1 引言

目前已有多种辅助措施用于实现超燃冲压发动机火焰稳定，在这些措施中，空气节流是一种有效地手段，尤其是节流强度宽范围的可调节性，使其成为一种实现宽马赫数飞行范围内超燃冲压发动机火焰稳定的有效方法。

Yang等^{[1, 2]}采用数值模拟方法研究了空气节流对乙烯燃料超燃冲压发动机流场结构、燃料混合、点火过程以及火焰稳定的影响。空气节流能够产生预燃激波串，促使发动机内气流流动速度降低、静温和静压升高，有助于提高点火和火焰稳定能力。同时非定常数值模拟表明，没有实施空气节流的发动机内乙烯燃烧火焰最终熄灭；实施空气节流的发动机内火焰剧烈而稳定的燃烧。Donbar等^[3]研究了乙烯超声速流场内的空气节流时序，结果表明，乙烯成功实现起动点火后，在空气节流撤除后，仍然实现了稳定燃烧。Li等^[4]研究了采用空气节流来控制和优化点火过程以及火焰发展过程，系统研究了空气节流以及燃料的位置和开启时间，基于遗传算法，提出了一种动态优化方法来获得空气节流的最大效能。Choi等^[5]数值模拟研究了空气节流对超燃冲压发动机乙烯点火过程的影响，结果表明：在空气节流开始后，由节流的堵塞效果形成的激波串，将主流气体速度降低至亚声速，节流可以有效地实现燃料的点火和稳定燃烧，同时得出了此条件下乙烯的点火延时时间是3ms，二维数值模拟可以较为有效地模拟燃烧流动的特点。Noh等^[6]研究了空气节流对乙烯自点火的影响。结果表明在空气节流作用下，乙烯实现了自点火；相比于没有实施空气节流的情况下，乙烯则不能实现自点火。Gruenig等^[7]针对直连式超燃冲压发动机燃烧室，实验研究了楔块节流对点火的影响，实验结果表明:机械节流条件下，燃烧区域向前移动，燃烧发生的时间较早，壁面静压较高，主要是由于节流产生的激波串减小了主流气体的速度，增加了当地的静温、静压，有效地促进了点火的实现。田野等^[8~19]研究了超燃冲压发动机燃烧室内空气节流作用下的流场结构和火焰传播规律，结果表明，空气节流是一种实现火焰稳定的有效措施。在没有节流情况下，燃烧接近熄火，只是在凹槽的后台阶存在非常弱的火焰，在节流条件下，整个凹槽和边界层内都能够实现强燃烧。鲍文做了以液态煤油为燃料的直连式矩形截面燃烧室的空气节流试验^[20]，发动机入口马赫数3，采用火炬点火器作为稳焰措施，试验表明，在不采用空气节流措施的情况下，煤油不能被点燃；在空气节流存在的条件下，实现了煤油的点火和稳定燃烧，同时也得出了随着当量比的增加，所需实现煤油点火的空气节流流量越少，但同时也增加了发动机不起动的风险。

通过以上调研知道，空气节流是一种有效地稳焰手段，目前空气节流的机理已经在数值模拟中进行了细致的研究，尤其是对于气态乙烯燃料。但对于空气节流实现液态室温煤油稳定燃烧的研究几乎没有，尤其是在试验中证实空气节流的稳焰作用。本文将利用脉冲风洞的高效性，开展空气节流对液态室温煤油稳定燃烧的影响。

2 试验与数值模拟方法 2.1 设备与发动机构型

试验在中国空气动力研究与发展中心3 kg/s的脉冲燃烧风洞（见图 1）上进行^[10~12]。风洞采用烧氢补氧的方法获得高焓来流，氧气摩尔分数补充至大气中的氧气含量。来流的气体组分为氧气体积分数为0.21，水含量为0.12，氮气含量为0.67。发动机入口马赫数为2.0，总温为1100K，总压为1.0MPa。

发动机的结构简图如图 2^{[18, 19]}所示，发动机模型包括一个隔离段和一个燃烧室。隔离段入口面积为30×150mm²，隔离段长度为0.30m，包含两部分，一个是0.22m长的等直段和一个0.08m长带有1.4°扩张角的扩张段。燃烧室的长度从0.30~1.07m，包括一个长深比为11，深16mm的凹槽和一个四段扩张的扩张段。第一扩张段0.476~0.656m，上壁面的扩张角为1.4°，第二扩张段0.656~0.801m，上壁面的扩张角为2.0°，第三扩张段0.801~0.943m，上壁面扩张角为8.0°，最后一段的扩张段0.943~1.07m，上壁面扩张角为15.0°。发动机共有六处喷油位置，分别距离隔离段入口285mm，325mm，525mm，625mm，450mm和470mm。其中K1~K4为液态室温煤油喷入位置，煤油垂直气流方向以声速喷入，喷孔为15个直径0.3mm圆孔。先锋氢气为等间距分布的10个直径1mm的圆孔。空气节流位置距离发动机入口625mm，为20个直径3mm的圆孔。发动机上壁面设有一个压力监测点，用于考察燃烧室火焰稳定情况。监测点距离发动机入口425mm，位于凹槽内，靠近凹槽后缘斜坡。

