乙烯燃料超燃燃燒室流動特性與燃燒穩(wěn)定性研究1)

時文 田 野,?,2) 郭明明, 劉 源 張辰琳 鐘富宇 樂嘉陵,?

* (中國空氣動力研究與發(fā)展中心,四川綿陽 621000)

? (中國空氣動力研究與發(fā)展中心高超聲速沖壓發(fā)動機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,四川綿陽 621000)

** (西南科技大學(xué)信息工程學(xué)院,四川綿陽 621000)

?? (沈陽飛機(jī)設(shè)計研究所,沈陽 11035)

引言

超燃沖壓發(fā)動機(jī)工作過程是一個非常復(fù)雜、快速的物理化學(xué)過程[1],此過程包含燃料的噴注、霧化、蒸發(fā)、摻混及燃燒,發(fā)動機(jī)內(nèi)復(fù)雜旋渦運(yùn)動[2]、激波/邊界層干擾[3]和非穩(wěn)態(tài)釋熱等會造成燃燒不穩(wěn)定,燃燒不穩(wěn)定可造成發(fā)動機(jī)熄火、燃燒效率下降、局部熱載荷增大[4],若燃燒室長時間在燃燒不穩(wěn)定狀態(tài)下工作,燃燒室會產(chǎn)生疲勞損傷,其結(jié)構(gòu)會被破壞.

為了解超燃沖壓發(fā)動機(jī)內(nèi)流場結(jié)構(gòu)及流動特性,開展無化學(xué)反應(yīng)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬是必要的.研究發(fā)現(xiàn),無化學(xué)反應(yīng)時凹腔內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)與平板燃料垂直噴注流場完全不同,因凹腔內(nèi)有一個低速回流區(qū),凹腔可在不增加額外總壓損失的情況下提升摻混效率[5].試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)在超聲速內(nèi)流中橫向射流所形成的渦結(jié)構(gòu),由于升力和反向?qū)u的存在,燃料會遠(yuǎn)離凹腔[6].在速度梯度引起的剪切力作用下,剪切層變得不穩(wěn)定,大尺度渦的破裂和合并可增強(qiáng)摻混[7].同時,研究發(fā)現(xiàn)合適的燃料噴注位置以及當(dāng)量比可有效抑制冷流振蕩[8].為詳細(xì)了解火焰建立及穩(wěn)定過程,Ma 等[9]使用八方向、20 kHz 的FBE 束拍攝燃燒室的化學(xué)自發(fā)光圖片,超燃模態(tài)與雙模態(tài)燃燒區(qū)交接面的火焰特征可通過紋影及火焰可視化手段獲得,穩(wěn)定的亞聲速火焰區(qū)會導(dǎo)致燃燒模態(tài)從亞燃逐步過渡到雙模態(tài)燃燒[10].Ben-Yakar 等[11-12]研究了馬赫數(shù)10 飛行條件下凹腔上游氫燃料橫向噴注時的火焰特性,發(fā)現(xiàn)OH 基首先出現(xiàn)在燃料噴注位置上游的回流區(qū)內(nèi),氫氣實(shí)現(xiàn)了以自燃為主的燃燒.OH-PLIF 圖像顯示了氫火焰瞬時結(jié)構(gòu),證明了OH 基可以從凹腔剪切層擴(kuò)散到內(nèi)部主流,這種燃燒擴(kuò)散主要由擴(kuò)散、對流、熱釋放、噴注與凹腔內(nèi)剪切層之間復(fù)雜相互作用所主導(dǎo)[13].Tian 等[14-16]開展了有關(guān)空氣節(jié)流的實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬研究,發(fā)現(xiàn)空氣節(jié)流會在凹腔上游形成激波串,進(jìn)而提供了一個有助于點(diǎn)火的低速高壓環(huán)境,得到了火焰結(jié)構(gòu)變化和燃燒模態(tài)轉(zhuǎn)變過程,進(jìn)而獲得了空氣節(jié)流質(zhì)量流量和節(jié)流關(guān)閉時間對燃燒模態(tài)轉(zhuǎn)變的影響.

