滑動弧等離子體激勵對旋流燃燒室節油熄火特性的影響

許書英, 陳 一, 屈美嬌,2, 胡長淮, 王 宇, 侯豪豪

(1.西安工程大學機電工程學院,西安,710600;2.空軍工程大學航空動力系統與等離子體技術全國重點實驗室,西安,710038;3.西安交通大學航天航空學院,西安,710049)

隨著對飛行器機動性能要求的不斷提高,特別是對于需要在高空高速狀態下進行快速機動的飛行器,往往會存在急減速過渡態下熄火的問題。在高空進行規避動作時,飛行員快速收油門桿,使發動機由加力狀態快速收回到正常狀態甚至貧油狀態。燃燒室由于供油量變化過大,轉子的慣性使進氣流量來不及與供油量相匹配,從而導致燃燒室的余氣系數變化,超出火焰的燃燒范圍,極易造成貧油熄火[1]。為實現航空發動機拓穩防熄,對其燃燒的調控顯得尤為重要。航空發動機傳統燃燒控制技術主要通過調節供油規律、級間放氣以及調節進氣道截面積等機械方法,但難以解決入口油氣比參數驟變條件下的防熄和穩焰等問題[2-5]。因此,為了改善航空發動機燃燒室快速節油條件下的熄火特性,需要探索一種新型的燃燒技術來提高燃燒穩定性。

等離子體輔助燃燒技術(plasma-assisted combustion, PAC)通過在氣體或氣體混合物中放電,產生大量化學活性粒子,以提高燃燒化學反應速率;同時PAC其自身放電會產生熱量,從而改善燃燒狀況。等離子放電激勵能夠在空間促進氣動運輸作用,提升摻混效果,提高燃料霧化質量。因此可以在燃燒過程中施加等離子放電激勵改善燃燒狀態,提高火焰轉播速率,增加燃燒的穩定范圍,達到拓寬熄火邊界效果[6-7]。文獻[8]對PAC技術在增強推進系統中的助燃穩定性進行了研究,結果發現由等離子體放電生成的激發態電子、離子等活性物質能夠改變化學反應活化能,升高溫度,加速反應過程。文獻[9]中,對高壓脈沖等離子體下貧油預混火焰進行了研究,亞微秒等離子體放電降低了燃燒過程的整體活化能,增加了火焰傳播速度,為等離子體輔助燃燒提供了明確證據。文獻[10]對甲烷-空氣預混氣體進行了滑動弧等離子體輔助實驗研究。研究發現等離子體放電產生的自由基對穩定火焰起到重要作用,其中羥基的相對數量隨著放電功率的增加而上升。文獻[11]研究了PAC技術對丙烷氣體與空氣混合物燃燒的影響與變化規律,并對其可燃物質成分進行了測定。研究結果表明,運用PAC技術使氧氣和一氧化碳體積分數轉變速度明顯加快,在火焰溫度穩定后,氧氣和一氧化碳體積分數明顯小于正常燃燒,同時可燃物量顯著增加。而降低釋能電壓,提高可燃混合氣流速,使等離子體助燃的效應降低。文獻[12]對PAC技術在2 400～12 000雷諾數范圍內旋流預混燃燒過程進行了研究,驗證了位于旋流出口位置的滑動弧等離子體可以抑制火焰釋熱速率的不穩定性,并可以將火焰貧油熄火極限增加15%～30%。有研究表明滑動弧等離子體對火焰穩定性提高有明顯作用[13],施加滑動弧等離子激勵后,可以提供大量活性自由基,使得振蕩、抬高的火焰轉變為穩定的柱狀火焰,附著在等離子體柱上,顯著提高了貧油熄火極限。

對于航空發動機急減速過渡態油氣比快速變化狀態下的調控和改善,目前一般是通過航空發動機過渡態控制或燃燒室分級燃燒的方法改善過渡態下航空發動機貧油熄火問題,但這兩種間接的調控方式都存在調控力度不足和存在其他負面影響的情況。目前對燃燒本身進行調控的報道和研究中,不少學者提出運用滑動弧等離子體改善貧油航發燃燒室火焰燃燒特性,但其中多數還是針對在一定油氣比下穩態燃燒而言的。本文旨在利用滑動弧等離子體改善燃燒過程,以此來拓寬快速節油條件下的熄火邊界。

