耿華東， 陳 一， 崔 巍， 胡長(zhǎng)淮， 苗慧豐， 吳 云

(空軍工程大學(xué)等離子體動(dòng)力學(xué)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安，710038)

新一代航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室朝著高溫升、低污染的方向發(fā)展，在高原、高空、吸雨等極端自然條件和進(jìn)氣畸變、過(guò)渡態(tài)等極端使用條件下的點(diǎn)熄火問(wèn)題也更為突出，熄火等燃燒不穩(wěn)定性現(xiàn)象是燃燒室設(shè)計(jì)和使用中所面臨的一個(gè)重要問(wèn)題[1-2]，傳統(tǒng)采用旋流、分級(jí)燃燒等物理控制方法已逼近火焰穩(wěn)燃能力的極限，難以滿足未來(lái)發(fā)展要求，所以迫切需要?jiǎng)?chuàng)新思路，探索新型的穩(wěn)定燃燒方法。等離子體點(diǎn)火與助燃技術(shù)通過(guò)其化學(xué)效應(yīng)、熱效應(yīng)、輸運(yùn)效應(yīng)以及裂解效應(yīng)實(shí)現(xiàn)對(duì)燃燒的調(diào)控，其作為一種新型的航空發(fā)動(dòng)機(jī)輔助燃燒技術(shù)，近年來(lái)受到國(guó)內(nèi)外的廣泛關(guān)注[3-5]。

在等離子體放電過(guò)程中，可以產(chǎn)生具有化學(xué)活性的組分、裂解燃料為輕質(zhì)烷烴，一方面可以降低反應(yīng)活化能，拓寬點(diǎn)火邊界，另一方面提高了火焰的傳播速度，增強(qiáng)了火焰的穩(wěn)定性[6]，能起到提高燃燒效率、擴(kuò)寬熄火邊界、降低污染等作用[7-10]。本文所采用的滑動(dòng)弧放電[11-12]是一種產(chǎn)生非平衡等離子體的典型方式，兼具熱等離子體和冷等離子體的特性[13]，在放電過(guò)程中產(chǎn)生大量的活性粒子、自由基團(tuán)等[14]，這些活性粒子直接作用于燃燒化學(xué)反應(yīng)，可以加速燃燒進(jìn)程、提高燃燒效率以及火焰的穩(wěn)定性[15]。文獻(xiàn)[16]通過(guò)對(duì)三電極滑動(dòng)弧放電等離子體反應(yīng)器中的電子溫度和氣體溫度進(jìn)行測(cè)量，研究了滑動(dòng)弧放電等離子體從平衡態(tài)等離子體向非平衡/非熱平衡等離子體轉(zhuǎn)變的機(jī)制，證明了滑動(dòng)弧放電的非平衡特性。文獻(xiàn)[17～18]開(kāi)展了滑動(dòng)弧等離子體激勵(lì)輔助甲烷燃燒的穩(wěn)定性研究，證明了滑動(dòng)的電弧可作為一個(gè)旋轉(zhuǎn)的先導(dǎo)火焰，為燃燒提供活性自由基團(tuán)并伴隨釋放熱量以維持火焰。文獻(xiàn)[19～20]研究了動(dòng)態(tài)燃燒條件下滑動(dòng)弧等離子體的助燃機(jī)制，認(rèn)為滑動(dòng)弧等離子體對(duì)預(yù)混旋流火焰穩(wěn)定性的增強(qiáng)和熄火極限的拓寬，一方面是放電對(duì)燃燒系統(tǒng)注入更多的能量，另一方面是放電擴(kuò)大了回流區(qū)域。從已公開(kāi)的結(jié)果看，目前滑動(dòng)弧等離子體點(diǎn)火助燃的研究主要集中于放電機(jī)理、反應(yīng)動(dòng)力學(xué)等基礎(chǔ)研究方面，而針對(duì)具體助燃裝置，特別是在航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室上的應(yīng)用研究還較少[21-22]，所以等離子體點(diǎn)火助燃裝置的研制亟待發(fā)展。

文獻(xiàn)[23]創(chuàng)新地提出了航發(fā)燃燒室頭部與三維旋轉(zhuǎn)滑動(dòng)弧放電等離子體激勵(lì)器相結(jié)合的方案，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了三維旋轉(zhuǎn)滑動(dòng)弧在改善航發(fā)燃燒室熄火性能上的可行性[24]。結(jié)果表明，通過(guò)旋轉(zhuǎn)滑動(dòng)弧等離子體助燃后，燃燒室燃燒效率、出口溫度場(chǎng)分布、熄火邊界均有一定程度的改善。但由于只有小部分燃油經(jīng)過(guò)放電區(qū)域限制了其助燃作用，且滑動(dòng)弧放電同時(shí)受到頭部?jī)杉?jí)反向旋流相互疊加的影響，導(dǎo)致其放電對(duì)環(huán)境的適應(yīng)性較弱。

