在超燃冲压发动机地面试验中, 为了模拟飞行状态下发动机的高焓空气来流, 国内外广泛采用燃烧加热方式对试验空气进行加热升温。采用燃烧加热方式获得的试验来流中含有H2O、CO2及自由基等污染组分, 污染组分的存在使试验空气的物理化学特性、热力学性质与真实大气存在差异, 从而对发动机燃烧反应过程、点火和熄火特性、火焰传播特性以及燃烧释热规律等产生影响, 导致地面试验结果不能直接反映真实飞行条件下发动机的工作状态[1-8]。
Virginia大学研究人员针对氢气或乙烯燃料双模态超声速燃烧室, 开展了主要污染组分H2O、CO2对燃烧室性能影响试验研究[9-12]。在Virginia大学电阻加热器产生的纯净空气来流中添加污染组分H2O、CO2, 可以获得高达1200K的污染空气来流。基于此设备, Virginia大学开展了纯净空气来流和污染空气来流的燃烧室对比试验。研究结果表明:(1)H2O、CO2污染对超声速燃烧室性能存在显著影响, 尤其是在燃烧室发生模态转换的当量比范围内; (2)与纯净空气来流相比, 污染空气来流状态下燃烧室发生模态转换对应的当量油气比更高, 且在变当量比燃烧室对比试验中发现, 污染组分的存在会导致燃烧室发生模态转换路径改变; (3)相对于纯净空气来流, 添加摩尔分数3.0%的H2O时, 燃烧室壁面压力和推力明显下降, 但是继续增加H2O的摩尔分数至6%、9%和12%时, 燃烧室性能仅产生较小的额外减小; (4)相对于H2O, CO2污染对燃烧室的性能影响更大, 这说明在地面试验中, 采用纯氢气燃料比采用碳氢燃料燃烧加热来流, 燃烧室性能与纯净空气来流时差异更小。
日本东北大学在Virginia大学研究的基础上, 基于相同的双模态超声速燃烧室构型, 采用氢燃烧加热试验系统, 研究了污染试验来流匹配方式对燃烧室点火和火焰稳定性能的影响[13-14]。污染试验来流分别匹配了纯净空气来流时的总焓(VAH, 1120K)和总温(VAH, 1200K)。试验结果表明:污染来流匹配总温, 燃烧室点火性能与纯净空气来流的差别最小; 污染来流匹配总焓, 燃烧室火焰稳定极限对应的当量比与纯净空气来流最接近, 燃烧室壁面压力分布试验结果与纯净空气来流结果最吻合。
日本宇航院研究人员在20世纪90年代开展了氢燃料超燃冲压发动机整机自由射流试验。试验分别采用蓄热式(纯净空气来流)和氢燃料燃烧加热方式(污染空气来流)模拟了飞行条件马赫数6的空气来流[15-16]。对比试验结果显示:纯净空气来流时, 发动机不起动时对应的氢气当量比为0.40, 污染空气来流时, 当量比上升至0.75, 激波串起始位置向上游移动至隔离段之前, 从而导致发动机进气道不起动; 相同当量比下, 污染空气来流时的发动机壁面压力和发动机推力均小于纯净空气来流; 污染空气来流时发动机推力下降的2/3是来流条件的差异造成的。法国、意大利等国研究人员也对地面试验存在的污染效应问题开展了试验和数值模拟研究。Ingenito等[17]针对Lapcat飞行器燃烧室开展了污染组分(H2O、OH)对氢燃料发动机性能的影响研究, 通过纯净空气来流和污染空气来流下数值模拟结果对比分析, 得出了发动机性能外推至真实飞行状态下的估算公式。
甲烷燃烧加热器作为目前超燃冲压发动机地面试验广泛采用的来流气体加热设备, 其产生的试验来流中含有的主要污染组分H2O和CO2摩尔分数更大, 对试验结果影响也更大。本文采用电阻加热和甲烷燃烧加热直连式试验系统, 开展来流加热方式对煤油燃料超声速燃烧室燃烧性能的影响研究。在两种试验来流加热方式下, 对比分析不同当量比时燃烧室壁面压力分布, 结合煤油燃烧可见光火焰高速摄像图像, 讨论污染组分对煤油燃烧可见光的影响, 给出两种加热方式下的煤油燃烧火焰传播角度。
