乙烯燃料超燃燃燒室流動特性與燃燒穩定性研究1)

時文 田 野,?,2) 郭明明, 劉 源 張辰琳 鐘富宇 樂嘉陵,?

* (中國空氣動力研究與發展中心,四川綿陽 621000)

? (中國空氣動力研究與發展中心高超聲速沖壓發動機技術重點實驗室,四川綿陽 621000)

** (西南科技大學信息工程學院,四川綿陽 621000)

?? (沈陽飛機設計研究所,沈陽 11035)

引言

超燃沖壓發動機工作過程是一個非常復雜、快速的物理化學過程[1],此過程包含燃料的噴注、霧化、蒸發、摻混及燃燒,發動機內復雜旋渦運動[2]、激波/邊界層干擾[3]和非穩態釋熱等會造成燃燒不穩定,燃燒不穩定可造成發動機熄火、燃燒效率下降、局部熱載荷增大[4],若燃燒室長時間在燃燒不穩定狀態下工作,燃燒室會產生疲勞損傷,其結構會被破壞.

為了解超燃沖壓發動機內流場結構及流動特性,開展無化學反應實驗和數值模擬是必要的.研究發現,無化學反應時凹腔內部流場結構與平板燃料垂直噴注流場完全不同,因凹腔內有一個低速回流區,凹腔可在不增加額外總壓損失的情況下提升摻混效率[5].試驗研究發現在超聲速內流中橫向射流所形成的渦結構,由于升力和反向對渦的存在,燃料會遠離凹腔[6].在速度梯度引起的剪切力作用下,剪切層變得不穩定,大尺度渦的破裂和合并可增強摻混[7].同時,研究發現合適的燃料噴注位置以及當量比可有效抑制冷流振蕩[8].為詳細了解火焰建立及穩定過程,Ma 等[9]使用八方向、20 kHz 的FBE 束拍攝燃燒室的化學自發光圖片,超燃模態與雙模態燃燒區交接面的火焰特征可通過紋影及火焰可視化手段獲得,穩定的亞聲速火焰區會導致燃燒模態從亞燃逐步過渡到雙模態燃燒[10].Ben-Yakar 等[11-12]研究了馬赫數10 飛行條件下凹腔上游氫燃料橫向噴注時的火焰特性,發現OH 基首先出現在燃料噴注位置上游的回流區內,氫氣實現了以自燃為主的燃燒.OH-PLIF 圖像顯示了氫火焰瞬時結構,證明了OH 基可以從凹腔剪切層擴散到內部主流,這種燃燒擴散主要由擴散、對流、熱釋放、噴注與凹腔內剪切層之間復雜相互作用所主導[13].Tian 等[14-16]開展了有關空氣節流的實驗及數值模擬研究,發現空氣節流會在凹腔上游形成激波串,進而提供了一個有助于點火的低速高壓環境,得到了火焰結構變化和燃燒模態轉變過程,進而獲得了空氣節流質量流量和節流關閉時間對燃燒模態轉變的影響.

