基于內窺火焰傳感器技術的超聲速燃燒感知實驗研究

李忠朋 ，周芮旭 ，孟凡釗 ，陳池 ，李拓 ，連歡

1.中國科學院力學研究所 高溫氣體動力學國家重點實驗室，北京 100190

2.中國科學院大學 工程科學學院，北京 100190

0 引 言

未來寬域飛行包線內提升沖壓發動機性能需要依靠先進的燃燒組織策略及發動機系統控制技術，其中高動態頻響傳感器及作動機構是高性能控制系統（Full Authority Digital Engine Controller，FADEC）的關鍵技術之一。穩定可靠、結構簡單、非侵入、能耗低、重量輕是沖壓發動機在線傳感器的基本要求。

壓力是表征超燃沖壓發動機內流道流動特性及燃燒釋熱的重要物理量，且高速來流環境下壓力傳感器測量數據穩定可靠，被廣泛應用于沖壓發動機實驗。壓力傳感器通常裝配在發動機壁面，激波運動和燃燒釋熱引起的壓力變化反饋至發動機壁面具有一定延遲，因此壓力傳感器用于燃燒過程感知存在時間滯后效應。

可調諧半導體激光吸收光譜技術（Tunable Diode Laser Absorption Spectroscopy，TDLAS ）通過電流和溫度調諧半導體激光器的輸出波長，對被測物質進行掃描。由于被測氣體具有選擇性吸收的特性，基于Beer-Lambert定律，通過檢測吸收光譜的吸收強度，TDLAS可直接獲得燃燒產物的組分濃度、溫度等物理量，測量信息豐富，在沖壓發動機燃燒過程感知方面有獨特優勢。然而該技術需要同時安裝發射端和接收端，增加了發動機燃燒室在線感知系統應用的復雜程度。目前工業動力裝備的應用主要包括：通過測量燃氣溫度和水蒸氣濃度調節空氣的流量優化燃料的混合程度以提高燃燒效率；在基于甲烷的燃氣發電裝置中，通過監測火爐內的濕度和未燃燃氣濃度維持系統的安全運轉；監測燃氣輪機中氧氣的流量等。

此外，309 nm峰值紫外波段OH*與431 nm峰值藍光波段CH（A）*的比值OH*/CH（A）*以及天鵝波段C*與431 nm峰值藍光波段CH（A）*的比值C*/CH（A）*均與碳氫燃料當量比φ有較好的線性正相關關系，且受湍流火焰應力拉伸的影響不大，因此通常使用OH*/CH（A）*以及C*/CH（A）*表征碳氫燃料當量比。對于甲烷或天然氣火焰，使用OH*/CH（A）*表征當量比較為普遍；對于較大的碳氫燃料的火焰，選擇C*/CH（A）*則更為合適。此外，由于紫外波段被動自發光強度較弱，且紫外波段光電傳感器的性能通常低于天鵝波段光電傳感器，因此本文在基于乙烯的超燃環境下選擇C*/CH（A）*表征碳氫燃料當量比。

光纖火焰傳感器技術基于火焰自發光原理，直接測量燃燒過程火焰自發光強度。被動燃燒化學自發光信號蘊含了豐富的燃燒特性，通過建立特定波長化學發光強度與燃燒特性及發動機總體性能的關聯來感知沖壓發動機燃燒過程。該技術僅具有接收端，結構簡單、惡劣環境適應性強是該技術在發動機燃燒過程感知中的主要優勢。

光纖火焰傳感器廣泛應用于內燃機及航空發動機燃燒過程的在線監測，高溫光纖火焰傳感器設計技術主要由美國圣地亞國家實驗室、奧地利AVL公司掌握。在超聲速燃燒領域，光纖傳感器的使用較為少見，需研究人員根據沖壓發動機工作特性進行針對性開發。

2014年由美國空軍企業創新SBIR （Small Business Innovation Research）項目“Passive Optical Combustion Sensors for Scramjet Engine Control”支持，對沖壓發動機穩焰模式研究做出了突出貢獻的Micka博士作為項目負責人，進行了被動光譜光纖火焰傳感器在沖壓發動機燃燒室的首次應用嘗試。項目初步驗證了光纖火焰傳感器在沖壓發動機燃燒室感知方面的應用前景。Micka通過在發動機壁面多點布設光纖傳感器測點，研究了先鋒燃料關閉前后局部當量比的變化，并基于局部當量比預測了閃回現象的發生，并分析了超聲速燃燒的振蕩特性。