隨著對超燃沖壓發(fā)動機(jī)研究的深入和測量方法的提高,在試驗(yàn)中觀測到了不穩(wěn)定燃燒現(xiàn)象.美國空軍研究實(shí)試驗(yàn)室(AFRL)在雙模態(tài)超燃沖壓發(fā)動機(jī)燃燒實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn),當(dāng)燃料為液態(tài)JP-7 時燃燒振蕩頻率為100～160 Hz,當(dāng)燃料為氣態(tài)乙烯時燃燒振蕩頻率為300～360 Hz[17].在此基礎(chǔ)上,Li 等[18]通過一維分析和三維數(shù)值模擬提出了兩種熱聲振蕩反饋機(jī)制,一是預(yù)燃激波與火焰間的相互作用,二是燃料噴注/混合與火焰間的相互作用.Lin 等[19]通過實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)飛行馬赫數(shù)為4.5,當(dāng)乙烯在凹腔前端噴注時,燃燒振蕩主頻約為368 Hz.張灣洲等[20]在試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)凹腔內(nèi)火焰前后移動且燃燒具有明顯的周期性.田野等[21]通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)氫氣當(dāng)量比小于0.17 時火焰是穩(wěn)定的,當(dāng)量比大于0.17 時火焰在燃燒室上下壁面來回傳播.Wang 等[22]通過開式凹腔超燃沖壓發(fā)動機(jī)燃燒試驗(yàn)及火焰自發(fā)光圖片分析發(fā)現(xiàn)火焰振蕩頻率小于2 kHz,但無振蕩主頻.進(jìn)而使用RANS/LES 混合湍流模型研究開式凹腔燃燒振蕩及閃回機(jī)制,數(shù)值研究發(fā)現(xiàn)Ma=1.75 的超聲速流場內(nèi)剪切層穩(wěn)燃模式和尾跡穩(wěn)燃模式交替發(fā)生[23].Wang 等[24]也發(fā)現(xiàn)預(yù)混區(qū)可導(dǎo)致火焰逆流傳播與不穩(wěn)定燃燒,壓力振蕩存在固定主頻150 Hz,相對于燃燒室壁面火焰最大速度為500 m/s.趙小存等[25]基于高速化學(xué)發(fā)光測量與POD 方法發(fā)現(xiàn)火焰振蕩以流動方向振蕩為主,凹腔內(nèi)部回流區(qū)與剪切層相互作用的振蕩為輔.Yuan 等[26-27]使用CH 基自發(fā)光成像得到了火焰鋒的FFT 結(jié)果,結(jié)果表明火焰振蕩頻率為500～700 Hz,并推測在燃料噴注附近且短暫存在的氣動吼道是燃燒不穩(wěn)定的誘因.同時,凹腔在超聲速流動條件下也會發(fā)生自激振蕩現(xiàn)象[28],此現(xiàn)象會導(dǎo)致燃料釋熱、流場結(jié)構(gòu)及流場物理量周期性脈動,并伴隨著渦脫落、共振激波、非定常壓力波等[29].現(xiàn)有的研究皆采用FFT 來分析燃燒不穩(wěn)定性,研究表明超燃沖壓發(fā)動機(jī)內(nèi)燃燒振蕩通常會表現(xiàn)出寬頻帶的功頻譜密度分布[30-31].

