解 亮，王東明，張寶華，蔣聯(lián)友，張哲衡

（中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所，沈陽110015）

0 引言

渦輪基組合循環(huán)（TBCC）發(fā)動機作為1種新型噴氣式發(fā)動機，其飛行范圍比傳統(tǒng)渦輪發(fā)動機更寬、比沖壓火箭發(fā)動機更大，可以使用常規(guī)碳氫燃料，具有較好的經(jīng)濟性，滿足空天一體化飛行的發(fā)展趨勢[1-3]。該類型發(fā)動機一般分為串聯(lián)和并聯(lián)2種結(jié)構(gòu)形式。在并聯(lián)式TBCC發(fā)動機中，沖壓燃燒室如何在TBCC發(fā)動機各工作模態(tài)下高效組織燃燒是其研究的關(guān)鍵技術(shù)之一[4-7]。由于渦輪、沖壓2種模態(tài)轉(zhuǎn)換過程無法在瞬間完成，同時為避免發(fā)動機推力在轉(zhuǎn)換中劇烈波動，發(fā)動機2種模態(tài)之間的轉(zhuǎn)換采用逐漸過渡的方式（模態(tài)轉(zhuǎn)換）。當沖壓發(fā)動機在高空工作時，環(huán)境壓力的降低導致燃燒室內(nèi)空氣密度急劇減小。同時沖壓發(fā)動機燃燒室入口氣流速度很高，達到上百米每秒。在如此低的空氣密度及如此高的氣流速度下，燃燒室內(nèi)的點火條件極為惡劣，其中的燃料噴注特性、質(zhì)量熱量交換特性及火焰結(jié)構(gòu)都將發(fā)生很大變化。如何保證在寬范圍來流條件下都具有可靠的點火性能，是亞燃沖壓發(fā)動機工作過程中面臨的關(guān)鍵問題之一。

20世紀90年代，美國、德國、日本等國家均針對基于亞燃沖壓發(fā)動機技術(shù)的TBCC發(fā)動機開展了相應的研究計劃，在美國開展的BetaⅡ2級入軌飛行器方案設(shè)計中，所采用的低速推進系統(tǒng)即為并聯(lián)式TBCC發(fā)動機[8-9]。Ballal和Lefebvre[10]對發(fā)動機點火性能影響因素進行了一系列的基礎(chǔ)研究，給出點火性能影響因素與最小點火能量的函數(shù)關(guān)系；Read等[11]對低溫、低壓下航空發(fā)動機燃燒室中受湍流作用影響的點火過程及流場結(jié)構(gòu)進行了分析；Cote[12]和Ballal[13]等也對低壓條件下點火問題進行了研究；Aggarwal[14-15]對液霧點火的問題進行了詳細地回顧；Mastorakos[16]對湍流非預混氣流中的點火問題進行了總結(jié)。近年來，國內(nèi)開展了并聯(lián)式TBCC發(fā)動機的方案研究[17]和性能模擬研究[18]；文獻[19-23]對不同類型發(fā)動機的點火性能進行了研究，認為影響發(fā)動機點火延遲時間的因素很多，包括點火器類型、空間布局和工作參數(shù)等；邢菲[24]等對航空發(fā)動機駐渦燃燒室內(nèi)摻混氣溫度對點火性能的影響進行了研究；羅文雷[24]對亞燃沖壓發(fā)動機燃燒室結(jié)構(gòu)設(shè)計方法進行了研究，并進行了試驗驗證；王靛[25]、俞剛等[26]針對碳氫燃料超燃發(fā)動機中來流靜溫變化對點火性能的影響進行了研究；程曉軍[27]等對蒸發(fā)穩(wěn)定器在燃燒室內(nèi)貧油點熄火特性進行了研究。但在國內(nèi)外公開文獻中鮮見關(guān)于并聯(lián)式TBCC發(fā)動機在模態(tài)轉(zhuǎn)換點沖壓燃燒室點火特性試驗研究的報道。

本文基于高速飛行器對并聯(lián)式TBCC發(fā)動機的需求，開展了二元及全環(huán)沖壓燃燒室點火特性試驗研究，測取并分析了模態(tài)轉(zhuǎn)換點不同進氣道開啟比例沖壓燃燒室點火特性。

1 研究對象及試驗臺

1.1 研究對象

為配合渦輪基組合循環(huán)發(fā)動機亞燃沖壓燃燒室的設(shè)計工作，掌握沖壓燃燒室低溫、低壓、高速條件下點火及起動技術(shù)，組織燃燒技術(shù)，利用二元穩(wěn)定器和全環(huán)試驗件，對低溫、低壓、高速條件下穩(wěn)定器的點火邊界和穩(wěn)定燃燒邊界進行摸底試驗。

