伍軍，譚宇，劉偉雄，青龍，張小慶

(中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心吸氣式高超聲速技術(shù)研究中心，四川綿陽(yáng)621000)

氣體取樣分析在脈沖燃燒風(fēng)洞試驗(yàn)中的應(yīng)用

伍軍*，譚宇，劉偉雄，青龍，張小慶

(中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心吸氣式高超聲速技術(shù)研究中心，四川綿陽(yáng)621000)

針對(duì)脈沖燃燒風(fēng)洞試驗(yàn)條件及超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室出口流場(chǎng)環(huán)境，設(shè)計(jì)了用于脈沖燃燒風(fēng)洞流場(chǎng)氧氣組分濃度校核及發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室出口氣流組分分析的探針取樣－氣相色譜分析測(cè)量系統(tǒng)，并在此基礎(chǔ)上完成了對(duì)取樣探針內(nèi)部流場(chǎng)特性及燃?xì)饣瘜W(xué)反應(yīng)凍結(jié)情況分析。分析結(jié)果表明，進(jìn)入探針的氣流被有效冷卻，能夠?qū)崿F(xiàn)化學(xué)反應(yīng)凍結(jié)。利用風(fēng)洞試驗(yàn)氣流進(jìn)行了系統(tǒng)校核，系統(tǒng)控制方面能夠滿(mǎn)足脈沖風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)量要求，所得到的氣流中氧氣含量測(cè)量值與理論值吻合較好，偏差小于5%，甚至低至0.4%。利用該系統(tǒng)對(duì)馬赫數(shù)2.6來(lái)流條件、直連式燃燒室模型燃燒工況下，出口不同位置處燃?xì)庵蠴2、N2和CO2等主要?dú)怏w組分進(jìn)行了直接測(cè)量，并進(jìn)而估算了各測(cè)點(diǎn)處的表觀燃燒效率，獲得了其變化情況，所得到的結(jié)果在一定程度上反映了燃燒室中燃料的分布情況。

脈沖燃燒風(fēng)洞;超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī);燃燒室;組分分析;取樣

0 引言

超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)的燃燒效率是評(píng)估其性能的一個(gè)重要依據(jù)。對(duì)燃燒室出口氣流的組分進(jìn)行測(cè)量進(jìn)而推斷發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒效率是性能分析中經(jīng)常采用而且非常有效的方法。目前較常用的氣流組分測(cè)量方法包括非接觸式的光譜測(cè)量方法和接觸式的探針取樣測(cè)量法。相較而言，探針取樣測(cè)量法雖然會(huì)對(duì)流場(chǎng)產(chǎn)生一定干擾，但系統(tǒng)相對(duì)簡(jiǎn)單，操作簡(jiǎn)便，造價(jià)也比較低，并可以通過(guò)多點(diǎn)測(cè)量獲得全場(chǎng)濃度分布，有利于非均勻分布燃?xì)獾暮饬俊?/p>