1 實驗裝置及實驗方法

1.1 航空發動機燃燒室快速節油實驗平臺

單頭部滑動弧等離子體快速節油實驗平臺通過模擬動態節油供油過程,在燃油噴嘴處添加等離子體激勵,以完成滑動弧等離子體助燃作用。其主要原理是來流空氣與燃油在旋流器作用下進行充分混合,模擬航空發動機燃燒室的工作過程,并通過在燃油噴嘴處施加滑動弧等離子體助燃激勵,實現油氣混合氣與電弧接觸,以達到滑動弧等離子體的輔助燃燒效果。

單頭部滑動弧等離子體快速節油實驗平臺主要分為單頭部滑動弧等離子體實驗段,測量系統,氣源系統以及總控制系統。頭部旋流器采用了3D打印的方式進行設計制造,利用聚乳酸材料巧妙的將等離子體激勵與其他金屬部件分離,以實現滑動弧在指定位置放電。該等離子助燃頭部由交流等離子體電源(CPT-2000K)驅動進行放電。所采用電源的頻率為5～25 kHz,最大峰值電壓為30 kV,最大輸出功率為500 W,實驗輸入電壓為240 V。測量系統由像增強裝置(EyeiTS)和高速CCD相機(MiniUX50,分辨率為1 960×1 080,最高拍攝速率為20 000幀/min,實驗拍攝1 000幀/min)組成。通過安裝有OH*濾波片(波長為308.4 nm)的紫外鏡頭,對火焰燃燒過程中的化學自發光OH基信號進行采集,并將其傳至計算機進行記錄和分析。實驗連接實物圖如圖1所示。

圖1 快速節油實驗平臺

實驗由螺桿式空氣壓縮機(普瑞阿斯BK15-8,排氣壓力為0.8 MPa,排氣量為2.4 m3/min)作為氣源提供空氣,并存儲到具有一定壓力的儲氣罐中,經儲氣罐的穩壓后進入空氣干燥機進行干燥。此外依據實驗段入口前所安裝的質量流量計(MF3619,準確度:±1 %的讀數,±0.5 %滿量程)測得空氣流量,并通過調節電動調節閥來對進入實驗段的氣流進行精確調節。

總控制系統中供油控制系統主要包括2個部分,一部分是恒定氣壓的供油控制系統,另一部分是模擬動態供油系統。恒定氣壓供油系統利用氣壓供油的方法將燃料從燃油儲備罐送至燃料室,并調節儲存罐的氣壓值來改變所輸送燃料的流速大小,其燃油氣壓范圍在0～0.5 MPa,燃油流量范圍為0～10 g/s。但是單一恒定氣壓供油方式存在一個明顯的弊端,持續定量供油需要維持儲油罐一定的壓力,而且當需要改變供油量時操作相對繁瑣,其供油方式無法滿足平臺動態節流熄火實驗條件,因此需要增加模擬動態供油系統。模擬動態供油系統是在原有供油系統的儲油罐與燃油流量計之間加裝了一個電動燃油泵,電動泵的轉速由輸入電壓的改變而變化,通過改變輸入到電動泵上的電壓就可以實現對供油量的動態控制。另外,為了實現對電動燃油泵的精準調控,采用了一臺程序可調的直流穩壓電源。在電流一定的情況下,通過預先設定不同時刻的輸入電壓值以及穩定電壓所持續的時間,便可以實現供油量的動態調控以及動態和穩態的相互轉換,控制其節油速率誤差在±0.002/s。

1.2 實驗條件

為探究在不同進氣和節油速率條件下PAC對熄火特性的影響,保證起始狀態不熄火情況下,來流流量Wa為15 m3/h(5.25 g/s)、20 m3/h(7 g/s)2種工況。根據常規燃燒熄火狀況,分別設置起始油氣比和節油油氣比,通過控制節油時間得到不同節油速率下的燃燒狀況。節油速率計算公式見式(1),表1為不同進氣條件下的節油速率工況。

表1 不同進氣條件下的節油速率工況

(1)