針對發動機的主動控制和燃燒感知需求，本文根據沖壓發動機工作特性，提出一種創新的光纖火焰傳感器與沖壓發動機點火器一體集成化的傳感器設計方法，不需要單獨開設測量孔及光學窗口，可廣泛應用于圓形燃燒室。下面將開展該傳感器感知沖壓發動機超聲速燃燒的實驗研究，討論發動機超燃和亞燃工作模態的釋熱分布、局部當量比特征和燃燒振蕩特性，基于火焰質心的感知方法，驗證內窺火焰傳感器技術的超聲速燃燒感知價值。

1 實驗設備與實驗參數

1.1 直連實驗設備及參數

中國科學院力學研究所研制的連續變馬赫數直連實驗臺主體由流量動態調節氣源、可調加熱器、可調噴管以及實驗段組成，如圖1所示。通過壓力調節閥實現空氣、氫氣、氧氣流量的動態調節；采用環形多孔噴注中心燃燒的燒氫補氧方式對來流進行加熱；通過氣源流量動態調節實現加熱器內模擬總溫總壓實時可調；可調噴管型面按照高低馬赫數雙設計點非對稱方法設計，由機電伺服機構驅動改變喉道面積實現模擬飛行馬赫數實時調節。可調加熱器和可調噴管均采用水冷熱防護。流量動態調節氣源、可調加熱器、可調噴管通過PLC工業控制系統進行精確時序控制，接收實驗控制臺操作指令，并根據指令執行流量調節、伺服機構運動等相應動作，同時具有實驗臺主體氣源壓力、直連臺雙螺柱安裝型推力傳感器數據采集和處理能力。實驗臺可模擬最大氣體流量2.5 kg/s，最高總溫1 900 K，最高總壓4 Mpa，最長工作時間30 s，飛行馬赫數范圍4.5～6.5。

圖1 超燃沖壓發動機直連式實驗臺示意圖[28]Fig.1 Schematic diagram of direct-connected experimental bench for scramjet[28]

實驗模擬燃燒室入口馬赫數2.8、飛行馬赫數5.6、總溫1 475 K、總壓1 678 kPa、加熱氣體總流量1 379 g/s、實驗有效時間2 s。實驗段為80 mm×40 mm的等截面隔離段和單邊擴張雙凹腔燃燒室模型。隔離段長度為337 mm，燃燒室模型下壁面擴張角為2°；凹腔位于隔離段入口下游447 mm處，長度為65 mm，深度為17 mm，傾角為22.5°，凹腔上游60.5 mm處安裝乙烯噴塊。凹腔底部安裝光纖火焰傳感器與沖壓發動機點火器一體集成化火花塞輔助點火和燃燒狀態感知。

實驗工況如表1所示，乙烯從6個直徑1.5 mm的孔中噴出，通過改變乙烯噴注壓力來實現當量比的變化，進而使發動機實現不同的工作狀態，實驗時間均為2 s。

表1 工況1、2的實驗參數Table 1 Experimental parameters for condition 1 and 2

1.2 內窺光纖傳感器系統

使用光纖傳感器系統捕捉凹腔燃燒室內的CH*光信號與C*光信號，下文按照測點P1、P2、P3、P4進行標注和說明，安裝位置如圖2所示。

圖2 光纖傳感器的安裝位置Fig.2 Installation position of the optical fiber sensor

光纖傳感器系統由光纖準直器、光纖和labview采集系統組成，如圖3所示。光纖準直器經過溫度跨度范圍20～1 600 K的系統熱容差分析設計，考慮了光學元件曲率半徑和厚度變化以及介質折射率受熱膨脹的影響，光學窗口直徑為2.5 mm，位于整個光路的最前端，與點火器集成在一起。為了使光纖準直藍寶石晶體與不銹鋼殼體的氣密性、耐高溫結合，在一體化成型方面采用了高溫釬焊技術。在釬焊工藝方面，基于藍寶石晶體表面加工難度大、應力敏感度高的物理特性，采取了焊接表面金屬化改性和真空釬焊兩步工藝措施。藍寶石晶體表面金屬化鍍鎳，通過鍍鎳層實現對藍寶石的致密包裹，起到應力緩沖層的作用；真空釬焊工藝利用緩慢冷卻過程中焊接界面的應力釋放和緩沖來進行質量控制。經特殊設計的高溫光纖傳感器在五十余車超聲速燃燒實驗熱考核中未見明顯損傷。

