基于滑動弧的航空發動機燃燒室頭部噴霧特性

張磊,于錦祿,陳一,*,胡長淮,蔣永健,田裕

1. 空軍工程大學 航空工程學院,西安 710038 2. 陸軍航空兵研究所,北京 101121

隨著航空技術的發展,對高性能航空發動機的需求更加強烈,航空發動機燃燒室朝著高溫升、低排放方向發展[1-2]。眾所周知,航空發動機燃燒室內燃油的霧化質量會對燃燒室的燃燒效率、燃燒室的溫度分布、航空發動機污染物排放產生直接的影響[3],而航空發動機燃燒室噴霧性能的提高也推動了航空發動機燃燒室在擴穩增效、節能減排等方面的突破式技術革新。為改善航空發動機燃燒室內燃油的霧化特性,國內外專家提出了空氣輔助噴射技術、貧燃預混蒸發燃燒室技術、貧油直噴燃燒室結構、全環貧油直噴燃燒室等方案[4-9],進而提高了航空發動機燃燒室性能。由此可見,改善航空發動機燃燒室內燃油的霧化特性已成為提高航空發動機燃燒室性能的重要技術途徑。

為了提高航空發動機燃燒室內燃油霧化質量,國內外學者對此開展了大量的研究。中國科學技術大學曾美容等[10]在低壓和大氣壓下對正癸烷開展流動反應熱解實驗,研究表明：正癸烷的初始裂解溫度較高,隨著壓力的降低,初始裂解溫度呈上升趨勢。中國科學院力學研究所的仲峰泉等[11]以再生冷卻系統應用于超燃沖壓發動機為背景,開展了超聲速條件下航空煤油的熱裂解和吸熱特性實驗,結果表明：燃料發生主動裂解的溫度約在800～1 000 K。上海交通大學的許敏等[12]應用雙色PIV(Particle Image Velocimetry)技術對噴霧和環境氣體相互作用進行了研究,研究結果表明：隨著燃油溫度的提高或者環境氣體壓力的降低,噴霧霧化效果增強,燃油顆粒粒徑減小。天津大學的史俊杰等[13]對噴嘴結構參數對噴霧和燃燒特性影響進行了研究,結果表明：簇孔間距的增大,總體索特平均直徑先增大后減小,噴嘴的擠壓量不利于燃油的霧化和充分燃燒。目前,常規的燃油霧化方式會導致霧化的燃油出現分層現象,且每層內燃油的粒徑大小和燃油的密度是不均勻的,因此急需一種新型的霧化方式來改善燃燒室內的燃油霧化質量。

等離子體因其在提高航空發動機燃燒室燃燒效率、溫升,拓寬航空發動機穩定工作范圍,提高航空發動機燃燒室燃油霧化效果等方面突顯出巨大的優勢[14-16],因此成為國內外專家研究的熱點。Khani[17-18]和Prieto[19]等研究了加載功率對等離子體裂解碳氫燃料的影響規律,結果表明：提高加載功率可以加快燃料的裂解。復旦大學的劉克富等[20]對介質阻擋放電裂解二甲苯進行了研究,實驗表明：提高放電電壓可以提高二甲苯的等離子體氧化效率。Rahimpour等[21]在放置Mo-Ni/Al2O3填充床的DBD(Dielectric Barrier Discharge)等離子體反應器中開展催化/等離子體協同裂解甲烷和正十六烷實驗。結果表明：等離子體和催化劑結合可以提高能量效率。中山大學的Du和Yan[22]搭建了非平衡電弧等離子體反應器,在沒有外加熱源的情況下處理乙醇/水混合物制氫,結果表明：電弧等離子體和等離子體-Ni/γ-Al2O3催化重整乙醇的轉化率分別為69.8%和88.0%。Mao[23]和Wang[24]等對等離子體裂解甲烷進行了建模和分析。北京交通大學的陳琪等[25],建立了低溫下非平衡等離子體重整甲烷的詳細反應動力學機理,采用數值模擬和實驗研究相結合的方法研究了非平衡等離子體重整甲烷的動力學過程,研究表明：C2H4的主要生成反應是CH+CH4=C2H4+H,對C2H4生成促進作用最大的反應是e+CH4→e+CH+H2+H和CH+CH4=C2H4+H,闡述了等離子體裂解燃料過程中活性粒子產生的途徑。Matsui等[26]在室溫下液相等離子體反應器中開展非平衡等離子體重整異辛烷和柴油實驗,等離子體裂解異辛烷的產物中氫氣和甲烷濃度最高,裂解柴油實驗中發現產物中濃度最高的是氫氣和乙烯。浙江大學的薄拯等[27]設計了一種新型滑動弧放電方式,利用低溫等離子體對正乙烷進行裂解,研究表明：該法可有效裂解正乙烷,最高裂解率達到96%。以上對等離子體裂解燃料的加載功率、裂解方式、裂解機理進行了探索,為開展等離子體燃料裂解研究打下了基礎,但以上研究并未將等離子體與航空發動機燃燒室進行結合,導致實驗室中的研究成果無法落地。空軍工程大學的于錦祿等[1,28]提出了一種將滑動弧等離子體與航空發動機燃燒室相結合的燃燒室頭部,可實現點火助燃一體化,為未來等離子體在航空發動機燃燒室中的應用提供了新的思路。

