韋寶禧 歐 東 閆明磊 徐 旭

(北京航空航天大學 宇航學院，北京100191)

火焰穩(wěn)定技術(shù)是超燃沖壓發(fā)動機的關(guān)鍵技術(shù)之一.針對超燃燃燒室流場超聲速的特點，如何在有限的時間和空間內(nèi)獲得盡可能高的燃料燃燒效率是超燃火焰穩(wěn)定技術(shù)的核心問題.

上世紀70年代以來，美國、俄羅斯、日本等國相繼研制了用于超燃燃燒室點火的等離子體發(fā)生器，對其在超聲速燃燒中的點火及火焰穩(wěn)定作用開展了廣泛的研究［1－6］.文獻［5］針對等離子體發(fā)生器不同供給氣體、不同噴注位置對點火和燃燒的影響開展了試驗研究.結(jié)果表明，等離子體發(fā)生器布置于燃料噴嘴下游對燃燒的影響要遠遠好于布置于噴嘴上游，以氮氣為介質(zhì)優(yōu)于氬氣和氫氣;國內(nèi)宋文艷［6］在凹槽側(cè)壁處設(shè)置了自行研制的等離子體點火器，成功點燃煤油，并與相同條件下火花塞點火試驗進行比較，認為等離子體點火使煤油燃燒更充分.

本文以氫氣和乙烯為燃料，研究熱等離子體點火器在超燃燃燒室中的應用，以期探求等離子體在點火和改善燃料燃燒性能方面的作用.

1 試驗設(shè)備與設(shè)置

1.1 直連式超燃試驗臺及等離子體發(fā)生器介紹

本文試驗在北京航空航天大學超燃沖壓發(fā)動機直連式試驗臺上進行，超聲速燃燒試驗裝置的詳細描述可參見文獻［7］.超燃燃燒室由4部分組成:隔離段、一段燃燒室、二段燃燒室和三段燃燒室.燃燒室采用單邊擴張結(jié)構(gòu)，全長1 500 mm，入口截面尺寸為54 mm(高)×32 mm(寬)，燃燒室一段和三段分別有5°和3°的擴張角，如圖1所示.二段燃燒室上壁面裝有長徑比為9的凹槽火焰穩(wěn)定器，煤油噴孔與等離子體發(fā)生器噴孔均在凹槽內(nèi)，如圖2所示.

圖1 燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖(單位:mm)

直流電弧熱等離子體發(fā)生器是最常見的應用于超燃燃燒室的等離子點火器，它的特點是溫度高，而且單位體積的熱功率密度極高，在高溫下等離子體存在著大量的電子、離子以及化學活性很高的原子和原子基團.這種等離子體發(fā)生器的結(jié)構(gòu)簡單，能夠合適的安裝在燃燒室的壁面上.

本試驗所用等離子體點火器是根據(jù)超燃試驗臺的燃燒室尺寸來自行設(shè)計的直流電弧等離子體發(fā)生器，由負極、正極、內(nèi)腔體、進氣口、進水口、回水口及出氣口和電源控制系統(tǒng)組成，輸入功率約為1 kW.點火器的正負極間隙很小，當接通電源時，點火器正負極間的介質(zhì)被擊穿，形成電弧.作為點火器工質(zhì)的氣體(本試驗選擇氮氣)通過電弧時被加熱，然后形成的高溫等離子體從噴嘴處噴入燃燒室點燃部分燃料、空氣混氣，并進一步強化燃料與空氣的混合，達到在短距離內(nèi)點燃大部分混氣的目的.

1.2 試驗工況

試驗來流馬赫數(shù)為2.0，通過改變加熱器工況實現(xiàn)不同來流總溫的變化.根據(jù)之前的試驗［7］，本文選用較易實現(xiàn)燃料穩(wěn)定燃燒的長深比為9的凹槽作為基體.燃料噴嘴和等離子體點火器均布置于凹槽內(nèi).燃料噴嘴孔徑為1.2 mm，等離子點火器噴嘴孔徑為2.0 mm.

圖3顯示了試驗設(shè)備運行的典型時序.整個試驗過程中等離子體點火器始終處于工作狀態(tài).加熱器壓力(來流總壓)建立約0.2 s后乙烯燃料噴入燃燒室，緊接著乙烯燃料被點著，燃燒室壓力開始上升，燃燒室工作1s后，試驗結(jié)束，相繼關(guān)閉各閥門，并通入吹除氮氣.