隨著對超燃沖壓發動機研究的深入和測量方法的提高,在試驗中觀測到了不穩定燃燒現象.美國空軍研究實試驗室(AFRL)在雙模態超燃沖壓發動機燃燒實驗中發現,當燃料為液態JP-7 時燃燒振蕩頻率為100～160 Hz,當燃料為氣態乙烯時燃燒振蕩頻率為300～360 Hz[17].在此基礎上,Li 等[18]通過一維分析和三維數值模擬提出了兩種熱聲振蕩反饋機制,一是預燃激波與火焰間的相互作用,二是燃料噴注/混合與火焰間的相互作用.Lin 等[19]通過實驗發現飛行馬赫數為4.5,當乙烯在凹腔前端噴注時,燃燒振蕩主頻約為368 Hz.張灣洲等[20]在試驗中發現凹腔內火焰前后移動且燃燒具有明顯的周期性.田野等[21]通過試驗發現氫氣當量比小于0.17 時火焰是穩定的,當量比大于0.17 時火焰在燃燒室上下壁面來回傳播.Wang 等[22]通過開式凹腔超燃沖壓發動機燃燒試驗及火焰自發光圖片分析發現火焰振蕩頻率小于2 kHz,但無振蕩主頻.進而使用RANS/LES 混合湍流模型研究開式凹腔燃燒振蕩及閃回機制,數值研究發現Ma=1.75 的超聲速流場內剪切層穩燃模式和尾跡穩燃模式交替發生[23].Wang 等[24]也發現預混區可導致火焰逆流傳播與不穩定燃燒,壓力振蕩存在固定主頻150 Hz,相對于燃燒室壁面火焰最大速度為500 m/s.趙小存等[25]基于高速化學發光測量與POD 方法發現火焰振蕩以流動方向振蕩為主,凹腔內部回流區與剪切層相互作用的振蕩為輔.Yuan 等[26-27]使用CH 基自發光成像得到了火焰鋒的FFT 結果,結果表明火焰振蕩頻率為500～700 Hz,并推測在燃料噴注附近且短暫存在的氣動吼道是燃燒不穩定的誘因.同時,凹腔在超聲速流動條件下也會發生自激振蕩現象[28],此現象會導致燃料釋熱、流場結構及流場物理量周期性脈動,并伴隨著渦脫落、共振激波、非定常壓力波等[29].現有的研究皆采用FFT 來分析燃燒不穩定性,研究表明超燃沖壓發動機內燃燒振蕩通常會表現出寬頻帶的功頻譜密度分布[30-31].

目前,國內外對超燃沖壓發動機燃燒不穩定開展了大量的試驗和數值研究,因燃燒不穩定的機理復雜且帶有較強的隨機性,燃燒不穩定的激勵機制沒有統一認識,至今仍未有較好的預測手段和主被動控制方法.在超燃沖壓發動機中,為探究發動機點火及穩燃特性,多種噴注方案情況下燃燒不穩定性需進一步研究.本文將通過多種非侵入式光學測量方法,研究不同噴注方案對流場結構的影響、先鋒氫對乙烯火焰建立的影響,以及在無先鋒氫的情況下考察乙烯火焰的穩定特性,通過火焰振蕩現象來定性評估乙烯燃燒不穩定性.

1 設備及發動機構型

試驗研究是在中國空氣動力研究與發展中心(CARDC)的超聲速燃燒設備上開展,直連實驗臺采用噴管代替進氣道來降低經濟成本并加快研究速度.

如圖1 所示,直連實驗臺由3 個部分組成,第1 部分是一個二維噴管,噴管安裝在加熱器末端,加熱器內氫氣燃燒可將空氣加熱到總溫Tt=950 K、總壓Pt=0.82 MPa,內流氣體O2,N2和H2O 的摩爾分數分別為21%,67%和12%,噴管出口截面為30 mm×150 mm,噴管出口馬赫數為2.0.第2 部分是一個300 mm 長的矩形隔離段,隔離段尾部有一個80 mm 長的膨脹段,擴張角為1.4°.第3 部分為單邊膨脹燃燒室,上壁面裝配一個凹腔,凹腔深11 mm、長深比為11 且后斜坡角為21.1°,燃燒室從x=421 mm到1073 mm 共有4 個擴張角,分別為1.4°,2.0°,8.0°和15.0°,燃燒室出口的高焓尾氣直接排入真空罐.

圖1 設備結構示意圖Fig.1 Geometric configuration of facility

如圖2 所示,燃燒室內共有兩組燃料噴注位置分別為Jet-1和Jet-2,每組噴口為10 個且噴口直徑為1.0 mm,它們分別位于凹腔臺階上游10 mm和下游25 mm 處.實驗中室溫的氫氣和乙烯垂直壁面噴入超聲速主流,火花塞位于凹腔臺階下游75 mm 處.

圖2 燃料噴入位置及點火器位置示意圖(單位:mm)Fig.2 Schematic of fuel injection and igniter (unit:mm)

2 測量手段和實驗時序

采用10 kHz 高頻壓力傳感器監測發動機上壁面中線位置處壓力變化規律,總共使用了45 個傳感器來獲取實驗數據.