等離子體燃料裂解在改善燃油霧化性能、提高燃燒效率、擴寬穩定燃燒范圍、改善出口溫度場品質、減少污染物排放等方面具有很大的優勢[14-16,28]。目前國內外對等離子體改善燃油霧化性能的研究處在探索階段,而且由于航空發動機結構復雜,工作環境惡劣,尚沒有將等離子體燃油裂解技術與航空發動機燃燒室頭部相結合進行噴霧性能研究的先例。因此本文針對航空發動機燃燒室中燃油霧化問題,研制了新型的航空發動機燃燒室滑動弧等離子體燃油裂解頭部,建立了帶旋流空氣的燃油噴霧實驗臺,利用激光粒度分析法,開展了滑動弧等離子體燃油裂解頭部霧化特性實驗,重點對燃油的霧化粒徑、粒徑分布、霧化距離進行研究。

1 實驗設備

1.1 實驗系統組成

實驗裝置包括電源、供氣系統、供油系統、測量系統、旋轉滑動弧放電等離子體裂解頭部及管路組成。實驗系統示意圖如圖1所示,圖2為滑動弧等離子體裂解燃油實驗系統實物圖。

滑動弧放電等離子體激勵電源為南京蘇曼等離子體科技有限公司生產的中頻單高壓差分電源(CTP-2 000 K),輸出電壓峰-峰值為0～30 kV,電源頻率為1～100 kHz,功率為500 W。

供氣系統由螺桿式空氣壓縮機(BK132-8,排氣量24 m3/min,公稱排氣壓力0.8 MPa)、儲壓罐(體積為4 m3)、冷干機(LY-D200AH,處理量28.5 m3/min)、內錐流量計(DYNZ16-8001E12)、智能流量積算儀等組成,能準確地測量空氣的體積流量。為保證實驗段中,燃油裂解之后不被點燃,在供氣系統出口處采取補入氬氣的方法,補入氬氣流量為總氣流量的1/3,用三通閥門將供氣系統、氬氣補入系統、實驗段連接起來,氬氣補入系統的流量計檢測氬氣的補入量,實驗段入口前的流量計檢測進入實驗段的總空氣流量,只要保證氬氣補入的流量為總氣流量的1/3,就能保證氬氣補入的比例,補入的氬氣隨供氣系統的氣流共同進入實驗段,起到保護和阻止燃燒的作用。

圖1 實驗系統原理圖Fig.1 Schematic of experimental platform

圖2 滑動弧等離子體裂解燃油實驗系統實物圖Fig.2 Photo of gliding arc plasma fuel pyrolysis experiment system

供油系統為空軍工程大學自制的供油系統,由儲油罐(體積為35.5 L,可承受的最大壓力為40 MPa)、防爆電機、壓力泵、油濾、泄壓閥及配套的閥門、管路等組成。最大供油量為30 L/min。燃油流量計為YK-LWGY液體渦輪流量計,量程16 L/min,精度0.3%,最大工作壓力40 MPa。

