2. 中国科学技术大学 工程与材料科学实验中心, 合肥 230027;
3. 中国空气动力研究与发展中心 高超声速冲压发动机技术重点实验室, 四川 绵阳 621000
2. Experimental Center of Engineering and Material Sciences, University of Science and Technology of China, Hefei 230027, China;
3. China Aerodynamics Research and Development Center, Mianyang Sichuan 621000, China
目前，我国吸气式高超声速飞行器技术研究正进入一个重要的发展时期，其中地面试验是认识高超声速飞行复杂流动机理、预测和考核高超声速飞行器性能不可缺少的重要手段，也是降低飞行试验风险的关键一环。
目前开展的高超声速飞行器地面模拟试验中，燃烧加热风洞以其所具有的低成本、大流量和易于实现模拟焓值等明显优势成为地面模拟设备中的佼佼者，尤其是较大尺度的高焓试验大部分都在这类风洞中进行。然而，燃烧加热风洞产生的模拟高焓试验气体的组分却无法做到与真实大气来流相同，即试验气流不可避免地携带燃烧加热过程所造成的污染组分，这将给试验结果带来一定不确定性，因此研究污染组分的影响具有重要的学术意义和应用价值。
国内对风洞试验污染问题的研究起步比较晚。中国空气动力研究与发展中心、西北工业大学和四川大学等单位在污染组分对超声速燃烧和推进性能的影响以及污染组分对燃料燃烧化学动力学过程影响等方面开展了实验研究[1, 2, 3, 4]；另外，南京航天航空大学和中国空气动力研究与发展中心[1, 5]对污染问题进行了数值模拟分析。
国外对污染问题的研究开始比较早，Edelman等[6]在1969年的工作中，计算和分析了污染组分可能产生影响的多个方面，涉及设备喷管中水的凝结和热化学振动非平衡过程、燃料点火和反应时间、发动机整体性能等，这被认为是污染效应研究的起点。在此基础上，国外研究学者开展了众多污染组分影响的试验和数值模拟研究[7, 8, 9, 10]。
迄今所开展的诸多研究主要集中于污染对燃料燃烧过程以及超燃冲压发动机燃烧和推进性能影响等方面，而针对地面模拟设备及在这些设备上进行的模型试验过程中气流热力参数以及气动特性试验测量结果所受污染影响方面,作者尚未见到深入细致的系统性研究。事实上，当风洞试验气体中存在污染组分时，由于有效分子量、比热比等热力参数的改变，一方面风洞流场参数将发生变化，另一方面模型试验流场也会发生变化，从而影响到试验结果。
本文主要关注污染组分对试验模型流场带来的影响，从以下两个角度考察此影响的特征和规律：
(1) 在风洞来流静温相同的情况下，模型前体压 缩面角度不同或者模型攻角变化时，即气流所受模型 的压缩程度改变时，不同含量的污染组分对模型流场静温的影响程度可能存在差异；
(2) 在模型压缩面角度相同的情况下，若风洞来流静温不同，污染组分对经历模型压缩后流场静温的影响程度也可能存在差异，并且此差异可能与模型压缩量大小有关系。
试验在激波风洞中进行，添加污染组分的方法既可模拟燃烧加热风洞相同的来流条件，又可回避燃烧加热风洞所面临的污染组分与加热条件难以解耦的难题，可针对特定污染组分进行细致研究。在测量技术方面，传统的测温手段由于其接触式测量易对流场产生干扰且难以获得静温数据，因此采用近年来快速发展的近红外可调谐半导体激光器吸收光谱(TDLAS)[11, 12, 13, 14, 15, 16, 17]技术，在不干扰流场的前提下获取试验流场的实时静温参数。基于静温测量结果，本文重点关注CO2污染组分对试验模型流场影响的因素和规律，以期获得有价值的机理认识并为燃烧加热风洞试验方案的拟定乃至于试验数据的处理提供有益参考。 1 试验设备和参数 1.1 试验方案
试验中，在激波风洞试验气体中添加一定量的H2O以及不同含量的CO2。其中，H2O作为TDLAS试验系统(水蒸气吸收)的示踪气体，同时也可以模拟碳氢燃料燃烧产物；在保证同组试验风洞喷管出口静温不变的基础上，基于TDLAS测量系统获取不同CO2摩尔含量来流条件下斜劈模型流场静温-时间曲线，以探求CO2含量可能对不同角度斜劈模型流场静温参数带来的变化。