另外,在燃燒室側壁面上安裝了石英玻璃,相機拍攝方向與超聲速流動方向垂直,采用500 Hz 的OH-PLIF 來觀測凹腔基超燃沖壓發動機內火焰建立動態過程,OH 基的追蹤可提供化學反應區位置及面積變化的詳細信息.每車實驗中,在0.2 s 的時間內連續捕捉1000 張CH 基自發光圖像,同步測量手段的使用望定性獲得燃燒或釋熱動態過程.

如圖3 所示,直連實驗臺的運行時間為500 ms,選取加熱器工作穩定段作為模擬飛行馬赫數4.0 的有效測試時間,并把先鋒氫閥門打開的時間定為t=0 s.如圖3(a)所示,當t=0.075 s 時,乙烯開始噴入燃燒室,氫氣和乙烯持續噴注的時間分別為0.26 s和0.285 s 左右.因此,可以通過分析t=0～0.075 s 的壁面壓力和紋影圖片獲得氫氣噴入對超聲速內流流動特性的影響.t=0.075～0.26 s 的實驗數據可用來分析從乙烯噴入、點燃以及火焰穩定的動態過程.t=0.26～0.36 s可用來觀測單乙烯燃燒特性.圖3(b)給出了單一燃料噴注方案下實驗時序,火花塞分別在t=0.07 s和t=0.155 s 點燃先鋒氫或乙烯燃料,單一燃料持續噴注時長為0.25 s,相應的內流及燃料噴注參數如表1 所示.

圖3 超燃沖壓發動機實驗時序圖Fig.3 Schematic of operation sequence of tested scramjet

表1 內流和燃料噴注參數Table 1 Flow parameters of inflow and injection

3 研究結果

3.1 發動機內流動特性

3.1.1 無燃料噴注時流場結構

圖4 給出了無燃料噴入時超聲速內流場結構,圖中白色虛線所標注的斜激波“S0”是因加工和裝配所產生的雜波,斜激波“S0”強度較弱對超聲速內流影響較小.超聲速內流經過凹腔臺階處會形成一束膨脹波,同時剪切層向上偏折.膨脹后的超聲速內流沖擊凹腔壁面并在凹腔回流的影響下形成一斜激波“S1”.斜激波“S1”打在燃燒室下壁面并形成一個小尺度分離區,并在分離區前端形成新的分離激波“S2”,斜激波“S1”在壁面反射并形成新的反射激波“S3”和“S4”.

圖4 無燃料噴入時超聲速流場結構Fig.4 Flow structures of supersonic internal flow without fuel injection

然后,隨著激波角的增大,“S2～S4”均向上游移動,“S2”的移動將在凹腔下游產生新的斜激波“S5”.復雜的激波/邊界層相互作用會給凹腔內回流區和亞聲速區帶來擾動,從而加劇內流場的不穩定性.超聲速內流場是不穩定的.如圖4(c)所示,隨著斜激波“S1”的強度和位置改變,斜激波“S2”向下游移動,由于斜激波“S2”不再沖擊凹腔后斜坡,斜激波“S5”隨之消失.斜激波“S1”向下游繼續移動,斜激波“S2”沖擊燃燒室上壁面進而形成新的“S5”.如圖4(e)所示,斜激波“S1”向上游移動,“S2”的沖擊位置也隨之向上游移動.圖4(f)所示流場再一次恢復至如圖4(a)所示流場結構,即無燃料噴注時超聲速內流場結構變化是周期性的.

3.1.2 燃料噴注時流場結構

如圖5(a)所示,無燃料注入的超聲速內流場結構簡單,流場包含位于凹腔臺階處的剪切層和膨脹波、斜激波“S1”和“S2”以及相應的反射激波和分離激波.前文發現超聲速內流是不穩定的,下文將進一步討論內流場的振蕩特性.如圖5(b)所示,先鋒氫噴注位置為Jet-1 且噴注總壓為4.0 MPa,因燃料的注入,斜激波“B1”在噴注位置上游形成并附著于燃燒室下壁面,斜激波在x=312 mm 附近反射并形成新的斜激波“S2”,凹腔內存在復雜的激波/邊界層相互作用及波系(S3,S5～S7).