1.2 三維旋轉滑動弧放電等離子體燃油裂解頭部

目前,國內外對等離子體燃料裂解的研究多是針對低碳燃料、氣體燃料,主要研究放電電壓、電流等對低碳分子燃料、氣體燃料轉化率、減少排放的影響[28],而等離子體裂解燃油的最大優勢在于將高碳鏈燃料分子打斷成低碳鏈的小分子并產生活性粒子[29],其原理如圖3所示。在旋流的驅動下陽極文氏管與陰極喇叭口之間高壓電擊穿形成滑動弧放電,并在其間形成穩定的滑動弧等離子體區域,包含大量的激發態粒子和高能電子。經過燃油噴嘴初次霧化的燃油,恰好來到放電區域,滑動弧放電產生的高能電子和激發態粒子,與霧化的燃油發生碰撞,將高碳鏈的燃油分子打斷成低碳鏈的小分子,使燃油的粒徑減小,提高燃油的霧化性能。本文自行設計了航空發動機燃燒室滑動弧等離子體燃油裂解頭部,已獲得中國發明專利授權。圖4為航空發動機燃燒室滑動弧放電等離子體燃油裂解頭部結構圖,航空發動機燃燒室滑動弧等離子體燃油裂解頭部主要由燃油噴嘴、陽極文氏管、陰極內層喇叭口、外層喇叭口和喇叭口安裝座組成,陽極文氏管與陰極文氏管之間擊穿的最小距離為5 mm,陽極文氏管內端面出氣角為45°,陰極文氏管出氣角為50°。陽極文氏管通過燃油裂解頭部的電纜安裝孔與電纜相連接后接入高壓交流電,陰極內層喇叭口與燃燒室火焰筒共地。陽極文氏管與陰極內層喇叭口之間形成三維旋轉滑動弧放電,燃油經過燃油噴嘴初次霧化形成的霧錐大部分都能經過該滑動弧放電區域,霧化的燃油在放電區域與活性粒子進行充分混合。圖5為航空發動機燃燒室滑動弧等離子體燃油裂解頭部放電實物圖。

圖3 滑動弧燃油裂解頭部工作原理圖Fig.3 Schematic diagram of gliding arc fuel pyrolysis combustion dome

圖4 滑動弧燃油裂解頭部結構示意圖Fig.4 Structure diagram of gliding arc fuel pyrolysis combustion dome

1.3 測量系統

圖5 滑動弧燃油裂解頭部放電效果圖Fig.5 Discharge effect diagram of gliding arc fuel pyrolysis combustion dome

圖6 Winner318型噴霧激光粒度分析儀原理圖Fig.6 Principle diagram of Winner318 spray laser particle size analyzer

測量系統由Winner318型噴霧激光粒度分析儀和數控三維坐標位移機構組成。Winner318型噴霧激光粒度分析儀工作原理如圖6所示,采用信息光學原理通過測量顆粒群的散射譜,來分析其粒度分布；Winner318型噴霧激光粒度分析儀由主機和計算機兩部分組成：主機內含光學系統、信號采集處理系統；計算機完成數據處理并顯示、打印測試結果。主機由激光發射單元和激光接收單元組成,來自激光器的激光束經過濾光、擴束、濾波、經準直透鏡變成平行光后照射到測試區,測試區中的待測顆粒群在激光的照射下產生散射譜,散射譜的強度及其空間分布與被測顆粒群的大小及其分布有關,并經透鏡再次匯聚后被位于透鏡后焦面上的光電陣列探測器所接收,轉換成電信號后經放大和A/D轉換經通訊口送入計算機,進行反演運算和數據處理后,即可給出被測顆粒群的大小和分布等。

Winner318型噴霧激光粒度分析儀為濟南微納顆粒儀器股份有限公司生產的,此系統采用獨特的開放式分散系統,更有利于實驗過程中的測量,可調測量區間為1～10 m,量程為15～711 μm,采樣頻率為3 Hz；具有三維微調探測單元,根據噴霧濃度設計的多重散射自動校正功能,準確性誤差、重復性誤差均小于3%,可以滿足任何噴霧測量需要；儀器可對樣品進行連續動態測試。圖7為Winner318型噴霧激光粒度分析儀實物圖。

Winner318型噴霧激光粒度分析儀可對樣品進行連續動態地測量,但其自身不能實現位移,故將Winner318型噴霧激光粒度分析儀安裝在數控三維坐標位移機構的懸臂爪端上,通過位移機構軟件程序控制位移軌跡,Winner318型噴霧激光粒度分析儀按事先設定好的坐標運動到采集點位置,進行測量后再運動到下一點,直至完成全部預訂的測量任務,最后回到原點,從而保證對整個區域的測量,SMD(Sauter Mean Diameter)測量點分布坐標如圖8所示,圖中:X和Z分別為激光粒度分析儀正向面對的橫、縱坐標。

圖7 Winner318型噴霧激光粒度分析儀實物圖Fig.7 Photo of Winner318 spray laser particle size analyzer

