四支板超聲速引射器性能特性試驗*

葉 偉，徐萬武，李 平，張富強，戴訓成，肖 禮

(1. 國防科技大學 空天科學學院， 湖南 長沙 410073； 2. 國防科技大學 高超聲速沖壓發動機技術重點實驗室， 湖南 長沙 410073)

利用超聲速射流對低壓氣流進行增壓的引射技術已廣泛應用于發動機高空模擬試車臺、超燃沖壓發動機地面試驗系統、大功率化學激光系統以及火箭基組合循環(Rocket-Based Combined Cycle, RBCC)動力系統中[1-2]。隨著臨近空間飛行器技術的發展，人們對引射器性能提出了更高的要求：在保證大引射系數和大增壓比的同時保證系統結構緊湊、尺寸小。

混合增強是提高超聲速引射器性能的方法之一，具體的技術手段主要有兩種：一種是使用波瓣構型噴管[3]或尾緣交錯分布的隔板[4]增加擾動來增強混合；另一種是通過多組噴管增加混合面積來增強混合。目前對于多噴管超聲速引射器的研究主要集中在軸對稱噴管構型，吳繼平等[1]研究了多噴管超聲速引射器的啟動性能，發現了二次流可作為“助推器”幫助引射器在較低工況下實現啟動的規律；劉化勇[5]通過數值仿真方法對多噴管、開縫噴管的超聲速引射器流場結構及引射性能進行了研究；任澤斌等[6]使用一維氣體引射器流動特性方程設計了大引射系數、低增壓比的多噴嘴引射器。對于支板引射方案， Lineberry等對嵌入一個和兩個噴管的單支板引射器做了試驗研究[7-8]，結果表明一、二次流的混合長度與支板火箭數目、一次流腔壓、噴管出口壓力等參數有關，但是并沒有給出具體的經驗公式。潘宏亮等[9]對二元中心支板構型的RBCC發動機引射模態中進氣道、燃燒室進行耦合計算，研究了發動機的流動燃燒性能。鄒建軍[10]、徐萬武[11]等分別對超聲速環形引射器的啟動、二次流對真空度的影響等性能進行了研究。目前國內外關于二維噴管構型的多支板引射器的研究文獻還很少見。本文針對二維噴管構型的四支板超聲速引射器開展試驗研究，分析其啟動及負載匹配特性。

1 試驗系統介紹

四支板引射試驗系統的原理如圖1所示，為保證一、二次流供應相互獨立，選用空氣作為一次流的工質，氮氣作為二次流的工質。貯箱中的高壓空氣通過氣調式減壓器達到設定值，通過DN100的主管路上安裝孔板流量計對空氣流量進行測量；DN100主管路在進入引射器之前分成兩根DN40的支路，在支路上設置氣動截止閥，其中一根支路的截止閥后安裝DN20的節流孔板。試驗過程中通過時序控制關閉安裝節流孔板的氣動截止閥，實現轉工況操作。貯箱中的高壓氮氣依次通過球閥、氣調式減壓器、氣動截止閥、音速噴嘴進入試驗段，氮氣流量通過音速噴嘴調控。試驗段主要由整流段、盲腔(二次流進入盲腔前進行整流)、引射器、定截面混合室、收縮段、第二喉道、亞聲速擴壓段組成。一、二次流通過試驗段后直接排入大氣環境中。

四支板超聲速引射器截面的尺寸為280 mm×120 mm，二次流通道面積比1-(n×δ)/w為0.686，其中n為支板數量、δ為單個支板厚度、w為引射器截面寬度。支板在引射器通道中均勻分布，即支板與支板的間距相同，支板與壁面的間距是支板與支板間距的1/2。定截面混合室長度為500 mm；收縮段在展向進行雙邊收縮，收縮角度為5°(全角)，收縮比為0.7；第二喉道的長徑比L/D=6.3(D為第二喉道截面的水力直徑)；亞聲速擴壓段的面積比為2，四邊擴張，擴張角均為4°(全角)。

試驗段的壓力測點位于下壁面對稱面位置，采用電子壓力掃描閥Pressure System Inc 9116測量試驗段下壁面靜壓，量程為0.103 MPa，測量精度為0.05%FS；采用Pt301型壓力傳感器分別測量引射器、音速噴嘴入口腔壓，其中測量引射器入口腔壓的傳感器量程為5 MPa，精度為0.5%FS，測量音速噴嘴入口腔壓的傳感器量程為10 MPa，精度為0.5%FS。壓力掃描閥的參考壓力直接聯通大氣，在試驗開始前由標準大氣壓力計測定，大氣壓力計的量程為0.3～110 kPa，精度為0.5%FS。采用Pt100型溫度傳感器對一次流、音速噴嘴入口腔的氣體測溫，認為測量的溫度為一、二次流總溫，選用的壓力變送器量程為-50～50 ℃，精度為0.2%FS。

2 參數計算

(1)

式中：K為系數；d為節流件直徑；ε為膨脹系數；α為流量系數；ΔP為實際壓差；ρ為介質工況密度。

(2)

式中，Cd為流量系數；P01為音速噴嘴入口總壓；At為音速噴嘴喉部面積；T01為音速噴嘴入口總溫；γ為比熱比；R為氣體常數。

引射系數(Entrainment Ratio， ER)的計算如式(3)所示。

圖1 四支板超聲速引射系統原理圖Fig.1 Schematic of four-strut supersonic ejector system

(3)