圖5 不同噴注方案下超聲速內流場結構示意圖Fig.5 Flow structures of supersonic internal flow with different injection strategies

如圖5(c)所示,斜激波“S1”在凹腔臺階下游產生,并在燃燒室下壁面x=378 mm 附近反射,與圖5(b)所示的內流相比,燃料在Jet-2 噴注時所得內流場結構更簡單.

3.1.3 發動機內流振蕩特性分析

本文通過分析監測點x=371 mm 處壓力FFT 結果,來獲得先鋒氫對流場振蕩特性的影響,所得結果如圖6和圖7 所示,發現無燃料噴注時超聲速流場的振蕩主頻分別為422.4 Hz和446.8 Hz,各工況振蕩主頻差距較小,表明質量實驗臺設備運行穩定、可重復性較好.如圖6 所示,在燃料噴入后,Case 1 的振蕩主頻變為443.3 Hz,發動機超聲速內流振蕩主頻變化較小,即燃料在凹腔上游噴注對內流場振蕩特性影響較小.

圖6 Case 1 中監測點x =371 mm 處壓力快速傅里葉變換結果Fig.6 FFT result at x =371 mm in case 1

圖7 Case 2 中監測點x =371 mm 處壓力快速傅里葉變換結果Fig.7 FFT result at x =371 mm in case 2

如圖7 所示,在燃料噴入后case 2 的振蕩主頻變為150.3 Hz,發動機超聲速內流振蕩主頻變化較大,case 2 中流動振蕩受到了抑制,即燃料在凹腔臺階下游噴注這種方式可抑制超聲速內流場振蕩.

如圖5 所示,當燃料噴注位置為Jet-2 時,斜激波“S1”在燃燒室下壁面附著點銜接由斜激波“S2”所引起的分離區,“S1”的存在抑制了凹腔激波/邊界層相互作用.當燃料噴注位置為Jet-1 時,斜激波“S1”的反射激波“S2”附著點在凹腔內,即噴注所造成的影響被凹腔內復雜流動所吸收,流動振蕩主頻變化較小.因此,噴注位置對冷流穩定性影響較大.

3.2 多種燃料噴注方案下燃燒不穩定性

3.2.1 先鋒氫火焰建立過程

如圖8 所示,先鋒氫點火成功后其化學反應區是動態變化的,當t=0.160 s 時,OH 基在凹腔臺階附近聚集并附著于凹腔底壁上,剪切層內OH 基濃度較高.之后,聚集在x=325～350 mm 處的OH 基開始向下游移動.當t=0.164 s 時,先鋒氫燃燒加劇且高溫高壓燃燒產物對內流的壓縮強度增大,OH 基分布變得更不均勻.化學反應區內OH 基重復性地聚集和擴散,這將導致OH 基位置及濃度發生振蕩,基于OH-PLIF 圖像可知Jet-1 噴注方案可將先鋒氫引入凹腔并增強摻混.

圖8 φ=0.3 的先鋒氫在Jet-1 位置噴注時OH 基圖像Fig.8 OH-PLIF images of cavity with pure H2 of φ=0.3 at Jet-1

如圖9 所示,化學反應區面積、位置和結構隨著噴注方案的改變而改變,當先鋒氫噴注位置為Jet-2時,先鋒氫穿透剪切層,剪切層在先鋒氫的影響下向超聲速內流偏轉.OH-PLIF 圖像表明先鋒氫化學反應區主要集中于y=20～40 mm 的剪切層中,而在凹腔后斜坡處的回流區內無化學反應.

圖9 φ =0.3 的先鋒氫在Jet-2 位置噴注時OH 基圖像Fig.9 OH-PLIF images of cavity with pure H2 of φ =0.3 at Jet-2

當t=0.160 s 時,大量OH 基貼近燃燒室上壁面.之后,位于x=325～375 mm 且y＞ 20 mm 區域內先鋒氫燃燒并釋熱,燃燒區尾部向燃燒室下壁面移動.接下來,剪切層內OH 基濃度降低,這意味著先鋒氫燃燒效率及釋熱量降低,高溫燃氣對超聲速主流的壓縮程度隨之降低,剪切層開始向上移動.