式中:A代表節油速率;Ri、Re分別為起始油氣比和節油油氣比;t為節油時間。

1.3 助燃方案的設計

本文的滑動弧等離子體助燃頭部由燃燒室頭部外殼、中心燃油霧化噴嘴、錐型套筒、旋流器等組成。等離子體電源高壓端連接錐型套筒作為高壓電極,燃燒室頭部外殼作為接地電極。放電示意圖如圖2所示。

圖2 滑動弧等離子體助燃頭部放電圖

燃燒室頭部錐型套筒與燃燒室頭部外殼內的上壁面在同一水平面內,且燃燒室頭部與燃燒室頭部外殼兩者之間的放電距離處處相等。當等離子體電源接通后,錐型套筒與燃燒室頭部殼體間形成巨大電勢差,之間的空氣被擊穿,在旋流器作用下,形成旋轉滑動弧等離子體放電,以改善燃燒室的燃燒特性。該滑動弧等離子體助燃頭部消耗功率為200～300 W,其采用的獨立電源體積為370 mm×100 mm×180 mm,設備具有功耗和體積小的優勢。該助燃頭部與原燃燒室頭部的尺寸和結構基本一致,可以直接替代原裝燃燒室頭部并與燃料噴嘴相匹配,更有利于燃油與滑動弧的接觸,從而實現在更廣泛的條件下保持穩定燃燒。與傳統點火器相比,滑動弧等離子體助燃頭部助燃效果更好,結構更為簡單,放電形式利于與燃燒室結構匹配,可快速響應實時調節。此外,單頭部旋流燃燒室橫截面為200 mm×200 mm,高為400 mm的方形柱體,四面為高溫石英玻璃結構,便于測試設備進行記錄和測量,同時防止周圍空氣卷入,有助于維持旋流火焰的穩定性。四周有4個螺桿起連接固定玻璃的作用,并用隔熱涂料對各結構件間的縫隙進行密封。單頭部燃燒室如圖3所示。

圖3 單頭部燃燒室

2 結果與討論

2.1 不同節油速率對火焰熄火特性的影響

為探究不同節油速率常規燃燒和PAC情況下火焰熄火特性的演化規律,將進氣流量分別設定為15 m3/h和20 m3/h,并在兩種情況不同節氣時間下,通過高時空分辨的OH*信號方法對火焰的熄火過程信息進行采集。其采集的火焰信號圖像再進行偽彩處理,分析火焰的發展演化及動態熄滅過程。取供油速率開始改變為起始點,即t=0 ms時刻開始節油,其中進氣量15 m3/h、速率0.009/s的工況和進氣量20 m3/h、速率0.01/s取熄火前1 s進行研究,并每隔50 ms向后截取一張,如圖4～7所示。動態節油過程中,拍攝的均為瞬態的火焰OH*自發光信號圖像,由于火焰波動以及噴嘴燃料的減小致使主燃區燃料分布不均,導致燃燒不穩定,因此拍攝的瞬態火焰形態在空間上左右分布非對稱。在不同的節油速率下進行節油操作,火焰的OH*相對強度逐漸變弱,燃燒面積都隨著反應的進行而減小。熄火過程先出現局部熄火,隨著熄火頻率不斷增大,局部熄火的比例增加,進而出現火焰面斷裂,且火焰隨之更為分散直至熄滅[14]。