本文在原有方案基礎(chǔ)上，通過(guò)改變滑動(dòng)弧放電的位置，研制了一種新型基于滑動(dòng)弧放電等離子體激勵(lì)的點(diǎn)火助燃裝置，即滑動(dòng)弧放電等離子體值班火焰頭部(以下簡(jiǎn)稱值班火焰頭部)，并開(kāi)展了值班火焰頭部放電特性的實(shí)驗(yàn)研究，通過(guò)分析不同空氣流量和輸入電壓對(duì)放電電弧動(dòng)態(tài)特性、滑動(dòng)模式、平均擊穿電壓、平均功率和平均旋轉(zhuǎn)角速度的影響，進(jìn)一步掌握新型滑動(dòng)弧放電等離子體值班火焰頭部放電規(guī)律，以更好地發(fā)揮值班火焰頭部的輔助燃燒性能。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及實(shí)驗(yàn)工況

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

值班火焰頭部放電特性的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖如圖1所示，實(shí)驗(yàn)裝置主要包括值班火焰頭部、滑動(dòng)弧電源、示波器、電壓探針、電流探針以及高速相機(jī)等。實(shí)驗(yàn)采用南京蘇曼公司生產(chǎn)的中頻單高壓等離子體電源(CPT-2000K)驅(qū)動(dòng)值班火焰頭部進(jìn)行放電，該電源頻率為5～25 kHz，最大峰值電壓為30 kV，最大輸出功率為500 W。以空壓機(jī)和高壓儲(chǔ)氣罐為氣源，使用氣體流量計(jì)調(diào)控入口空氣流量。其放電過(guò)程中的電壓和電流分別用電壓、電流探針進(jìn)行測(cè)量，由示波器進(jìn)行采樣，放電過(guò)程中的電弧形態(tài)由示波器觸發(fā)高速相機(jī)進(jìn)行拍攝(拍攝頻率10 000 Hz，曝光時(shí)間62.5 μs)。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖

1.2 新型滑動(dòng)弧等離子體值班火焰頭部

滑動(dòng)弧等離子體值班火焰頭部主要由文氏管、旋流器、燃油噴嘴以及喇叭口等組成，高壓電極布置在文氏管內(nèi)弧面處，燃油噴嘴共地，放電原理示意圖如圖2(a)所示，本文中定義為方案1?？諝馔ㄟ^(guò)一級(jí)旋流器在噴嘴與文氏管間形成旋流，當(dāng)施加高壓電時(shí)，在噴嘴與文氏管電極間擊穿空氣放電，形成初始的電弧，之后在旋流的驅(qū)動(dòng)下，電弧旋轉(zhuǎn)著一邊拉長(zhǎng)一邊向下游運(yùn)動(dòng)，這樣在噴嘴與文氏管之間就形成了較大范圍的滑動(dòng)弧中心放電區(qū)域，其放電效果如圖2(a)所示。由此充分發(fā)揮滑動(dòng)弧等離子體輔助燃燒的化學(xué)動(dòng)力學(xué)效應(yīng)和裂解效應(yīng)的優(yōu)勢(shì)，一方面，將對(duì)燃料空氣混合氣進(jìn)行滑動(dòng)弧放電，形成大量活性粒子，加快燃燒反應(yīng)速率；另一方面將大碳鏈的燃料斷碳鏈裂解為小碳鏈的氣態(tài)烷烴類燃料，降低燃燒反應(yīng)活化能、改善燃油噴霧品質(zhì)，強(qiáng)化與空氣的混合。圖3為滑動(dòng)弧等離子體值班火焰頭部的實(shí)物圖。

圖2 兩種頭部的結(jié)構(gòu)與放電效果

圖3 值班火焰頭部實(shí)物圖

方案1較原有方案(以下簡(jiǎn)稱方案2)的放電區(qū)域有明顯不同，前者利用一級(jí)旋流空氣驅(qū)動(dòng)，在噴嘴與文氏管之間形成中心滑動(dòng)弧放電，而后者則是利用一級(jí)、二級(jí)(旋向相反)混合后旋流空氣驅(qū)動(dòng)，在文氏管與喇叭口之間形成環(huán)形滑動(dòng)弧放電，此時(shí)文氏管接高壓極，而喇叭口接地，放電原理示意圖及放電效果如圖2(b)所示。

以上兩種方案均可完全匹配替換原裝的燃燒室頭部，不改變?cè)腥紵业慕Y(jié)構(gòu)特征，但方案2中，滑動(dòng)弧放電同時(shí)受到燃燒室頭部?jī)杉?jí)異向旋流的影響，導(dǎo)致其放電區(qū)域受流場(chǎng)影響較大，電弧的運(yùn)動(dòng)穩(wěn)定性較差，適應(yīng)不同來(lái)流條件的能力弱。而方案1中，滑動(dòng)弧放電僅受一級(jí)強(qiáng)旋流的驅(qū)動(dòng)，使得放電穩(wěn)定性較好，對(duì)放電電源參數(shù)要求較低，適應(yīng)來(lái)流條件范圍廣。從放電區(qū)域與噴霧結(jié)合的角度看，方案2中滑動(dòng)弧放電區(qū)域位于文氏管和喇叭口之間，只有在燃油霧化錐角較大的條件下，才能保證有一定的燃油經(jīng)過(guò)。而方案1的放電區(qū)域位于文氏管與燃油噴嘴之間，有效增加了燃油經(jīng)過(guò)放電區(qū)域的機(jī)率，更能發(fā)揮出滑動(dòng)弧放電對(duì)燃料的裂解作用。

