочтительным является указанный выше вариант форсунки с развитой поверхностью струи окислителя.

Из анализа полученных результатов видно, что максимальное значение коэффициента полноты смесеобразования при прочих равных условиях достигнуто на усовершенствованной

форсунке, что выше его значения для эталонной форсунки ориентировочно на ~0,25 -0,53%. т.к. при применении усовершенствованных форсунок происходит значительное, в несколько раз, уменьшение длины струи нерас-павшейся части жидкости, интенсификация смесеобразования и смещение фронта горения топлива ближе к огневому днищу смесительной головки.

Улучшение условий смесеобразования и уменьшение длины нераспавшейся части струи для указанной форсунки по сравнению с эталонной подтверждается увеличением тепловых потоков на блоке горючего смесительной головки, вставке зажигания и вставке модельной камеры (рис.4) и изменением характера их распределения по длине модельной камеры (рис. 3).

Из сравнительного анализа экспериментальных и расчетных значений поверхностных плотностей тепловых потоков для усовершенствованных и эталонных форсунок видно, что экспериментальные значения в начальной части цилиндрической части камеры сгорания имеют величины, превышающие расчетные на 90.100%. По длине камеры до среза сопла, тепловой поток при сравнении с эталонными соосно-струйными эталонными форсунками имеет более низкое значение, особенно ярко выраженное в зоне критического сечения камеры. Данная особенность в распределении тепловых потоков в значительной мере способствует решению проблемы надежного охлаждения самой теплонапряженной зоны критического сечения камеры (рис. 7).

Рис. 7. Распределение удельного теплосъема по длине модельной камеры 1- первая серия испытаний; 2 - вторая серия испытаний; 3-третья серия испытаний

Суммарный теплосъем по длине камеры на испытаниях с различными типами форсунок и одинаковой температуре водорода на входе в смесительную головку остался неизменным за счет более низкой поверхностной плотности потока

на сверхзвуковом сопле для камеры с усовершенствованными форсунками.

Полученные данные дают основание полагать, что полученное значение полноты смесеобразования, превышающее аналогичное значение для эталонных форсунок, для данного типа форсунок не является предельным, и возможно его дальнейшее увеличение.

Таким образом, внесенные изменения, а именно - профилирование выходной части наконечника с одновременным профилированием выходной части газовой втулки - позволили обеспечить для соосно-струйной форсунки с четырех лучевым выходным сечением более качественный распыл компонентов топлива, увеличить полноту смесеобразования, и, соответственно, получить прирост удельного импульса тяги на (0,2-0,5)%.

По результатам испытаний усовершенствованных коаксиальных соосно-струйных форсунок с профилированным наконечником и цилиндрической поверхностью газовой втулки в модельной кислородно-водородной камере, работающей по схеме с дожиганием восстановительного генераторного газа, получено значение полноты смесеобразования, превышающее значение данного коэффициента на 0,25 -0,35% для эталонных форсунок. При испытаниях внутрь наконечника подавался окислитель- кислород, а в зазор между наконечником и втулкой - горючее - генераторный газ.

Полученные данные дают основание полагать, что полученное повышенное значение полноты смесеобразования для данного типа форсунок не является предельным и возможно его дальнейшее увеличение до значения, близкого к 1.

Данные, приведенные в [2], показывают, что с уменьшением длины нераспавшейся части жидкости в 4-6 раз и увеличением периметра контакта компонентов ориентировочно в 1,3-1,4 раза, коэффициент полноты смесеобразования увеличивается с ф=0,996 до 0,997 для форсунки с профилированным наконечником и цилиндрической втулкой.

Представляет определенный интерес, на основании экспериментальных данных, полученных для эталонных форсунок с круглой струей и форсунок с профилированной струей окислителя с четырьмя лучами, определить изменение длины нераспавшейся части жидкости и полноты смесеобразования для форсунки с профилированным наконечником с тремя лучами.

Для анализа приняты следующие допущения:

-суммарный теплосъем со стенок модельной камеры не изменяется;

-скорости компонентов на выходе из форсунки постоянны во всех случаях;

-площадь выходного сечения форсунки окислителя постоянна во всех случаях;

-толщина луча Ь для трех и четырех лучевой струи постоянна, Ь=сои81;;

-коэффициент начальной турбулентности для трех и четырех лучевой струи одинаков;

-на полноту смесеобразования в первую очередь влияют длина нераспавшейся части жидкости и периметр контакта компонентов.

Обозначим через Qo и Qг расходы компонентов- окислителя и горючего- через соответствующие им площади поперечного сечения 8о и 8г для цилиндрической струи окислителя и кольцевой струи горючего эталонной форсунки:

8а =ла V4 (1)

п(Б2 - с12)

4

(2)

где: d - диаметр наконечника форсунки окис-

лителя;

Б - диаметр газовой втулки форсунки.

