基于總溫測量的超燃沖壓發(fā)動機燃燒效率研究

冮 強，王 遼，郭金鑫，馬雪松，劉建文

（中國航天科工集團三十一研究所 高超聲速沖壓發(fā)動機技術(shù)重點實驗室，北京 100074）

0 引 言

燃燒室作為超燃沖壓發(fā)動機的核心部件之一，其工作過程復(fù)雜，影響燃燒室性能的因素較多，且相互耦合，因此建立一個完備的燃燒室性能評價體系和評估方法是深入開展燃燒室研究必須解決的首要問題。燃燒效率是表征燃料燃燒過程完全程度的指標(biāo)，能夠部分反映出燃燒室性能的優(yōu)劣，是燃燒室性能評價的重要指標(biāo)之一。通常把燃燒效率定義為燃燒過程的某種實際性能（放熱量［1］、溫升［1－3］、燃氣某組分的紫外輻射強度［4］等）與理論性能之比。一般來說，燃燒效率的定義應(yīng)當(dāng)滿足以下要求：（1）能反映燃料燃燒過程的完善程度（就放熱而言）；（2）符合試驗測量的實際條件。燃燒效率通常不能直接獲取，需要通過試驗測量特定數(shù)據(jù)經(jīng)過計算處理來獲得。因此燃燒效率的定義形式與測量手段相匹配是十分重要的。例如，當(dāng)試驗分別測量燃氣組分濃度和燃氣總溫時在選取燃燒效率定義時就要有所區(qū)別。因此建立與試驗測量相配套的評價方法，并通過測量數(shù)據(jù)最終獲得燃燒效率就成為評定燃燒室性能需要解決的關(guān)鍵問題之一。

目前，超燃沖壓發(fā)動機的燃燒效率主要按照兩種定義并結(jié)合相應(yīng)的測量方法進行獲取。一類是按照實際放熱量與理論放熱量之比的定義方法，主要基于燃氣組分測量（取樣分析［5－6］或光 學(xué)測量［7－9］）獲取燃燒效率。但超燃沖壓發(fā)動機燃燒室過高的燃氣溫度對取樣裝置、燃氣凍結(jié)技術(shù)帶來了較大的難題。而光學(xué)測量燃氣組分方法目前技術(shù)成熟度和測量精度還相對較低，在工程應(yīng)用上仍存在不少技術(shù)問題；另一類是按照實際溫升與理論溫升之比的定義方法，主要基于燃氣總溫測量或壁面壓力測量、臺架推力測量，利用一維沖量分析法［2，10］，推算燃氣總溫進而獲取燃燒效率。在采用一維沖量法的計算過程中，壁面摩擦力、支板阻力、燃氣成分等目前無法精確計算，需采用一定假設(shè)或工程經(jīng)驗公式，給燃燒效率計算結(jié)果帶來誤差。而采用基于總溫測量獲取燃燒效率的方法，無需知道燃氣組分，同時避免了利用沖量方法計算總溫的計算誤差，是一種較好的燃燒效率獲取方法。但超燃沖壓發(fā)動機燃燒室出口氣流總溫最高接近3000K，超出了傳統(tǒng)高溫?zé)犭娕嫉臏y量范圍，需要尋求熔點更高的熱偶絲材料，并合理設(shè)計傳感器結(jié)構(gòu)，才能保證總溫測量的可靠、準(zhǔn)確。

簡要介紹了基于溫升的燃燒效率的獲取方法，并采用新型高溫氣流總溫傳感器測量了超燃沖壓發(fā)動機地面試驗燃燒室出口的氣流總溫，獲得了發(fā)動機燃燒效率。

1 基于溫升的燃燒效率獲取方法

1.1 燃燒效率的基本定義

衡量燃燒過程完全程度的最基本參數(shù)是燃燒過程的放熱量，因此實際放熱量與理論放熱量之比是燃燒效率的最基本定義方式［1］。當(dāng)忽略散熱損失時，其表達式如下：

上標(biāo)“°”表示在溫度T°下進行的燃燒過程；

q°——單位質(zhì)量燃料的理論放熱量；

下標(biāo)“r”表示實際的燃燒過程；

q°r——單位質(zhì)量燃料的實際放熱量。

應(yīng)當(dāng)注意，燃料的理論放熱量以及其它的放熱量與燃燒過程進行時的溫度有關(guān)。因此在定義燃燒效率時，應(yīng)當(dāng)規(guī)定一個基準(zhǔn)溫度。通常規(guī)定測定燃料熱值時的溫度 （288.15～298.15K）作為基準(zhǔn)溫度。