1.3 實(shí)驗(yàn)工況

為研究不同空氣流量和輸入電壓對(duì)值班火焰頭部放電特性的影響，參考燃燒室頭部的實(shí)際使用工況，設(shè)置了7種不同的入口空氣流量(Wa=200～500 L/min)，和6種不同的輸入電壓(U0=140～240 V)，開(kāi)展放電特性實(shí)驗(yàn)，具體實(shí)驗(yàn)工況如表1所示。

表1 實(shí)驗(yàn)工況表

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 值班火焰頭部放電電弧動(dòng)態(tài)特性

當(dāng)空氣流量為450 L/min，電源輸入電壓為240 V時(shí)(輸入電壓指調(diào)壓器輸出供給等離子體電源的電壓，用U0表示)，值班火焰頭部的放電電壓(加載在滑動(dòng)弧放電電極兩端之間的電壓，也是通過(guò)示波器測(cè)量得到的電壓，不同于前文所述的輸入電壓)和電流波形如圖4所示。

圖4 電壓電流波形圖(U0=240 V; Wa=450 L/min)

圖4(a)為第0～100 ms的測(cè)量結(jié)果，由圖可見(jiàn)，該工況下滑動(dòng)弧放電電壓峰值約為9 kV，電流峰值約為7 A。從電流波形中發(fā)現(xiàn)有絕對(duì)值較大的脈沖峰值，且分布密集，而在某些較小時(shí)間范圍內(nèi)電流波形較為平穩(wěn)，幾乎沒(méi)有出現(xiàn)脈沖峰值。為詳細(xì)分析這兩種典型的電壓電流特征，取圖(a)中的第72～76.5 ms進(jìn)行觀察，如圖(b)所示，電壓電流波形表現(xiàn)出有兩種截然不同的特征，在第72.6～74.5 ms間，電壓峰值在不斷波動(dòng)，電流有明顯的正負(fù)向峰值；而在第74.5～75.7 ms內(nèi)，放電電壓幅值隨時(shí)間逐漸增大，電流較為穩(wěn)定，無(wú)明顯正負(fù)向峰值。

圖5為一組值班火焰頭部在該工況下的高速CCD照片(拍攝頻率為10 kHz，曝光時(shí)間62.5 μs)，對(duì)應(yīng)圖4(b)中第72.5～75.7 ms的波形，完整的展現(xiàn)了電弧擊穿、滑動(dòng)、發(fā)展最后熄滅的過(guò)程。圖中紅色虛線內(nèi)圈代表陰極噴嘴，紅色實(shí)線外圈代表陽(yáng)極文氏管。從圖中可知，放電電弧整體呈螺旋狀，電弧兩端沿著陰極噴嘴和陽(yáng)極文氏管進(jìn)行逆時(shí)針滑動(dòng)，電弧在陰極噴嘴端滑動(dòng)速度較快，在陽(yáng)極文氏管端滑動(dòng)速度略微滯后，因此放電電弧并不是由中心向外呈放射狀，而是蜿蜒曲折帶有一定旋向。圖中第72.6 ms為滑動(dòng)弧的起弧階段，此時(shí)電弧開(kāi)始出現(xiàn)并隨著時(shí)間的發(fā)展沿逆時(shí)針開(kāi)始滑動(dòng)；電弧在第72.6～74.5 ms這一階段為一種類型的宏觀滑動(dòng)模式，當(dāng)兩電極之間電壓達(dá)到擊穿電壓時(shí)，在陰極最先發(fā)生擊穿并形成電弧通道，電弧長(zhǎng)度較短且弧線上褶皺較多，尤其是起弧處呈現(xiàn)明亮的藍(lán)白色；電弧在第74.5～75.7 ms為另外一種宏觀滑動(dòng)模式，電弧在旋轉(zhuǎn)氣流的作用下在兩電極之間滑動(dòng)，該過(guò)程中電弧呈暗紫色，長(zhǎng)度較長(zhǎng)且更為蜿蜒，值得注意的是，電弧沿空氣旋流方向彎曲。電弧在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中逐漸被拉長(zhǎng)，電弧消耗的功率隨之增大，當(dāng)電源不能繼續(xù)維持電弧消耗的功率，電弧弧長(zhǎng)達(dá)到極值后熄滅；電弧在第75.7 ms進(jìn)入下一個(gè)放電周期，兩極間再次擊穿形成電弧，其發(fā)展過(guò)程與上述相同，周而復(fù)始，形成連續(xù)的旋轉(zhuǎn)滑動(dòng)弧。

