脈沖燃燒風(fēng)洞與連續(xù)燃燒風(fēng)洞數(shù)據(jù)相關(guān)性研究

吳穎川, 賀元元, 張小慶, 林 其, 樂嘉陵

(中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心超高速空氣動(dòng)力研究所 高超聲速?zèng)_壓發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 四川 綿陽 621000)

0 引 言

在超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)地面試驗(yàn)中，需要對試驗(yàn)氣體進(jìn)行加熱，以獲得與飛行條件相匹配的高焓來流。燃燒加熱風(fēng)洞作為當(dāng)前大尺度地面試驗(yàn)的主力設(shè)備，其燃燒加熱方式會(huì)由于污染空氣的化學(xué)動(dòng)力學(xué)屬性與真實(shí)飛行狀態(tài)存在明顯差異，對燃料燃燒釋熱增壓過程與發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)性能可能產(chǎn)生顯著影響。

按照加熱方式劃分，目前燃燒加熱風(fēng)洞主要可分為氫-氧燃燒加熱、碳?xì)淙剂?氧燃燒加熱兩種方式。

研究發(fā)現(xiàn)：從熱力學(xué)角度來看，污染組分的高熱容導(dǎo)致燃燒溫升降低是流場結(jié)構(gòu)與發(fā)動(dòng)機(jī)推力產(chǎn)生偏差的主導(dǎo)因素；從化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)角度來看，污染組分在高溫下離解，在一定程度上加劇了污染效應(yīng)。值得注意的是，以上多數(shù)研究將來流總溫或靜溫作為一個(gè)匹配參數(shù)，這兩種匹配方案均使得污染來流的總焓偏高，且在匹配總溫時(shí)偏高更加明顯，從而在釋熱量相當(dāng)?shù)那闆r下降低了燃燒溫升，因此其發(fā)動(dòng)機(jī)推力均偏小。比較兩種匹配方案，匹配總溫時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)推力比匹配靜溫時(shí)更低。對于燃燒室來說，采用更低的能量輸入(如匹配來流總焓)可能有利于提高燃燒效率，從而更好地模擬發(fā)動(dòng)機(jī)推力。而這種氣流參數(shù)匹配方式所帶來的不確定性，目前尚未獲得足夠重視。

譚宇等[18]在酒精燃燒和氫氣燃燒兩種加熱方式的風(fēng)洞設(shè)備上開展了匹配方案對超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響的試驗(yàn)研究，比較了兩種目前較常用的氣流參數(shù)匹配方案。試驗(yàn)結(jié)果表明：對于采用氫氣燃燒加熱方式的風(fēng)洞設(shè)備，總焓動(dòng)壓馬赫數(shù)(h0QM)匹配相對靜溫靜壓馬赫數(shù)(TPM)匹配能夠獲得更高的壁面靜壓和推力收益；對于采用酒精燃燒加熱方式的風(fēng)洞設(shè)備，兩種匹配方案表現(xiàn)相當(dāng)。需要指出的是，文獻(xiàn)中并未對氣流匹配方案的影響機(jī)理給出進(jìn)一步解釋。

按照試驗(yàn)時(shí)間劃分，目前燃燒加熱風(fēng)洞可分為脈沖式和連續(xù)式兩種。在過去的十幾年間，中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心(CARDC)研制了不同尺度的脈沖燃燒風(fēng)洞[19-21]，探索了一體化飛行器與發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)、計(jì)算與試驗(yàn)技術(shù)[22-23]。在此基礎(chǔ)上，發(fā)展了基于大尺度脈沖燃燒風(fēng)洞的一體化飛行器與發(fā)動(dòng)機(jī)的試驗(yàn)技術(shù)，提出了基于一體化試驗(yàn)直接測力結(jié)果的飛行器和發(fā)動(dòng)機(jī)性能評估方法。

為了研究脈沖式與連續(xù)式燃燒加熱風(fēng)洞以及氫-氧燃燒加熱與酒精-氧燃燒加熱方式風(fēng)洞對發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)的影響，采用相同的發(fā)動(dòng)機(jī)模型，在不同風(fēng)洞開展對比試驗(yàn)，通過發(fā)動(dòng)機(jī)工作/不工作狀態(tài)下的測壓、測力結(jié)果對比，分析試驗(yàn)時(shí)間及加熱方式對發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。