與前文類似,此種噴注方案所得先鋒氫火焰同樣是不穩定的,OH 基將重復性地聚集和擴散,但釋熱位置不同.

OH-PLIF 圖像證實了噴注位置對先鋒氫燃燒影響顯著,且先鋒氫化學反應區是不穩定的.

2.5 兩組患者電解質變化的比較 兩組患者電解質(Na+、K+、Ca2+、Cl-)濃度在T1、T3、T5時差異無統計學意義；兩組組內T3、T5電解質濃度與T1差異無統計學意義(表5)。

如圖10 所示,相比于case 2,當先鋒氫噴注位置為Jet-2 時OH 基面積在11.2～18.2 cm2之間,化學反應區面積較大.Case 2 中化學反應區面積約為7.8～17 cm2,而當t＞0.15 s 時,化學反應區面積減少近50%.因此,Jet-2 噴注方案不利于增強摻混和提高燃燒效率,也無法提供較大推力或比沖,即合適的噴注方案可有效提升發動機性能.

圖10 φ =0.3 的先鋒氫化學反應區面積動態變化Fig.10 Area of chemical reaction zone (OH) with different jet locations of φ =0.3

3.2.2 乙烯火焰建立過程

單乙烯以Pt=1.8 MPa 從Jet-2 處噴入超聲速主流,并被火花塞成功點火,如圖11 所示,乙烯燃燒主要集中于凹腔后斜坡和凹腔底壁,乙烯火焰同樣是不穩定的.當t=0.158 s 時,大量OH 基聚集在凹腔后斜坡處,在凹腔底壁附近乙烯燃燒較弱.之后,乙烯在噴注位置附近大量釋熱,即此處OH 基濃度增大,乙烯燃燒區域隨之增大.

圖11 Case 4 單乙烯燃燒時OH 基動態變化過程Fig.11 Dynamic evolution process of OH with pure C2H4 in case 4

當t=0.167 s 時,OH 基從凹腔底壁向凹腔后斜坡處聚集,化學反應區整體向燃燒室下壁面一定,當OH 基面積降低.之后,化學反應區膨脹,其主要集中于x=330～420 mm 區間內,OH 基濃度增大.當t=0.168～0.172 s 時,OH 基面積減小,此時OH 基聚集在凹腔后斜坡處,然后向上游延伸并擴散至凹腔臺階附近.

研究發現,凹腔后斜坡處的回流區附近,OH 基所占面積和化學反應區形狀是動態變化的.此外,化學反應區瞬時面積和OH 基分布也能很好地反應乙烯燃燒不穩定的特征.

如圖12 所示,乙烯點燃后化學反應區面積從0 cm2快速增長至8.7 cm2,由于燃燒不穩定,化學反應區面積在4.5～12.4 cm2之間振蕩,這與火焰重復性地從凹腔后斜坡擴張至Jet-2 位置的過程相對應.基于大量實驗結果分析,發現在低總溫來流條件下,改變乙烯噴注位置和總壓也很難實現單乙烯的穩燃.

圖12 Case 4 化學反應區面積動態變化Fig.12 Area of chemical reaction zone in case 4

為保證乙烯能夠穩燃,在現有的噴注方案上添加先鋒氫,在此基礎上研究先鋒氫對氣態乙烯穩燃過程的影響.先鋒氫噴注位置為Jet-1 且噴注總壓為Pt=4.0 MPa,乙烯噴注位置為Jet-2 且噴注總壓為Pt=1.0 MPa.

本文采用CH 自發光圖像來捕捉乙烯燃燒的動態變化過程,圖13(a)為實驗所拍攝的原始圖像,圖中藍色區域為CH 基.由于顏色-灰度轉換可減少圖像濾波和分割等后處理所需的時間,本文將原始圖像灰度化,如圖13(b)所示,圖像中灰度值不連續處為化學反應區的邊緣,以此條件來提取邊緣位置并得到如圖13(c)所示結果.