目前,國內(nèi)外對超燃沖壓發(fā)動機(jī)燃燒不穩(wěn)定開展了大量的試驗(yàn)和數(shù)值研究,因燃燒不穩(wěn)定的機(jī)理復(fù)雜且?guī)в休^強(qiáng)的隨機(jī)性,燃燒不穩(wěn)定的激勵機(jī)制沒有統(tǒng)一認(rèn)識,至今仍未有較好的預(yù)測手段和主被動控制方法.在超燃沖壓發(fā)動機(jī)中,為探究發(fā)動機(jī)點(diǎn)火及穩(wěn)燃特性,多種噴注方案情況下燃燒不穩(wěn)定性需進(jìn)一步研究.本文將通過多種非侵入式光學(xué)測量方法,研究不同噴注方案對流場結(jié)構(gòu)的影響、先鋒氫對乙烯火焰建立的影響,以及在無先鋒氫的情況下考察乙烯火焰的穩(wěn)定特性,通過火焰振蕩現(xiàn)象來定性評估乙烯燃燒不穩(wěn)定性.

1 設(shè)備及發(fā)動機(jī)構(gòu)型

試驗(yàn)研究是在中國空氣動力研究與發(fā)展中心(CARDC)的超聲速燃燒設(shè)備上開展,直連實(shí)驗(yàn)臺采用噴管代替進(jìn)氣道來降低經(jīng)濟(jì)成本并加快研究速度.

如圖1 所示,直連實(shí)驗(yàn)臺由3 個部分組成,第1 部分是一個二維噴管,噴管安裝在加熱器末端,加熱器內(nèi)氫氣燃燒可將空氣加熱到總溫Tt=950 K、總壓Pt=0.82 MPa,內(nèi)流氣體O2,N2和H2O 的摩爾分?jǐn)?shù)分別為21%,67%和12%,噴管出口截面為30 mm×150 mm,噴管出口馬赫數(shù)為2.0.第2 部分是一個300 mm 長的矩形隔離段,隔離段尾部有一個80 mm 長的膨脹段,擴(kuò)張角為1.4°.第3 部分為單邊膨脹燃燒室,上壁面裝配一個凹腔,凹腔深11 mm、長深比為11 且后斜坡角為21.1°,燃燒室從x=421 mm到1073 mm 共有4 個擴(kuò)張角,分別為1.4°,2.0°,8.0°和15.0°,燃燒室出口的高焓尾氣直接排入真空罐.

圖1 設(shè)備結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Geometric configuration of facility

如圖2 所示,燃燒室內(nèi)共有兩組燃料噴注位置分別為Jet-1和Jet-2,每組噴口為10 個且噴口直徑為1.0 mm,它們分別位于凹腔臺階上游10 mm和下游25 mm 處.實(shí)驗(yàn)中室溫的氫氣和乙烯垂直壁面噴入超聲速主流,火花塞位于凹腔臺階下游75 mm 處.

圖2 燃料噴入位置及點(diǎn)火器位置示意圖(單位:mm)Fig.2 Schematic of fuel injection and igniter (unit:mm)

2 測量手段和實(shí)驗(yàn)時序

采用10 kHz 高頻壓力傳感器監(jiān)測發(fā)動機(jī)上壁面中線位置處壓力變化規(guī)律,總共使用了45 個傳感器來獲取實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù).

另外,在燃燒室側(cè)壁面上安裝了石英玻璃,相機(jī)拍攝方向與超聲速流動方向垂直,采用500 Hz 的OH-PLIF 來觀測凹腔基超燃沖壓發(fā)動機(jī)內(nèi)火焰建立動態(tài)過程,OH 基的追蹤可提供化學(xué)反應(yīng)區(qū)位置及面積變化的詳細(xì)信息.每車實(shí)驗(yàn)中,在0.2 s 的時間內(nèi)連續(xù)捕捉1000 張CH 基自發(fā)光圖像,同步測量手段的使用望定性獲得燃燒或釋熱動態(tài)過程.