1 氫氧燃燒脈沖風(fēng)洞與氫氧燃燒連續(xù)風(fēng)洞對比試驗(yàn)

1.1 對比試驗(yàn)參數(shù)

為了獲得試驗(yàn)時(shí)間對試驗(yàn)結(jié)果的影響，在CARDCΦ600mm連續(xù)燃燒風(fēng)洞和Φ600mm脈沖燃燒風(fēng)洞進(jìn)行了發(fā)動(dòng)機(jī)性能對比試驗(yàn)。試驗(yàn)馬赫數(shù)Ma：5.5～6.5，模擬高度H：26～28km，總溫T0：1350～1700K，總壓p0：2.5～6.2MPa，動(dòng)壓q：43.1～47.1kPa。具體參數(shù)見表1。

表1 對比試驗(yàn)參數(shù)Table 1 Comparison test parameters

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)?zāi)Ｐ陀汕绑w/進(jìn)氣道、隔離段、燃燒室和尾噴管等4部分組成。前體/進(jìn)氣道為二元平面混壓式進(jìn)氣道，燃燒室為突擴(kuò)形燃燒室，燃燒室內(nèi)布置兩個(gè)凹槽，尾噴管為單面膨脹形式。

1.3 試驗(yàn)結(jié)果

兩座風(fēng)洞都進(jìn)行了7次以上重復(fù)性試驗(yàn)，測力結(jié)果誤差小于3%。

圖1～3給出了Ma=5.5試驗(yàn)狀態(tài)下，2.5°、4.5°和6.5°迎角(用α表示)模型推進(jìn)流道壓力系數(shù)分布，圖4為推力收益曲線。其中，壓力系數(shù)(Pressure coefficient)的定義是靜壓除以來流動(dòng)壓。

圖1 Ma=5.5、α=2.5°壓力系數(shù)分布

Fig.1PressurecoefficientdistributionatMa=5.5andα=2.5°

圖2 Ma=5.5、α=4.5°壓力系數(shù)分布

Fig.2PressurecoefficientdistributionatMa=5.5andα=4.5°

圖3 Ma=5.5、α=6.5°壓力系數(shù)分布

Fig.3PressurecoefficientdistributionatMa=5.5andα=6.5°

可以看出：冷態(tài)時(shí)，脈沖風(fēng)洞與連續(xù)風(fēng)洞壓力系數(shù)分布規(guī)律一致，連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)的燃燒室壓力略高于脈沖風(fēng)洞試驗(yàn)；熱態(tài)時(shí)，隨著迎角的增加，燃燒室壓力系數(shù)分布的差別增大，表明連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)的燃燒強(qiáng)度高于脈沖風(fēng)洞，且隨著迎角的增大燃燒更加猛烈。圖4的推力收益曲線也證實(shí)了此點(diǎn)：2.5°迎角時(shí)，連續(xù)風(fēng)洞獲得的推力收益較脈沖風(fēng)洞高10.87%，4.5°迎角時(shí)高15.57%，6.5°迎角時(shí)高24.34%，壓力系數(shù)分布和推力收益變化規(guī)律呈現(xiàn)出良好的一致性。