圖4是進氣量為15 m3/h時熄火演化圖。隨節油速率的加快,總體OH*相對強度值和火焰燃燒面積減小,火焰更加分散,尤其在節油速率為0.028/s時火焰狀態差,極易熄火。如圖4(a)所示,將火焰區域分為頭部燃燒區和主燃區。節油速率為0.009/s(熄火前1 s)時,相對其他節油速率,熄火過程更為穩定,頭部燃燒區和主燃區能維持較穩定燃燒,火焰相對集中。在0～500 ms,火焰主要分布在主燃區,燃燒處于穩定階段。550 ms左右時,由于油氣比的降低,火焰從主燃區向頭部燃燒區過渡,處于熄火過渡階段,過渡時間短。在600 ms左右,頭部主燃區火焰出現局部大面積熄火現象,進入臨近熄火狀態。650～700 ms時,火焰微弱,但由于空氣和燃油的補充750 ms頭部燃燒區恢復較小的旋流錐型火焰,仍維持燃燒并未熄火。直至950 ms時,隨著油氣比的降低,無法維持燃燒隨后熄火。如圖4(b)所示,節油速率為0.028/s,火焰整體OH基相對強度值進一步減弱。0～50 ms開始燃燒階段,火焰還未穩定燃燒,油氣比就迅速減小,主燃區火焰處于不穩定燃燒階段,火焰出現局部熄火,多處火焰面斷裂,火焰呈塊狀分布。由于節油速率的加快,火焰從主燃區到頭部燃燒區沒有明顯過渡階段,200 ms時,OH*相對強度急劇減小,頭部燃燒區沒有完整的旋流火焰面,火焰暗淡只剩零星分布,處于臨近熄火階段,不能維持正常旋流火焰。至450 ms左右火焰熄滅,節油速率增加,燃燒環境極度惡化,火焰熄火時間縮短,熄火特性顯著變差。

如圖5是進氣量為20 m3/h時熄火演化圖。在大流量下,由于部分燃料未及時燃燒而被吹離燃燒室,因此該情況下著火到熄火過程必須在較恰當油氣比大的情況下進行,以保證研究正常進行。與進氣量15 m3/h相比,進氣量的增加,在相對較富油的情況下,OH*相對強度明顯增加,火焰更為集中。如圖5(a)所示,節油速率為0.01/s(熄火前1 s),0 ms時,火焰穩定燃燒,集中在主燃區和頭部燃燒區,存在較高相對強度的中心火焰團。50 ms相對強度值達到局部最大,但中心火焰團出現局部熄火斷裂。由于節油的進行,100 ms時,火焰面減小。到達150 ms時,油氣比的降低不足以維持大面積火焰燃燒,使火焰由主燃燒區過渡到頭部燃燒區。200～650 ms火焰一直在頭部燃燒區維持燃燒,處于熄火過渡階段,過渡階段時間相對Wa=15 m3/h工況極大增加,火焰穩定性增強。700 ms,完整旋流火焰面出現整體斷裂,火焰處于臨近熄火階段。直至950 ms,火焰熄火。如圖5(b)所示,節油速率為0.03/s。0 ms時,節油開始階段,火焰集中分布在主燃區和頭部燃燒區。節油速率的增加使過渡階段提前。250 ms時,火焰過渡到頭部燃燒區。750 ms時,火焰處于臨近熄火階段,隨油氣比的降低,至950 ms火焰熄火。

(a)A=0.01/s

進氣量20 m3/h熄火過程未出現進氣量15 m3/h工況下火焰分散現象,火焰在頭部燃燒區可以維持較為集中的旋流火焰,尤其在Wa=20 m3/h,A=0.03/s下相對于Wa=15 m3/h,A=0.028/s熄火時間明顯增加。

由圖6可清晰見到進氣量15 m3/h、節油速率0.028/s下滑動弧等離子體助燃的過程,相對常規燃燒,可見明顯放電電弧,火焰波動明顯放緩,火焰穩定性顯著增強,OH基相對強度和火焰面積明顯增強,火焰更加集中,整個等離子體火焰成錐型。隨著節油速率的增加,熄火狀況有不同程度的惡化。與常規相比,在0 ms施加PAC狀態下,火焰抬舉高度減小,隨著節油的進行,火焰向頭部燃燒區移動,附著于滑動弧等離子體上[15]。500 ms時火焰呈現熄火過渡階段,火焰從主燃區收縮至頭部燃燒區,在較低油氣比下維持較完整的值班火焰[16]。同時此時出現火焰面斷裂臨近熄火,但直到900 ms才熄火,極大拓寬熄火邊界。等離子體的化學效應在動態節油過程中起到了關鍵性的作用,滑動弧等離子體放電使燃油和空氣裂解產生了大量的H、O原子以及OH基團以及裂解的小碳鏈燃油分子,使得化學反應動力學進程增強,燃燒速率加快,進一步改善了火焰的熄火特性[17-20]。

圖6 火焰熄火演化圖(Wa=15 m3/h,A=0.028/s,PAC)