1 试验设备与测量方法图 1为西北工业大学电阻加热燃烧室直连式试验系统示意图。该设备可提供最大空气流量0.5~1.5kg/s、总压0.2~2.5MPa、总温400~1000K的纯净空气来流, 具备模拟飞行马赫数3~4.5的超燃冲压发动机燃烧室入口来流条件的能力。图 2为甲烷燃烧加热燃烧室直连式试验系统示意图。该设备采用甲烷/空气/氧气燃烧方式实现对试验来流的加热(其中氧气添加量保证燃烧加热器出口气流中氧气的摩尔分数为21%), 具备总温850~2100K、总压0.8~4.0MPa、主流空气流量0.5~2.5kg/s的模拟能力, 覆盖模拟飞行马赫数4~7的燃烧室入口条件。由于采用甲烷燃烧加热方式, 加热器出口气流中除主要污染组分H2O、CO2之外, 还含有OH、CxOy、NxOy等燃烧中间产物。在这两套试验设备的基础上, 已经开展了氢气/碳氢燃料超声速燃烧室点火、火焰稳定、燃料喷射、雾化/混合、燃烧组织技术等多项基础研究。在对比试验中, 电阻加热设备、甲烷燃烧加热设备分别通过调节电功率和空气流量、调节加热器本体各气路流量匹配关系的方式来实现对燃烧室入口来流参数的控制。在本文试验条件下, 通过CHEMKIN软件计算分析得到, 燃烧室入口气流中含有4.5%的H2O和2.3%的CO2, 自由基含量微乎其微, 可以忽略不计。
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| 图 1 电阻加热燃烧室直连式试验系统示意图 Fig.1 Direct-connected electric resistance heated facility |
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| 图 2 甲烷燃烧加热燃烧室直连式试验系统示意图 Fig.2 Methane combustion heated facility |
图 3为超声速燃烧室试验模型结构示意图。试验模型采用单凹槽火焰稳定器, 氢气在凹槽内垂直于壁面喷入燃烧室, 煤油通过凹槽上游2个Φ0.35mm的喷嘴垂直喷入燃烧室。试验中火花塞首先点燃先锋氢气, 煤油喷入后被先锋氢气点燃, 氢气关闭, 煤油稳定燃烧2s后试验结束。试验模型上壁面安装35个量程为0~0.6MPa的压力传感器, 其满量程误差为±0.25%, 测量频率为1500Hz。除了采集燃烧室沿程壁面压力分布, 还采用高速摄像技术拍摄了燃烧室凹槽位置的煤油燃烧可见光火焰图像, 拍摄频率4000帧/s, 曝光时间0.25ms, 图像分辨率512pixel×128pixel。煤油燃烧可见光火焰图像可以转换为一个基于亮度的二维矩阵, 通过图片亮度变化可以处理得到煤油燃烧可见光火焰边界。本文给出的火焰图像均采用煤油单独燃烧后0.5~1.0s时间段的2000张高速图像平均而得。图 4给出了纯净空气来流条件下、当量比为0.32时燃烧室模型凹槽位置的时均可见光火焰图像。图中白色断续线为屏蔽干扰信号后, 通过定义一个可见光亮度等值线得到的火焰或燃烧区边界。对火焰边界作进一步处理, 可以得到可见光火焰传播角度(图中黄色点划线所示), 定义α为煤油燃烧火焰向主流传播的角度。虽然高速摄像拍摄到的是可见光图像, 不能真实反应煤油燃烧的反应放热区, 但在一定程度上呈现了煤油燃烧区的位置。
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| 图 3 双模态超声速燃烧室试验模型 Fig.3 Dual-mode supersonic combustor model |
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| 图 4 高速摄像时均可见光火焰图像 Fig.4 Averaged flame luminosity image |