圖5 值班火焰頭部放電電弧在某一周期內(nèi)的CCD照片

為更加直觀的描述電弧發(fā)展過(guò)程，取上述工況下第72.6、73、73.5、74、74.5、75、75.5、75.7 ms的共8張CCD照片，在同一坐標(biāo)系下進(jìn)行疊加，得到如圖6(a)所示的一組放電電弧運(yùn)動(dòng)軌跡圖，圖6(b)為方案2的一組電弧運(yùn)動(dòng)軌跡圖[25]。由圖可見(jiàn)電弧在一級(jí)旋流的作用下，沿逆時(shí)針呈螺旋狀在燃油噴嘴與文氏管之間滑動(dòng)，弧根在陰極噴嘴端旋轉(zhuǎn)速度較快，同時(shí)弧梢在陽(yáng)極文氏管旋轉(zhuǎn)，但速度略微滯后，電弧陽(yáng)極端點(diǎn)運(yùn)動(dòng)軌跡如圖中黃色虛線所示，由文氏管內(nèi)側(cè)逐步滑動(dòng)到外側(cè)，滑動(dòng)過(guò)程中電弧長(zhǎng)度逐漸增大，但亮度由明亮轉(zhuǎn)暗淡，蜿蜒更加明顯，電弧在長(zhǎng)度達(dá)到極大值后熄滅。

圖6 值班火焰頭部放電電弧某一周期內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡圖

2.2 值班火焰頭部放電電弧滑動(dòng)模式

2.2.1 擊穿伴隨滑動(dòng)模式(B-G mode)

圖7(a)是圖4(b)中第73.5～74.5 ms電壓電流波形的放大圖，從圖中可見(jiàn)，滑動(dòng)弧放電過(guò)程中伴隨著電壓電流的單向擊穿，單個(gè)電源放電周期約為60 μs。對(duì)圖中綠色虛線范圍內(nèi)的一個(gè)電源放電周期T(第74.11～74.17 ms)進(jìn)行分析，在第74.11 ms出現(xiàn)第一次擊穿，擊穿瞬間電壓急劇減小趨于零，電流同時(shí)產(chǎn)生一個(gè)極大的脈沖峰值，由圖5可知，此時(shí)放電電極間開(kāi)始出現(xiàn)電弧，電弧在旋轉(zhuǎn)氣流的作用下在兩極間滑動(dòng)且長(zhǎng)度逐漸增加，電弧消耗的功率及氣流與電弧之間的換熱同時(shí)增加，當(dāng)電源功率即將不能維持電弧消耗的功率時(shí)，該電弧的長(zhǎng)度、兩端電壓同時(shí)達(dá)到最大值[26-27]；第74.14 ms為前一個(gè)電弧即將消失而下一個(gè)新的電弧即將產(chǎn)生的臨界時(shí)刻，此時(shí)電壓電流波形發(fā)生了同樣的明顯變化，電壓幅值急劇減少趨于零，電流產(chǎn)生一個(gè)極大的脈沖峰值；在第74.17 ms進(jìn)入下一個(gè)電源放電周期，其放電過(guò)程與上一個(gè)周期一致。滑動(dòng)弧放電過(guò)程中伴隨著電流電壓?jiǎn)蜗驌舸28-29]，電弧長(zhǎng)度隨著擊穿電壓的增大而增加，電流有較明顯的脈沖信號(hào)，將這一電弧滑動(dòng)模式定義為伴隨擊穿滑動(dòng)模式(breakdown gliding mode, B-G)[28]。

圖7 電壓電流波形放大圖(U0=240 V; Wa=450 L/min)

2.2.2 穩(wěn)定電弧滑動(dòng)模式(A-G mode)

圖7(b)為圖4(b)中74.5～75.8 ms時(shí)間段的電壓電流波形放大圖，可以明顯看出在第74.5～75.7 ms之間電壓波形類似于幅值逐漸增大的正弦波，電流波形接近于一條直線，無(wú)明顯脈沖峰值，結(jié)合圖5可知，該階段電弧長(zhǎng)度與放電電壓峰值大小同步發(fā)展，電弧長(zhǎng)度達(dá)到最大時(shí)，電壓幅值亦達(dá)到最大約為7 kV。與B-G模式相比，每個(gè)電源放電周期中同樣存在兩次電壓幅值達(dá)到最大又急劇減小的時(shí)刻，但此時(shí)電流波形較為平穩(wěn)，未出現(xiàn)明顯的脈沖峰值。第75.7 ms處為電弧熄滅新電弧即將產(chǎn)生的臨界時(shí)刻，此時(shí)電壓電流波形出現(xiàn)短暫的急劇變化，之后滑動(dòng)弧放電再次趨于穩(wěn)定。綜上可知，在該模式下的電弧滑動(dòng)過(guò)程中，電流的擊穿信號(hào)僅僅出現(xiàn)在電弧產(chǎn)生或熄滅的臨界時(shí)刻，在穩(wěn)定滑動(dòng)階段則始終趨近于零。該電弧滑動(dòng)模式定義為穩(wěn)定電弧滑動(dòng)模式(steady arc gliding mode, A-G)。

由上述分析可知，值班火焰頭部在放電過(guò)程中存在兩種明顯不同的放電模式，分別為伴隨擊穿滑動(dòng)模式(B-G)和穩(wěn)定電弧滑動(dòng)模式(A-G)，這兩種放電模式的電流電壓波形存在明顯差異。在B-G模式下，滑動(dòng)弧放電過(guò)程中伴隨有單向擊穿，電壓電流波形呈現(xiàn)出正負(fù)向交替峰值；而在A-G模式下，除在滑動(dòng)弧產(chǎn)生的初始階段或兩個(gè)相鄰滑動(dòng)弧周期的臨界時(shí)刻發(fā)生單向擊穿外，電弧相對(duì)穩(wěn)定且不再發(fā)生擊穿現(xiàn)象。其主要原因在于A-G模式下滑動(dòng)弧隨著旋轉(zhuǎn)氣流運(yùn)動(dòng)，電弧形態(tài)逐漸變得蜿蜒且長(zhǎng)度逐漸增大，兩極間不再發(fā)生擊穿，電壓的幅值隨時(shí)間推進(jìn)逐漸增加，而電流波形則相對(duì)穩(wěn)定。