1.2 基于溫升的燃燒效率定義

設(shè)燃燒室進口的原始反應(yīng)物由溫度為T＊2的空氣（或污染空氣）和溫度為Tf的燃料所組成，燃燒室出口的實際溫度為T＊4。按燃燒過程溫升定義的燃燒效率ηΔT表達式如下：

式中上標(biāo)＊——滯止參數(shù)；

T＊4，e——燃燒產(chǎn)物達到化學(xué)平衡狀態(tài)時的燃燒溫度；

ΔTe——理論溫升；

根據(jù)溫升定義的燃燒效率與根據(jù)放熱量定義的燃燒效率在數(shù)值上十分接近，文獻［1］給出了相關(guān)的計算方法與結(jié)果。因此使用溫升定義的燃燒效率可以很好地反映燃料燃燒的完善程度。

1.3 T＊4的獲取方法和存在的問題

關(guān)于燃燒產(chǎn)物的實際溫度T4＊的獲取方法，有直接測量和間接測量計算兩種途徑確定，下面分別予以介紹。

1.3.1 直接測量法

在燃燒室出口利用接觸式溫度傳感器直接測量燃氣總溫。超燃沖壓發(fā)動機燃燒室出口氣流溫度高，流速快，采用接觸式溫度傳感器測量總溫需要進行耐高溫、抗沖擊、溫度校準(zhǔn)和計算修正等技術(shù)的攻關(guān)。

1.3.2 間接測量計算法

通過測量手段獲得燃燒室沿程壁面壓力，通過沖量法計算出燃燒室出口總溫T＊4。需要指出的是，在計算過程中壁面摩擦力、支板阻力、燃氣成分等目前無法精確計算，需采用一定假設(shè)或工程經(jīng)驗公式，給T＊4的計算結(jié)果帶來誤差。直連臺應(yīng)用推力測量直接獲得燃燒室推力可以無需計算壁面摩擦力、支板阻力，但直連臺推力測量要獲得較高的精度也面臨許多技術(shù)難題。

2 總溫測量試驗

2.1 試驗設(shè)備與模型

試驗在超燃沖壓發(fā)動機直連試車臺進行，來流加熱系統(tǒng)采用燃燒直接加熱方式模擬來流，通過控制加熱器三組元氧、空氣、煤油的流量實現(xiàn)試驗所需模擬的總溫、總壓，并保證燃氣中氧摩爾濃度等于21%且分布均勻。加熱氣流總溫800～2100K。通過設(shè)計不同工作噴管提供試驗所需的燃燒室進口馬赫數(shù)。燃燒室（含隔離段）長2400mm，進口尺寸為80mm×190mm，燃燒室面積擴張比為2.4。圖1為直連試驗系統(tǒng)圖。

2.2 試驗狀態(tài)

表1為試驗狀態(tài)參數(shù)。

2.3 總溫傳感器

2.3.1 設(shè)計方案

總溫傳感器以超燃沖壓發(fā)動機燃燒室地面試驗為應(yīng)用對象，燃燒室出口氣流總溫最高接近3000K，選擇鎢合金為總溫傳感器殼體材料。鎢的熔點高達3410℃，同時為抑制鎢合金殼體的氧化，在其表面進行了鍍膜處理。熱電偶絲選用WRe5－WRe26，直徑0.3～0.8mm，為了使熱電偶能夠適應(yīng)氧化環(huán)境，采用電子束鍍膜工藝對其表面進行了鍍膜處理。

圖1 直連試驗系統(tǒng)圖Fig.1 Direct－connect test facility

表1 試驗狀態(tài)參數(shù)Table1 Inlet flow simulated parameters

在總溫傳感器的設(shè)計中最重要的是滯止罩結(jié)構(gòu)的設(shè)計，滯止罩需要將來流有效滯止，同時保證滯止罩內(nèi)有較好的熱交換性能，使得傳感器能夠快速響應(yīng)。試驗使用了圖2所示的半屏蔽直吹式總溫傳感器滯止罩，半屏蔽滯止罩能夠使來流有效滯止，同時熱電偶直接接觸高溫來流，保證了傳感器的快速響應(yīng)。在滯止罩內(nèi)安裝了3支熱電偶，其中T2熱電偶測量氣流溫度。T1、T3熱電偶測量滯止罩內(nèi)壁溫，用于對總溫傳感器的輻射誤差的修正，熱電偶絲的具體安裝位置如圖3所示。

圖2 總溫傳感器滯止罩結(jié)構(gòu)Fig.2 The structure of stagnation shield of total temperature sensor