探針取樣法是基于取樣過(guò)程中化學(xué)反應(yīng)凍結(jié)、氣體組分保持不變的假設(shè)上的，而在超聲速燃燒室出口的高溫高速氧化條件下保持氣體組分不變是比較困難的。20世紀(jì)60年代，國(guó)外開(kāi)始針對(duì)高焓高超聲速氣流取樣技術(shù)進(jìn)行研究，并推測(cè)膨脹驟冷和對(duì)流冷卻聯(lián)合作用可以應(yīng)用于超聲速流動(dòng)狀態(tài)下的反應(yīng)氣體取樣分析。1974年，Anderson［1］利用水冷取樣測(cè)量系統(tǒng)在燃燒室出口處同時(shí)檢測(cè)到未反應(yīng)的氫氣和氧氣。Colket等［2］對(duì)內(nèi)徑0.075～2 mm取樣探針內(nèi)的流動(dòng)進(jìn)行了研究，證實(shí)對(duì)于具有合適管道形狀及較大壓比條件的小管道，超聲速流動(dòng)是可以建立的，而且傳統(tǒng)的流體力學(xué)規(guī)律也是完全適用的，為采用膨脹冷卻快速凍結(jié)化學(xué)反應(yīng)的取樣探針設(shè)計(jì)提供了理論基礎(chǔ)。90年代，日本Mitani等［3-6］采用有截面變化、有對(duì)流換熱和有摩擦的一維流動(dòng)模型和簡(jiǎn)化化學(xué)反應(yīng)模型，對(duì)超聲速流動(dòng)狀態(tài)下的H2-Air反應(yīng)系統(tǒng)和CH4-Air反應(yīng)系統(tǒng)的化學(xué)反應(yīng)凍結(jié)進(jìn)行了詳細(xì)研究，結(jié)合試驗(yàn)研究，證實(shí)了在超聲速反應(yīng)流中進(jìn)行氣體取樣并通過(guò)膨脹擴(kuò)張和對(duì)流冷卻進(jìn)行化學(xué)反應(yīng)凍結(jié)是可行的，并最終將該技術(shù)應(yīng)用于超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒效率的測(cè)定。2004年，德國(guó)宇航試驗(yàn)室Ciezki等［7-9］利用水冷氣體取樣系統(tǒng)進(jìn)行了中間燃燒產(chǎn)物的測(cè)定，進(jìn)而研究了超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)部的燃燒過(guò)程。日本Hiraiwa等［10］利用氣體取樣方法獲得了馬赫數(shù)6條件下發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴流及火焰的局部/總體燃燒和混合特性，進(jìn)而研究了發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過(guò)程。

在國(guó)內(nèi)，中科院力學(xué)所高溫氣體動(dòng)力試驗(yàn)室［11-12］自2004年建立了一套可適應(yīng)于超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的探針取樣/色譜分析系統(tǒng)，對(duì)不同的燃燒狀態(tài)進(jìn)行取樣分析，得到了燃燒效率沿發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室出口的分布情況。2006年，鄭必可等［13］使用了兩次膨脹結(jié)構(gòu)取樣探針，進(jìn)行了取樣過(guò)程計(jì)算分析及試驗(yàn)系統(tǒng)冷熱態(tài)校核，并對(duì)燃燒室尾氣進(jìn)行了取樣分析及燃燒效率推算，所得結(jié)果與燃燒室壁面靜壓測(cè)量結(jié)果相吻合。2013年，上海交通大學(xué)張亞［14］采用CFD計(jì)算和PIV/紋影試驗(yàn)相結(jié)合的方法，分析了取樣探針頭部繞流和探針內(nèi)流場(chǎng)，并進(jìn)行了校核試驗(yàn)。

以上研究多集中于馬赫數(shù)不小于2，總溫2000 K左右的氣流環(huán)境組分測(cè)量。而對(duì)于燃燒室出口馬赫數(shù)小于2，總溫高于2500 K的情況，要在取樣探針頭部獲得理想的氣流流動(dòng)結(jié)構(gòu)以及在探針內(nèi)達(dá)到有效的冷卻效果將更加困難。同時(shí)，對(duì)于燃燒加熱風(fēng)洞這類(lèi)進(jìn)行超燃發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)的重要地面設(shè)備，為了真實(shí)反映發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火和推阻特性等，燃燒獲得的高焓氣流需要保證具有與實(shí)際飛行環(huán)境相一致的氧氣含量。美國(guó)NASA蘭利8英尺高溫風(fēng)洞在20世紀(jì)90年代已經(jīng)開(kāi)始采用取樣分析方法進(jìn)行風(fēng)洞流場(chǎng)氧氣濃度分布測(cè)量［15］，而國(guó)內(nèi)目前主要根據(jù)燃料和氧化劑流量實(shí)際配比計(jì)算得到氧氣濃度理論值，尚沒(méi)有將氧氣濃度測(cè)量作為風(fēng)洞流場(chǎng)校測(cè)的常備手段。