为突出重点和简化问题的复杂性，试验中采用的简化模型为25°和40°斜劈，来模拟不同类型高超声速飞行器中几何构型条件以及姿态变化所造成的压缩剧烈程度。 1.2 试验设备
本文所采用的试验设备是中国科学技术大学KDJB-500激波风洞(见图 1)，其驱动段长7m，被驱动段长14m，利用氮气或者氦气作为驱动气体。激波风洞配有出口直径Φ500mm的Ma6.0喷管。
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| 图 1 激波风洞示意图 Fig 1 Schematic of the shock tunnel |
激波风洞利用激波压缩产生高焓试验气体，通过调节激波强度以及在试验气体中定量添加H2O和 CO2污染组分模拟燃烧加热风洞的来流条件(总温、总压以及来流组分)。利用激波风洞所具有的灵活、经济和试验频率高等优点，可对较为丰富的试验状态点开展系列的变工况试验以及相应的定量测量与分析。
鉴于H2O易于出现凝结问题，其添加过程相对于CO2等其它气体较为复杂。本试验中采取的具体添加方式为：利用一定温度下压力低于饱和蒸气压时液态水即可沸腾的特性，首先将激波风洞被驱动段压力抽至近真空状态，通过储存液态水的容器向被驱动段(沸腾)添加气态水蒸气。为添加3kPa的初始H2O分压，储存液态水的容器由27℃水浴恒温，以维持提供所需的饱和蒸气压；另外，利用恒温加热装置使被驱动段管体温度达到30℃，以保证水蒸气不会发生凝结。真空泵和水蒸气注入口分别位于被驱动段的两端，注入过程中，给予真空泵足够时间的抽排，以保证充入水蒸气的纯度，利用数字压力表显示的压力监测水蒸气的分压。 1.3 TDLAS测量系统及试验模型
TDLAS技术是利用特定波长的近红外激光能量被特定气体分子吸收形成吸收光谱的原理来测量流场温度的一种光学测量技术，本文利用水蒸气的吸收光谱测量高超声速试验模型流场静温[11]。
试验采用TDLAS波长扫描法，基于两组吸收线对进行测量(7185.60cm-1/7168.44cm-1以及 7095.86cm-1/7168.44cm-1)。 在本文的测量条件下，7185.60cm-1/7168.44cm-1吸收线对在500K左右有较高的测量灵敏度，而7095.86cm-1/7168.44cm-1吸收线对在300K左右有较高的测量灵敏度。TDLAS测量频率15kHz,采集系统是泰克DPO3014示波器，采样率50MS/s，采样时间100ms。
TDLAS测量系统构成如图 2所示，信号发生器产生2路半锯齿波驱动电流控制器，通过温度控制器和电流控制器分别控制2个不同中心频率的激光器，产生波长连续变化的红外激光，所产生的激光通过单模光纤传输到风洞试验舱内并通过固定在模型壁面的准直器聚焦。穿过待测流场的激光经过收集器收集，利用多模光纤传输到试验舱外部，再由外部的透镜聚焦增强，进入接收器将光信号转换成电信号，利用数据采集系统记录。
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| 图 2 TDLAS试验装置示意图Fig. 2 Schematic of the TDLAS system |
由于测量中所使用的红外激光通过光纤传输进出试验舱，因而有效防止了风洞试验舱真空环境以及试验气流对激光器等精密装置的影响，同时也大幅降低了内置测量装置对风洞气流的干扰。
鉴于系统中部分光路暴露在舱外空气中，试验中通过加保护罩和氮气吹除的方法，消除空气中的水蒸气干扰试验结果。
试验测量模型如图 3所示，利用底部支架将模型固定在风洞模型支架上，模型侧板一方面用于截取风洞出口的均匀来流，保证流场在斜劈压缩过程中的二维性，另一方面还可用来固定准直器、接收器和保护劈罩等舱内连接器件，防止试验气流冲击可能造成的器件损毁与光路抖动，减少试验信号的失真和噪声。
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| 图 3 试验模型示意图Fig. 3 Schematic of the model |
斜劈模型如图 4所示，为25°和40° 2个不同角度斜劈;斜劈展向宽度均为300mm，即TDLAS吸收长度为300mm;25°斜劈高度为70mm，40°斜劈高度为93.2mm。TDLAS测量点位于斜劈尾部，以保证红外激光穿射位置位于斜劈模型壁面与试验流场斜激波之间。
