耿華東， 陳 一， 崔 巍， 胡長淮， 苗慧豐， 吳 云

(空軍工程大學(xué)等離子體動力學(xué)重點實驗室，西安，710038)

新一代航空發(fā)動機燃燒室朝著高溫升、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氣畸變、過渡態(tài)等極端使用條件下的點熄火問題也更為突出，熄火等燃燒不穩(wěn)定性現(xiàn)象是燃燒室設(shè)計和使用中所面臨的一個重要問題[1-2]，傳統(tǒng)采用旋流、分級燃燒等物理控制方法已逼近火焰穩(wěn)燃能力的極限，難以滿足未來發(fā)展要求，所以迫切需要創(chuàng)新思路，探索新型的穩(wěn)定燃燒方法。等離子體點火與助燃技術(shù)通過其化學(xué)效應(yīng)、熱效應(yīng)、輸運效應(yīng)以及裂解效應(yīng)實現(xiàn)對燃燒的調(diào)控，其作為一種新型的航空發(fā)動機輔助燃燒技術(shù)，近年來受到國內(nèi)外的廣泛關(guān)注[3-5]。

在等離子體放電過程中，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，拓寬點火邊界，另一方面提高了火焰的傳播速度，增強了火焰的穩(wěn)定性[6]，能起到提高燃燒效率、擴寬熄火邊界、降低污染等作用[7-10]。本文所采用的滑動弧放電[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]，在放電過程中產(chǎn)生大量的活性粒子、自由基團等[14]，這些活性粒子直接作用于燃燒化學(xué)反應(yīng)，可以加速燃燒進程、提高燃燒效率以及火焰的穩(wěn)定性[15]。文獻[16]通過對三電極滑動弧放電等離子體反應(yīng)器中的電子溫度和氣體溫度進行測量，研究了滑動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)變的機制，證明了滑動弧放電的非平衡特性。文獻[17～18]開展了滑動弧等離子體激勵輔助甲烷燃燒的穩(wěn)定性研究，證明了滑動的電弧可作為一個旋轉(zhuǎn)的先導(dǎo)火焰，為燃燒提供活性自由基團并伴隨釋放熱量以維持火焰。文獻[19～20]研究了動態(tài)燃燒條件下滑動弧等離子體的助燃機制，認(rèn)為滑動弧等離子體對預(yù)混旋流火焰穩(wěn)定性的增強和熄火極限的拓寬，一方面是放電對燃燒系統(tǒng)注入更多的能量，另一方面是放電擴大了回流區(qū)域。從已公開的結(jié)果看，目前滑動弧等離子體點火助燃的研究主要集中于放電機理、反應(yīng)動力學(xué)等基礎(chǔ)研究方面，而針對具體助燃裝置，特別是在航空發(fā)動機燃燒室上的應(yīng)用研究還較少[21-22]，所以等離子體點火助燃裝置的研制亟待發(fā)展。

文獻[23]創(chuàng)新地提出了航發(fā)燃燒室頭部與三維旋轉(zhuǎn)滑動弧放電等離子體激勵器相結(jié)合的方案，并通過實驗驗證了三維旋轉(zhuǎn)滑動弧在改善航發(fā)燃燒室熄火性能上的可行性[24]。結(jié)果表明，通過旋轉(zhuǎn)滑動弧等離子體助燃后，燃燒室燃燒效率、出口溫度場分布、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)過放電區(qū)域限制了其助燃作用，且滑動弧放電同時受到頭部兩級反向旋流相互疊加的影響，導(dǎo)致其放電對環(huán)境的適應(yīng)性較弱。

本文在原有方案基礎(chǔ)上，通過改變滑動弧放電的位置，研制了一種新型基于滑動弧放電等離子體激勵的點火助燃裝置，即滑動弧放電等離子體值班火焰頭部(以下簡稱值班火焰頭部)，并開展了值班火焰頭部放電特性的實驗研究，通過分析不同空氣流量和輸入電壓對放電電弧動態(tài)特性、滑動模式、平均擊穿電壓、平均功率和平均旋轉(zhuǎn)角速度的影響，進一步掌握新型滑動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 實驗系統(tǒng)及實驗工況