圖13 CH 基圖像處理Fig.13 Image processing of CH

當t=0.133 s 時,火花塞工作,此時先鋒氫和乙烯閥均為開啟狀態,先鋒氫成功點燃乙烯.當t=0.26 s時,先鋒氫閥門關閉,單乙烯燃燒持續時間約為0.1 s.在此過程中,CH 基區域中心的x軸坐標和所占面積的動態變化過程如圖14和圖15 所示.

圖14 Case 5 中CH 基中心橫坐標變化Fig.14 X coordinate of CH region center in case 5

圖15 Case 5 中CH 基面積變化Fig.15 Area of CH region during case 5

CH 基區域中心的x軸坐標通過式(1)計算獲得,其中n為火焰所占的像素數,xp,i為每個像素點的x軸坐標

當先鋒氫撤除后,CH 基的Xc位置迅速后移至384 mm,且CH 面積快速增大至11.9 cm2,這兩變量分別增加了42.13%和78.44%,即單乙烯點燃后會在凹腔后斜坡處穩燃且釋熱面積較大,且乙烯需要約9.2 ms 的時間完成燃燒位置的改變.

如圖16 所示,先鋒氫在Jet-1 噴注時,燃燒室最大無量綱壓升為2.542,case 5 中先鋒氫和乙烯組合燃燒時最大無量綱壓升為3.223,而關閉先鋒氫后,最大無量綱壓升為1.387.通過壓力數據也可知,先鋒氫關閉后,單乙烯穩定燃燒,但低當量比乙烯燃燒時燃燒室沿程壓力較低,即燃燒室推力較小.基于CH 基變化規律和壓力數據可推斷,先鋒氫燃燒是單乙烯穩燃的前提條件.

圖16 不同工況下燃燒室沿程無量綱壓力Fig.16 Normalized pressure of combustor in different cases

如圖17 所示,乙烯噴入后立即被先鋒氫火焰所點燃,先鋒氫火焰的不穩定性將影響乙烯火焰邊界的形狀,釋熱區重復性的增大和減小將加劇內流場的不穩定性.

圖17 有先鋒氫情況下紋影和CH 基圖Fig.17 Schlieren images and CH with pilot flame of H2

如圖18 所示,無先鋒氫情況下,乙烯燃燒相對穩定,CH 基邊緣變化較小,由此推測,先鋒氫火焰不穩定性是加劇乙烯燃燒振蕩及加劇燃燒流動耦合的主要原因.

圖18 無先鋒氫情況下紋影和CH 基圖Fig.18 Schlieren images and CH without pilot flame of H2

4 結論

本文通過實驗研究了先鋒氫對單凹腔-乙烯燃料超燃沖壓發動機性能的影響,使用CARDC 直連實驗臺模擬馬赫數4.0 的飛行條件,并采用紋影、500 Hz 的OH-PLIF,CH 自發光等光學測量手段和10 kHz 的壓力傳感器來研究火焰動態變化過程.

實驗發現,在無燃料噴入的情況下,超燃沖壓發動機內流場結構簡單,流場包含凹腔臺階處的剪切層和膨脹波、斜激波系和不穩定分離區.雖然直連實驗臺運行穩定且可重復強,但冷態流場以450 Hz的頻率振蕩.當燃料在凹腔臺階前端噴注時,振蕩受到抑制.

合理的噴注方案可降低燃燒不穩定性,提高超燃沖壓發動機性能.先鋒氫在凹腔臺階前端噴注時,基于OH-PLIF 圖像可知先鋒氫釋熱位置及火焰是不穩定的.同時,單乙烯在低馬赫數飛行條件下無法穩燃.

先鋒氫撤除后,乙烯成功穩燃,乙烯火焰從凹腔中部后移至凹腔后斜坡處,火焰面積增大.因此先鋒氫是乙烯成功點火和穩燃的前提條件,且先鋒氫的燃燒不穩定性是組合噴注時乙烯燃燒不穩定的誘因.