圖8 SMD測點分布坐標圖Fig.8 Coordinate chart of SMD measuring point distribution

1.4 實驗工況4選取

本文在研究過程中選取了0 m3/h、15 m3/h、20 m3/h、25 m3/h 4種不同的入口空氣流量條件,0 V、160 V、200 V 3種不同的放電輸入電壓進行了研究,如表1所示，表中Wa為入口空氣流量,Wf為燃油流量,U0為電源放電電壓,N1-0中N1表示第一種供油流量,即供油流量為0.34 g/s,0表示入口空氣流量為0,15-1-200中15代表入口空氣流量為15 m3/h,1代表余氣系數(α)為1,200代表放電電壓為200 V。

表1 實驗工況選取表Table 1 Test condition selection

2 實驗結果與分析

2.1 SMD分布

1) 空氣流量對SMD分布的影響

供油流量為0.57 g/s的工況下燃油噴霧SMD隨空氣流量(Wa)變化的分布如圖9所示。發現在供油流量均相同的情況下,入口空氣流量不同會導致燃油噴霧的SMD分布存在明顯的差異。隨著入口空氣流量的增加燃油噴霧的SMD值不斷減小,燃油液滴大粒徑集中區域減小,在整個區域中燃油粒徑分布更加均勻,燃油霧化性能得到改善。為了得到入口空氣流量對燃油裂解頭部流場的影響,在保證整個計算域網格質量達到計算精度的前提下,對該滑動弧等離子體強化燃燒頭部的幾何結構進行了必要的簡化,本文計算區域生成的總網格數約為1 000萬,達到已有計算平臺能力的要求,采用湍流模型為標準模型進行求解,得到圖10 3種不同入口空氣流量下空氣流場仿真圖,發現空氣流場對燃油噴霧有較明顯的影響。

對比圖9發現在供油流量均為0.57 g/s的工況下,空氣流量的不同會對燃油霧化產生明顯的影響,從圖9(a)可以看出無空氣輔助霧化時,燃油霧化錐角較穩定,呈典型的錐形；且燃油液滴大粒徑區域集中分布在燃油霧化錐角之內。當入口空氣流量增加到20 m3/h時,在坐標點Z=-16.5 mm 附近出現一個燃油噴霧SMD極小值區域,從圖10(b)流場仿真圖可以看出,當入口空氣流量為20 m3/h時會在Z=-16.5 mm附近出現一組回流區,所以圖9(b)出現燃油噴霧SMD極小值區域現象是由于氣流經過燃燒室頭部的兩級離心旋流器在燃燒室頭部下游出現回流區導致的。當入口氣流量增大到25 m3/h時,空氣的旋流強度增大,且氣流的切向速度增大,從圖9(c)可以發現燃油噴霧極小值區域出現在坐標點Z=-18 mm附近,從圖10(c)可以看出入口氣流量為25 m3/h時回流區的中心位置發展到坐標點Z=-18 mm附近,進一步驗證了SMD極小值區域是由于氣流經過燃燒室頭部的兩級離心旋流器在燃燒室頭部下游出現回流區導致的,對比圖9發現空氣流場會對霧化產生影響,隨著空氣流量的增加燃油噴霧大粒徑集中區域減小,整體霧化效果得到改善。

2) 燃油流量對SMD分布的影響

燃油噴霧SMD隨燃油流量(Wf)變化的分布如圖11所示。當無空氣參與輔助霧化時,發現不同燃油流量條件下,燃油液滴大粒徑集中區域不同,隨著燃油流量的減小,燃油液滴大粒徑集中區域變大,燃油液滴粒徑分布的均勻性變差,燃油的霧化效果逐漸變差。

圖9 不同空氣流量燃油噴霧SMD分布Fig.9 SMD distribution of fuel spray at different air flows

當無空氣參與輔助霧化時,燃油流量為0.76 g/s、0.57 g/s、0.45 g/s、0.30 g/s工況下的燃油噴霧SMD分布如圖11(a)～圖11(d)所示。從圖11(a)可以發現燃油流量為0.76 g/s時,燃油的粒徑在整個霧化錐角內分布更均勻,能較好地維持霧化錐角的形狀。隨著供油流量的減小,供油壓力變小,燃油霧化效果變差,當燃油流量減小到0.30 g/s時,燃油噴霧的SMD分布如圖11(d)所示,燃油霧化錐角明顯變大,燃油液滴大粒徑區域集中分布在燃油噴嘴出口處且集中區域范圍變大,霧化效果變差。對比圖11發現,燃油流量較大時,供油壓力大,燃油噴嘴霧化效果較好,噴射出的燃油粒徑較小,燃油粒徑分布更加均勻,能較好地維持霧化錐角的形狀,隨著燃油流量的減小,供油壓力減小,燃油噴嘴的霧化效果變差,噴射出的燃油粒徑較大,燃油噴霧的SMD峰值開始向上游聚集,峰值區域擴散,油滴動量變小,燃油的霧化錐角變大,燃油的霧化效果亦變差。