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| 图 4 模型示意图Fig. 4 Schematic of the model |
标定试验采用的测试环境为:压力3kPa,温度计示数为21℃(294K)，水蒸气相对湿度约70%，选取7095.86cm-1/7168.44cm-1吸收线对进行标定。
图 5中，测量温度最小值为290.8K，最大值为303.6K，测量温度均方差为2.2K，测量温度平均值为297.6K，温度计示数为294K，TDLAS测量温度与温度计示数偏差为1.2%。
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| 图 5 温度随时间变化标定曲线Fig. 5 Calibrated temperature-time history |
按照斜劈模型角度以及来流静温不同，试验可以分为4组(见表 1)，选取此4组试验可以对比考察在多种斜劈角度以及风洞来流静温的条件下，CO2污染组分摩尔含量的变化对模型流场静温的影响特征。
| 试验组别 | 驱动气体 | 总温/K | 静温/K | 斜劈角度 |
| 1 | 氦气 | 1100 | 168 | 25° |
| 2 | 氮气 | 760 | 105 | 25° |
| 3 | 氮气 | 730 | 100 | 40° |
| 4 | 氮气 | 510 | 65 | 40° |
(1) 利用试验2与试验3两组试验，着重考察在风洞来流静温相同的情况下，经过不同角度斜劈模型压缩后，流场静温与CO2污染组分摩尔含量变化的关系，其中试验2代表模型压缩角度较小的试验，试验3代表模型压缩角度较大的试验。
(2) 利用试验1/试验2与试验3/试验4两大组试验，综合对比分析在相同压缩角度，不同来流温度情况下，模型流场静温与CO2污染组分摩尔含量变化的关系，其中，试验1/试验2代表模型压缩角度较小的试验，试验3/试验4代表模型压缩角度较大的试验。
试验气体中H2O摩尔含量保持不变(约为15%)，CO2摩尔含量从5%~25%以5%间隔变化，试验气体中除H2O与CO2以外，剩余气体均为N2，试验中激波风洞详细参数如表 2所示。
| 试验组别 | 激波风洞驱动段压力/MPa | 入射激波马赫数 |
| 1 | 2.0~2.6 | 2.89~3.04 |
| 2 | 2.9~3.4 | 2.21~2.26 |
| 3 | 2.5~3.2 | 2.07~2.19 |
| 4 | 0.38~0.45 | 1.60~1.67 |
选取试验3中CO2污染组分摩尔含量为25%的试验作为典型示例，分析流场静温随试验时间变化趋势，图 6为TDLAS系统测量出的斜劈劈后流场静温随试验时间变化曲线，图 7为位于激波风洞被驱动段端部两个压电传感器的测量信号。其中通道CH1和CH2对应的两传感器间距为1m,下游传感器距离激波风洞喉道0.7m。
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| 图 6 典型试验流场温度随时间变化曲线Fig. 6 Static temperature-time history of the typical experiment |
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| 图 7 典型试验压电传感器信号曲线Fig. 7 Signal of piezoelectric sensor-time history of the typical experiment |
由于TDLAS和压力测量均采用同一传感器信号触发，因此图 6和7的时间轴都是以激波风洞中入射激波到达上游传感器，即CH1中压力起跳时刻为时间起点。由图 6可以看出，在8.5~14ms时间内，试验流场的静温保持稳定，14ms以后试验流场静温开始下降，试验时间结束。
鉴于触发传感器距离激波风洞喉道有1.7m的距离，并且气流由风洞驻室流经喷管需要一定的时间，所以试验时间内的气体在图 6与7中对应不同时刻，两图中虚线之间的时刻对应的是试验气体分别在驻室和喷管出口试验段的历程。 2.2 试验结果
根据图 7中CH1和CH2两个传感器测得激波风洞入射激波的运动激波速度，按平衡流的激波管理论计算出激波风洞的入射激波马赫数以及总温，继而再根据喷管面积比，计算出喷管出口的静温。本文所做的4组试验中，根据实测结果计算得到的总温以及喷管出口静温分布详见表 3。