2.3 不同參數(shù)對(duì)電弧滑動(dòng)模式的影響

為研究不同空氣流量對(duì)值班火焰頭部放電特性的影響，根據(jù)A-G和B-G模式電壓電流特征，討論輸入電壓為180 V時(shí)，7種不同空氣流量對(duì)放電電壓、電流的影響規(guī)律，如圖8所示。圖中A-G和B-G模式所占總時(shí)間分布用不同顏色的陰影加以區(qū)分。

圖8 電壓、電流波形和2種模式分布圖(U0=180 V)

當(dāng)空氣流量增加時(shí)，值班火焰頭部的放電電壓和電流幅值逐漸升高，且電流的脈沖峰值朝更密集的趨勢(shì)發(fā)展。在空氣流量為200 L/min時(shí)，電壓幅值約為5 kV，電流幅值約為2.5 A，此時(shí)電流脈沖峰值密集程度最??；隨著空氣流量的升高，放電電壓和電流幅值逐漸增加，電流脈沖峰值密集程度增加；當(dāng)空氣流量提高至500 L/min時(shí)，放電電壓幅值達(dá)到10 kV，電流幅值達(dá)到6 A，此時(shí)電流的脈沖峰值最為密集。從兩種放電模式的占比變化趨勢(shì)來(lái)看，隨著空氣流量的增加，滑動(dòng)弧從相對(duì)穩(wěn)定A-G模式逐漸向不太穩(wěn)定的B-G模式轉(zhuǎn)變。在空氣流量為200 L/min時(shí)，幾乎全部為A-G模式；當(dāng)空氣流量增加到500 L/min時(shí)，B-G模式占主導(dǎo)地位。

當(dāng)空氣流量為400 L/min，不同輸入電壓條件下滑動(dòng)弧放電電壓、電流波形以及兩種滑動(dòng)模式所占總時(shí)間分布如圖9所示?？梢钥闯觯?dāng)輸入電壓增加時(shí)，放電電壓幅值逐漸降低，且電流的脈沖峰值疏密程度朝稀疏的趨勢(shì)發(fā)展。在輸入電壓為140 V時(shí)，放電電壓幅值約為8 kV，此時(shí)電流脈沖峰值密集程度最大；隨著輸入電壓的升高，放電電壓幅值以及電流脈沖峰值密集程度逐漸降低；當(dāng)輸入電壓升高至240 V時(shí)，放電電壓幅值下降到5 kV，電流的脈沖峰值密集程度最低。在輸入電壓為140 V時(shí)，幾乎不存在A-G模式，提高輸入電壓后，A-G模式的占比逐漸增加，輸入電壓達(dá)到240 V后，A-G模式占比達(dá)到最大。

圖9 電壓、電流波形和兩種模式分布圖(Wa=400 L/min)

為進(jìn)一步分析不同空氣流量和輸入電壓下值班火焰頭部放電過(guò)程中A-G與B-G模式的占比規(guī)律，對(duì)不同空氣流量和輸入電壓條件下的A-G模式所占比曲線進(jìn)行比較，如圖10所示。當(dāng)輸入電壓為140 V，隨著空氣流量從200 L/min增加到500 L/min，滑動(dòng)弧A-G模式占比逐漸從100%降低至0。流量的增加，當(dāng)輸入電壓為240 V，空氣流量為200、250、300、350 L/min時(shí)，滑動(dòng)弧始終完全處于A-G模式。在較小的流量下，滑動(dòng)弧在最小距離處擊穿，形成電弧通道后，低速氣流對(duì)電弧通道周圍電離的電子、離子擴(kuò)散作用有限，電源提供的能量大于電弧通道散失的能量，能夠維持電弧的持續(xù)存在，因此電弧一直隨著氣流驅(qū)動(dòng)的高電離度區(qū)域移動(dòng)，而不被吹熄滅。只有空氣流量增加到400 L/min才開(kāi)始出現(xiàn)B-G模式，而后隨著空氣流量的繼續(xù)增加，使得電弧的傳熱傳質(zhì)速率加快，電弧通道形成的電子和離子在高速氣流作用下很快被吹至下游位置，那么原來(lái)形成電弧通道的位置不再具備電弧通道持續(xù)存在的條件，電弧被吹熄。當(dāng)放電電壓達(dá)到下一個(gè)交流周期的峰值時(shí)，再次發(fā)生擊穿，形成電弧通道，形成了滑動(dòng)弧運(yùn)動(dòng)過(guò)程中伴隨有“擊穿-熄滅-再擊穿”現(xiàn)象，所以滑動(dòng)弧中B-G模式的占比也不斷增加。不難發(fā)現(xiàn)，當(dāng)輸入電壓足夠高時(shí)，放電將由A-G模式主導(dǎo)，而隨著空氣流量繼續(xù)增加，B-G模式占比逐漸增加，直至A-G模式消失。