图 5给出了在两种加热方式下冷流时燃烧室试验模型沿程壁面压力分布对比(ERK)。考虑到试验来流中污染组分的存在会导致设备喷管出口(燃烧室入口)试验气体的静压改变, 为了更好地对比分析试验结果, 燃烧室壁面压力分布图中的纵坐标均采用燃烧室入口静压pin进行无量纲化处理, 横坐标采用燃烧室模型总长度L进行无量纲化处理。从图 5可以看出, 在隔离段内, 超声速气流与隔离段壁面的摩擦造成了气流速度下降, 静压升高; 进入凹槽段后, 由于实际流通面积先增大后减小, 燃烧室壁面压力表现出先下降后上升的趋势; 在凹槽下游, 气流流通面积不断增大, 使超声速气流不断加速, 燃烧室壁面压力呈下降趋势。
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| 图 5 电阻加热和甲烷燃烧加热方式燃烧室冷流壁面压力对比 Fig.5 Comparison of wall pressure distribution along combustor in clean air and methane heated air (ERK=0) |
图 6和7给出了不同煤油当量比(ERK)、两种加热方式下的燃烧室沿程壁面压力分布。可以看出, 在不同当量比下, 纯净空气来流和污染空气来流的燃烧室壁面峰值压力位置几乎相同, 均位于凹槽后缘处。在当量比为0.22、纯净空气来流时, 隔离段出口/燃烧室入口的壁面压力高于冷流时的壁面压力, 这表明较高的燃烧诱导压升已经导致边界层分离, 燃烧室内形成激波串, 激波串起始位置向上游移动至隔离段内; 甲烷燃烧加热来流时, 燃烧室内反压未导致隔离段内形成预燃激波串。随着煤油当量比增加, 燃烧诱导压升不断升高并通过附面层向上游扰动, 最终导致预燃激波串不断向上游移动。在当量比0.38、纯净空气来流时, 隔离段入口下游10mm位置处的壁面压力高于冷流时的壁面压力, 表明此时燃烧室已经达到富油工作极限。继续增加煤油流量, 激波串的起始位置将扰动至隔离段入口之前, 激波串进入设备喷管。此时设备喷管出口马赫数不再为2.0, 也就是说, 设备喷管已经不能正常工作。在超燃冲压发动机实际工作过程中, 这种激波串扰动至隔离段入口的情况是不允许的, 严重时会导致发动机无法正常工作。对比甲烷燃烧加热来流试验结果发现, 当量比为0.38时, 燃烧室壁面峰值压力相对于纯净空气来流下降了0.27, 隔离段内激波串起始位置后移了25mm。
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| 图 6 电阻加热方式燃烧室壁面压力分布 Fig.6 Combustor wall pressure distribution with clean air |
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| 图 7 甲烷燃烧加热方式燃烧室壁面压力分布 Fig.7 Combustor wall pressure distribution with vitiated air |
从图 6和7对比可以看出:相对于电阻加热试验来流, 在甲烷燃烧加热试验来流条件下, 隔离段出现激波串时对应的当量油气比上升; 相同当量比时, 甲烷燃烧加热试验来流下的燃烧室壁面峰值压力较低。在当量比为0.22、0.28、0.32、0.35和0.38时, 甲烷燃烧加热来流条件下的燃烧室压力峰值相对于纯净空气来流分别下降了3.1%、5.4%、6.9%、5.0%和4.8%;同时, 激波串起始位置相对于纯净空气来流也表现出不同程度的后移。