1.1 實驗系統(tǒng)

值班火焰頭部放電特性的實驗系統(tǒng)示意圖如圖1所示，實驗裝置主要包括值班火焰頭部、滑動弧電源、示波器、電壓探針、電流探針以及高速相機等。實驗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)動值班火焰頭部進行放電，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。以空壓機和高壓儲氣罐為氣源，使用氣體流量計調(diào)控入口空氣流量。其放電過程中的電壓和電流分別用電壓、電流探針進行測量，由示波器進行采樣，放電過程中的電弧形態(tài)由示波器觸發(fā)高速相機進行拍攝(拍攝頻率10 000 Hz，曝光時間62.5 μs)。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖

1.2 新型滑動弧等離子體值班火焰頭部

滑動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^一級旋流器在噴嘴與文氏管間形成旋流，當(dāng)施加高壓電時，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)動下，電弧旋轉(zhuǎn)著一邊拉長一邊向下游運動，這樣在噴嘴與文氏管之間就形成了較大范圍的滑動弧中心放電區(qū)域，其放電效果如圖2(a)所示。由此充分發(fā)揮滑動弧等離子體輔助燃燒的化學(xué)動力學(xué)效應(yīng)和裂解效應(yīng)的優(yōu)勢，一方面，將對燃料空氣混合氣進行滑動弧放電，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)，強化與空氣的混合。圖3為滑動弧等離子體值班火焰頭部的實物圖。

圖2 兩種頭部的結(jié)構(gòu)與放電效果

圖3 值班火焰頭部實物圖

方案1較原有方案(以下簡稱方案2)的放電區(qū)域有明顯不同，前者利用一級旋流空氣驅(qū)動，在噴嘴與文氏管之間形成中心滑動弧放電，而后者則是利用一級、二級(旋向相反)混合后旋流空氣驅(qū)動，在文氏管與喇叭口之間形成環(huán)形滑動弧放電，此時文氏管接高壓極，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，不改變原有燃燒室的結(jié)構(gòu)特征，但方案2中，滑動弧放電同時受到燃燒室頭部兩級異向旋流的影響，導(dǎo)致其放電區(qū)域受流場影響較大，電弧的運動穩(wěn)定性較差，適應(yīng)不同來流條件的能力弱。而方案1中，滑動弧放電僅受一級強旋流的驅(qū)動，使得放電穩(wěn)定性較好，對放電電源參數(shù)要求較低，適應(yīng)來流條件范圍廣。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。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)過放電區(qū)域的機率，更能發(fā)揮出滑動弧放電對燃料的裂解作用。

1.3 實驗工況

為研究不同空氣流量和輸入電壓對值班火焰頭部放電特性的影響，參考燃燒室頭部的實際使用工況，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)，開展放電特性實驗，具體實驗工況如表1所示。