圖3 光纖傳感器系統:Fig.3 Fiber optic sensor system

用430±10 nm的CH*帶通濾光片和514.5±10.0 nm的C*帶通濾光片對捕獲的光信號進行濾波處理，然后通過光電倍增管對光信號進行光電轉換。光電倍增管可以對入射的光電子進行指數級別的放大，因此其比高速相機的CMOS傳感器具有更高的頻率響應。本實驗所選用光電倍增管具有300 kHz的動態頻率響應。光電轉換后的光電壓信號通過模電轉換獲得實驗需要的數字信號，最終實現1 MHz的采樣頻率，光路原理如圖4所示。

圖4 光路原理圖Fig.4 Optical path schematic

2 工作模態與穩焰模式分析

2.1 工作模態分析

雙模態超燃沖壓發動機既能工作在超燃模態也能工作在亞燃模態，這取決于燃燒室入口的馬赫數大小。由于燃燒室入口的馬赫數無法直接進行測量，且亞燃模態與超燃模態的流場有較大差異，因此有學者通過激波串特征對2種模態做出判斷。此外，流場差異也會導致壓力場的不同，通過沿程布設壓力傳感器也能實現流場狀態的間接判斷，從而實現燃燒模態的識別。基于沿程壓力分布，一維馬赫數分析方法可大致對流場的馬赫數分布進行計算。

本文基于紋影法、沿程壓力和一維馬赫數分析方法，對燃燒模態進行判斷。對應的紋影圖像如圖5所示；2組固定當量比狀態實驗的沿程壓力如圖6所示，壓力曲線為實驗時間內的平均值；一維馬赫數分析如圖7所示。

圖5 工況1、2的紋影圖像Fig.5 Schlieren images of condition 1 and 2

圖6 工況1、2的沿程壓力分布Fig.6 Pressure distribution along the model of condition 1 and 2

圖7 工況1、2的沿程馬赫數分布Fig.7 Mach number distribution along the model of condition 1 and 2

當乙烯的噴注壓力為1.5 MPa時，從對應的紋影圖像可以觀察到，乙烯橫向射流導致在超聲速來流中產生了一道略微彎曲的斜激波。在整個隔離段區間內，壓力曲線較為穩定，但是在隔離段出口處壓力曲線出現一個較為尖銳的波動，幅值大約為25 kPa。由于壓力傳感器裝配在上壁面，而射流所導致的斜激波正好在隔離段出口的上壁面形成反射，因此這個尖銳的波動很有可能是這個激波所導致的。在燃燒室區域，燃燒釋熱所引起的壓力抬升對來流形成反壓，導致了第二條斜激波的產生。壓力曲線發生75 kPa的幅值抬升的位置，也與第二道斜激波的反射位置一致。

與之對應的一維馬赫數分析也說明了在整個燃燒室內，氣流依舊保持為超聲速，這是一個非常典型的雙模態超燃沖壓發動機的超燃工作模態。

隨著乙烯噴注壓力增加到2.0 MPa，燃燒釋熱開始增強，釋熱形成的反壓引起的邊界層分離導致了預燃激波串的產生，此時壓力曲線大幅抬升，達到200 kPa。當量比的繼續升高使得壓力開始抬升的位置向上游移動，這是由于預燃激波串不斷向上游移動導致的，且壓力抬升的幅值比工況1更高。

對比工況2與工況1的的一維馬赫數曲線，可以看到，工況2氣流在燃燒室中為亞聲速狀態。結合紋影圖像、壓力曲線和一維馬赫數分析，可知工況2為亞燃工作模態。

2.2 穩焰模式分析

在2.1小節的分析中已經確定，工況1條件下，發動機的工作模態為超燃模態；工況2條件下，發動機為亞燃模態。在2 s的實驗時間內，計算幀率為2 000 幀/s 的CH*自發光圖片的均值與標準差，將圖片進行偽彩化處理，得到的偽彩圖像如圖8所示。