圖10 空氣流場仿真圖Fig.10 Simulation diagram of air flow field

圖11 不同燃油流量燃油噴霧SMD對比Fig.11 SMD comparison of fuel sprays at different fuel flows

3) 放電電壓對SMD分布的影響

入口氣流為20 m3/h,余氣系數分別為0.6和1.5工況下的燃油噴霧SMD隨放電電壓(U0)變化的分布如圖12所示。無論是在富油條件下還是在貧油條件下,施加等離子體的燃油霧化效果要比未施加等離子體的燃油霧化效果明顯；隨著放電電壓的提高,霧化錐角變大,燃油液滴大粒徑集中區域減小,燃油霧化的均勻性提高。還是在貧油條件下,施加等離子體的燃油霧化效果要比未施加等離子體的燃油霧化效果明顯；隨著放電電壓的提高,霧化錐角變大,燃油液滴大粒徑集中區域減小,燃油霧化的均勻性提高。

圖12 不同放電電壓燃油噴霧SMD對比Fig.12 SMD comparison of fuel sprays at different discharge voltages

圖12(a)～圖12(c)是余氣系數為0.6,放電電壓分別為0 V、160 V、200 V的燃油噴霧SMD分布圖。實驗表明,在未施加滑動弧等離子體的情況下,燃油液滴大粒徑區域集中在噴嘴出口處,且集中區域較大,由于回流區的作用產生的SMD極小值效應較明顯,強度比較顯著,極小值范圍比較大。實施滑動弧等離子體燃油裂解之后,滑動弧放電產生的高能電子和激發態粒子與燃油液滴充分混合,將燃油分子裂解為低碳鏈小分子,使得燃料粒徑減小,燃油液滴大粒徑集中區域減小,分子之間的黏性力降低,霧化錐角變大,燃油SMD極小值區域形狀變小,在整個燃油分布區域,均勻性提高。當電壓進一步提高時,整個燃油分布區域,均勻性更高,SMD極小值區域幾乎消失。余氣系數為1.5時,發現貧油工況下的燃油粒徑分布隨放電電壓的變化趨勢與富油工況下燃油粒徑變化趨勢類似,但是富油工況下的燃油噴霧粒徑分布更加均勻,這是因為同一放電電壓情況下,富油工況要比貧油工況供油壓力大,大粒徑燃油液滴較少,滑動弧等離子體放電過程中產生的高能電子能與燃油液滴充分混合,將燃油分子裂解為低碳鏈小分子,使得富油工況下的燃油粒徑分布要比貧油工況下的燃油粒徑分布均勻。放電電壓為0 V、160 V、200 V的燃油噴霧SMD分布如圖12(d)～圖12(f)所示,對比圖12發現,同一余氣系數下,隨著放電電壓的提高,滑動弧放電過程中產生的高能電子和激發態粒子增多,將高碳鏈燃油分子打斷成低碳鏈小分子的能力增強,增大了燃油霧化錐角,燃油粒徑的峰值區域減小,燃油霧化的均勻性得到提高。

2.2 放電電壓對霧化錐角的影響

不同工況下燃油霧化錐角變化如圖13所示,圖中,橫坐標15-1表示入口空氣流量為15 m3/h,余氣系數為1。不同的入口空氣流量和燃油流量會對燃油霧化錐角γ產生影響,燃油霧化錐角隨空氣流量的增大而增大,隨供油流量的減小而增大。同一工況下施加滑動弧等離子體對于改善燃油霧化錐角效果明顯,燃油霧化錐角隨放電電壓的升高而變大。