圖3 熱電偶絲的安裝位置Fig.3 Position of thermocouple

2.3.2 測量誤差修正

總溫傳感器的測量誤差主要包括速度誤差ΔTv、輻射誤差ΔTr、導(dǎo)熱誤差ΔTc，如總溫修正如公式（3）所示：

Tj為修正前氣流溫度測量值。試驗中熱電偶結(jié)構(gòu)的導(dǎo)熱誤差小于0.1K，因此修正中忽略不計［11］。

輻射誤差在溫度較低時體現(xiàn)并不明顯，當(dāng)氣流總溫達到2000K以上時，輻射誤差不可忽略。根據(jù)熱電偶絲輻射換熱和對流換熱的能量守恒關(guān)系，輻射誤差計算公式如下：

式（4）中σ為波爾茲曼常數(shù)，h為偶絲處的對流換熱系數(shù)，ε為熱電偶絲的表面發(fā)射率，試驗中使用熱電偶絲的表面發(fā)射率為0.43。Tw為總溫傳感器加權(quán)環(huán)境溫度值。

氣流總溫T0與恢復(fù)壁溫Tg之差稱為速度誤差Tv，計算公式如下：

式（5）中，r為總溫恢復(fù)系數(shù)，γ為氣流比熱比。總溫恢復(fù)系數(shù)與其結(jié)構(gòu)和外部工況有關(guān)，一般是在常溫校準(zhǔn)風(fēng)洞上通過測量間接獲得。試驗采用的半屏蔽結(jié)構(gòu)總溫傳感器速度恢復(fù)系數(shù)為0.96。

為驗證修正方法，在中航工業(yè)北京長城計量測試技術(shù)研究所熱風(fēng)洞，利用標(biāo)準(zhǔn)總溫傳感器進行標(biāo)定試驗，該文傳感器在1500K及1800K總溫條件下修正后測量總溫與標(biāo)準(zhǔn)傳感器相比誤差小于3%，驗證了傳感器測量結(jié)果及誤差修正方法的可行性，總溫傳感器具有較高測量精度。

圖4為試驗中總溫傳感器的安裝圖，溫度測點位于燃燒室出口截面的中心位置。

圖4 總溫傳感器的安裝圖Fig.4 The set up of total temperature sensor for scramjet combustor

3 測量與計算結(jié)果

圖5為熱態(tài)條件下測量獲得的壁面壓力曲線，圖6為總溫傳感器實測曲線，表2為試驗測量數(shù)據(jù)。

圖5 燃燒室熱態(tài)壁面壓力測量數(shù)據(jù)Fig.5 Axial wall static pressure distribution

在試驗中總溫傳感器工作正常，達到熱平衡，獲得了燃燒室工作時穩(wěn)定的總溫數(shù)據(jù)。根據(jù)修正方法，總溫傳感器誤差修正結(jié)果如表3所示。

圖6 總溫傳感器測量曲線Fig.6 Temperature curve of scramjet combustor test（combustion condition）

表2 試驗溫度傳感器測量數(shù)據(jù)Table2 Temperature data of scramjet combustor test

表3 總溫傳感器誤差修正結(jié)果Table3 Error analysis of scramjet combustor test

經(jīng)計算，表1所示狀態(tài)下，采用平衡態(tài)熱力計算方法，考慮來流污染空氣實際組分，燃燒產(chǎn)物化學(xué)平衡狀態(tài)時的總溫為T＊4，e＝2749K。因此根據(jù)溫升定義測點處的燃燒效率η1，ΔT為：

圖7為采用數(shù)值計算方法得到的燃燒室出口截面的總溫分布情況，通過統(tǒng)計，燃燒室中心位置的總溫值為2740K，截面流量平均總溫為2672K。根據(jù)測量值，按數(shù)值計算給出的燃燒室出口流場總溫分布信息進行修正，則截面的流量平均總溫為2628K，則根據(jù)溫升定義的燃燒室出口氣流的流量平均的燃燒效率η2，ΔT為：

4 結(jié)果與討論

圖7 數(shù)值計算得到的燃燒室出口截面總溫分布Fig.7 Total temperature profile at combustor exit by CFD

（1）基于溫升比和總溫測量的超燃沖壓發(fā)動機燃燒效率定義和獲取方法能夠較好地反映燃料燃燒的完全程度，同時不需要測量或計算燃氣組分、摩擦力、支板阻力等，避免了上述過程帶來的誤差，是一種比較理想的燃燒性能評價方法；

（2）采用新型總溫傳感器測量了M6狀態(tài)燃燒室出口總溫，獲得了總溫測量數(shù)據(jù)和修正結(jié)果。通過該試驗，驗證了該總溫傳感器在超燃沖壓發(fā)動機試驗中的應(yīng)用能力；

（3）試驗獲得的溫度傳感器測點處的燃燒效率為0.946，結(jié)合數(shù)值計算的流場信息，出口截面流量平均的燃燒效率為0.884，顯示該發(fā)動機具有較好的燃燒組織性能。

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