圖8 工況1、2的CH＊瞬時圖、均值圖與標準差圖Fig.8 The transient, mean and standard deviation of CH＊ images from condition 1 and 2

從CH*自發光的均值圖片中可以觀察到，工況1與2條件下火焰狀態最大的區別在于：工況1中，隔離段中基本沒有火焰，而工況2由于當量比的增大，隔離段火焰的強度增加；前者為剪切層穩焰模式，后者為射流尾跡穩焰模式。值得一提的是，高速來流中的凹腔結構會使流體在其內部產生一個相對低速的回流區，起到駐留火焰和維持燃燒的作用。而回流區與主流的邊界區域為剪切層，剪切層內存在大量的渦結構，十分有利于燃料的混合。從流動過程上來講，高速來流壓制著噴出的乙烯，使之緊貼著壁面向下游運動，并進入剪切層中，其中一部分卷吸進入凹腔中被點火器點燃，凹腔火焰同時引燃剪切層中的預混燃料。當量比較低時，燃燒釋熱所引起的壓力抬升不足以引起邊界層分離，導致隔離段中無法產生預燃激波串對來流進行增壓減速，因此火焰無法自由傳播，由于上方的高速來流壓制，以及凹腔內較低的局部當量比導致火焰無法發展到凹腔中，最終穩定為剪切層穩焰模式；這是流動與燃燒共同作用的結果。工況2條件下，由于當量比較高，燃燒釋熱更強，巨大的反壓導致了隔離段中產生了一系列的預燃激波串，在激波串的作用下，燃燒室中的氣流速度降低為亞聲速。這時主流的壓制效應瞬間消失，火焰迅速在亞聲速氣流中傳播，甚至上傳到隔離段中，最終形成在射流附近燃燒的尾跡穩焰模式。這2種火焰狀態是超燃和亞燃工作模態所對應的火焰穩定模式，有利于科研人員從火焰狀態的角度對發動機工作模態進行判斷。

3 內窺光纖傳感器的燃燒診斷

3.1 釋熱分布測量

從圖2中可知，P1和P3測點為展向測點，P2和P4測點為流向測點，其中P4測點位于上游。圖9、10分別為工況1、2歸一化的釋熱分布，可以觀察到，工況2的光信號在0.6 s左右發生了一個突變，這是由于工況2為處在模態轉換邊界附近的亞燃工作模態。實驗中展向測點的釋熱分布始終是不均勻的，P3測點的釋熱更強，釋熱不均勻會導致發動機壁面受力與受熱不均勻，不利于發動機的長久運行。展向燃燒釋熱的不均勻特征有可能是乙烯的噴注不對稱造成的。對于流向的測點，可以看到下游測點的光強度始終高于上游測點的光強度，這是因為下游測點比上游測點處的燃料混合程度更高，燃燒更加劇烈，釋熱也更高。圖8中剪切層火焰的亮度也是從上游到下游逐漸增強。在工況2的射流尾跡穩焰中，上游測點的光強度一直在衰減，而工況1剪切層穩焰模式的光強度比較穩定，這種現象可能與燃料的動態混合有關，需要進一步的研究和探索。

圖9 工況1條件下4個測點的CH＊光信號Fig.9 CH＊ chemiluminescence of four measuring points under condition 1

3.2 振蕩特性分析

超燃沖壓發動機在正常工作時，需避免因結構設計問題或燃燒規律所帶來的劇烈壓力振蕩，這可能會對發動機的性能及結構產生不利影響，包括引起熄火、降低燃燒效率、增大局部熱載荷、引起結構的振動及破壞等。因此需要研究發動機工作時的壓力振蕩特性，以避免可能產生的危害。壓力振蕩一般由燃燒釋熱振蕩引起，因此，基于光纖傳感器信號的振蕩特性分析，是從本質上去發現問題的創新性方法。本小節在定當量比實驗條件下，對燃燒振蕩特性進行了測量與分析。

圖10 工況2條件下4個測點的CH＊光信號Fig.10 CH＊ chemiluminescence of four measuring points under condition 2

3.2.1 壓力信號的FFT分析

在乙烯噴注壓力分別為1.5、2.0 MPa的實驗中，對隔離段壓力測點CH1和凹腔內的壓力測點CH3的高頻壓力信號進行了快速傅里葉變換（FFT），其振蕩特性曲線如圖11、12所示。