增壓比(Pressure Ratio， PR)的計算公式為：

PR=Pa/P2

(4)

式中，Pa為環境壓力；P2為盲腔靜壓。

3 試驗結果分析

不同應用領域中對引射器性能需求各有不同，因此對引射器性能的評價存在差異。地面試驗系統中超聲速引射器追求的目標是高增壓比，因此認為一次流在噴管出口處于欠膨脹狀態，在混合室內繼續膨脹擠壓二次流，產生氣動喉道，二次流受擠壓后收縮加速產生Fabri壅塞，得到極低的盲腔壓力，并且超聲速氣流產生的激波串穩定在第二喉道內，引射器處于啟動狀態。另外，在超聲速引射器負載匹配特性研究上，保持一次流入口條件不變，通過調節二次流入口條件可得到增壓比和引射系數的對應曲線。

3.1 引射器啟動性能分析

圖2 引射系統啟動特性Fig.2 Start performance of the ejector system

圖2給出了四支板引射系統的啟動特性，引射器的啟動特性可以分為不啟動、臨界啟動、啟動三種狀態。在不啟動狀態，二次流通道靜壓高于一次流噴管出口靜壓，噴管處于過膨脹狀態，一次流在噴管出口處即受到壓縮，在混合室內產生激波結構，因此盲腔壓力較高；隨著引射器入口腔壓的增加，引射器處于臨界啟動狀態，此時二次流通道靜壓已經低于一次流噴管出口靜壓，但是一次流能量不足以在混合室內建立超聲速流場，把激波串推至第二喉道內，因此盲腔壓力仍然較高；再次增加引射器入口腔壓，一次流在混合室內建立超聲速流場，并把激波串穩定在第二喉道內，引射器處于啟動狀態。四支板引射器處于啟動狀態時，盲腔壓力低于3 kPa。超聲速引射器入口腔壓微小的增加，引射器即從臨界啟動狀態突變至啟動狀態。另外，在引射器啟動后關閉安裝有節流孔板的氣動截止閥進行轉工況，使引射器在較低壓力工況下保持啟動狀態。由圖可知，四支板超聲速引射啟動的臨界壓力為3.77 MPa，轉工況后保持啟動的臨界壓力為3.17 MPa，遲滯區與啟動狀態的一次流腔壓比啟動狀態腔壓低15.9%，說明四支板超聲速引射器具有較高的啟動性能。

圖3給出了不同啟動狀態下四支板引射器的下壁面靜壓分布，噴管出口處的軸向坐標為0。由圖可知，在啟動狀態和遲滯狀態下：引射器盲腔壓力較低；在定截面混合室，引射器主流之間相互作用，產生了激波與膨脹波的交互，造成混合室壁面壓力沿程增加、降低；在收縮段，由于壁面收縮造成了超聲速氣流的壓縮，壁面壓力沿程增加；在第二喉道內，遲滯狀態下激波串的位置比啟動狀態靠前，距離收縮段出口處已經很近，說明引射器保持啟動狀態的一次流總壓已接近極限值。圖3選取的不啟動和臨界啟動狀態點中，引射器噴管已經達到滿流狀態，超聲速主流在定截面混合室內就遭遇一道正激波恢復至亞聲速狀態，造成了超聲速引射器的不啟動。

圖3 不同啟動狀態的下壁面壓力分布Fig.3 Wall pressure distribution in various start status

3.2 負載匹配特性分析

關于負載匹配方面，圖4給出了四支板引射器與文獻[3]中噴管出口為波瓣構型的中心引射器的性能對比。由圖可知，與文獻[3]中的引射器相比，四支板引射器在小引射系數、大增壓比狀態下具有十分明顯的優勢，如：當引射系數為0.04時，增壓比為11.21；當引射系數為0.10時，增壓比為7.0。四支板引射器具有較大增壓比的同時，還具有可觀的引射系數。

圖4 四支板引射器與文獻[3]中引射器的性能對比Fig.4 Comparison of performances of the four-strut ejector and the ejector in reference [3]

圖5給出了不同引射系數下壁面壓力分布。由圖可知，隨著引射系數的增加，盲腔壓力隨之增大，定截面混合室內靜壓波動沿程減少，說明在二次流的隔離作用下，主流的膨脹壓縮過程減弱，總壓損失減弱。ER=0.10和ER=0.15時，第二喉道內激波串的起始位置明顯后移，說明二次流的加入可以減少超聲速氣流的總壓損失，有助于流場的穩定，這與軸對稱噴管構型的多噴管引射器中二次流作為“助推器”輔助引射器啟動[1]的規律一致。

圖5 不同引射系數下壁面壓力分布Fig.5 Wall pressure distribution in different entrainment ratio

4 結論

通過對二維噴管構型的四支板超聲速引射器展開試驗研究，分析啟動、負載匹配特性，得到以下結論：四支板超聲速引射器啟動后盲腔壓力低、遲滯區較大，具有良好的啟動特性；四支板引射器具有較大增壓比的同時，還具有可觀的引射系數。因此二維噴管構型的多支板超聲速引射器在工程應用中具有良好的發展潛力。