如圖3 所示,直連實(shí)驗(yàn)臺的運(yùn)行時間為500 ms,選取加熱器工作穩(wěn)定段作為模擬飛行馬赫數(shù)4.0 的有效測試時間,并把先鋒氫閥門打開的時間定為t=0 s.如圖3(a)所示,當(dāng)t=0.075 s 時,乙烯開始噴入燃燒室,氫氣和乙烯持續(xù)噴注的時間分別為0.26 s和0.285 s 左右.因此,可以通過分析t=0～0.075 s 的壁面壓力和紋影圖片獲得氫氣噴入對超聲速內(nèi)流流動特性的影響.t=0.075～0.26 s 的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可用來分析從乙烯噴入、點(diǎn)燃以及火焰穩(wěn)定的動態(tài)過程.t=0.26～0.36 s可用來觀測單乙烯燃燒特性.圖3(b)給出了單一燃料噴注方案下實(shí)驗(yàn)時序,火花塞分別在t=0.07 s和t=0.155 s 點(diǎn)燃先鋒氫或乙烯燃料,單一燃料持續(xù)噴注時長為0.25 s,相應(yīng)的內(nèi)流及燃料噴注參數(shù)如表1 所示.

圖3 超燃沖壓發(fā)動機(jī)實(shí)驗(yàn)時序圖Fig.3 Schematic of operation sequence of tested scramjet

表1 內(nèi)流和燃料噴注參數(shù)Table 1 Flow parameters of inflow and injection

3 研究結(jié)果

3.1 發(fā)動機(jī)內(nèi)流動特性

3.1.1 無燃料噴注時流場結(jié)構(gòu)

圖4 給出了無燃料噴入時超聲速內(nèi)流場結(jié)構(gòu),圖中白色虛線所標(biāo)注的斜激波“S0”是因加工和裝配所產(chǎn)生的雜波,斜激波“S0”強(qiáng)度較弱對超聲速內(nèi)流影響較小.超聲速內(nèi)流經(jīng)過凹腔臺階處會形成一束膨脹波,同時剪切層向上偏折.膨脹后的超聲速內(nèi)流沖擊凹腔壁面并在凹腔回流的影響下形成一斜激波“S1”.斜激波“S1”打在燃燒室下壁面并形成一個小尺度分離區(qū),并在分離區(qū)前端形成新的分離激波“S2”,斜激波“S1”在壁面反射并形成新的反射激波“S3”和“S4”.

圖4 無燃料噴入時超聲速流場結(jié)構(gòu)Fig.4 Flow structures of supersonic internal flow without fuel injection

然后,隨著激波角的增大,“S2～S4”均向上游移動,“S2”的移動將在凹腔下游產(chǎn)生新的斜激波“S5”.復(fù)雜的激波/邊界層相互作用會給凹腔內(nèi)回流區(qū)和亞聲速區(qū)帶來擾動,從而加劇內(nèi)流場的不穩(wěn)定性.超聲速內(nèi)流場是不穩(wěn)定的.如圖4(c)所示,隨著斜激波“S1”的強(qiáng)度和位置改變,斜激波“S2”向下游移動,由于斜激波“S2”不再沖擊凹腔后斜坡,斜激波“S5”隨之消失.斜激波“S1”向下游繼續(xù)移動,斜激波“S2”沖擊燃燒室上壁面進(jìn)而形成新的“S5”.如圖4(e)所示,斜激波“S1”向上游移動,“S2”的沖擊位置也隨之向上游移動.圖4(f)所示流場再一次恢復(fù)至如圖4(a)所示流場結(jié)構(gòu),即無燃料噴注時超聲速內(nèi)流場結(jié)構(gòu)變化是周期性的.

3.1.2 燃料噴注時流場結(jié)構(gòu)

如圖5(a)所示,無燃料注入的超聲速內(nèi)流場結(jié)構(gòu)簡單,流場包含位于凹腔臺階處的剪切層和膨脹波、斜激波“S1”和“S2”以及相應(yīng)的反射激波和分離激波.前文發(fā)現(xiàn)超聲速內(nèi)流是不穩(wěn)定的,下文將進(jìn)一步討論內(nèi)流場的振蕩特性.如圖5(b)所示,先鋒氫噴注位置為Jet-1 且噴注總壓為4.0 MPa,因燃料的注入,斜激波“B1”在噴注位置上游形成并附著于燃燒室下壁面,斜激波在x=312 mm 附近反射并形成新的斜激波“S2”,凹腔內(nèi)存在復(fù)雜的激波/邊界層相互作用及波系(S3,S5～S7).