本文從脈沖燃燒風(fēng)洞高馬赫數(shù)試驗(yàn)氣流組分測(cè)量入手，建立了一套探針取樣－氣相色譜分析測(cè)量系統(tǒng)，并根據(jù)對(duì)取樣探針內(nèi)部流場(chǎng)特性及燃?xì)饣瘜W(xué)反應(yīng)凍結(jié)情況的分析，進(jìn)行了測(cè)量系統(tǒng)完善，完成了風(fēng)洞流場(chǎng)氧氣濃度校核，實(shí)現(xiàn)了氣體取樣分析技術(shù)在脈沖燃燒風(fēng)洞流場(chǎng)校測(cè)中的應(yīng)用。之后嘗試針對(duì)脈沖燃燒風(fēng)洞直連式平臺(tái)上的超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室模型出口氣流進(jìn)行了取樣分析。直接測(cè)得了包括O2、N2和CO2在內(nèi)的主要?dú)怏w組分，并利用測(cè)量結(jié)果估算了燃燒效率，為更深入發(fā)展長(zhǎng)時(shí)間發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒效率測(cè)試技術(shù)積累了經(jīng)驗(yàn)。

1 取樣測(cè)量系統(tǒng)組成及原理

探針取樣－氣相色譜分析組分測(cè)量系統(tǒng)由氣體取樣系統(tǒng)和樣氣成分分析系統(tǒng)兩大部分組成，主要包括取樣探針、快速閥單元、樣品采集罐、管路和氣相色譜儀等，如圖1所示。取樣探針固定于測(cè)量排架上，入口正對(duì)風(fēng)洞試驗(yàn)來(lái)流或燃燒室出口氣流。

系統(tǒng)工作原理為:試驗(yàn)前保持取樣管路和樣品采集罐低壓真空狀態(tài)，通過(guò)足夠低的背壓實(shí)現(xiàn)成功取樣，并減小樣品采集罐中殘留的空氣對(duì)測(cè)量結(jié)果帶來(lái)的誤差;進(jìn)行氣體取樣時(shí)，被探針捕獲的高焓超聲速氣流在探針內(nèi)部經(jīng)過(guò)突然加速驟冷，化學(xué)反應(yīng)被凍結(jié);隨后通過(guò)壁面的冷卻抑制氣流在探針內(nèi)由于摩擦減速造成的溫度升高影響，使得氣流的溫度和壓力保持在合適的范圍內(nèi)，化學(xué)反應(yīng)不會(huì)再度進(jìn)行;整個(gè)取樣系統(tǒng)和風(fēng)洞試驗(yàn)系統(tǒng)通過(guò)計(jì)算機(jī)統(tǒng)一聯(lián)動(dòng)控制，以保證合適的閥門(mén)動(dòng)作時(shí)序和系統(tǒng)取樣時(shí)間;最后利用氣相色譜儀來(lái)分析采集到的燃?xì)饨M分。風(fēng)洞或燃燒室穩(wěn)定運(yùn)行前進(jìn)入取樣管路的氣體通過(guò)圖中旁路經(jīng)真空泵抽出，減小測(cè)量誤差。

圖1 組分取樣測(cè)量系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Sketch of gas sampling probe system

對(duì)于這樣的組分取樣測(cè)量系統(tǒng)研制，考慮化學(xué)反應(yīng)凍結(jié)的取樣探針的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)是非常關(guān)鍵的。

2 取樣探針設(shè)計(jì)

2.1 取樣探針結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

溫度是影響化學(xué)反應(yīng)速度的重要因素，迅速凍結(jié)化學(xué)反應(yīng)即在取樣過(guò)程中快速將氣樣溫度降至反應(yīng)溫度以下。由此確定取樣探針設(shè)計(jì)的幾個(gè)關(guān)鍵點(diǎn):