空天用沖壓燃燒室需要在盡可能低的空域、盡可能小的飛行馬赫數(shù)下點火，以實現(xiàn)模態(tài)轉(zhuǎn)換。綜合沖壓燃燒室啟動和組織燃燒性能，采用管式蒸發(fā)二元穩(wěn)定器作為研究對象。蒸發(fā)式火焰穩(wěn)定器具有燃燒效率高、貧油熄火范圍寬、點火性能好等優(yōu)點，在工作狀態(tài)多變的加力燃燒室和亞燃沖壓燃燒室中得到普遍應用。該二元穩(wěn)定器試驗件堵塞比為0.3，供油管為直射噴嘴，分為Ⅰ區(qū)（點火油路）、Ⅱ區(qū)，Ⅰ區(qū)噴油桿逆噴出的燃油直接噴射撞擊到擋板上，這種濺板式噴射的液滴平均粒徑小，形成的油膜薄，橫向展寬，因此蒸發(fā)容易，霧化質(zhì)量好，油霧場分布范圍寬，可以實現(xiàn)可靠點火。二元穩(wěn)定器試驗件如圖1所示。點火方式采用高能點火電嘴。

全環(huán)試驗件采用環(huán)形和徑向組合的管式蒸發(fā)穩(wěn)定器，采用高能點火電嘴電火花直接點火，將管式蒸發(fā)穩(wěn)定器內(nèi)油氣混合氣點燃，穩(wěn)定器系統(tǒng)總堵塞比為0.379，全環(huán)試驗件如圖2所示。

圖1 管式蒸發(fā)二元穩(wěn)定器試驗件

圖2 全環(huán)試驗件

1.2 試驗臺

二元穩(wěn)定器試驗在矩形試驗臺上進行，其重要部分采用高溫合金，能夠滿足試驗高溫工況的使用要求，采用高壓引射方案模擬高空低壓環(huán)境。該試驗臺試驗段橫截面為180 mm×150 mm的二元矩形，可以模擬高空沖壓燃燒室進氣狀態(tài)。矩形試驗臺試驗段如圖3所示。

全環(huán)試驗在全尺寸加力燃燒室試驗器上進行，試驗臺試驗段如圖4所示。該試驗臺通過1個直徑為4.6 m的試驗艙、高壓引射器和進氣加溫裝置，可模擬渦扇發(fā)動機全飛行包線、全狀態(tài)加力燃燒室的試驗能力，也可滿足TBCC發(fā)動機沖壓燃燒室在模態(tài)轉(zhuǎn)換點的試驗需求。

圖3 矩形試驗臺試驗段

圖4 全尺寸加力燃燒室試驗臺試驗段

2 試驗工況及測試方案

2.1 試驗工況

二元穩(wěn)定器試驗選擇高空狀態(tài)（H=19 km，Ma=2.3），為模態(tài)轉(zhuǎn)換點沖壓燃燒室進口狀態(tài)，每種狀態(tài)通過改變進口氣流速度系數(shù)模擬進氣道開啟比例B，試驗狀態(tài)參數(shù)見表1。根據(jù)二元穩(wěn)定器試驗結(jié)果，全環(huán)沖壓燃燒室模態(tài)轉(zhuǎn)換點仍選擇高空狀態(tài)（H=19 km，Ma=2.3），通過改變氣流速度系數(shù)模擬進氣道開啟比例B，試驗狀態(tài)參數(shù)見表2。

表1 二元穩(wěn)定器試驗狀態(tài)參數(shù)

表2 全環(huán)試驗狀態(tài)參數(shù)

2.2 測試方案

試驗件進口氣流壓力參數(shù)采用壓力掃描閥測量，精度為±0.2%；試驗件進口氣流溫度參數(shù)采用多點熱電偶測量，精度為±1%，試驗件供油流量采用渦輪流量計測量，精度為1級；空氣流量采用流量孔板測量，精度為±1%。試驗件進口壓力Pt、溫度Tt、速度系數(shù)λ調(diào)整精度分別為±5%、±20℃、±0.01。試驗用空氣由空壓機產(chǎn)生，溫度為293～453 K可調(diào)。