表 1给出了试验的时序，同样也可以在图 17中看到时序。试验时间约为400ms（0.89s~1.29s），流场稳态建立约在t=0.89s，先锋氢气喷入的起止时间为0.93s和1.18s。空气节流的喷入起止时间为0.96s和1.18s。煤油注入燃烧室的时间t=1.02~1.50s，表 2给出了本文考察的研究状态。

2.2 测量方法介绍

为了能够清晰地认识燃烧流场结构和火焰传播规律，本文采用了多种非接触光学测量方法^[15]，包括纹影、阴影、自发光照相、差分干涉和OH-PLIF。特别的是，本文开展了多种非接触光学测量手段的同步应用，包括纹影、阴影和差分干涉与PLIF的同步测量，其中差分干涉与PLIF的同步测量光路图见图 3。

试验中，壁面压力传感器测量位置是发动机上壁面中心线，量程700kPa，采样频率1kHz。发动机侧壁和底板共安装三块光学石英玻璃用于光束通过。差分干涉和直接照相的曝光时间为0.5ms，频率为每秒2000张，纹影的曝光时间为0.2ms，每秒拍摄5000张。激光诱导荧光系统主要由Nd:YAG激光器泵浦的可调谐染料激光器及ICCD构成。Nd:YAG激光器输出波长为532nm的激光，该激光泵浦染料激光器并结合紫外倍频器件，输出用于OH激发的紫外激光，试验中最终选取设定的激发波长为283.553nm，用于OH分子Q1（8）线的激发。激光器输出的紫外激光束通过柱面透镜组压缩整形，形成32 mm高，0.2mm厚的片光，该片光与流场中的OH相互作用，产生二维的荧光分布图像。荧光的成像由ICCD相机实现，同时，试验中还在相机前安置了UG11及WB305两块滤光片，用于过滤掉荧光波段范围以外的杂散光信号。由于PLIF系统的硬件工作频率为10Hz，而试验台的有效运行时间大约为400ms，所以一次测试可以得到三到四张照片。

2.3 数值模拟方法

数值模拟采用我中心自行开发的大规模并行软件AHL3D，该软件可以模拟二维或三维、定常或非定常、完全气体或化学非平衡流动，软件可靠性得到了广泛验证^[8~14]。湍流模型采用Kok提出的TNT k-ω模型^[21]。求解三维化学反应控制方程采用隐式有限体积法离散，无粘对流项离散采用Van Leer提出的MUSCL方法，粘性通量的计算方法采用Gauss定理构造方法，煤油化学动力学模型采用我中心简化的十二步煤油简化模型^[17]。考虑到三维化学反应流动数值模拟耗时较大，因此本文数值模拟采用二维模拟，三维效应虽然在实际数值模拟中不能忽略，但在本文考察的直连式矩形截面燃烧室时，二维数值模拟是可行的、合适的，其中二维网格量约为10万个，在喷油和节流位置加密。

3 结果与讨论 3.1 无化学反应流场结果

本节将讨论有、无空气节流时超燃冲压发动机的冷流流场结构。实施空气节流时，空气在t=1.000s开始喷入发动机流场内，在t=1.3000s时停止喷入。图 4给出了Case 1不同时刻的纹影照片，在t=1.2000s时，凹槽下部流场区域内的波系可以很清楚地看到。由于凹槽前台阶的扩张效应，拐角处产生了膨胀波系。凹槽下部的剪切层与凹槽底部相接触，剪切层与凹槽内的斜激波相互作用。凹槽后缘产生的斜激波与下壁面边界层相互作用，产生了分离区，分离区前形成了分离激波，分离激波与上壁面作用后，产生了反射激波。随着时间的发展，凹槽下部的波系再逐渐改变。同时结合壁面压力监测点的压力（图 5）可以看出，振荡周期约为2.7ms。当实施空气节流时，由于节流的堵塞效应，流场内产生了激波串结构（图 6），同样激波串也呈现振荡现象，波系在逐渐地周期性变化。激波串振荡的原因可参见课题组先前的工作^[13]，即为节流产生的激波串振荡与否与其头部所处位置有关，当激波串头部恰好位于凹槽下部区域时，随着凹槽内压力的变化，凹槽前台阶的波系在膨胀波和斜激波之间交替变化，激波串呈现振荡状态；当激波串头部处于凹槽前部隔离段内或凹槽后部扩张段内时，凹槽内压力稳定，凹槽前台阶的波系或为斜激波或为膨胀波，激波串呈现稳定状态。