圖5 不同噴注方案下超聲速內(nèi)流場結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Flow structures of supersonic internal flow with different injection strategies

如圖5(c)所示,斜激波“S1”在凹腔臺階下游產(chǎn)生,并在燃燒室下壁面x=378 mm 附近反射,與圖5(b)所示的內(nèi)流相比,燃料在Jet-2 噴注時所得內(nèi)流場結(jié)構(gòu)更簡單.

3.1.3 發(fā)動機(jī)內(nèi)流振蕩特性分析

本文通過分析監(jiān)測點(diǎn)x=371 mm 處壓力FFT 結(jié)果,來獲得先鋒氫對流場振蕩特性的影響,所得結(jié)果如圖6和圖7 所示,發(fā)現(xiàn)無燃料噴注時超聲速流場的振蕩主頻分別為422.4 Hz和446.8 Hz,各工況振蕩主頻差距較小,表明質(zhì)量實(shí)驗(yàn)臺設(shè)備運(yùn)行穩(wěn)定、可重復(fù)性較好.如圖6 所示,在燃料噴入后,Case 1 的振蕩主頻變?yōu)?43.3 Hz,發(fā)動機(jī)超聲速內(nèi)流振蕩主頻變化較小,即燃料在凹腔上游噴注對內(nèi)流場振蕩特性影響較小.

圖6 Case 1 中監(jiān)測點(diǎn)x =371 mm 處壓力快速傅里葉變換結(jié)果Fig.6 FFT result at x =371 mm in case 1

圖7 Case 2 中監(jiān)測點(diǎn)x =371 mm 處壓力快速傅里葉變換結(jié)果Fig.7 FFT result at x =371 mm in case 2

如圖7 所示,在燃料噴入后case 2 的振蕩主頻變?yōu)?50.3 Hz,發(fā)動機(jī)超聲速內(nèi)流振蕩主頻變化較大,case 2 中流動振蕩受到了抑制,即燃料在凹腔臺階下游噴注這種方式可抑制超聲速內(nèi)流場振蕩.

如圖5 所示,當(dāng)燃料噴注位置為Jet-2 時,斜激波“S1”在燃燒室下壁面附著點(diǎn)銜接由斜激波“S2”所引起的分離區(qū),“S1”的存在抑制了凹腔激波/邊界層相互作用.當(dāng)燃料噴注位置為Jet-1 時,斜激波“S1”的反射激波“S2”附著點(diǎn)在凹腔內(nèi),即噴注所造成的影響被凹腔內(nèi)復(fù)雜流動所吸收,流動振蕩主頻變化較小.因此,噴注位置對冷流穩(wěn)定性影響較大.

3.2 多種燃料噴注方案下燃燒不穩(wěn)定性

3.2.1 先鋒氫火焰建立過程

如圖8 所示,先鋒氫點(diǎn)火成功后其化學(xué)反應(yīng)區(qū)是動態(tài)變化的,當(dāng)t=0.160 s 時,OH 基在凹腔臺階附近聚集并附著于凹腔底壁上,剪切層內(nèi)OH 基濃度較高.之后,聚集在x=325～350 mm 處的OH 基開始向下游移動.當(dāng)t=0.164 s 時,先鋒氫燃燒加劇且高溫高壓燃燒產(chǎn)物對內(nèi)流的壓縮強(qiáng)度增大,OH 基分布變得更不均勻.化學(xué)反應(yīng)區(qū)內(nèi)OH 基重復(fù)性地聚集和擴(kuò)散,這將導(dǎo)致OH 基位置及濃度發(fā)生振蕩,基于OH-PLIF 圖像可知Jet-1 噴注方案可將先鋒氫引入凹腔并增強(qiáng)摻混.