上述測量數(shù)據(jù)均通過相應的傳感器線路與計算機采集、處理系統(tǒng)相連。為保證試驗數(shù)據(jù)的可靠性，每組試驗重復2次。

二元穩(wěn)定器試驗段測點布置如圖5所示。在前測量段A-A截面布置1支5點總壓受感部、2點混合壁面靜壓受感部；在B-B截面布置1支5點總溫熱電偶，測點等距分布。對于全環(huán)試驗，其進口測量在進口測試轉(zhuǎn)接段。沖壓燃燒室全環(huán)試驗段測點布置如圖6所示。在前測量段A-A截面布置外圈4支5點總靜壓混合受感部和4支5點總溫熱電偶，在B-B截面保護之內(nèi)圈4支7點總靜壓受感部和4支7點總溫熱電偶，測點等環(huán)面分布，16支受感部錯位布置，防止對氣流參數(shù)有影響。

圖5 二元試驗段測點布置

圖6 全環(huán)試驗段測點布置

試驗測得的數(shù)據(jù)采用格拉布斯判據(jù)剔除粗大誤差。速度系數(shù)λ為

式中:k為空氣絕熱系數(shù)；q（λ）為流量函數(shù)

式中:Q為沖壓燃燒室進口空氣流量，kg/s；Tt為沖壓燃燒室進口總溫，K；A為沖壓燃燒室進口面積，m2；Pt為沖壓燃燒室進口總溫，kPa；Rg為氣體常數(shù)，J/（kg·K）。

沖壓燃燒室油氣當量比Φ為

式中:f為實際油氣比；fs為化學恰當油氣比。

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 二元穩(wěn)定器點火特性試驗

在測取富油點火邊界時，發(fā)現(xiàn)在狀態(tài)點供油點火成功，進口壓力Pt會瞬間竄升很高，最高竄升40 kPa，這與文獻[25]的試驗結(jié)果一致，其主要原因是:（1）來流溫度低，試驗件點火后即使溫度升高不多，但相對溫升比例高，會造成壓力波動較大；（2）二元試驗段矩形面積比較小，燃氣膨脹不充分，壓力竄升過高；（3）出口截面積由人為控制，不能快速匹配進口壓力，導致壓力竄升。試驗中該二元試驗的富油點火在低于標準壓力狀態(tài)下進行，試驗件點著火狀態(tài)為試驗要求狀態(tài)。

二元試驗貧富油點火邊界和穩(wěn)定燃燒邊界沖壓燃燒室油氣比見表3。邊界隨速度系數(shù)變化如圖7所示。從圖中可見，當進口總溫Tt與進口總壓Pt恒定時，隨著進口速度系數(shù)λ的增大，該穩(wěn)定器的貧富油點火邊界和穩(wěn)定燃燒邊界均呈減小趨勢；在同一狀態(tài)下，降低Pt，沖壓燃燒室λ同時增大，致使試驗件點火條件更加苛刻，故富油點火邊界比降壓的富油點火邊界寬；對于各狀態(tài)均有規(guī)律:Φfx（富熄）＞Φfd（富點，降壓）＞Φpd（貧點）＞Φpx（貧熄）

表3 二元試驗件點火邊界、穩(wěn)定燃燒邊界油氣比試驗結(jié)果

3.2 全環(huán)試驗件點火特性試驗

全環(huán)試驗件Ⅰ區(qū)點火邊界和穩(wěn)定燃燒邊界試驗結(jié)果見表4，邊界隨速度系數(shù)變化規(guī)律如圖8所示。從圖中可見:（1）所有狀態(tài)均有點火邊界和穩(wěn)定燃燒邊界；（2）隨著進氣道開啟比例的增大，對應的點火邊界呈減小趨勢；（3）各狀態(tài)下的穩(wěn)定燃燒邊界均很寬。

圖7 二元試驗件點火邊界、穩(wěn)定燃燒邊界油氣比隨λ變化

圖8 全環(huán)試驗件點火邊界、穩(wěn)定燃燒邊界油氣比隨λ的變化

表4 全環(huán)試驗件點火邊界和穩(wěn)定燃燒邊界油氣比試驗結(jié)果

通過對比可知，二元穩(wěn)定器邊界油氣比大于全換試驗件的，這是由于二元穩(wěn)定器試驗件只有1區(qū)供油，而全環(huán)試驗件共有4區(qū)供油，全環(huán)試驗件的空氣更多。對于點火特性，由于來流溫度低，燃油以油膜和油珠2種狀態(tài)存在，隨著λ的增大，混氣停留時間在點火中占據(jù)主導地位，點火邊界當量比Φ隨λ的增大而變窄。文獻[27]中的試驗結(jié)果見表5。對比表4、5中的數(shù)據(jù)可見，在貧點熄的特性上2次試驗結(jié)果規(guī)律相似。