图 7给出了有、无节流时发动机的壁面压力分布，图 8给出了质量加权马赫数和静温的分布。从图中可以看出在空气节流的作用下，流场的速度降低，温度和压力升高。激波串作用区域的平均加权马赫数从1.8降到0.9，平均静温从600K提高到770K，平均静压从103kPa提高到285kPa。图 9和图 10给出了激波串作用于流场后，流场内涡量（速度矢量的旋度）和燃料混合分数的变化情况，从图中可以看出，激波与边界层和剪切层相互作用后，燃料混合分数提高明显，有助于起动点火和火焰稳定的实现。这一点从图 11中也可以看出，从壁面压力监测点的压力变化情况可以看出。有空气节流时，煤油实现起动点火需要5ms，而没有实施空气节流时，煤油实现起动点火约需要13ms，这对于超燃冲压发动机来说，时间是非常长的。事实证明最后没有实施空气节流的状态，火焰稳定失败。

3.2 先锋氢气燃烧流场结构

为了更好地考察空气节流对液态室温煤油燃料的超燃冲压发动机火焰稳定的影响，本节首先考察先锋氢气燃烧流场的结构。图 12给出了试验和数值模拟获得的不同当量比时的壁面压力，首先根据数值与试验的对比情况可以看出，数值模拟软件可靠。当量比0.1的先锋氢气壁面压力仅在凹槽局部区域明显高于冷流流场的壁面压力，说明了由于当量比较小，全部的先锋氢气仅在凹槽部位燃烧耗尽。当量比0.3的先锋氢气燃烧流场的壁面压力则较高，燃烧反压前传至隔离段内，扰动距离约为0.1m。图 13给出了Case 2和Case 3以及Case 1的数值模拟马赫数云图，从图中可以看出，三者的核心流动区域均为超声速流动区域。Case 3的燃烧反压已经前扰至隔离段内，隔离段出口处可以看到流动分离区的存在。从图 14给出的质量加权马赫数可以看出，Case 3存在热力学喉道，初步判断其燃烧模态为亚燃，Case 2的燃烧模态为超燃。图 15给出了从模型底部观察窗直接照相拍摄到的瞬态单幅照片结果，从图中可以看出，Case 3燃烧剧烈，火焰已经扰过喷油孔向前传播。

图 16给出了燃烧流场差分干涉与OH-PLIF同步测量的瞬态单幅照片合成图，从图中可以看出，当量比0.1的先锋氢气火焰结构稳定，呈线状分布于剪切层内。而当量比0.3的先锋氢气的燃烧火焰呈破碎状分布，火焰结构不稳定。在后续试验中，选择当量比0.1的燃烧稳定的先锋氢作为引燃煤油的先锋燃料，这样稳定简单的流场便于后续的相关分析研究。同时也需要指出的是阴影及差分干涉照片为全光程三维流场结构叠加，而PLIF为二维截面片光信息照片，下一步拟开展聚焦阴影等工作，将更加有意地阐明同步测量的重要意义。

3.3 液态室温煤油燃烧流场结果

在前面讨论过空气节流对超燃冲压发动机冷流流场结构影响和先锋氢气燃烧流场后，本节将讨论空气节流对煤油火焰稳定的影响。图 17给出了Case 4和Case 5的壁面压力监测点的压力随时间变化情况，同时煤油供应压力、先锋氢气压力和空气节流压力也在图中给出。试验有效时间约为400ms，从t=0.89s到t=1.29s。从图中可以看出，Case 4和Case 5的煤油均在t=1.02s被成功点燃。但是Case 4的燃烧压力仅为210kPa，低于Case 5的燃烧压力560kPa，这意味着Case 5燃烧的更为剧烈。在t=1.12s时，Case 4的监测点压力迅速下降至冷流状态。这意味着Case 4的煤油点火失败，没有实现火焰稳定。而Case 5监测点的压力一直保持较高的恒定状态，直到在t=1.18s时空气节流和先锋氢气撤去后，煤油仍然保持一个较高的燃烧压力。直到试验结束，来流状态改变时，煤油才熄灭。由此可见通过实施空气节流，成功地实现了煤油的稳定燃烧。图 18~21给出了Case 4和Case 5燃烧流场火焰发展情况，从图中可以看出，直接照相的图片信息与壁面压力监测点压力变化一致。

4 结论

本文通过试验与数值模拟方法研究了空气节流对煤油燃料超燃冲压发动机火焰稳定的影响，主要结论如下：

（1）空气节流作用于流场后，流场内产生了激波串结构，使得流场的静温和静压升高，马赫数降低。在本文研究条件下，激波串作用区域的平均加权马赫数从1.8降到0.9，平均静温从600K提高到770K，平均静压从103kPa提高到285kPa。

（2）空气节流促进了煤油燃料的起动点火。有空气节流时，煤油实现起动点火需要5ms，没有实施空气节流时，煤油实现起动点火约需要13ms。

（3）当先锋氢气当量比大于0.1时，氢气燃烧流场稳定；当先锋氢气当量比大于0.3时，氢气燃烧流场振荡。

（4）当先锋氢气当量比为0.1，K1~K4油位注油当量比分别为0.2，0.3，0.2和0.2时，不实施空气节流的燃烧流场，液态室温煤油吹熄了先锋氢气，煤油点火失败；实施27.2%空气节流的燃烧流场，煤油成功点火，当先锋氢气和空气节流撤除后，煤油仍然稳定的燃烧。