Заданное соотношение компонентов для получения требуемой полноты рабочего процесса для одиночной форсунки определяется как:

Ро™о5о

к: = Оо / Яг =■

(3)

Рг ^ г 5 г

где: Qo - расход окислителя;

Qг - расход горючего; ро^о - плотность и скорость окислителя; рг^г - плотность и скорость горючего. Подставляя (1) и (2) , получим:

(4)

В дальнейшем по тексту символы 0, 3, 4 обозначают, что данное выражение относится для струи с круглым, трех лучевым и четырех лучевым сечениями соответственно.

При трансформации круглого выходного сечения в профилированное, с тремя лучами, получим:

к1 =-

3

Ро ™о (- Ю -п<?32/4) .

П2 ЪНБ п53\

Рг (-+- )

11 4 2 4

(5)

где: 53 - диаметр окружности центральной части струи для профилированной струи с тремя лучами;

Ь - толщина луча при профилировании наконечника.

Аналогично для четырех лучевой струи:

Ро^о (2ТЮ -п8А /4)

Рг С

- 2Юк +

п8я

)

(6)

4 4

Полученные равенства являются ограничениями на скорости компонентов Wo и 'г и на геометрические размеры Ь профилированных струй. Необходимо отметить, что характерный диаметр 53>4 центральной части струи определяется количеством струй и технологией формирования профилированного наконечника. С увеличением числа лучей и радиусов переходов между лучами 53>4 увеличивается.

Для оценки качества смесеобразования для круглой, трехлучевой и четырехлучевой струи примем относительную длину нераспав-шейся части струи. В качестве базовой, основной длины нераспавшейся части струи, будем считать длину Ь0 цилиндрической струи,

движущейся внутри круглого кольцевого потока с относительной скоростью 'отн. эталонной форсунки. Для определения длины не-распавшейся части цилиндрической части струи воспользуемся формулой [2]:

- dж

Рг dж

1_

(7)

где: Ьр - длина нераспавшейся части цен-

тральной жидкой струи;

dж - диаметр струи жидкости на выходе из форсунки;

Ь - ширина кольцевой газовой струи;

Рж, Рг - плотность жидкости и газа соответственно;

Р'=Рг 'г/Ро 'о, 'г, 'о - скорость компонента на выходе;

Пж, °ж - динамический коэффициент вязкости и коэффициент поверхностного натяжения окислителя;

К - коэффициент начальной турбулентности струй,

которую для удобства преобразуем следующим образом:

Ь„ - d„ | 1,8 + А ■ ^ |. В

кг ) Рг -Жг

(8)

где: do- диаметр (характерный )поперечный размер струи окислителя;

Ьг- характерный поперечный размер струи горючего;

65 + 0,307(Р / Рг)

А -■

2,52 + Ро / Рг

- коэффициент;

Л0

В = -^=

РЖ

По

. К - коэффициент.

Преобразуем формулу (7) длины струи за счет введения в формулу площадей поперечного сечения 80 и 8г при обеспечении постоянного заданного соотношения компонентов:

■ В ■ кт

Я.

Яо

(9)

где а=1,8-эмпирический коэффициент.

Обозначим через Л = Ь/Ьо относительную длину нераспавшейся части струи и определим значения: Л3 - для трехлучевой струи и Л4 -для четырехлучевой струи. Очевидно, что для круглой струи:

Я = Ь^Ьо = Ьо/Ьо = 1. (10)

Для случаев Л3 и Л4 найдем их выражение, используя выражение (9) для длины Ь. Очевидно, что удлинение не размытой струи будет соответствовать Л>1, а укорочение неразмытой части струи и ее большее размытие на длине Ьо будет соответствовать значениям Л<1. Тогда получим:

Ло,(а + А ■ т°-)

Л =--------

К

Я г,- ■ Я о

d01(а + А ■ Т^) к

dои Я0, ■ Яг

(11)

где : 1=2 , 3 , 4 -чис ло лучей при профилировании выходного сечения наконечника.

Ь3 - В■ кт ■ d3 ■ (а + А—)

пЮ2 3И3г Ю пд32

~4 2 ~Т~

3к3 Ю пд]

(12)

пЮ

п81

Ь4 = В ■ кт ' d4 ■ (а + А~Т4)

П,„

------2ЮТ4г + ^^-

4 4г 4

2ЮТ4.

(13)

Используя выражения (11), (12), (13), определим Л для струй с выходной частью в виде трех и четырех лучей, т.е. насколько изменится длина нераспавшейся части трех/четырех лучевых струй по отношению к длине нераспавшей-ся части круглой струи.

Ь (14)

(15)

Вычисления, выполненные с использованием формул (11), (12), (13), (14), (15) при постоянном коэффициенте начальной турбулентности для обеих струй, показывают, что длина четырехлучевой струи при принятых допущениях составляет Ь4=(0,4-0,8)Ьо.