圖4 Ma=5.5推力收益曲線

圖5～7給出了Ma=6.0試驗(yàn)狀態(tài)下，2.5°、4.5°和6.5°迎角模型推進(jìn)流道壓力系數(shù)分布，圖8為推力收益曲線。

圖5 Ma=6.0、α=2.5°壓力系數(shù)分布

Fig.5PressurecoefficientdistributionatMa=6.0andα=2.5°

圖6 Ma=6.0、α=4.5°壓力系數(shù)分布

Fig.6PressurecoefficientdistributionatMa=6.0andα=4.5°

同樣，在Ma=6.0試驗(yàn)狀態(tài)下，冷態(tài)時(shí)，脈沖風(fēng)洞與連續(xù)風(fēng)洞壓力系數(shù)分布規(guī)律一致，連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)的燃燒室壓力略高于脈沖風(fēng)洞試驗(yàn)；熱態(tài)時(shí)，壓力系數(shù)分布規(guī)律一致，但值有差別。隨著迎角的增加，燃燒室壓力系數(shù)分布的差別增大?？偟膩碚f，連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)的燃燒室壓力高于脈沖風(fēng)洞試驗(yàn)；2座風(fēng)洞獲得的推力收益隨迎角的變化規(guī)律一致，連續(xù)風(fēng)洞獲得的推力收益高于脈沖風(fēng)洞，2.5°迎角時(shí)，連續(xù)風(fēng)洞獲得的推力收益較脈沖風(fēng)洞高6.86%，4.5°迎角時(shí)高11.15%，6.5°迎角時(shí)高13.43%。

圖7 Ma=6.0、α=6.5°壓力系數(shù)分布

Fig.7PressurecoefficientdistributionatMa=6.0andα=6.5°

圖8 Ma=6.0推力收益曲線

圖9～11給出了Ma=6.5試驗(yàn)狀態(tài)下，2.5°、4.5°和6.5°迎角模型推進(jìn)流道壓力系數(shù)分布，圖12為推力收益曲線。

圖9 Ma=6.5、α=2.5°壓力系數(shù)分布

由圖可知，在Ma=6.5試驗(yàn)狀態(tài)下，無論是壓力系數(shù)分布還是推力收益的差別，都比前2個(gè)馬赫數(shù)試驗(yàn)狀態(tài)小。冷態(tài)時(shí)，脈沖風(fēng)洞與連續(xù)風(fēng)洞壓力系數(shù)分布規(guī)律一致，連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)的燃燒室壓力略高于脈沖風(fēng)洞試驗(yàn)；熱態(tài)時(shí)，連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)壓力系數(shù)分布差別沒有前2個(gè)馬赫數(shù)試驗(yàn)狀態(tài)大。但總的來說，連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)的燃燒室壓力高于脈沖風(fēng)洞試驗(yàn)。連續(xù)風(fēng)洞獲得的推力收益高于脈沖風(fēng)洞：2.5°迎角時(shí)，連續(xù)風(fēng)洞所獲得的推力收益較脈沖風(fēng)洞高7.34%，4.5°迎角時(shí)高9.15%，6.5°迎角時(shí)高15.79%。

圖10 Ma=6.5、α=4.5°壓力系數(shù)分布

圖11 Ma=6.5、α=6.5°壓力系數(shù)分布

圖12 Ma=6.5推力收益曲線

1.4 試驗(yàn)結(jié)果分析

在Ma=5.0、6.0試驗(yàn)條件下，煤油自發(fā)點(diǎn)火延滯時(shí)間約4ms，因而工作時(shí)間為60～80ms的脈沖燃燒風(fēng)洞能夠十分經(jīng)濟(jì)高效地進(jìn)行超燃模型發(fā)動(dòng)機(jī)研究[19]。

引起脈沖式與連續(xù)式燃燒風(fēng)洞發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)性能差異的主要原因可能是壁溫比(壁面溫度與氣流滯止溫度之比)影響。脈沖風(fēng)洞試驗(yàn)時(shí)間短，模型壁面來不及充分加熱，冷壁效應(yīng)明顯[22]：一方面，脈沖風(fēng)洞壁面?zhèn)鳠岣?，帶來更大的能量損失，引起動(dòng)量損失，使得壁面壓力略有下降；另一方面，脈沖風(fēng)洞的冷壁效應(yīng)使得邊界層變薄，摩阻增加，引起阻力略有增加。這兩方面的因素使得脈沖風(fēng)洞中發(fā)動(dòng)機(jī)的性能略低于連續(xù)風(fēng)洞。

2 氫氧燃燒脈沖風(fēng)洞與酒精氧氣燃燒連續(xù)風(fēng)洞對比試驗(yàn)