圖10 不同空氣流量和輸入電壓條件下A-G模式占比

同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)空氣流量為200 L/min時(shí)，放電電弧在6種輸入電壓條件下全部以A-G模式為主，只有空氣流量超過(guò)200 L/min時(shí)B-G模式才開(kāi)始出現(xiàn)。在空氣流量為400 L/min，輸入電壓從140 V增加至240 V的過(guò)程中，滑動(dòng)弧中A-G模式占比從13.5%逐漸增加至96.2%。綜上所述，在同一空氣流量下增大輸入電壓，或在同一輸入電壓下減小空氣流量，A-G模式占比將隨之增加。

將兩種頭部方案的A-G模式占比進(jìn)行對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，在空氣流量為250 L/min，輸入電壓從140 V增大到240 V的過(guò)程中，方案1中A-G模式占比從85.6%增大到100%，而方案2[25]中A-G模式占比從0%增加到28.4%；在輸入電壓為240 V，空氣流量從250 L/min增加到500 L/min的過(guò)程中，方案1中A-G模式占比從100%降低到62.1%，方案2中A-G模式占比從28.4%降低到0%。以上結(jié)果說(shuō)明，兩種方案的電弧滑動(dòng)模式隨空氣流量、輸入電壓的變化規(guī)律基本一致，但總體來(lái)看，在同一工況下方案1更傾向于A-G模式，方案2更傾向于B-G模式。分析原因主要是方案1電弧滑動(dòng)僅受一級(jí)旋流的影響，而方案2同時(shí)受到兩級(jí)旋流互相疊加的影響，流場(chǎng)穩(wěn)定性較差，導(dǎo)致放電模式更傾向于B-G模式。

2.4 不同參數(shù)對(duì)平均擊穿電壓的影響

擊穿電壓用于表征兩極間氣體擊穿后導(dǎo)電能力的大小。為研究值班火焰頭部放電時(shí)空氣擊穿形成電弧的平均電壓，根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，繪制不同空氣流量和輸入電壓條件下的放電平均擊穿電壓如圖11所示。結(jié)果表明，擊穿電壓同時(shí)受到輸入電壓和空氣流量的影響。

圖11 不同空氣流量和輸入電壓條件下平均擊穿電壓

2.5 不同參數(shù)對(duì)平均功率的影響

當(dāng)空氣流量增加時(shí)，擊穿電壓相應(yīng)增加。在輸入電壓為140 V，空氣流量為200 L/min時(shí)，由圖11知此時(shí)A-G模式占主導(dǎo)地位，放電過(guò)程中僅在滑動(dòng)弧產(chǎn)生的初始階段或相鄰兩個(gè)滑動(dòng)弧周期的臨界時(shí)刻發(fā)生單向擊穿，其他時(shí)間內(nèi)電流沒(méi)有脈沖峰值，電弧滑動(dòng)相對(duì)穩(wěn)定，電源的能量主要用于維持電弧的滑動(dòng)與發(fā)展，此時(shí)擊穿電壓最低，為4 345.6 V。當(dāng)空氣流量逐漸增加時(shí)，電弧放電模式逐漸由A-G模式向B-G模式轉(zhuǎn)變，而在B-G模式中，滑動(dòng)弧放電過(guò)程中存在大量的反復(fù)擊穿且電弧持續(xù)時(shí)間較短，電流波形呈現(xiàn)正負(fù)向交替峰值，擊穿電壓和電流脈沖峰值不斷增大，當(dāng)空氣流量為500 L/min時(shí)，B-G模式占比達(dá)到最大，同時(shí)平均擊穿電壓達(dá)到最大為5 328.9 V。另一方面，擊穿電壓隨著輸入電壓的增加而降低。當(dāng)空氣流量為450 L/min，輸入電壓為140 V時(shí)，電弧滑動(dòng)模式由B-G模式主導(dǎo)，此時(shí)擊穿電壓為5 186.2 V，隨著輸入電壓的增大，A-G模式占比逐漸增高，電弧滑動(dòng)過(guò)程越發(fā)穩(wěn)定，電壓和電流脈沖幅值逐步降低，當(dāng)輸入電壓升高到240 V時(shí)，擊穿電壓降低至最低為4 547.7 V。

兩種方案在擊穿電壓的變化規(guī)律上是一致的，在空氣流量為250 L/min，輸入電壓從140 V增大到240 V的過(guò)程中，方案1擊穿電壓從4.6 kV降低到為4.15 kV，方案2[25]擊穿電壓從6.7 kV降低到5.26 kV。但同一工況下方案1的擊穿電壓明顯小于方案2，原因在于該工況下方案1的A-G模式占比始終在85.6%以上，而方案2的A-G模式占比最大為28.4%，B-G模式占比始終多于方案1，導(dǎo)致放電過(guò)程中存在大量反復(fù)擊穿，電流脈沖峰值明顯增多，因此擊穿電壓較大。