實驗中發現,在無空氣輔助霧化的情況下,當燃油流量為0.76 g/s時,燃油霧化錐角為33°,隨著供油流量的降低,供油壓力減小,噴射出的燃油動量減小,燃油霧化錐角逐漸變大,當燃油流量減小到0.30 g/s時,燃油霧化錐角增大到45°。供油流量均為0.57 g/s的工況下,入口空氣流量會影響燃油霧化錐角,無空氣輔助霧化時,燃油的霧化錐角為38°,當入口空氣流量為20 m3/h和25 m3/h的燃油霧化錐角存在明顯的差異,通入空氣輔助霧化之后,在空氣旋流作用下入,空氣與燃油分子之間的剪切力增大,燃油液滴很快破碎,燃油液滴粒徑變小,霧化錐角增大,入口空氣流量為20 m3/h的霧化錐角為45°,隨著入口空氣流量的增加,空氣的旋流強度增強,燃油分子與空氣之間的剪切力增大,當入口空氣流量達到25 m3/h時燃油霧化錐角達到57°。在供油流量為0.76 g/s工況下,無空氣輔助霧化時的燃油霧化錐角為33°,通入空氣參與輔助霧化后,在旋流作用下,燃油霧化錐角變增大為43°,施加滑動弧等離子體燃油裂解之后,滑動弧放電產生的高能電子和激發態粒子將燃油分子打斷成“沸點”更低的低碳鏈小分子。

大量數據表明,碳氫燃料的黏性隨著碳鏈數目的增加而增加[30]如圖14曲線所示,有研究表明[31],液體黏性對離心式噴嘴的霧化特性、濃度分布和噴霧錐角有顯著影響；液體黏性增大時,噴霧的液滴直徑大,噴霧錐角減小。因此,實施等離子體燃油裂解之后,碳鏈的減小使得燃料黏性降低,燃油粒徑減小,霧化錐角變大,在放電電壓為160 V工況下,霧化錐角增大到65°。隨著放電電壓的進一步提高,滑動弧放電產生的高能電子和激發態粒子增多,燃油裂解效應增強,小碳鏈的分子數量占比增加,碳氫燃料的粘性力下降,當放電電壓為200 V時,燃油霧化錐角隨增大到75°。在相同放電電壓下余氣系數的不同會導致燃油霧化錐角不同,在入口空氣流量為20 m3/h 的工況下,富油條件下的燃油霧化錐角改變量優于貧油工況下的燃油霧化錐角改變量,在未施加滑動弧等離子體燃油裂解的情況下,隨著供油流量的減小,供油壓力在減小,噴射出的燃油動量變小,所以越貧的工況下燃油霧化錐角越大,實施滑動弧等離子體燃油裂解之后,滑動弧等離子體放電產生的高能電子將燃油分子打斷成低碳鏈的小分子,使得分子碳鏈降低,分子之間的黏性力下降進而霧化錐角增大,在余氣系數為0.6的工況下,放電電壓達到200 V時燃油霧化錐角為75°,相比與未施加滑動弧等離子體燃油裂解時的燃油霧化錐角增大了32°。貧油情況下,供油壓力的減小,使得燃油霧化效果變差,大粒徑燃油分子聚集,使得滑動弧等離子體放電過程中產生的高能電子不能和燃油分子充分混合,故而燃油霧化錐角改變量要小于富油情況下的燃油霧化錐角改變量,燃油霧化效果要比富油工況下的燃油霧化效果差。

圖13 燃油霧化錐角變化趨勢Fig.13 Variation trend of fuel atomization cone angle

圖14 燃料黏性力隨碳鏈變化趨勢Fig.14 Variation trend of fuel viscosity with carbon chain

2.3 放電電壓對均勻性的影響

不均勻系數是表征燃油噴霧均勻性的一個重要參數,可表示為

(1)

式中：δ為燃油噴霧的不均勻系數；SMDmax為燃油噴霧粒徑的最大值；SMDave為燃油噴霧的粒徑平均值。

不同工況下的燃油噴霧不均勻系數如圖15所示,在燃油噴嘴出口處,燃油還未擴散到整個空間中,集中分布在燃油噴嘴周圍,在此處燃油噴霧的不均勻系數最大,在無空氣旋流的情況下,燃油噴霧的不均勻系數在燃油噴嘴出口處達到最大,隨著距離的增加,燃油分布的區域增大,不均勻系數減小。當通入旋流空氣輔助燃油霧化時,燃油噴霧的不均勻系數同樣在燃油噴嘴出口處達到最大,但是會在Z=-16 mm到Z=-20 mm附近出現不均勻系數的極大值,此位置與燃油噴霧的SMD極小值核心區域重合,主要是由于空氣旋流的旋流區導致。當施加滑動弧等離子體之后,滑動弧放電產生的高能電子和激發態粒子,將燃油分子打斷成低碳鏈的小分子,使得在整個燃油分布區域內,均勻性得到改善,不均勻系數降低；隨著放電電壓的升高,燃油裂解的效應增強,低碳鏈的小分子數量比重增加,燃油霧化的均勻性進一步改善,不均勻系數隨之下降,在燃油噴嘴的遠端處,由于施加滑動弧等離子體燃油裂解之后,燃油噴霧場整體均勻性得到改善,使得燃油噴霧粒徑平均值下降速率大于燃油噴霧峰值下降速率,會出現施加滑動弧等離子體燃油裂解之后不均勻系數升高的現象。