1)探針頭部應(yīng)有一定錐度，避免因探針入口產(chǎn)生脫體激波而引起大分子組分優(yōu)先取樣［4］，同時(shí)避免脫體激波后劇烈的溫升影響化學(xué)反應(yīng)凍結(jié);

2)探針內(nèi)流道應(yīng)存在面積突擴(kuò)，使氣流流動(dòng)時(shí)溫度驟降，以保證取樣過(guò)程中實(shí)現(xiàn)組分凍結(jié);

3)探針口徑大小應(yīng)合適，對(duì)于固定的樣品采集罐容積，既要保證采集到的樣品氣量足夠，又要保證整個(gè)取樣過(guò)程中背壓不能升高到影響探針入口處的流動(dòng)。

本文采用的典型探針結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 取樣探針結(jié)構(gòu)Fig.2 Sketch of the probe structure

2.2 取樣過(guò)程流動(dòng)分析

對(duì)于如圖3所示單膨脹探針結(jié)構(gòu)。典型的取樣過(guò)程是:超聲速氣流在取樣探針頭部經(jīng)過(guò)“λ”形激波進(jìn)入探針［3］，之后經(jīng)過(guò)膨脹冷卻加速進(jìn)入長(zhǎng)直段。

將氣流進(jìn)入探針的流動(dòng)過(guò)程分為如圖3所示四個(gè)區(qū)域進(jìn)行一維計(jì)算分析:高速來(lái)流(①區(qū))進(jìn)入探針后產(chǎn)生激波(近似看作正激波);由于探針內(nèi)壓力很低，探針入口直徑較小，激波后氣流(②區(qū))在短直段中達(dá)到聲速(③區(qū))，隨后探針內(nèi)部流動(dòng)截面擴(kuò)張，氣流加速后進(jìn)入長(zhǎng)直段(④區(qū))。

圖3 取樣探針流動(dòng)區(qū)域劃分Fig.3 Division of flow regions in the probe

根據(jù)Damk?hler數(shù)(Da，流體微元在流場(chǎng)中運(yùn)動(dòng)的特征時(shí)間與化學(xué)反應(yīng)達(dá)到平衡的特征時(shí)間的比值)來(lái)判定取樣探針內(nèi)③、④兩個(gè)區(qū)域內(nèi)流動(dòng)是否被凍結(jié)，當(dāng)Da?1時(shí)為凍結(jié)流。

以噴管出口流場(chǎng)測(cè)量為例:馬赫數(shù)6;靜壓(ps) 1423.9 Pa;靜溫(Ts)268.1 K;氣體組分體積百分比為:O221%，H2O 23%，N256%;氣體比熱比1.276。根據(jù)正激波關(guān)系式、等熵關(guān)系式和流動(dòng)面積比分別求出②、③和④區(qū)參數(shù)，如表1所示?；瘜W(xué)反應(yīng)達(dá)到平衡的特征時(shí)間根據(jù)H2-O2反應(yīng)系統(tǒng)的主要支鏈反應(yīng)H+O2→O+OH確定。由表1可以看出，探針內(nèi)部③、④區(qū)流動(dòng)的Damk?hler數(shù)遠(yuǎn)小于1，可認(rèn)為取樣過(guò)程中氣體組分保持不變，為凍結(jié)流。

表1 氣流進(jìn)入探針的流動(dòng)過(guò)程中各區(qū)流場(chǎng)參數(shù)Table 1 Flow parameters in each section during sam pling

對(duì)于燃燒室出口馬赫數(shù)小于2的流場(chǎng)環(huán)境，即使選擇較小的探針頭部錐角(如15°～20°)仍會(huì)產(chǎn)生很大的激波角，甚至產(chǎn)生脫體激波。圖4所示為探針頭部錐角δc=30°，來(lái)流馬赫數(shù)1.56、靜壓1.22×105Pa、靜溫2127K(模擬煤油燃燒不完全工況，按層流、絕熱壁計(jì)算的探針頭部流動(dòng)情況。