圖11 工況1高頻壓力信號的頻域曲線Fig.11 FFT of pressure under condition 1

可以觀察到，2個工況的隔離段測點CH1和凹腔測點CH3均存在2 300 Hz左右的振蕩主頻。也就是說，在不同的實驗工況下，當量比的變化與穩焰模式的變化并不對2 300 Hz左右的壓力振蕩主頻產生影響，說明該主頻的產生與燃燒狀態無關。考慮到無燃燒因素的的高頻振蕩機理，凹腔自激振蕩或許可以解釋這種現象，Rossiter綜合了聲波傳播和渦耗散的特點，提出了計算凹腔自激振蕩的經驗公式：

式中：L為凹腔的長度， M、U分別為自由來流的馬赫數與速度，m為對應耦合的模態數， f為在此模態下的頻率，α和k為經驗常數。Heller和Bliss考慮流體的可壓縮效應對上式進行了修正，修正后的公式為：

圖12 工況2高頻壓力信號的頻域曲線Fig.12 FFT of pressure under condition 2

γ為氣體的比熱比，基于這2個計算凹腔自激振蕩的公式，在 L =0.1m、 m =1、 a =0.25、 k =0.57、M=2.8條件下，計算得到基于公式（1）的2 414 Hz和基于公式（2）的3 077 Hz。與前面的FFT分析結果進行對比，發現Rossiter的公式更加符合當前實際。在Heller和Bliss的實驗研究中，發現凹腔的長深比 L/D對 f的預測結果影響較大，公式（2）的計算結果偏差較大可能是長深比導致的。值得注意的是，隔離段內的壓力測點為什么會測量到凹腔自激振蕩帶來的壓力變化，或者說隔離段內的高頻振蕩是否源于其他的振蕩機制，目前并沒有明確的解釋，有待學者進一步的研究。

除了2 300 Hz的高頻振蕩頻率，在工況2條件下，還發現了500 Hz的低頻振蕩。一般燃燒室中這種百赫茲量級的振蕩主頻有可能是由熱聲耦合振蕩導致，具體表現為聲波在燃燒區和射流區之間或燃燒區與激波區之間來回振蕩所致。此外，也有可能是火焰低頻周期振蕩導致的，但在工況1條件下并沒有發現這種低頻振蕩，這是因為工況2為亞燃模態，而工況1為超燃模態，可能在超燃模態下壓力振蕩無法傳導到壓力測點處，從而造成了這種差異。

3.2.2 CH自發光信號的FFT分析

基于從釋熱角度研究振蕩特性的考慮，同樣對實驗中的火焰CH*自發光信號進行了FFT變換，如圖13、14所示。從圖中可見，在乙烯噴注壓力為1.5 MPa的工況1條件下，光信號的FFT分析也發現了500 Hz左右的振蕩主頻，與高頻壓力的FFT分析結果一致。在3.2.1小節中，對低頻振蕩的產生做出了2種解釋，即流向熱聲振蕩和火焰周期振蕩，在超燃模態下，由于燃燒室內為超聲速流場，因此流向的熱聲振蕩是不存在的。但從目前光信號的FFT分析結果來看，在超燃模態下依舊出現了500 Hz的振蕩主頻。

圖13 工況1 CH＊光信號的頻域曲線Fig.13 FFT of CH＊ chemiluminescence under condition 1

圖14 工況2 CH＊光信號的頻域曲線Fig.14 FFTof CH＊ chemiluminescence under condition 2

對于500 Hz的振蕩主頻，同樣也有2種解釋。一是展向的熱聲振蕩，即燃燒區的釋熱振蕩引起的壓力擾動在凹腔底部和燃燒區之間來回傳播所導致的。二是火焰周期振蕩，隨著當量比的增加，這種500 Hz的低頻振蕩在工況2中慢慢發展為800 Hz左右的振蕩主頻，從展向的熱聲振蕩角度來說，這是因為當量比的增加伴隨著燃燒區的擴大，同時凹腔底部與燃燒區的距離減小，于是展向的熱聲振蕩主頻逐漸增大。但基于高頻壓力的FFT分析，并沒有明顯觀察到低頻逐漸增大的現象。由于從釋熱振蕩到壓力傳感器的探測，需要以流體作為介質傳導壓力反饋，從而涉及到跟隨性的問題，這可能是光信號和壓力信號的振蕩主頻不一致的原因。此外值得注意的是，在光信號的FFT分析中，并沒有觀察到2 300 Hz左右的高頻振蕩，這可能是凹腔自激振蕩并未與燃燒振蕩耦合導致的。