圖3 設(shè)備運行典型時序圖

表1為試驗工況及試驗結(jié)果統(tǒng)計表，總溫Tt、總壓Pt、當量比φ和燃燒室最高壓力與燃燒室入口壓力比值Pmax/P1等主要試驗參數(shù)均列于表中.最高壓力與入口壓力比值未填的試驗(算例1，2，9，10)表示未能實現(xiàn)燃料的穩(wěn)定燃燒.

表1 試驗工況和結(jié)果

2 數(shù)值仿真

鑒于多步化學反應模型對計算機要求較高，本文的仿真工作將試驗對應的工況簡化為二維問題，主要研究兩種乙烯化學反應模型對超聲速燃燒的模擬能力.

2.1 網(wǎng)格及收斂條件

計算時燃燒室全部采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格并且在凹槽火焰穩(wěn)定器區(qū)域局部加密，壁面邊界層采用等比法加密.當滿足下列條件時認為解已經(jīng)收斂:①各控制方程的殘差小于10－3;②進出口的流量誤差小于0.01;③監(jiān)視點壓力穩(wěn)定.

2.2 流場計算模型

本文使用計算流體力學軟件Fluent完成乙烯超聲速燃燒等離子體點火的數(shù)值模擬，該軟件采用有限體積法求解雷諾時均N-S方程，選擇基于密度的耦合求解器，湍流模型采用標準k-ε模型，求解精度均為二階精度.針對乙烯點火燃燒試驗進行了數(shù)值模擬分析，分別使用了3步6組分和8步9組分兩種乙烯化學反應模型進行對比計算［8－9］.

等離子體作為一種電離狀態(tài)下的氣體包含了分子、原子、電子及離子成分，所以對于等離子體模型的準確模擬不僅應包括氣體內(nèi)能，還應該包括振動能量及電子能量.文獻［10］的研究已經(jīng)表明:在為沖壓發(fā)動機設(shè)計的等離子體發(fā)生器所產(chǎn)生的氣體中，電子及離子的成分很小，并且對于燃料的點火和燃燒幾乎不起任何作用，因此本文中將這兩種成分排除，并將等離子體射流模型簡化為高溫氮分子.

本文對等離子體射流模型作如下基本假定:①等離子體射流為穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu);②文獻［10］中研究所得的等離子體發(fā)生器射流溫度分布滿足:T=(T0－Tw)［1－(r/R)2.3］+Tw.其中 T0，Tw分別為射流中心溫度10127 K與壁面溫度700 K，其平均溫度在4000 K左右，為了方便選取等離子體輸運性質(zhì)的數(shù)據(jù)，在本文的算例中取其射流溫度為4000 K進行計算;③等離子體射流的密度、粘性系數(shù)、熱導率、比熱容在不同的溫度區(qū)間內(nèi)都取為溫度的函數(shù).

3 結(jié)果與分析

3.1 試驗結(jié)果及分析

將等離子點火器應用于超燃沖壓發(fā)動機燃燒室，最需要關(guān)心的是其點火和改善燃燒性能兩方面的作用.接下來根據(jù)所得試驗結(jié)果，具體分析熱等離子體對于氫氣和乙烯燃料的點火和促進燃料燃燒的性能.

3.1.1 等離子點火器點火性能研究

點火延遲時間是評判點火性能的一個重要參數(shù).在氫氣、乙烯低當量比工況下進行了點火延遲時間的試驗研究.從算例1～3試驗結(jié)果可知，以氫氣為燃料，當來流總溫為1 600 K時，貧燃極限在φ=0.1附近.圖4為燃燒室凹槽內(nèi)壓力測點采集到的壓力信號，4次試驗來流條件相同，來流總溫均為1600 K.對于無等離子點火器的工況，該點所測到的壓力并不是從噴入氫氣后立即上升的，在試驗控制時序中，氫氣燃料在1.8 s時刻噴入凹槽，而這兩個當量比下，壓力上升都有所滯后，其中 φ=0.2的算例5試驗其燃燒室壓力從2.2 s開始明顯上升，而 φ=0.15的算例4試驗，壓力更是延遲到2.4s才上升，該現(xiàn)象表明:當來流總溫較低時，小當量比的氫氣在燃燒室凹槽內(nèi)的燃燒從點火時間上來看存在著一定的點火延遲，當量比越小，點火延遲時間越長.