在本文试验条件下产生这一现象的原因主要有两点:(1)H2O和CO2作为反应物直接参与点火反应。邵菊香[18]、梁金虎[19]等开展的研究结果表明, H2O和CO2污染组分对碳氢燃料点火延迟时间的影响依赖于具体工况。在本文条件下, 虽然在H2O+O＝2OH反应中, H2O表现出了对OH生成的促进作用, 但是H2O比N2具有更大的三体系数, H2O以第三体(M)身份直接参与H自由基的生成和消耗反应(H+O2+M＝HO2+M)以及HCO+M＝H+CO+M反应, 二者总的反应效果表现为H的生成速率降低。H生成速率的降低, 进一步通过反应H+O2=OH+O和H+HO2=2OH降低了OH的生成速率。而CO2为多原子分子, 具有较大的三体系数, CO2的存在同样降低了H和OH的生成速率, 并最终表现出对煤油点火的抑制作用。(2)H2O和CO2污染组分的存在, 导致在甲烷燃烧加热方式下的来流环境热容增加。Würmel等[20]通过动力学模拟证明, 在燃烧化学反应放热过程中, 环境热容增加将使体系温度升高的速率减慢, 不利于后续链反应加速发生。另外, 环境热容增加还将导致化学反应速率降低, 使燃烧反应过程的温度上升速率变慢, 并反过来降低煤油燃烧化学反应速率, 最终表现为甲烷燃烧加热方式下的反应区位置后移。以上两种影响因素互相耦合、互相促进, 最终产生前述试验现象。
从壁面压力对比试验结果可以看出, 污染组分对燃烧室性能存在明显的影响。为了深入研究污染组分对煤油燃烧的影响, 在两种加热方式下、相同煤油当量比的对比试验中, 采用高速摄像技术拍摄了燃烧室凹槽位置的可见光火焰图像。图 8为纯净空气来流时燃烧室凹槽位置的可见光火焰图像。当量比较小(ERK=0.105)时, 可见光火焰很小, 且主要分布于凹槽回流区底部。此时, 凹槽回流区几乎占据了整个凹槽, 剪切层将主流和回流区分开。煤油从凹槽上游喷入燃烧室之后, 与来流空气混合并与凹槽剪切层相互作用, 从而被输运至凹槽剪切层和凹槽回流区内。由于剪切层内有着丰富的氧气, 剪切层上方的燃料不断被输运至剪切层内, 所以燃烧的起始位置始终位于凹槽剪切层内。煤油/空气混气在凹槽回流区内充分燃烧、释热, 其高温燃烧产物不断向凹槽剪切层提供热量和自由基, 从而缩短燃料的点火延迟时间。同时, 剪切层内必然存在一个位置, 此处的火焰传播速度与气流速度相等, 即火焰基底(Flame base)位置。由于湍流脉动的存在, 火焰基底呈现出一定程度的脉动, 但其会迅速调整位置并达到新的平衡。当量比为0.105时, 火焰基底距离凹槽前缘大约32mm。
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| 图 8 纯净空气来流条件下高速摄像平均可见光火焰图像 Fig.8 The average flames images of clean air |
随着煤油当量比增大, 其喷射压力增大, 煤油/空气来流动量比增大, 煤油穿透深度增加, 煤油与来流空气混合更加充分。当量比0.22时, 火焰基底位置比当量比0.105时向上游移动了10mm, 同时燃烧火焰长度变长, 几乎充满整个凹槽的回流区部分。继续增加当量比至0.28时, 燃烧火焰亮度提高, 火焰基底继续向前移动了9mm左右, 燃烧火焰向主流传播高度增加, 但燃烧反应区仍主要集中在凹槽内。当量比0.32时, 燃料/空气来流动量比增加, 煤油喷射高度增加, 更多煤油与主流气流掺混后进入主流。此时凹槽内燃烧引起的压升迫使凹槽剪切层向主流偏转, 同时其火焰与高温产物进入主流并点燃了主流内的煤油/空气混气。当量比0.35时, 更高的喷射压力使得煤油喷射高度继续增加, 火焰基底向上游移动至距离凹槽前缘5mm的位置, 燃烧反应区域明显扩大, 几乎占据了整个流道高度的一半。当量比增加至0.38(即燃烧室富油极限), 煤油燃烧火焰基底位置紧贴凹槽前缘点, 可见光火焰长度、向主流传播的高度更大。