如圖7所示,在進氣流量為20 m3/h、節油速率為0.03/s時,與進氣流量為15 m3/h相比,由于燃燒室頭部處于局部富油狀態,油氣比相近情況下燃油和空氣流量增大。而PAC的施加,其裂解作用、霧化作用等的存在,提高了化學反應速率,火焰更為集中,火焰波動最小。在PAC下,0 ms火焰主要集中在主燃區,和常規燃燒相比,火焰抬舉高度明顯降低,并向頭部燃燒區緩慢過渡。250 ms之后火焰維持在頭部燃燒區,形成穩定的值班火焰,火焰無明顯波動。到950 ms節油操作結束仍能維持穩定燃燒不熄火,熄火邊界拓寬,熄火特性得到了極大改善。

圖7 火焰熄火演化圖(Wa=20 m3/h,A=0.03/s,PAC)

為更加清晰研究滑動弧等離子體助燃的效果,對熄火過程OH基發光強度的變化規律進行了分析。在進氣量為15 m3/h下,取節油速率為0.009/s、0.028/s熄火過程高速攝像圖,將其進行灰度處理,得到每張圖像的OH*相對強度值,并對得到的OH基強度信息進行擬合處理。圖8和圖9為節油速率0.009/s、0.028/s下常規和PAC熄火過程火焰OH*相對強度變化曲線,表征了在該過程中火焰發展分布特征以及燃燒強度的變化趨勢。在進行節油動作后,燃油流量逐漸降低,此時燃燒室內的空氣流量仍處于較大的水平,因此燃燒室的油氣比隨之降低,OH*表征的燃燒強度逐漸減弱。進一步降低燃油流量,燃燒靠近貧油熄火邊界,燃燒室逐漸進入燃燒的不穩定狀態。從火焰形態上來看,臨近熄火狀態前,在節油的初期火焰強度有所降低,錐型火焰面可持續的維持在主燃區,但隨著臨近熄火邊界,火焰面收縮至旋流器出口,伴隨火焰擺動以及火焰從主體火焰脫落的現象,最終熄火。可見在節油過程中,火焰中的OH基相對強度值都呈減弱趨勢,且節油速率越快,燃燒室內的油氣比減小的速率越大,導致下降的幅度越明顯,擬合曲線下降更加急促。對比常規和施加PAC后OH基的變化,施加等離子體后,積分擬合曲線的下降斜率明顯降低,更為平穩,熄火情況明顯得到改善,相對強度也有所提升,尤其節油速率為0.009/s時最為顯著。在節油過程中滑動弧的主要作用機理有2個方面。一是開啟等離子體助燃頭部之后,從燃燒室進入的空氣和從噴嘴噴入的燃油在旋流器出口處初步混合,經過滑動弧等離子體放電區域,持續穩定的點燃該區域的混合氣體,形成值班火焰。在相同的節油速率下,火焰更加穩定的附著于等離子體放電頭部并維持在主燃區,表現出“穩焰”的作用。二是滑動弧等離子體在低于常規熄火邊界的油氣比下,通過高能電子、燃料活化和熱量沉積的作用,進一步點燃貧油氣比的混合氣,擴寬燃燒室的熄火邊界,表現出“防熄”的作用。

圖8 OH基相對強度變化過程曲線(Wa=15 m3/h,A=0.009/s)

圖9 OH基的相對強度變化過程曲線(Wa=15 m3/h,A=0.028/s)