3.3 C2＊/CH＊表征局部當量比

3.3.1 局部當量比與釋熱的時空關聯性

L型內燃機在工作過程中，普遍存在燃料混合不均勻的問題，而局部過度富燃或貧燃都會使燃燒不充分，導致有害氣體排放和燃料浪費。燃油與空氣混合特征取決于氣缸內的渦流和湍流，并與進氣歧管的結構、供油系統的設計和燃燒室的形狀直接相關，了解燃料混合特性有助于L型內燃機的設計。Chou等在L型內燃機氣缸內燃料分布的研究中提出基于不同燃料的條件下C*/CH*與當量比的定量關系，不過這種定量關系并非普適的，而取決于發動機的工況。C*/CH*與當量比的正相關關系在后續的層流預混火焰的研究中也得到了證實。類比于L型內燃機的科研需要，超燃沖壓發動機也需要考慮燃料混合的均勻性問題，此外，考慮到壓力信號作為燃燒主動控制的反饋信號存在一定延遲，因此需要深入了解火焰自發光與燃燒狀態的相關性。

通過光纖傳感器，在凹腔內同時測量了C*和CH*光信號，以C*/CH*表征當量比，工況1、2條件下以自發光表征的釋熱和當量比的關系分別如圖15、16所示。可以觀察到，2次實驗的任何一個時間段，C*/CH*表征的當量比始終是測點P1>P2>P4>P3，這可能是乙烯的噴注不對稱或者是一些未知的發動機模型結構設計導致的。

圖15 工況1條件下CH＊、C2＊/CH＊與時間的關系Fig.15 CH＊ and C2＊/CH＊ versus time under condition 1

3.3.2 局部窗口的CH滯后時間計算

在任意毫秒級局部尺度內，對2組實驗P3測點的CH*信號與C*/CH*進行對比觀察，結果如圖17、18所示，CH*和C*/CH*都表現出了類周期性的振蕩，對比二者的振蕩峰值和波形的相似度，可以發現C*/CH*基本上是先于CH*發生變化的。為了計算CH*的延遲時間，對C*/CH*（t，t+T）的時間序列和CH*（t+τ，t+T+τ）的時間序列做相關性分析，其中T為窗口長度，t為時刻零點，τ為延遲時間。

圖16 工況2條件下CH＊、C2＊/CH＊與時間的關系Fig.16 CH＊ and C2＊/CH＊ versus time under condition 2

固定C*/CH*的時間序列，移動CH*時間序列，如工況1的窗口長度T=6 ms，時刻零點t=711 ms，工況2的窗口長度T=4 ms，時刻零點t=269 ms，依次對應。τ為延遲時間（0～10 ms），每一個延遲時間τ對應一個相關系數。在微秒量級分辨率下做10 000次相關性分析，其結果如圖17、18所示。可以看到2組工況的相關系數大小也呈現出類周期性的變化。理論上，由于CH*相對于C*/CH*存在延遲，因此，相關系數曲線在初始零點隨著延遲時間的增大，其相關系數也會隨之增大。

圖17 工況1 CH＊和C2＊/CH＊的局部相關性Fig.17 Local correlation between CH＊ and C2＊/CH＊ under condition 1

3.3.3 全局CH滯后時間的統計特征

在不同測點選擇不同的窗口，CH*的延遲時間并不一致。為了在全局上估計延遲時間，在2 s的時間尺度內對延遲時間進行了統計分析，與單個窗口的延遲時間計算方法相同，劃分2 s的實驗時間為500個窗口，每個窗口長度T為4 ms。考慮到CH*延遲時間為微秒級，因此選擇τ為0～1 ms。每個窗口計算1 000個相關系數，取相關系數最大值對應的延遲時間為CH*延遲時間。對500個窗口的CH*延遲時間做分布統計，每一組實驗不同測點延遲時間的統計特性結果如圖19、20所示。在這2個實驗工況中，可以觀察到，絕大部分的窗口中， C*/CH*與CH*的同步性較強，CH*延遲時間集中在0～200 us。