г3

0.11

ж

V ао )

Экспериментальные данные [2], полученные при исследовании нераспавшейся части струи с четырьмя лучами, показывают, что длина нераспавшейся части струи уменьшается в 0,6-0,8 раз при равном коэффициенте начальной турбулентности и в 5-6 раз при коэффициенте начальной турбулентности для четырехлучевой струи, определенным экспериментальным путем и равном 0,19-0,22, что показывает удовлетворительную сходимость теоретических и экспериментальных данных.

Вычисления, выполненные с использованием формул (13), (14), (15), показывают, что длина трехлучевой струи соотносится с длиной четырех лучевой как - L3=(0,4-0,8)L4 при равном коэффициенте начальной турбулентности К для обеих струй.

Данные, приведенные в [2], показывают, что с уменьшением длины нераспавшейся части жидкости в 4-6 раз и увеличением периметра контакта компонентов ориентировочно в 1,3-1,4 раза, коэффициент полноты смесеобразования увеличивается с ф=0,996 до 0,997 для форсунки с профилированным наконечником и цилиндрической втулкой.

Таким образом, на основании полученных теоретических исследований, достаточно хорошо подтвержденных ранее проведенными экспериментальными исследованиями, можно предположить, с учетом ранее принятых допущений, что, при трансформации круглого выходного сечения в трехлучевое при увеличенном в 1,6-1,7 раз периметре контакта и уменьшении длины нераспавшейся части струи в 7-9 раз, коэффициент полноты смесеобразования должен увеличиться с ф=0,996 до 0,998-0,9985 для форсунки с профилированным наконечником и цилиндрической втулкой и с ф=0,996 до 0,998.0,9985.

Применение усовершенствованных коаксиальных соосно-струйных форсунок на разработанных кислородно-водородных ЖРД взамен применяемых в настоящее время позволит повысить значение удельного импульса тяги 1у ориентировочно на (0,2-0,5)% и обеспечить

максимально возможную полноту смесеобразования во вновь разрабатываемых ЖРД.

Проведенные теоретические и экспериментальные исследования дают основание полагать, что применение усовершенствованных форсунок для двигателей типа SSME и РД0120 позволит обеспечить прирост удельного импульса тяги не менее 10-20 м/с (1-2 кгс-с/кг) (0,2-0,4%).

Наиболее актуально применение усовершенствованных форсунок для кислородноводородных двигателей безгенераторной и открытой схем при температуре водорода ТН2=100-300К. В этом случае прирост удельного импульса тяги может составить 20-50 м/с (25 кгс-с/кг) (0,4-1%).

Литература

1 Алемасов В.Е. и др. «Теория ракетных двигателей»: Учебник для студентов машиностроительных специальностей вузов, М., Машиностроение, 1980, 388 стр.

2 Горохов В.Д., Лобов С.Д., Рубинский В.Р., Чер-ниченко В.В. Повышение экономичности рабочего процесса в современных и перспективных кислородноводородных жидкостных ракетных двигателях Вестник Воронежского государственного технического университета, том 3, №6, 2007. стр.65-70, Воронеж, ВГТУ, 2007

3 Горохов В.Д., Лобов С.Д., Черниченко В.В. Соосно-струйная форсунка. Патент РФ №2161719 MnK:F02K.

4 Горохов В. Д., Черниченко В.В. Соосно-струйная форсунка. Патент РФ №2291917 MnK:F02K.

5 Добровольский М.В. Жидкостные ракетные двигатели. Основы проектирования. Учебник для вузов.

М., Машиностроение, 1968, 396с.

6 Прилукова Л.В. ЖРД НМ-60 ракеты носителя Ариан-V. - Обзор. Серия VIII, №240(216), 1986.-33с.

7 Burick R. I. Optimum Design of Space Storable Gas/Liquid Coaxial Injectors. Rocket dyne/North. American Rockwell Corporation ConAgra Park, California, 1972, 11 p.

8 Michael Popp. Cryogenic Engine Thrust Chamber Technologies, Paper 4.3, p. 1-20, 5th AAAF International Symposium/Propulsion in Space Transportation, Paris, France, 1996, 21p.

9 Rachuk, V.S., Goncharov, N.S., Martynyenko, Y.A., Barinshtein, B.M., and Sciorelli, F.A. «Design, Development, and History of the Oxygen/Hydrogen Engine RD-0120», AIAA 95-2540, AIAA/SAE/ASME 31 th Joint Propulsion Conference, San Diego, CA,1995.

Воронежский государственный технический университет

COAXIAL JET INJECTOR WITH GRADING OUTPUT PART RESEARCH IN MODEL

OXYGEN-HYDROGEN CAMERA

V.D. Gorohov

The designs coaxial are considered jet injector with mutated by output part. The broughted results theoretical and ex perimental research on influence of the injector output section profile on distribution heat flow and mixing fullness

Key words: Liquid rocket engine, injector