图 9为甲烷燃烧加热来流煤油燃烧可见光火焰图像。与纯净空气来流可见光火焰图像对比发现:相同当量比条件下, 甲烷燃烧加热来流时的可见光火焰基底位置相对靠后, 燃烧火焰区更小。当量比较小(ERK=0.135)时, 与纯净空气来流情况相似, 煤油燃烧火焰区域很小, 且主要分布在凹槽回流区底部, 但火焰基底位置更靠后。与纯净空气来流相比, 在相同当量比下, 污染来流的煤油/空气来流动量比相差不大, 因此相同当量比下的煤油穿透深度的差别可以忽略不计。随着当量比上升, 可见光燃烧火焰区域变大, 火焰基底位置向上游移动(如图 10所示)。煤油当量比为0.22、0.28和0.32时, 火焰基底位置分别位于凹槽前缘下游25、15和9mm处, 相对于纯净空气来流分别后移了3、2和2mm; 当量比增加至0.35及以上时, 火焰基底位置基本与纯净空气相同, 但是煤油燃烧火焰区域相对于纯净空气有着不同程度的缩小。
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| 图 9 甲烷燃烧空气来流条件下高速摄像平均可见光火焰图像 Fig.9 The average flames images of vitiated air |
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| 图 10 不同试验来流时火焰基底位置对比 Fig.10 Flame base location under clean air and vitiated air condition |
从图 8和9可以看出, 两种加热方式下的煤油燃烧火焰稳定模式均为凹槽火焰稳定模式, 火焰基底稳定于凹槽剪切层内, 火焰前锋以相对固定的角度向主流传播。对图 8和9的可见光图像作进一步处理, 可以得到各状态下的可见光火焰传播角度α。图 11为电阻加热和甲烷燃烧加热来流时不同煤油当量比下的煤油燃烧火焰传播角度, 横坐标为煤油当量比, 纵坐标为火焰传播角度。可以看出:随着煤油当量比上升, 火焰传播角度不断变大, 且在小当量比时变化速率更快, 较大当量比时变化速率相对较小; 与电阻加热试验来流相比, 甲烷燃烧加热来流下的火焰传播角度更小。与电阻加热方式的纯净空气来流相比, 在采用甲烷燃烧加热器产生污染空气来流时, 煤油燃烧向主流的传播角度下降了7.1%~12.4%。
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| 图 11 火焰传播角度随当量比变化关系 Fig.11 Flame spreading angles for clean air and vitiated air |
综合以上试验数据发现, 两种试验来流加热方式下的煤油燃烧可见光火焰图像存在很大差别, 产生差别的主要原因是甲烷燃烧加热来流中包含纯净空气中不存在的污染组分(H2O、CO2以及微量自由基)。污染组分的存在不仅延长了煤油点火延迟时间, 而且降低了煤油燃烧的绝热火焰温度[11]。点火延迟时间的延长和燃烧温度的降低进一步导致了燃烧火焰传播速率的降低。假设火焰前锋上游的气流速度一定, 火焰前锋的传播速度正比于传播角度α。根据图 6和7给出的燃烧室壁面压力分布可知, 相同当量比时, 甲烷加热方式下的激波串起始位置靠后, 因此可见光火焰前锋位置的气流速度更快。气流速度的增大和火焰传播速率的降低, 均会导致煤油燃烧火焰向主流传播的角度降低, 并最终导致上述试验结果。
3 结论本文研究了试验来流加热方式对煤油燃料超声速燃烧室燃烧特性的影响。在对比试验中, 基于电阻加热和甲烷燃烧加热直连式试验系统, 采用高速摄像技术拍摄了不同加热的超声速燃烧室煤油燃烧可见光火焰图像。与电阻加热方式下的试验来流相比, 甲烷燃烧加热来流中含有H2O、CO2等主要污染组分(摩尔分数分别为4.5%、2.3%)以及微量OH、H、CH等自由基。对比试验结果显示:与纯净空气来流相比, 甲烷燃烧加热来流条件下的燃烧室壁面压力更低, 其下降程度最大可达6.9%。结合高速摄像发现:相比于纯净空气来流, 甲烷燃烧加热来流时的煤油火焰传播角度下降了7.1%~12.4%。
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