| 试验组别 | 总温/K | 喷管出口静温/K |
| 1 | 1022.4~1175.4 | 167.3~168.9 |
| 2 | 754.1~770.9 | 101.3~111.9 |
| 3 | 687.5~757.1 | 99.5~101.4 |
| 4 | 502.9~517.2 | 62.9~66.9 |
由表 3可以看出，每组试验中，CO2摩尔含量不同，所得驻室总温有所差别，但喷管出口静温的偏摆却并不大，可以认为4组试验均分别实现了喷管出口静温匹配。
将试验时间内所测量的流场静温做平均处理，可以得出各组试验条件下劈后流场静温随CO2污染组分摩尔含量的变化关系，具体结果如图 8和9所示，其中图 8汇总了试验1和试验3两组数据(劈后静温相对较高)，而图 9则展示了试验2和试验4两组数据(劈后温度相对较低)。后续的结果讨论主要围绕图 8和9所提供的4组数据分别进行对比分析。
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| 图 8 试验1/试验3流场静温与CO2摩尔含量关系Fig. 8 Static temperature of Exp1 and Exp3 at different mole fractions of CO2 |
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| 图 9 试验2/试验4流场静温与CO2摩尔含量关系Fig. 9 Static temperature of Exp2 and Exp4 at different mole fraction of CO2 |
对比图 8和9中试验2与试验3结果可以看出，在风洞喷管出口来流静温(100K左右)相同条件下，随着CO2污染组分摩尔含量变化，25°斜劈劈后流场静温变化不明显，40°斜劈劈后流场静温随着CO2污染组分摩尔含量的增加而呈现近线性的降低。从这2组数据的比较中可以看出，较大劈角模型的剧烈压缩显然会促使污染效应很容易得以体现。
然而，与上述情况明显不同的是，试验1与试验4的结果对比则反映出完全不同的特征。从图 8可以看出，当风洞喷管出口流场静温上升到170K左右以后，较低压缩量的25°斜劈劈后流场静温显然随CO2摩尔含量的增加而降低，表明此时的污染效应已经显现；而从图 9中则可发现，当风洞喷管出口流场静温下降到70K左右时，即使对较高压缩量的40°斜劈来说，其劈后流场静温随CO2摩尔含量变化此时却并不明显。
由此可见，污染气体所产生的影响程度不仅与污染气体组分含量有关，而且与模型构型对来流的压缩程度以及来流自身的热力学参数状态都有密切关系。本试验结果表明：对于压缩量不大的飞行器构型和来流静温不高的风洞试验来讲，不同含量的CO2污染组分流场静温影响区别不大；但随着来流静温的提高或模型压缩量的增加，一旦二者的共同作用使得压缩后温升达到一定程度，污染效应的显露十分明显。
究其原因，这种污染效应主要应归咎于污染组分热力特性与空气的显著差异。对于试验2与试验4来说，斜劈劈后流场温度较低(300K左右)，CO2分子振动效应对流场静温的影响尚未体现；相对而言，试验1与试验3斜劈劈后流场温度较高(470K左右)，CO2分子的振动效应受流场静温的影响则渐趋明显。 3 结 论
在激波风洞中通过添加H2O和CO2污染组分来模拟燃烧加热风洞污染来流条件，利用TDLAS测量系统实时获取流场静温参数，定量研究污染组分对高超声速风洞模型试验流场热力学参数影响规律。结果表明：
(1) 污染气体所产生的影响程度不仅与污染气体组分含量有关，而且与模型构型对来流的压缩程度以及来流自身的热力学参数状态都有密切的关系；
(2) 对于压缩量不大的飞行器构型和来流静温不高的风洞试验而言，不同含量的CO2污染组分流场静温影响不明显；但随着来流静温的提高或模型压缩量的增加，一旦二者的共同作用使得压缩后温升达到较高程度，则污染效应的显现渐趋明显。
鉴于本文试验尚处起步阶段，参数范围和测量精度等均存在需改进之处。因此，更为深入和系统细致的研究还有待在后续工作中进一步开展。
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