圖4 H2凹槽壓力測點信號曲線(算例4，5，7，8)

從算例7和算例8試驗結(jié)果可見，當加入等離子體發(fā)生器后，凹槽內(nèi)的壓力上升幾乎與氫氣噴入的時間相同，說明等離子體發(fā)生器所產(chǎn)生的高溫等離子體射流可以顯著減小氫氣的點火延遲時間，能夠迅速的點燃噴入燃燒室內(nèi)的氫氣.

圖5為乙烯試驗的壓力時間曲線.與氫氣試驗結(jié)果相似，等離子點火器對乙烯燃燒的點火延遲也有明顯的改善作用.

3.1.2 等離子點火器對改善燃燒性能的研究

圖5 C2H4凹槽壓力測點信號曲線(算例12，14，15，17)

圖6 燃燒室壁面靜壓分布圖(H2T0=1600 K)

在來流總溫1600 K工況下，進行了相同當量比下的等離子體發(fā)生器對燃料燃燒性能改善效果的試驗研究.圖6為各個當量比下等離子體發(fā)生器工作與不工作2種工況的燃燒室壁面壓力分布對比圖.對于當量比φ=0.1的情況，單噴氫氣燃燒室不著，而在等離子體發(fā)生器的高溫射流作用下，燃燒室壁面壓力上升迅速，氫氣噴進燃燒室后立即開始燃燒;對于其余兩個當量比下的情況，加等離子體發(fā)生器時氫氣燃燒得到的壁面壓力峰值略高于不加等離子體發(fā)生器時，等離子體發(fā)生器所產(chǎn)生的高溫射流對于氫氣在燃燒室內(nèi)的燃燒并沒有明顯的促進作用，這與氫氣本身容易完全燃燒的性質(zhì)有關(guān).

圖7顯示了不同當量比下，乙烯燃燒的壁面壓力分布圖.

圖7 燃燒室壁面壓力分布(C2H4T0=1850 K)

從圖7中可以看到，當來流總溫為1 850 K時，不同當量比的乙烯均在燃燒室內(nèi)燃燒，使得壁面壓力在凹槽處出現(xiàn)了峰值.值得注意的是，加與不加等離子體發(fā)生器并沒有使壁面壓力出現(xiàn)明顯的差別，這與氫氣的點火試驗結(jié)果相似，等離子體發(fā)生器并沒有對乙烯的燃燒性能產(chǎn)生明顯的改善效果.

3.2 數(shù)值仿真結(jié)果及分析

在進行乙烯點火燃燒試驗的同時，對其相應工況下的燃燒流場也作了數(shù)值模擬分析.分別使用了兩種乙烯化學反應模型進行對比計算，包括3步6組分反應模型、8步9組分反應模型.

圖8為來流總溫1 850 K時，在當量比0.22下(算例16)使用兩種化學反應模型計算得到的仿真結(jié)果的燃燒室靜溫分布圖.從圖中可以看到，3步模型凹槽附近燃燒劇烈區(qū)域溫度在2 800 K左右，而8步模型相同區(qū)域僅為2 000 K左右.這一現(xiàn)象說明8步模型由于中間產(chǎn)物較多，反應劇烈程度遠低于3步模型.

圖8 燃燒室靜溫分布圖

圖9為算例16燃燒室壁面靜壓分布仿真與試驗結(jié)果對比圖.從圖中可以發(fā)現(xiàn):

1)8步化學反應模型計算結(jié)果壁面壓力分布與試驗結(jié)果符合較好，準確地捕捉到了燃燒室壓力上升段、下降段的位置，計算得到的壓力峰值也與試驗測得的壓力峰值接近;與8步模型的結(jié)果相比，3步化學反應模型計算的壓力峰值均高出試驗測得值約0.1 MPa，3步反應模型也較好地捕捉到了壓力下降段的位置，但沒有準確地捕捉到壓力上升的位置，計算得到的壓力上升點明顯比試驗測得的壓力上升位置更加提前.這些現(xiàn)象說明3步模型化學反應速度快、放熱多，對上游壓力的影響大于實際情況.相比之下，8步模型由于反應步數(shù)與燃燒組分較多，更加符合實際乙烯燃燒放熱的強度.乙烯計算與試驗的結(jié)果能夠較好地符合，證明了本文所進行的流場燃燒計算能夠在一定程度上反映出真實的燃燒過程.