圖18 工況2 CH＊和C2＊/CH＊的局部相關性Fig.18 Local correlation between CH＊ and C2＊/CH＊ under condition 2

圖19 工況1 CH＊延遲時間的統計特征Fig.19 Statistical characteristics of CH＊ delay time under condition 1

3.4 局部火焰質心位置的測量

通過2個通道的光纖測點布設方式求解局部火焰質心，可得到一維火焰位置的離散時間序列。基于光纖測點的布設方式，沿流向的火焰位置計算公式如下所示：

式中：P1、P2、P3和P4測點的相對位置關系如圖2所示， x=x=11mm，I為歸一化的CH*光強度。對于基于CH*平面自發光成像的一維火焰質心位置，可由相片的像素矩陣計算得到，計算表達式為：

圖20 工況2 CH＊延遲時間的統計特征Fig.20 Statistical characteristics of CH＊ delay time under condition 2

式中：r和q分別為空間每個像素點的矩陣坐標與像素值大小，Q為所有像素點值的總和。定當量比條件下火焰質心位置的概率分布如圖21所示。基于平面成像計算的全局火焰質心位置的概率分布顯示：在2個實驗條件下，火焰質心存在2個主要的穩定位置，分別在點火器上游15 mm的A處和點火器下游25 mm的B處。當量比的增加會導致B處概率峰值的降低和A處概率峰值的升高，這是因為釋熱的抬升增強了預燃激波串，使火焰更易于穩定在上游區域。對火焰質心的FFT分析未發現主頻的存在，因此火焰質心在A和B之間的運動沒有確定的周期，為不規則脈動。基于光纖傳感器計算的局部火焰質心為單峰形態，相比于射流尾跡火焰，剪切層穩焰模式的局部火焰質心位置位于上游，因此光纖傳感器也可以通過質心位置的概率分布辨別這2種穩焰模式。

圖21 火焰質心位置的概率分布曲線Fig.21 Probability distribution curve of flame centroid position

4 總 結

本文介紹了一種基于被動火焰自發光譜的內窺式光纖火焰傳感器，通過發展特種高溫熱密封工藝解決了傳感器發動機惡劣環境適應性問題，并驗證了光纖火焰傳感器數據的燃燒過程感知價值。

1）內窺式光纖傳感器可感知燃燒室釋熱率的時空演變特性。在當前的實驗條件和測點位置上，超燃狀態相比于亞燃狀態，其燃燒釋熱率明顯更弱。

2）內窺式光纖傳感器可感知頻域燃燒振蕩特性。CH*自發光信號和壓力信號的FFT分析表明在燃燒過程中可能存在凹腔自激振蕩和展向的熱聲振蕩現象。燃燒釋熱振蕩引起壓力的振蕩，壓力的FFT分析證實燃燒時存在2 300 Hz的高頻振蕩，同時在亞燃條件下存在500 Hz的低頻振蕩。CH*自發光的FFT結果表明，在所有條件下均存在500～1 000 Hz的低頻振蕩，但不存在千赫茲量級的振蕩主頻，2 300 Hz的高頻振蕩可能是凹腔自激振蕩導致的，500 Hz的低頻振蕩則可能源于展向的熱聲振蕩。

3）內窺式光纖傳感器C*/CH*光信號可感知局部當量比的時空演變特性，結合CH*光信號可應用于混合場與燃燒場關聯性的研究。C*/CH*表征的局部當量比與CH*自發光信號在局部存在明顯的時間相關性，CH*普遍滯后于C*/CH*10～10微秒。同時由于內窺式光纖傳感器具有流向及展向二維空間分辨能力，實驗表明，局部當量比與釋熱率之間不具有絕對的空間相關性，這說明混合場與燃燒場關聯具有很強的時間及空間尺度非線性特征，需系統進行非線性定量化以獲得更豐富的燃燒場認知。

4）流向全局和局部的火焰質心位置統計特征表征了剪切層穩焰模式和射流尾跡穩焰模式。全局的火焰質心位置概率分布曲線以雙峰的形式描述了不同當量比實驗中火焰質心在不同位置的穩定性變化。