放電功率表示滑動(dòng)弧電源在單位時(shí)間內(nèi)所釋放的能量，其大小直接影響燃料及周圍空氣在單位時(shí)間內(nèi)所受到的裂解及電離程度，從而影響值班火焰頭部的強(qiáng)化燃燒效果。本文利用式(1)、(2)計(jì)算得到不同空氣流量和輸入電壓條件下滑動(dòng)弧放電平均功率如圖12所示。

(1)

P=E/(tend-t0)

(2)

式中：E為總能量；tend為終止時(shí)刻；t0為起始時(shí)刻；P為平均功率。

圖12 不同空氣流量和輸入電壓條件下平均功率

結(jié)果表明，平均功率同時(shí)受到輸入電壓和空氣流量的影響，其中輸入電壓的影響更為明顯。在同一空氣流量下，輸入電壓的增加均導(dǎo)致平均功率明顯增加。這是由于在同一空氣流量條件下，放電區(qū)域流場(chǎng)保持不變，增大輸入電壓導(dǎo)致維持放電電弧滑動(dòng)的兩端電壓增大，電弧單位時(shí)間內(nèi)消耗的電能增加。在空氣流量為200 L/min，輸入電壓為140 V時(shí)，平均功率最低為70.8 W，當(dāng)輸入電壓增加至240 V時(shí)，平均功率達(dá)到最大為117.2 W。當(dāng)保持輸入電壓，增大空氣流量時(shí)，放電平均功率在B-G模式出現(xiàn)之前逐漸增大，而在B-G模式出現(xiàn)后逐漸減小。在輸入電壓為220 V，空氣流量從200 L/min增加至350 L/min時(shí)，平均功率從110.7 W增加至115.5 W，當(dāng)空氣流量繼續(xù)增加，從350 L/min增加至500 L/min時(shí)，平均功率從115.5 W減小至111.6 W。這是因?yàn)樵谳斎腚妷簽?20 V，空氣流量少于350 L/min時(shí)電弧始終處于較為穩(wěn)定的A-G模式，空氣流量的增加使空氣旋轉(zhuǎn)速度較快，導(dǎo)致電弧旋轉(zhuǎn)速度增大，有利于電弧的運(yùn)動(dòng)與發(fā)展，電弧拉伸長(zhǎng)度增大，單位時(shí)間內(nèi)消耗的能量增大。但值得注意的是，滑動(dòng)弧放電的模態(tài)對(duì)功率消耗的影響也非常顯著。當(dāng)空氣流量超過(guò)350 L/min并繼續(xù)增大時(shí)，電弧中B-G模式開(kāi)始出現(xiàn)且占比逐漸增大，在該模式下，隨著流量的增大，使得電弧的傳熱傳質(zhì)速率加快，電弧通道形成的電子和離子在高速氣流作用下很快被吹至下游位置，那么原來(lái)形成電弧通道的位置不再具備電弧通道持續(xù)存在的條件，電弧還來(lái)不及滑動(dòng)就被吹熄，也就不需要較大的電流維持電弧的運(yùn)動(dòng)和發(fā)展，因此所需功率反而降低了。所以隨著流量的逐漸增大，一方面B-G模式的占比逐漸提高，而消耗的總功率隨之減小。

對(duì)比方案2可知，兩種方案放電平均功率的變化規(guī)律有顯著的差別。在輸入電壓為240 V，空氣流量從250 L/min增加到500 L/min時(shí)，方案1的放電功率在B-G模式出現(xiàn)前從117.7 W增大到125.7 W，在B-G模式出現(xiàn)后又減小到123.5 W，而方案2[25]的放電功率則從102.9 W持續(xù)增大到116.1 W；在空氣流量為250 L/min，輸入電壓從140 V增大到240 V的過(guò)程中，方案1的放電功率從70.2 W增大到117.7 W，而方案2的放電功率則從132.0 W持續(xù)降低到102.9 W?？傮w來(lái)看，方案1受流量和輸入電壓的影響小于方案2，但受A-G模式影響較大，A-G模式占比越大，放電功率越高，在越大的流量下工作，需要輸入一定較高的電壓，但不至于使其向A-G模式發(fā)生轉(zhuǎn)變。

2.6 不同參數(shù)對(duì)電弧平均旋轉(zhuǎn)角速度的影響

滑動(dòng)弧放電等離子體是通過(guò)在放電過(guò)程中產(chǎn)生大量活性粒子，作用于燃燒化學(xué)反應(yīng)，從而起到強(qiáng)化點(diǎn)火與輔助燃燒的作用，同時(shí)其直接作用于煤油引起的裂解效應(yīng)，更易于煤油的點(diǎn)燃與穩(wěn)焰。因此，放電電弧旋轉(zhuǎn)角速度的的大小，能夠直接影響到單位時(shí)間內(nèi)煤油與電弧的接觸面積，從而影響輔助燃燒效果。

本文利用CCD軟件處理并計(jì)算放電電弧的平均旋轉(zhuǎn)角速度，根據(jù)值班火焰頭部的放電形態(tài)，定義旋轉(zhuǎn)角速度ω為電弧在平面x-y上的旋轉(zhuǎn)角速度，計(jì)算示意圖如圖13所示。圖中點(diǎn)P1和Q1、點(diǎn)P2和點(diǎn)Q2分別為電弧在文氏管和噴嘴上的兩個(gè)端點(diǎn)。t時(shí)刻，電弧位于P1和Q1之間；t+Δt時(shí)刻電弧運(yùn)動(dòng)到P2和Q2之間，電弧映射到平面x-y上劃過(guò)的角度為Δθ，故電弧平均旋轉(zhuǎn)角速度Δω可由下式計(jì)算。