由于馬赫數(shù)相對(duì)較低，探針頭部將形成有較大激波角的脫體激波(激波未被探針吞入)，難以獲得理想的探針頭部流動(dòng)結(jié)構(gòu);同時(shí)，由于燃燒室出口燃?xì)饪倻睾芨?，在考慮探針尺寸的前提下，即使采用取樣探針內(nèi)流道擴(kuò)張和壁面水冷相結(jié)合的方法，探針出口處樣氣靜溫仍然達(dá)到1600 K左右，不利于化學(xué)反應(yīng)的凍結(jié)。應(yīng)用十組分十二方程煤油反應(yīng)機(jī)理［16］進(jìn)行了取樣過(guò)程探針內(nèi)沿程組分變化情況計(jì)算，從沿程一維質(zhì)量加權(quán)組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)(見(jiàn)圖5)看，取樣過(guò)程中CO2和CO含量的變化小于1%，再考慮到樣氣在之后的管路中將繼續(xù)擴(kuò)張降溫和被壁面冷卻，可認(rèn)為基本實(shí)現(xiàn)取樣過(guò)程中組分凍結(jié)。

圖5 燃料未完全燃燒時(shí)探針內(nèi)組分變化數(shù)值計(jì)算結(jié)果Fig.5 Calculated result of components variation inside probe for fuel incomp lete combustion

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 取樣時(shí)間控制

脈沖燃燒風(fēng)洞的有效試驗(yàn)時(shí)間約為300ms，為保證獲得合適的取樣量，需要通過(guò)配套的快速閥單元及與風(fēng)洞運(yùn)行相匹配的控制時(shí)序來(lái)保證整個(gè)取樣過(guò)程處于風(fēng)洞有效試驗(yàn)時(shí)間內(nèi)。取樣開(kāi)始、終止的實(shí)際時(shí)間點(diǎn)通過(guò)測(cè)量得到的樣品采集罐取樣室內(nèi)壓力pc開(kāi)始爬升到停止爬升的變化過(guò)程判定，如圖6所示。有效采樣時(shí)間在風(fēng)洞總壓p0相對(duì)平穩(wěn)的有效試驗(yàn)時(shí)間內(nèi)。圖6中所對(duì)應(yīng)的來(lái)流馬赫數(shù)6、總壓4.8MPa、總溫1600 K的試驗(yàn)狀態(tài)，取樣結(jié)束時(shí)取樣室背壓上升為約0.025MPa。

圖6 取樣系統(tǒng)控制時(shí)序Fig.6 Controlling sequence of sampling probe system

為了檢驗(yàn)取樣時(shí)間和取樣室體積是否合理，計(jì)算比較了該試驗(yàn)狀態(tài)下不同取樣室背壓對(duì)探針內(nèi)流動(dòng)變化的影響情況，如圖7所示。

圖7 背壓變化對(duì)探針取樣過(guò)程的影響Fig.7 Effect of backpressure rising to gas sam pling

由圖7可以看到，背壓從高真空度升高到0.025 MPa，探針入口處流動(dòng)幾乎沒(méi)有變化，說(shuō)明取樣過(guò)程不受影響;但氣流經(jīng)擴(kuò)散段膨脹冷卻后的流動(dòng)會(huì)受到影響，超聲速流動(dòng)區(qū)域縮小，管內(nèi)靜溫升高較快，需要非常有效的壁面冷卻。總的來(lái)說(shuō)，取樣時(shí)間和取樣室體積的匹配是合理的。

3.2 風(fēng)洞流場(chǎng)試驗(yàn)氣流組分測(cè)量

利用研制的組分取樣測(cè)量系統(tǒng)進(jìn)行了用氫氧燃燒作為加熱方式的脈沖燃燒風(fēng)洞噴管出口流場(chǎng)組分測(cè)量，同時(shí)完成了對(duì)組分取樣測(cè)量系統(tǒng)的校核。