圖8 φ=0.3 的先鋒氫在Jet-1 位置噴注時OH 基圖像Fig.8 OH-PLIF images of cavity with pure H2 of φ=0.3 at Jet-1

如圖9 所示,化學(xué)反應(yīng)區(qū)面積、位置和結(jié)構(gòu)隨著噴注方案的改變而改變,當(dāng)先鋒氫噴注位置為Jet-2時,先鋒氫穿透剪切層,剪切層在先鋒氫的影響下向超聲速內(nèi)流偏轉(zhuǎn).OH-PLIF 圖像表明先鋒氫化學(xué)反應(yīng)區(qū)主要集中于y=20～40 mm 的剪切層中,而在凹腔后斜坡處的回流區(qū)內(nèi)無化學(xué)反應(yīng).

圖9 φ =0.3 的先鋒氫在Jet-2 位置噴注時OH 基圖像Fig.9 OH-PLIF images of cavity with pure H2 of φ =0.3 at Jet-2

當(dāng)t=0.160 s 時,大量OH 基貼近燃燒室上壁面.之后,位于x=325～375 mm 且y＞ 20 mm 區(qū)域內(nèi)先鋒氫燃燒并釋熱,燃燒區(qū)尾部向燃燒室下壁面移動.接下來,剪切層內(nèi)OH 基濃度降低,這意味著先鋒氫燃燒效率及釋熱量降低,高溫燃?xì)鈱Τ曀僦髁鞯膲嚎s程度隨之降低,剪切層開始向上移動.

與前文類似,此種噴注方案所得先鋒氫火焰同樣是不穩(wěn)定的,OH 基將重復(fù)性地聚集和擴(kuò)散,但釋熱位置不同.

OH-PLIF 圖像證實(shí)了噴注位置對先鋒氫燃燒影響顯著,且先鋒氫化學(xué)反應(yīng)區(qū)是不穩(wěn)定的.

2.5 兩組患者電解質(zhì)變化的比較 兩組患者電解質(zhì)(Na+、K+、Ca2+、Cl-)濃度在T1、T3、T5時差異無統(tǒng)計學(xué)意義；兩組組內(nèi)T3、T5電解質(zhì)濃度與T1差異無統(tǒng)計學(xué)意義(表5)。

如圖10 所示,相比于case 2,當(dāng)先鋒氫噴注位置為Jet-2 時OH 基面積在11.2～18.2 cm2之間,化學(xué)反應(yīng)區(qū)面積較大.Case 2 中化學(xué)反應(yīng)區(qū)面積約為7.8～17 cm2,而當(dāng)t＞0.15 s 時,化學(xué)反應(yīng)區(qū)面積減少近50%.因此,Jet-2 噴注方案不利于增強(qiáng)摻混和提高燃燒效率,也無法提供較大推力或比沖,即合適的噴注方案可有效提升發(fā)動機(jī)性能.

圖10 φ =0.3 的先鋒氫化學(xué)反應(yīng)區(qū)面積動態(tài)變化Fig.10 Area of chemical reaction zone (OH) with different jet locations of φ =0.3

3.2.2 乙烯火焰建立過程

單乙烯以Pt=1.8 MPa 從Jet-2 處噴入超聲速主流,并被火花塞成功點(diǎn)火,如圖11 所示,乙烯燃燒主要集中于凹腔后斜坡和凹腔底壁,乙烯火焰同樣是不穩(wěn)定的.當(dāng)t=0.158 s 時,大量OH 基聚集在凹腔后斜坡處,在凹腔底壁附近乙烯燃燒較弱.之后,乙烯在噴注位置附近大量釋熱,即此處OH 基濃度增大,乙烯燃燒區(qū)域隨之增大.