2)在使用3步與8步乙烯化學反應模型的流場壁面壓力結(jié)果中，等離子體發(fā)生器所產(chǎn)生的高溫射流并沒有對燃燒室中乙烯的燃燒性能有明顯的促進作用，使用與不使用等離子體發(fā)生器的壁面壓力峰值基本相同，這與試驗中的結(jié)果相一致，說明對于乙烯在超聲速燃燒室中的燃燒，等離子體發(fā)生器能夠減小其點火延遲時間，但對燃燒性能的改善效果不明顯.

圖9 燃燒室壁面壓力曲線(算例16)

4 結(jié)論

1)在燃燒室來流總溫較低時，氫氣與乙烯均不能自燃，文中設(shè)計的等離子體發(fā)生器能夠增大燃料穩(wěn)定燃燒當量比范圍，有效的提高燃料點火能力.

2)在燃燒室來流總溫較高時，以氮氣為介質(zhì)的等離子體發(fā)生器所產(chǎn)生的高溫等離子體流能夠大大縮短燃料點火延遲時間，但是未觀察到其對改善燃料燃燒性能有明顯的作用.

3)分別采用乙烯3步化學反應模型與8步化學反應模型，模擬了乙烯當量比0.22時的等離子體點火燃燒流場.通過與試驗結(jié)果的對比發(fā)現(xiàn)，8步化學反應模型的計算結(jié)果較好地捕捉到了試驗測得的壓力上升段、下降段的位置以及壓力峰值.而3步模型中的燃燒放熱要大于實際情況，其壓力峰值與壓力起始上升位置均偏離較遠.因此認為8步化學反應模型更適合于超聲速燃燒室的乙烯燃燒流場計算.

References)

［1］Do H，Seong-kyun I，Cappelli M A，et al.Plasma assisted flame ignition of supersonic flows over a flat wall［J］.Combustion and Flame，2010，157(12):2298－2305

［2］Hyungrok D，Cappelli M A，Godfrey M M.Plasma assisted cavity flame ignition in supersonic flows［J］.Combustion and Flame，2010，157(9):1783－1794

［3］Leonov S B，Kochetov I V，Napartovich A P，et al.Plasma-induced ethylene ignition and flameholding in confined supersonic air flow at low temperatures［J］.IEEE Transactions on Plasma Science，2011，39(2):781－787

［4］Jacobsen L S.Toward plasma-assisted ignition in scramjets［R］.AIAA-2003-0871，2003

［5］Kimura I，Aoki H，Kato M.The use of a plasma jet for flame stabilization and promotion of combustion in supersonic air flows［J］.Combustion and Flame，1981，42:297－305

［6］宋文艷，劉偉雄，賀偉，等.超聲速燃燒室等離子體點火實驗研究［J］.實驗流體力學，2006，20(4):20－24

Song Wenyan，Liu Weixiong，He Wei，et al.Experimental investigation of plasma ignition in supersonic combustor［J］.Experiments and Measur in Fluid Mechanics，2006，20(4):20－24(in Chinese)

［7］王遼.超燃沖壓發(fā)動機燃燒室燃料噴射與火焰穩(wěn)定的試驗研究［D］.北京:北京航空航天大學宇航學院，2008

Wang Liao.Experimental investigation of fuel injection and flame stabilization in scramjet combustor［D］.Beijing:School of Astronautics，Beijing University of Aeronautics and Astronautics，2008(in Chinese)

［8］Baurle R A，Eklund D R.Analysis of dual-mode hydrocarbon scramjet operation at Mach 4－6.5［J］.Journal of Propulsion and Power，2002，18(5):990－1002

［9］Mawid M A，Sekar B.Kinetic modeling of ethylene oxidation in high speed reacting flows［R］.AIAA-1997-326，1997

［10］Wang Haixing，Chen Xi，Pan Wenxia.Modeling study on the entrainment of ambient air into subsonic laminar and turbulent Argon plasma jets［J］.Plasma Chemistry and Plasma Processing，2007，27(2):141－162

［11］Minato R，Niioka T，Sugiyama H，et al.Numerical analysis of supersonic combustion by a plasma torch［R］.AIAA-2005-3424，2005