第一步，取樣過(guò)程中，同時(shí)收集圖1中流經(jīng)旁路快速閥1和主路快速閥2的樣氣，并分別存儲(chǔ)于A、B兩個(gè)樣品采集罐;控制快速閥1和2動(dòng)作時(shí)間，實(shí)現(xiàn)圖8所示采集時(shí)序。圖8中縱坐標(biāo)電壓值對(duì)應(yīng)壓力傳感器測(cè)量得到的取樣室內(nèi)壓力值。

圖8 取樣系統(tǒng)校核所用不同采集控制時(shí)序Fig.8 Different control sequence for system checking

這樣，流場(chǎng)穩(wěn)定前(有效試驗(yàn)時(shí)間之前)進(jìn)入取樣管路的氣體(以下簡(jiǎn)稱(chēng)初始?xì)怏w)全部收集到A采集罐，而B(niǎo)采集罐內(nèi)收集到的只是有效試驗(yàn)時(shí)間內(nèi)的樣氣。

測(cè)量結(jié)果見(jiàn)表2，水蒸汽含量取理論值。有效時(shí)間段內(nèi)(B罐)采集到的氣體中氧氣體積百分比分別為20.97%和20.74%，與理論值一致。而A罐由于存在初始?xì)怏w影響，測(cè)量值偏低(小于20%)，與風(fēng)洞控制時(shí)序(空氣最先進(jìn)入)吻合。測(cè)量結(jié)果表明，取樣分析結(jié)果合理，取樣系統(tǒng)可靠性較好。

表2 馬赫數(shù)5狀態(tài)風(fēng)洞噴管出口氣流組分測(cè)量結(jié)果Table 2 Com ponent test results at the nozzle exit w ith Ma=5

第二步，在風(fēng)洞噴管出口不同位置布置了兩個(gè)取樣點(diǎn)，對(duì)理論氧氣含量20.46%的馬赫數(shù)6試驗(yàn)氣流進(jìn)行了取樣分析。在有效試驗(yàn)時(shí)間段內(nèi)獲得的樣氣中氧氣含量分別為20.38%和20.00%，與理論值也吻合的較好，偏差最小達(dá)到0.4%。

第三步，在脈沖燃燒風(fēng)洞直連式試驗(yàn)臺(tái)上利用組分取樣測(cè)量系統(tǒng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室模型未注入燃料時(shí)(冷態(tài)工況)的出口氣流進(jìn)行了取樣分析。顯然此時(shí)燃燒室出口氣流組分應(yīng)與風(fēng)洞試驗(yàn)來(lái)流組分一致。在來(lái)流馬赫數(shù)2.6試驗(yàn)狀態(tài)下的冷態(tài)校核結(jié)果(O2體積百分比)見(jiàn)表3。同一車(chē)次試驗(yàn)中，對(duì)稱(chēng)的兩個(gè)測(cè)點(diǎn)(Ⅰ#和Ⅱ#)的測(cè)量結(jié)果一致性很好，符合流場(chǎng)特性;所有測(cè)量值與理論值(21.5%)偏差均小于5%，一致性也比較好。

從風(fēng)洞流場(chǎng)組分測(cè)量結(jié)果看，探針取樣－氣相色譜分析組分取樣測(cè)量系統(tǒng)已經(jīng)具備評(píng)估脈沖燃燒風(fēng)洞試驗(yàn)流場(chǎng)組分分布情況的能力。

表3 直連臺(tái)馬赫數(shù)2.6冷態(tài)工況氣流組分測(cè)量結(jié)果Table 3 Com ponent test results at the combustor exit w ith Ma=2.6(cold state)