2.2 不同節油速率下PAC對熄火邊界的影響

為了更加直觀地對比使用滑動弧等離子助燃前后燃燒效果,在不同的進氣壓力和節油速率下,得到等離子體拓寬后的熄火邊界,對比研究常規燃燒和PAC的熄火邊界情況。

Semenov燃燒理論認為,燃燒的維持主要由反應生熱Qr和散熱Ql來決定。活化能Ea和可燃物濃度n等因素均對Qr有較強影響[21]。降低反應活化能可以在更低的燃料濃度條件下產生相等的熱量。因此同等散熱條件下,施加等離子體激勵后,燃料反應活化能減小,便可以在較小油氣比條件下產生足以維持燃燒的熱量,相應的使貧熄油氣比降低。圖10為滑動弧等離子體拓寬節油熄火邊界圖。灰色箭頭為常規準穩態的熄火邊界線,通過緩慢調節供油量,使油氣比趨于平衡后得到的穩態貧油熄火油氣比。虛線和點畫線為常規和PAC不同節油速率下的動態熄火邊界線。可見,不同節油速率下的動態熄火邊界線都會明顯窄于常規準穩態熄火邊界。同時,節油速率越高,熄火油氣比應該越高,但圖10(a)、(b)的實際結果卻有出入,這是由于節油速率過快,火焰還未及時感應油氣比的變化而熄火,油氣就已近超過理論的極限熄火油氣比。兩種不同進氣流量下,隨節油速率的增加,火焰穩定性極度惡化,熄火邊界變窄。施加PAC后,降低了反應所需的活化能,熄火時的可燃物濃度減少,即熄火油氣比明顯降低,貧熄邊界得到明顯拓寬,但隨節油速率的增加,PAC效果有所減弱。如圖11(a)中進氣流量15 m3/h下節油速率0.009/s邊界拓寬程度最大,由0.064拓寬到0.052,相對拓寬9.8%。節油速率0.036/s相對拓寬減少至15 %。隨進氣量由15 m3/h增加到20 m3/h,等離子拓寬貧熄邊界程度減小。同時圖11(b)中是0.01/s油氣比效果最為明顯,邊界相對拓寬13.2 %。進氣流量增大,壓強減小,電弧滑動模式隨氣壓降低逐漸從穩定電弧滑動模式(A-G)模式發展為擊穿伴隨滑動模式(B-G)模式。在此狀態,擊穿電壓減小,則電弧滑動范圍和周期減小,在快速來流作用下電弧未滑動或者滑動距離很短就造成耗散,新的電弧開始新的周期[22-24]。對比(a)、(b)兩圖,在節油速率和進氣量的共同影響下,由進氣流量15 m3/h節氣變化率0.036/s到20 m3/h節氣變化率0.01/s拓寬比例下降明顯,由9.8%減低到3.3 %。在其他變量相同的情況下,進氣流量越小,節油速率越小,邊界拓寬越明顯。

(a)Wa=15 m3/h

(a)Wa=15 m3/h

3 結論

為了探究滑動弧等離子體激勵對燃燒室動態節油熄火的影響規律,本文基于單頭部滑動弧等離子體快速節油實驗平臺開展了動態節油熄火實驗研究,對比分析常規和施加滑動弧等離子體下,不同的進氣流量和節油速率的熄火過程,得到了滑動弧等離子體對燃燒室熄火演化特性以及熄火邊界的影響規律,得出以下結論。

1)在常規燃燒情況下,OH*相對強度和火焰面積都隨節油進行而減小。隨著節油速率的加快,火焰波動和熄火過程明顯加快,火焰更加分散。由主燃區到頭部燃燒區的熄火過渡階段變短,甚至在進氣流量為15 m3/h、節油速率0.028/s時,直接由主燃區火焰到臨近熄火狀態,火焰的穩定性變差,熄火邊界變窄,熄火過程急劇加快。進氣流量增加至20 m3/h時,富油狀態下油氣比減少,燃燒更加充分,火焰較為集中,出現較明顯的熄火過渡階段,熄火穩定性增強。

2)施加滑動弧等離子體后,相比常規燃燒相同的情況下,火焰的OH*相對強度值明顯增強,火焰集中,火焰面積明顯加大。可見其熄火過程中火焰中存在等離子體放電所持續產生的電弧,火焰附著于滑動電弧上并形成穩定的值班火焰,其火焰波動周期明顯放緩,熄火時間大大延長,“穩焰”效果顯著。進氣流量為20 m3/h、節油速率0.01/s的條件下,效果最為明顯在較小油氣比下仍能維持燃燒。貧油熄火油氣比也明顯減小,熄火邊界得到拓寬,“防熄”的作用得以體現。進氣流量為15 m3/h、節油速率為0.09/s條件下,熄火邊界拓寬最大,由0.064拓寬到0.052,相對拓寬23 %。在相同的情況下進氣流量越小,節油速率越小,邊界拓寬越明顯。