不同工況下燃油噴霧總體不均勻系數隨放電電壓變化的趨勢如圖16所示。在供油流量均相同的情況下,入口空氣流量的增加會使燃油噴霧的不均勻系數減小。對比所有工況下發現,隨著放電電壓的升高,燃油噴霧的不均勻系數不斷降低。

實驗研究表明,在供油流量為0.57 g/s的工況下,供氣量不同,燃油噴霧的不均勻系數不同,當供氣量為20 m3/h時,未施加等離子體燃油裂解的噴霧不均勻系數為0.333,隨著入口空氣流量的增加,空氣的旋流強度增強,空氣與燃油之間的剪切力增大,油膜更容易破碎使得燃油霧化效果增強,不均勻系數減小；當空氣流量增大到25 m3/h時,不均勻系數減小到0.302。實驗發現,實施滑動弧等離子體燃油裂解有助于改善燃油噴霧的均勻性,在入口空氣流量為15 m3/h,供油流量為0.34 g/s的工況下,未施加等離子體的燃油噴霧不均勻系數為0.361,實施等離子體裂解燃油之后,滑動弧放電產生的活性粒子會將航空煤油裂解為碳鏈更低的小分子,碳鏈縮短會使燃料黏性力降低,燃油霧化效果增強,使得燃油分布更加均勻,不均勻性系數降低,當放電電壓達到160 V時,燃油噴霧的不均勻系數減小為0.289,隨著放電電壓的升高,滑動弧放電產生的活性粒子增多,使低碳鏈的小分子比重增加,燃油分布更加均勻,當放電電壓達到200 V時,燃油噴霧的不均勻系數減小為0.265。余氣系數的不同會使燃油噴霧的不均勻系數產生變化,在供氣量為20 m3/h 時,未實施滑動弧等離子體燃油裂解情況下,由于供油流量的減小,供油壓力減小,燃油霧化效果變差,所以燃油噴霧總體不均勻系數隨余氣系數的增大呈上升趨勢。實施滑動弧等離子體燃油裂解之后,燃油被滑動弧等離子體裂解,燃油的霧化效果得到改善,燃油噴霧總體不均勻系數變小,富油情況下,由于供油壓力大,燃油霧化效果好,噴射出的燃油粒徑較小,滑動弧放電過程中產生的高能電子能與霧化的燃油充分混合,將燃油裂解之后改善了燃油噴霧的均勻性,余氣系數為0.6時未實施滑動弧等離子體燃油裂解的情況下,燃油噴霧不均勻系數為0.304,當放電電壓達到200 V時燃油噴霧不均勻系數為0.233；而貧油工況下,燃油噴霧場的整體品質下降,會出現大粒徑油滴,導致滑動弧等離子體放電過程中產生的高能電子不能與燃油液滴充分混合,導致相同條件下,貧油工況燃油噴霧的不均勻系數要大于富油工況下的燃油噴霧不均勻系數,表明實施滑動弧等離子體燃油裂解之后富油工況下燃油霧化效果優于貧油工況下的燃油霧化效果。

圖15 不同工況下不均勻系數對比Fig.15 Comparison of uneven coefficients under different working conditions

圖16 總體不均勻系數變化趨勢Fig.16 Variation trend of overall uneven coefficient

2.4 放電電壓對平均粒徑的影響

本文采用平均粒徑來衡量燃油霧化性能,燃油噴霧的平均粒徑隨電壓變化的趨勢如圖17所示,發現不同供油流量條件下,燃油噴霧的平均粒徑存在明顯的差異,供油流量越大,燃油噴霧的平均粒徑越小。放電電壓的不同也會對燃油噴霧的平均粒徑產生影響,隨著放電電壓的升高,燃油噴霧的平均粒徑會減小。