3.3 燒室燃燒工況測(cè)量結(jié)果

在直連式試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行冷態(tài)工況校核后，進(jìn)行了來(lái)流馬赫數(shù)2.6狀態(tài)，燃燒工況(模型注入燃料)下的燃燒室出口氣流組分測(cè)量。取樣時(shí)間約0.11 s。在對(duì)稱(chēng)安裝的兩個(gè)排架上交錯(cuò)布置了四個(gè)測(cè)點(diǎn)，按離凹槽距離從近到遠(yuǎn)分別記為Ⅰ#、Ⅱ#、Ⅲ#和Ⅳ#測(cè)點(diǎn)，如圖9所示。

圖9 燃燒工況組分測(cè)量測(cè)點(diǎn)布置Fig.9 Test points distribution at the combustor exit

測(cè)量過(guò)程中，色譜分析檢測(cè)到的燃燒產(chǎn)物主要是CO2，沒(méi)有檢測(cè)到CO等不完全燃燒產(chǎn)物。馬赫數(shù)2.6狀態(tài)下色譜分析可直接得到O2、N2和CO2三種組分的相對(duì)體積百分比，假定燃料為單分子式C12H24，按其完全反應(yīng)的化學(xué)計(jì)量關(guān)系，可估算燃燒過(guò)程生成水蒸汽的相對(duì)量。處理后得到的燃燒室出口氣流中各組分體積百分含量列于表4中。

表4 馬赫數(shù)2.6燃燒工況下燃燒室出口氣流組分測(cè)量結(jié)果Table 4 Com ponent test results at the combustor exit(burning)w ith Ma=2.6

可以看到，燃燒室穩(wěn)定工作后，來(lái)流中O2與燃料發(fā)生燃燒反應(yīng)，被大量消耗，同時(shí)生成大量CO2。對(duì)不同車(chē)次試驗(yàn)進(jìn)行比較，相同位置測(cè)點(diǎn)的測(cè)量結(jié)果基本一致，重復(fù)性較好。

3.4 燃燒效率估算

按燃料分子式C12H24，根據(jù)取樣分析所得的CO2含量與理論上按化學(xué)當(dāng)量比反應(yīng)生成的CO2含量的比值來(lái)估算各測(cè)點(diǎn)處的燃燒效率(由于CO、H2等未測(cè)到，在此忽略不計(jì))。由于很難獲得燃燒室出口流場(chǎng)中各測(cè)點(diǎn)當(dāng)?shù)氐娜剂虾涂諝獾某跏籍?dāng)量比，采用全場(chǎng)的平均當(dāng)量比代替當(dāng)?shù)禺?dāng)量比進(jìn)行計(jì)算，所得的表觀燃燒效率ηa僅用于定性比較，不作為定量依據(jù)。將表觀燃燒效率對(duì)測(cè)點(diǎn)與凹槽面的距離l作圖，可見(jiàn)其大致變化趨勢(shì)，如圖10所示。

圖10 離凹槽不同距離處燃燒效率Fig.10 Variations of apparent combustion efficiency across the combustor

從圖中可以看到，燃燒室出口各處獲得的表觀燃燒效率差異比較大，隨著與凹槽面距離的增大，表觀燃燒效率從85%逐漸降低到30%左右。分析其原因，這應(yīng)該與燃燒室本身內(nèi)部構(gòu)型以及注入燃料本身的空間分布有關(guān)，因?yàn)橹边B式模型是在帶凹槽的上壁面使用半高注油支板，使得燃料分布更多地集中于凹槽一側(cè)。

4 結(jié)論

本文根據(jù)脈沖燃燒風(fēng)洞實(shí)際試驗(yàn)條件設(shè)計(jì)了用于脈沖燃燒風(fēng)洞流場(chǎng)氧氣組分濃度校核及超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室出口氣流組分分析的探針取樣－氣相色譜分析測(cè)量系統(tǒng)，并完成了探針取樣過(guò)程流動(dòng)分析。之后，分別在在風(fēng)洞流場(chǎng)中以及直連式模型冷態(tài)工況下對(duì)該測(cè)量系統(tǒng)進(jìn)行了校核，出口氣流中O2含量與理論值偏差小于5%，甚至低至0.4%。計(jì)算及試驗(yàn)結(jié)果均驗(yàn)證了系統(tǒng)的可靠性。