為了獲得燃燒加熱方式對試驗(yàn)結(jié)果的影響，在CARDC的脈沖風(fēng)洞(氫-氧燃燒)和國防科技大學(xué)的連續(xù)風(fēng)洞(酒精-氧氣燃燒)中開展了發(fā)動(dòng)機(jī)性能對比試驗(yàn)。

圖13為Ma=6.0、迎角4°、油氣比1.0時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)流道壓力系數(shù)分布對比曲線?？梢钥闯觯豪鋺B(tài)時(shí)，在燃燒室第一凹槽前，脈沖風(fēng)洞的壓力與連續(xù)風(fēng)洞的壓力基本一致，在第一凹槽后，連續(xù)風(fēng)洞的壓力略高于脈沖風(fēng)洞?？偟膩碚f，兩座風(fēng)洞得到的壓力系數(shù)分布規(guī)律基本一致；熱態(tài)時(shí)，連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)的燃燒室壓力高于脈沖風(fēng)洞，規(guī)律一致。

圖13 Ma=6.0壓力系數(shù)分布對比曲線

Fig.13ComparisonofpressurecoefficientdistributionatMa=6.0

酒精-氧氣燃燒連續(xù)風(fēng)洞獲得的發(fā)動(dòng)機(jī)性能(燃燒室壓力、推力收益)高于氫-氧燃燒脈沖風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，4°迎角時(shí)，連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)推力收益比脈沖風(fēng)洞高5%左右。

根據(jù)以上結(jié)果分析，酒精-氧氣與氫氣-氧氣兩種燃燒加熱方式對發(fā)動(dòng)機(jī)性能有一定影響，與風(fēng)洞來流模擬參數(shù)相關(guān)[18]。從測力方式來看，CARDC的脈沖風(fēng)洞(氫-氧燃燒)采用內(nèi)置天平測力，國防科技大學(xué)的連續(xù)風(fēng)洞(酒精-氧氣燃燒)采用臺(tái)架測力，測力方式不同也會(huì)帶來一定誤差。綜合來看，我們認(rèn)為兩座風(fēng)洞發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)性能的差異主要原因可能還是由于連續(xù)與脈沖設(shè)備壁溫條件的差別引起的。

3 結(jié) 論

通過脈沖風(fēng)洞與連續(xù)風(fēng)洞對比試驗(yàn)，可獲得如下初步結(jié)論：

(1) 對同為氫-氧燃燒加熱的高焓風(fēng)洞，在相同試驗(yàn)狀態(tài)下，連續(xù)風(fēng)洞和脈沖風(fēng)洞試驗(yàn)獲得的發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)流道壓力系數(shù)分布規(guī)律一致：冷態(tài)時(shí)，連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)的燃燒室壓力略高于脈沖風(fēng)洞；熱態(tài)時(shí)，連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)的燃燒室壓力高于脈沖風(fēng)洞；隨著迎角的增加，燃燒室壓力系數(shù)分布的差別增大。

(2) 氫-氧燃燒脈沖風(fēng)洞和酒精-氧氣燃燒連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)獲得的發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)流道壓力系數(shù)分布規(guī)律一致：冷態(tài)時(shí)，連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)的燃燒室壓力略高于脈沖風(fēng)洞；熱態(tài)時(shí)，連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)的燃燒室壓力高于脈沖風(fēng)洞。

(3) 連續(xù)風(fēng)洞試驗(yàn)獲得的發(fā)動(dòng)機(jī)性能(比沖或推力收益)比脈沖風(fēng)洞高。在設(shè)計(jì)狀態(tài)，氫-氧燃燒連續(xù)風(fēng)洞的發(fā)動(dòng)機(jī)推力收益比脈沖燃燒風(fēng)洞高10%左右，酒精-氧氣燃燒連續(xù)風(fēng)洞的發(fā)動(dòng)機(jī)推力收益比脈沖燃燒風(fēng)洞高5%左右。

(4) 引起脈沖式與連續(xù)式燃燒風(fēng)洞發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)性能差異的主要原因可能是壁溫比影響。后續(xù)將在脈沖風(fēng)洞中開展壁面加熱的變壁溫試驗(yàn)，深入研究壁溫效應(yīng)對發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。