圖11 Case 4 單乙烯燃燒時OH 基動態(tài)變化過程Fig.11 Dynamic evolution process of OH with pure C2H4 in case 4

當(dāng)t=0.167 s 時,OH 基從凹腔底壁向凹腔后斜坡處聚集,化學(xué)反應(yīng)區(qū)整體向燃燒室下壁面一定,當(dāng)OH 基面積降低.之后,化學(xué)反應(yīng)區(qū)膨脹,其主要集中于x=330～420 mm 區(qū)間內(nèi),OH 基濃度增大.當(dāng)t=0.168～0.172 s 時,OH 基面積減小,此時OH 基聚集在凹腔后斜坡處,然后向上游延伸并擴(kuò)散至凹腔臺階附近.

研究發(fā)現(xiàn),凹腔后斜坡處的回流區(qū)附近,OH 基所占面積和化學(xué)反應(yīng)區(qū)形狀是動態(tài)變化的.此外,化學(xué)反應(yīng)區(qū)瞬時面積和OH 基分布也能很好地反應(yīng)乙烯燃燒不穩(wěn)定的特征.

如圖12 所示,乙烯點(diǎn)燃后化學(xué)反應(yīng)區(qū)面積從0 cm2快速增長至8.7 cm2,由于燃燒不穩(wěn)定,化學(xué)反應(yīng)區(qū)面積在4.5～12.4 cm2之間振蕩,這與火焰重復(fù)性地從凹腔后斜坡擴(kuò)張至Jet-2 位置的過程相對應(yīng).基于大量實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析,發(fā)現(xiàn)在低總溫來流條件下,改變乙烯噴注位置和總壓也很難實(shí)現(xiàn)單乙烯的穩(wěn)燃.

圖12 Case 4 化學(xué)反應(yīng)區(qū)面積動態(tài)變化Fig.12 Area of chemical reaction zone in case 4

為保證乙烯能夠穩(wěn)燃,在現(xiàn)有的噴注方案上添加先鋒氫,在此基礎(chǔ)上研究先鋒氫對氣態(tài)乙烯穩(wěn)燃過程的影響.先鋒氫噴注位置為Jet-1 且噴注總壓為Pt=4.0 MPa,乙烯噴注位置為Jet-2 且噴注總壓為Pt=1.0 MPa.

本文采用CH 自發(fā)光圖像來捕捉乙烯燃燒的動態(tài)變化過程,圖13(a)為實(shí)驗(yàn)所拍攝的原始圖像,圖中藍(lán)色區(qū)域?yàn)镃H 基.由于顏色-灰度轉(zhuǎn)換可減少圖像濾波和分割等后處理所需的時間,本文將原始圖像灰度化,如圖13(b)所示,圖像中灰度值不連續(xù)處為化學(xué)反應(yīng)區(qū)的邊緣,以此條件來提取邊緣位置并得到如圖13(c)所示結(jié)果.

圖13 CH 基圖像處理Fig.13 Image processing of CH

當(dāng)t=0.133 s 時,火花塞工作,此時先鋒氫和乙烯閥均為開啟狀態(tài),先鋒氫成功點(diǎn)燃乙烯.當(dāng)t=0.26 s時,先鋒氫閥門關(guān)閉,單乙烯燃燒持續(xù)時間約為0.1 s.在此過程中,CH 基區(qū)域中心的x軸坐標(biāo)和所占面積的動態(tài)變化過程如圖14和圖15 所示.