Δω=Δθ/Δt

(1)

式中：Δω為平均旋轉(zhuǎn)角速度；Δθ為旋轉(zhuǎn)角度；Δt為所用時(shí)間。

圖13 平均旋轉(zhuǎn)角速度計(jì)算示意圖

圖14為值班火焰頭部放電電弧平均旋轉(zhuǎn)角速度與空氣流量和輸入電壓的關(guān)系圖。在空氣流量相同，氣流旋轉(zhuǎn)速度相同的情況下，隨著兩級(jí)間輸入電壓的不斷升高，滑動(dòng)弧的旋轉(zhuǎn)角速度-逐漸降低。在空氣流量為500 L/min，輸入電壓為140 V的工況下，滑動(dòng)弧的平均旋轉(zhuǎn)角速度ω是2.59 rad/ms，由圖10、12可知，此時(shí)滑動(dòng)弧放電完全處于B-G模式，且放電平均功率最小(P=53.9 W)。隨著輸入電壓不斷增大，電弧滑動(dòng)模式中A-G模式占比逐漸增加，放電平均功率逐漸增加，兩電極間空氣的電離程度加深，因此旋轉(zhuǎn)氣流對(duì)電弧旋轉(zhuǎn)角速度影響減弱，進(jìn)而導(dǎo)致電弧旋轉(zhuǎn)角速度逐漸降低，當(dāng)輸入電壓增加至240 V，放電中A-G模式占比最大，放電平均功率達(dá)到最大(P=123.5 W)，旋轉(zhuǎn)角速度降至最小為2.24 rad/ms。

圖14 不同空氣流量和輸入電壓條件下平均旋轉(zhuǎn)角速度

相較于輸入電壓，空氣流量的大小對(duì)電弧旋轉(zhuǎn)角速度的影響更為顯著。在輸入電壓相同的情況下，隨著空氣流量的增加，氣流旋轉(zhuǎn)速度增加，電弧旋轉(zhuǎn)角速度明顯增加。當(dāng)輸入電壓為200 V，空氣流量為200 L/min時(shí)，由圖10、12可知，此時(shí)電弧滑動(dòng)模式為A-G模式，放電平均功率為100.9 W，電弧旋轉(zhuǎn)角速度為0.97 rad/ms；在空氣流量逐漸增大至500 L/min，放電平均功率從100.9 W增大至107.8 W，再降低至99.7 W，但旋轉(zhuǎn)角速度持續(xù)增大至2.33 rad/ms。

3 結(jié)論

本文在當(dāng)前航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室輔助燃燒頭部的研究基礎(chǔ)上，創(chuàng)新地研制了新型基于滑動(dòng)弧放電等離子體激勵(lì)的燃燒室點(diǎn)火助燃的值班火焰頭部，即值班火焰頭部，并針對(duì)其放電特性開(kāi)展了實(shí)驗(yàn)研究，著重分析了不同輸入電壓和空氣流量對(duì)其放電電弧動(dòng)態(tài)特性、滑動(dòng)模式、平均擊穿電壓、平均功率和電弧平均旋轉(zhuǎn)角速度的影響，得到結(jié)論如下：

1)值班火焰頭部工作時(shí)，在文氏管與噴嘴之間形成穩(wěn)定的旋轉(zhuǎn)滑動(dòng)弧放電區(qū)域，放電過(guò)程中存在A-G模式和B-G模式，且受到空氣流量和輸入電壓的顯著影響。A-G模式僅在放電初始階段有明顯擊穿，穩(wěn)定滑動(dòng)階段不再出現(xiàn)擊穿；而B(niǎo)-G模式在放電過(guò)程中始終伴有大量的單向擊穿。當(dāng)空氣流量足夠小(200 L/min以下)時(shí)，在140～240 V的輸入電壓下滑動(dòng)弧始終處于A-G模式；在同一空氣流量條件下增大輸入電壓，或者在同一輸入電壓條件下減小空氣流量，A-G模式占比將隨之增加。

2)滑動(dòng)弧放電過(guò)程中電弧平均擊穿電壓和平均旋轉(zhuǎn)角速度同時(shí)受到空氣流量和輸入電壓的影響。在輸入電壓一定時(shí)空氣流量增加或在空氣流量一定時(shí)輸入電壓減小，A-G模式占比減少，放電平均擊穿電壓和平均旋轉(zhuǎn)角速度都會(huì)隨之增大。

3)同一空氣流量下，放電平均功率隨著輸入電壓的增大而增大；但當(dāng)輸入電壓一定時(shí)，隨著空氣流量的增大，滑動(dòng)模式由A-G向B-G轉(zhuǎn)變，平均功率呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，并在兩種模式的過(guò)渡態(tài)附近達(dá)到極大值。當(dāng)輸入電壓為220 V，空氣流量從200增加至500 L/min的過(guò)程中，平均功率在350 L/min即B-G模式即將出現(xiàn)時(shí)達(dá)到最大。