表5 文獻[27]中蒸發(fā)穩(wěn)定器貧點熄試驗結(jié)果

3.3 點火特性理論計算

斯貝發(fā)動機引入穩(wěn)定性系數(shù)概念，來表征燃燒室穩(wěn)定器在不同來流條件下的穩(wěn)定邊界。其穩(wěn)定性系數(shù)K定義為

式中:P為穩(wěn)定器尾緣靜壓，kPa；W為穩(wěn)定器槽寬，m；v為穩(wěn)定器邊緣速度，m/s。

將試驗測得的數(shù)據(jù)帶入式（4）中得到二元穩(wěn)定器及全環(huán)試驗件在高空狀態(tài)的穩(wěn)定性系數(shù)，見表6。從表中可見，隨著進氣道開啟比例的增大，沖壓燃燒室穩(wěn)定器的穩(wěn)定性系數(shù)減小很快，造成點火邊界變窄。

表6 二元穩(wěn)定器及全環(huán)試驗件穩(wěn)定性系數(shù)計算結(jié)果

Lefebvre[10]提出了基于特征時間的總體點火模型，用來計算燃料液霧的猝熄距離dq和最小點火能量Emin。在該模型中，特征時間主要分為猝熄時間tq、蒸發(fā)時間te及化學反應時間tc。猝熄時間tq是指電火花形成直徑為猝熄距離大小的核心火團所需的時間，可以表示為核心火團的熱容與核心火團分子擴散和湍流擴散導致的熱損失之比

式中:dq為猝熄距離；v′為湍流脈動速度；a為熱擴散率

式中:ka為導熱系數(shù)；ρa為氣體密度，kg/m3；cpa為氣體定壓比熱。

蒸發(fā)時間te則是指核心火團內(nèi)燃料蒸發(fā)的平均時間，即

式中:ρf為燃料密度，kg/m3；SMD 為液霧的索太爾平均直徑，取值為50μm；φ為燃料當量比，取值為1；Bst為傳遞數(shù)，對于航空煤油取值為1.5。

對于湍流模型，化學反應時間tc為

式中:ST為湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣取?/p>

對于兩相流的點火過程，可以認為著火的臨界情況為猝熄時間tq等于蒸發(fā)時間te與化學反應時間tc之和，即

由式（5）～（9）可計算出猝熄距離dq，則最小點火能量E min為

式中:cpa為氣流的定壓比熱，kJ/（kg·K）；Tst為當量火焰溫度，K。

計算最小點火能量等性能參數(shù)，通過比較不同來流參數(shù)下性能參數(shù)的變化來分析來流參數(shù)對點火性能的影響方式，這種方法稱為最小點火能量分析方法。不同狀態(tài)最小點火能量計算結(jié)果見表7。

表7 最小點火能量Emin計算結(jié)果

從表6、7中可見，隨著進氣道開啟比例的增大（進口速度系數(shù)λ增大）穩(wěn)定性系數(shù)變小，最小點火能量變大，這與試驗結(jié)果相符，即沖壓燃燒室的點火邊界和穩(wěn)定燃燒邊界油氣比隨進氣道開啟的比例增大而減小。故在模態(tài)轉(zhuǎn)換點選擇合適的進氣道開啟比例對沖壓燃燒室點火成功影響很大。

4 結(jié)論

（1）在模態(tài)轉(zhuǎn)換點，隨著沖壓燃燒室進口速度系數(shù)的增大，蒸發(fā)式穩(wěn)定器貧富油點火邊界和穩(wěn)定燃燒邊界明顯變窄。即在低壓、低溫、高速時點火和穩(wěn)定燃燒比較困難，但選擇合適的進氣道開啟比例，蒸發(fā)式穩(wěn)定器可以組織燃燒，沖壓燃燒室在模態(tài)轉(zhuǎn)換點起動成功。

（2）燃燒室內(nèi)氣流速度的增大導致穩(wěn)定性系數(shù)減小和最小點火能量增加。穩(wěn)定性系數(shù)減小說明穩(wěn)定燃燒變得苛刻，而來流速度增大導致湍流脈動速度增大，從而導致核心火團熱量散失增加，是導致最小點火能量增加的最主要因素。

（3）二元試驗與全環(huán)試驗的結(jié)果有一定的差別，但二者的規(guī)律相同，二元試驗結(jié)果對全環(huán)試驗有很大借鑒意義。