圖14 Case 5 中CH 基中心橫坐標(biāo)變化Fig.14 X coordinate of CH region center in case 5

圖15 Case 5 中CH 基面積變化Fig.15 Area of CH region during case 5

CH 基區(qū)域中心的x軸坐標(biāo)通過式(1)計算獲得,其中n為火焰所占的像素數(shù),xp,i為每個像素點(diǎn)的x軸坐標(biāo)

當(dāng)先鋒氫撤除后,CH 基的Xc位置迅速后移至384 mm,且CH 面積快速增大至11.9 cm2,這兩變量分別增加了42.13%和78.44%,即單乙烯點(diǎn)燃后會在凹腔后斜坡處穩(wěn)燃且釋熱面積較大,且乙烯需要約9.2 ms 的時間完成燃燒位置的改變.

如圖16 所示,先鋒氫在Jet-1 噴注時,燃燒室最大無量綱壓升為2.542,case 5 中先鋒氫和乙烯組合燃燒時最大無量綱壓升為3.223,而關(guān)閉先鋒氫后,最大無量綱壓升為1.387.通過壓力數(shù)據(jù)也可知,先鋒氫關(guān)閉后,單乙烯穩(wěn)定燃燒,但低當(dāng)量比乙烯燃燒時燃燒室沿程壓力較低,即燃燒室推力較小.基于CH 基變化規(guī)律和壓力數(shù)據(jù)可推斷,先鋒氫燃燒是單乙烯穩(wěn)燃的前提條件.

圖16 不同工況下燃燒室沿程無量綱壓力Fig.16 Normalized pressure of combustor in different cases

如圖17 所示,乙烯噴入后立即被先鋒氫火焰所點(diǎn)燃,先鋒氫火焰的不穩(wěn)定性將影響乙烯火焰邊界的形狀,釋熱區(qū)重復(fù)性的增大和減小將加劇內(nèi)流場的不穩(wěn)定性.

圖17 有先鋒氫情況下紋影和CH 基圖Fig.17 Schlieren images and CH with pilot flame of H2

如圖18 所示,無先鋒氫情況下,乙烯燃燒相對穩(wěn)定,CH 基邊緣變化較小,由此推測,先鋒氫火焰不穩(wěn)定性是加劇乙烯燃燒振蕩及加劇燃燒流動耦合的主要原因.

圖18 無先鋒氫情況下紋影和CH 基圖Fig.18 Schlieren images and CH without pilot flame of H2

4 結(jié)論

本文通過實(shí)驗(yàn)研究了先鋒氫對單凹腔-乙烯燃料超燃沖壓發(fā)動機(jī)性能的影響,使用CARDC 直連實(shí)驗(yàn)臺模擬馬赫數(shù)4.0 的飛行條件,并采用紋影、500 Hz 的OH-PLIF,CH 自發(fā)光等光學(xué)測量手段和10 kHz 的壓力傳感器來研究火焰動態(tài)變化過程.

實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn),在無燃料噴入的情況下,超燃沖壓發(fā)動機(jī)內(nèi)流場結(jié)構(gòu)簡單,流場包含凹腔臺階處的剪切層和膨脹波、斜激波系和不穩(wěn)定分離區(qū).雖然直連實(shí)驗(yàn)臺運(yùn)行穩(wěn)定且可重復(fù)強(qiáng),但冷態(tài)流場以450 Hz的頻率振蕩.當(dāng)燃料在凹腔臺階前端噴注時,振蕩受到抑制.

合理的噴注方案可降低燃燒不穩(wěn)定性,提高超燃沖壓發(fā)動機(jī)性能.先鋒氫在凹腔臺階前端噴注時,基于OH-PLIF 圖像可知先鋒氫釋熱位置及火焰是不穩(wěn)定的.同時,單乙烯在低馬赫數(shù)飛行條件下無法穩(wěn)燃.

先鋒氫撤除后,乙烯成功穩(wěn)燃,乙烯火焰從凹腔中部后移至凹腔后斜坡處,火焰面積增大.因此先鋒氫是乙烯成功點(diǎn)火和穩(wěn)燃的前提條件,且先鋒氫的燃燒不穩(wěn)定性是組合噴注時乙烯燃燒不穩(wěn)定的誘因.