表1 實驗工況表

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 值班火焰頭部放電電弧動態(tài)特性

當(dāng)空氣流量為450 L/min，電源輸入電壓為240 V時(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(加載在滑動弧放電電極兩端之間的電壓，也是通過示波器測量得到的電壓，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的測量結(jié)果，由圖可見，該工況下滑動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)有絕對值較大的脈沖峰值，且分布密集，而在某些較小時間范圍內(nèi)電流波形較為平穩(wěn)，幾乎沒有出現(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，電流有明顯的正負(fù)向峰值；而在第74.5～75.7 ms內(nèi)，放電電壓幅值隨時間逐漸增大，電流較為穩(wěn)定，無明顯正負(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，曝光時間62.5 μs)，對應(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、發(fā)展最后熄滅的過程。圖中紅色虛線內(nèi)圈代表陰極噴嘴，紅色實線外圈代表陽極文氏管。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極文氏管進行逆時針滑動，電弧在陰極噴嘴端滑動速度較快，在陽極文氏管端滑動速度略微滯后，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為滑動弧的起弧階段，此時電弧開始出現(xiàn)并隨著時間的發(fā)展沿逆時針開始滑動；電弧在第72.6～74.5 ms這一階段為一種類型的宏觀滑動模式，當(dāng)兩電極之間電壓達到擊穿電壓時，在陰極最先發(fā)生擊穿并形成電弧通道，電弧長度較短且弧線上褶皺較多，尤其是起弧處呈現(xiàn)明亮的藍白色；電弧在第74.5～75.7 ms為另外一種宏觀滑動模式，電弧在旋轉(zhuǎn)氣流的作用下在兩電極之間滑動，該過程中電弧呈暗紫色，長度較長且更為蜿蜒，值得注意的是，電弧沿空氣旋流方向彎曲。電弧在運動過程中逐漸被拉長，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，電弧弧長達到極值后熄滅；電弧在第75.7 ms進入下一個放電周期，兩極間再次擊穿形成電弧，其發(fā)展過程與上述相同，周而復(fù)始，形成連續(xù)的旋轉(zhuǎn)滑動弧。

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)系下進行疊加，得到如圖6(a)所示的一組放電電弧運動軌跡圖，圖6(b)為方案2的一組電弧運動軌跡圖[25]。由圖可見電弧在一級旋流的作用下，沿逆時針呈螺旋狀在燃油噴嘴與文氏管之間滑動，弧根在陰極噴嘴端旋轉(zhuǎn)速度較快，同時弧梢在陽極文氏管旋轉(zhuǎn)，但速度略微滯后，電弧陽極端點運動軌跡如圖中黃色虛線所示，由文氏管內(nèi)側(cè)逐步滑動到外側(cè)，滑動過程中電弧長度逐漸增大，但亮度由明亮轉(zhuǎn)暗淡，蜿蜒更加明顯，電弧在長度達到極大值后熄滅。

圖6 值班火焰頭部放電電弧某一周期內(nèi)的運動軌跡圖

2.2 值班火焰頭部放電電弧滑動模式

2.2.1 擊穿伴隨滑動模式(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，滑動弧放電過程中伴隨著電壓電流的單向擊穿，單個電源放電周期約為60 μs。對圖中綠色虛線范圍內(nèi)的一個電源放電周期T(第74.11～74.17 ms)進行分析，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，電流同時產(chǎn)生一個極大的脈沖峰值，由圖5可知，此時放電電極間開始出現(xiàn)電弧，電弧在旋轉(zhuǎn)氣流的作用下在兩極間滑動且長度逐漸增加，電弧消耗的功率及氣流與電弧之間的換熱同時增加，當(dāng)電源功率即將不能維持電弧消耗的功率時，該電弧的長度、兩端電壓同時達到最大值[26-27]；第74.14 ms為前一個電弧即將消失而下一個新的電弧即將產(chǎn)生的臨界時刻，此時電壓電流波形發(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)生一個極大的脈沖峰值；在第74.17 ms進入下一個電源放電周期，其放電過程與上一個周期一致。滑動弧放電過程中伴隨著電流電壓單向擊穿[28-29]，電弧長度隨著擊穿電壓的增大而增加，電流有較明顯的脈沖信號，將這一電弧滑動模式定義為伴隨擊穿滑動模式(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)定電弧滑動模式(A-G mode)