在入口空氣流量為20 m3/h的工況下,研究了4種不同供油流量下燃油噴霧的平均粒徑隨放電電壓的變化。研究發現,在放電電壓均為160 V 的情況下,當供油流量為0.30 g/s(余氣系數為1.5)時燃油噴霧的平均粒徑為95.863 4 μm,隨著供油量的增加,供油壓力增大,燃油流速加快,燃油液滴與空氣之間的剪切力增大,燃油液滴粒徑變小,燃油霧化效果增強,當燃油流量增大到0.45 g/s(余氣系數為1)時,燃油噴霧的平均粒徑減小到94.994 4 μm,隨著供油流量的進一步加大,燃油流速隨著加快,燃油液滴與空氣之間的剪切力進一步加大,燃油液滴的粒徑變小,當燃油流量增大到0.76 g/s(余氣系數為0.6)時,燃油噴霧的平均粒徑減小到91.381 6 μm,越貧油的情況下,供油壓力小,噴射出的燃油液滴粒徑較大,滑動弧等離子體放電過程中產生的高能電子不能與燃油分子充分混合,由此導致貧油工況下燃油噴霧的平均粒徑要比富油工況下的燃油噴霧平均粒徑大,富油工況下的燃油霧化效果要比貧油工況下的燃油霧化效果好。研究表明,實施等離子體燃油裂解對于改善燃油噴霧的平均值效果明顯,在入口空氣流量為20 m3/h,供油流量為0.45 g/s的工況下,未施加滑動弧等離子體燃油噴霧的SMD平均值為97.214 1 μm,當施加滑動弧等離子體之后,滑動弧放電產生的高能電子把燃油分子裂解成低碳鏈小分子,使燃料直徑減小,當放電電壓達到160 V時,燃油噴霧的SMD平均值達到94.994 4 μm,隨著放電電壓的進一步升高,滑動弧放電過程中產生的高能電子進一步增多,燃油粒徑進一步減小,當放電電壓達到200 V時,燃油噴霧的SMD平均值減小到94.024 8 μm。

圖17 SMD平均值變化趨勢Fig.17 Variation trend of SMD average

3 結 論

1) 施加滑動弧等離子體明顯改善了燃油霧化效果,并且隨著放電電壓的升高燃油霧化效果增強。在入口空氣流量為20 m3/h,余氣系數為0.6的工況下,放電電壓為200 V時的燃油噴霧不均勻系數為0.233,相比未施加滑動弧等離子體的情況下下降了0.071；在入口空氣流量為20 m3/h,余氣系數為0.6的工況下,放電電壓為200 V時的平均粒徑為89.690 6 μm,相比未施加滑動弧等離子體的情況下下降了3.849 6 μm；在入口空氣流量為20 m3/h,余氣系數為0.6的工況下,當放電電壓達到200 V時的燃油霧化錐角為75°,相比未實施滑動弧等離子體燃油裂解的情況下增大了32°

2) 放電電壓相同的情況下,富油工況下的燃油霧化效果要優于貧油情況下的燃油霧化效果。在入口空氣流量為20 m3/h,放電電壓均為200 V的情況下,余氣系數為0.6時的燃油噴霧不均勻系數為0.233,相比余氣系數為1.5工況下的燃油噴霧不均勻系數下降了0.03；余氣系數為0.6時的燃油粒徑平均值為89.690 6 μm,相比余氣系數為1.5工況下的燃油粒徑平均值下降了4.97 8 μm。

3) 燃油霧化效果受空氣流場的影響較大,空氣流場的回流區處會使燃油噴霧粒徑出現極小值；且隨入口空氣流量的增加,燃油霧化增強。

國外等離子體點火助燃設備已進入工程應用階段,國內等離子體點火助燃技術正在向工程應用穩步推進。為推進國內等離子體點火助燃技術的工程化應用,本文基于某型航空發動機燃燒室頭部創新性的設計了滑動弧等離子體燃油裂解頭部,實現了滑動弧等離子體和型號發動機燃燒室的結合,并且本實驗所得出的結論,將為等離子體燃油裂解技術在航空發動機燃燒室中的應用提供必要的理論支撐。未來等離子體點火助燃技術在工程應用的道路上,還將克服電源小型化、極端惡劣條件下滑動弧等離子體放電穩定性的問題,在學術層面上,要尋找準確表征滑動弧等離子體放電區域的特征參數,以便更好地描述滑動弧等離子體點火助燃技術的效果,這也是本研究今后努力的方向。