利用該組分取樣測(cè)量系統(tǒng)對(duì)來(lái)流馬赫數(shù)2.6燃燒工況下直連式燃燒室模型出口燃?xì)膺M(jìn)行了取樣分析，得到了O2、N2和CO2等主要產(chǎn)物的相對(duì)含量。并利用測(cè)量結(jié)果按全場(chǎng)的平均當(dāng)量比對(duì)燃料分布和燃燒情況進(jìn)行了簡(jiǎn)單評(píng)估。結(jié)果表明，燃燒室中各處燃料的分布以及燃燒情況存在較大的不均勻性，隨著離凹槽距離的增大，表觀燃燒效率從85%逐漸降低到30%左右。

下一步的工作將更多地關(guān)注取樣探針的冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和建立系統(tǒng)的測(cè)量精準(zhǔn)的評(píng)估體系，實(shí)現(xiàn)該測(cè)量系統(tǒng)在長(zhǎng)時(shí)間風(fēng)洞試驗(yàn)中的可靠應(yīng)用。

致謝:在系統(tǒng)設(shè)計(jì)及試驗(yàn)過(guò)程中，得到了李向東、毛雄兵、李宏斌、任虎、鄧和平、何粲等的大力幫助，特此表示謝意。

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Gas sam pling and analysis in pulse combustion w ind tunnel tests

Wu Jun*，Tan Yu，Liu Weixiong，Qing Long，Zhang Xiaoqing
(Airbreathing Hypersonic Technology Research Center of China Aerodynamics Research and Development Center，Mianyang 621000，China)

The gas composition at the scramjet combustor exit is necessary for the combustion efficiency evaluation.Based on the testing condition of the pulse combustion wind tunnel and the flow field environment at the exit of the scramjet combustor，a gas sampling analysis system was designed and established for the oxygen concentration calibrating in the flow field of the pulse combustion wind tunnel and then for the gas composition measuring at the exit of the scramjet combustor.The flow characteristics and the chemical reaction frozen in the probe during sampling were analyzed.The results indicated that the gas inbreathed by probe could be availably cooled and the chemical reaction could be quenched.The gas composition at the nozzle exit of the pulse combustion wind tunnel was measured for checking the gas sampling analysis system.The control sequence of the gas sampling system could suffice for the pulse combustion wind tunnel testing.The experimental results of the percentage composition of O2were agreed with the calculation results，and the deviation was less than 5%，even approached to 0.4%.At present，with the working condition of Ma=2.6 and fuel injection，the main components at the exit of the scramjet combustor，such as O2，N2and CO2were measured directly.The apparent combustion efficiencies for different locations were acquired through the experimental results.The variation of the apparent combustion efficiencies，in a manner，was found to be agreed with the fuel distribution.

pulse combustion wind tunnel;scramjet;combustor;component analysis;sampling

V211.752

A

10.7638/kqdlxxb-2015.0130

0258-1825(2016)03-0362-06

2015-07-23;

2015-09-30

伍軍*(1981-)，男，四川廣安人，碩士，助理研究員，研究方向:超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)技術(shù).E-mail:beiley1981@163.com

伍軍，譚宇，劉偉雄，等.氣體取樣分析在脈沖燃燒風(fēng)洞試驗(yàn)中的應(yīng)用［J］.空氣動(dòng)力學(xué)學(xué)報(bào)，2016，34(3):362-367.

10.7638/kqdlxxb-2015.0130 Wu J，Tan Y，Liu W X，et al.Gas sampling and analysis in pulse combustion wind tunnel tests［J］.Acta Aerodynamica Sinica，2016，34(3):362-367.