圖7(b)為圖4(b)中74.5～75.8 ms時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，無明顯脈沖峰值，結(jié)合圖5可知，該階段電弧長度與放電電壓峰值大小同步發(fā)展，電弧長度達到最大時，電壓幅值亦達到最大約為7 kV。與B-G模式相比，每個電源放電周期中同樣存在兩次電壓幅值達到最大又急劇減小的時刻，但此時電流波形較為平穩(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)生的臨界時刻，此時電壓電流波形出現(xiàn)短暫的急劇變化，之后滑動弧放電再次趨于穩(wěn)定。綜上可知，在該模式下的電弧滑動過程中，電流的擊穿信號僅僅出現(xiàn)在電弧產(chǎn)生或熄滅的臨界時刻，在穩(wěn)定滑動階段則始終趨近于零。該電弧滑動模式定義為穩(wěn)定電弧滑動模式(steady arc gliding mode, A-G)。

由上述分析可知，值班火焰頭部在放電過程中存在兩種明顯不同的放電模式，分別為伴隨擊穿滑動模式(B-G)和穩(wěn)定電弧滑動模式(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，滑動弧放電過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，除在滑動弧產(chǎn)生的初始階段或兩個相鄰滑動弧周期的臨界時刻發(fā)生單向擊穿外，電弧相對穩(wěn)定且不再發(fā)生擊穿現(xiàn)象。其主要原因在于A-G模式下滑動弧隨著旋轉(zhuǎn)氣流運動，電弧形態(tài)逐漸變得蜿蜒且長度逐漸增大，兩極間不再發(fā)生擊穿，電壓的幅值隨時間推進逐漸增加，而電流波形則相對穩(wěn)定。

2.3 不同參數(shù)對電弧滑動模式的影響

為研究不同空氣流量對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，7種不同空氣流量對放電電壓、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，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發(fā)展。在空氣流量為200 L/min時，電壓幅值約為5 kV，電流幅值約為2.5 A，此時電流脈沖峰值密集程度最?。浑S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，放電電壓幅值達到10 kV，電流幅值達到6 A，此時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來看，隨著空氣流量的增加，滑動弧從相對穩(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，幾乎全部為A-G模式；當(dāng)空氣流量增加到500 L/min時，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弧放電電壓、電流波形以及兩種滑動模式所占總時間分布如圖9所示?？梢钥闯?，當(dāng)輸入電壓增加時，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發(fā)展。在輸入電壓為140 V時，放電電壓幅值約為8 kV，此時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，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，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，輸入電壓達到240 V后，A-G模式占比達到最大。

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程中A-G與B-G模式的占比規(guī)律，對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，滑動弧始終完全處于A-G模式。在較小的流量下，滑動弧在最小距離處擊穿，形成電弧通道后，低速氣流對電弧通道周圍電離的電子、離子擴散作用有限，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)動的高電離度區(qū)域移動，而不被吹熄滅。只有空氣流量增加到400 L/min才開始出現(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)放電電壓達到下一個交流周期的峰值時，再次發(fā)生擊穿，形成電弧通道，形成了滑動弧運動過程中伴隨有“擊穿-熄滅-再擊穿”現(xiàn)象，所以滑動弧中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，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

同時可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)空氣流量為200 L/min時，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200 L/min時B-G模式才開始出現(xiàn)。在空氣流量為400 L/min，輸入電壓從140 V增加至240 V的過程中，滑動弧中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模式占比進行對比可以發(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)果說明，兩種方案的電弧滑動模式隨空氣流量、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電弧滑動僅受一級旋流的影響，而方案2同時受到兩級旋流互相疊加的影響，流場穩(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空氣擊穿形成電弧的平均電壓，根據(jù)實驗結(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)對平均功率的影響

當(dāng)空氣流量增加時，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，由圖11知此時A-G模式占主導(dǎo)地位，放電過程中僅在滑動弧產(chǎn)生的初始階段或相鄰兩個滑動弧周期的臨界時刻發(fā)生單向擊穿，其他時間內(nèi)電流沒有脈沖峰值，電弧滑動相對穩(wěn)定，電源的能量主要用于維持電弧的滑動與發(fā)展，此時擊穿電壓最低，為4 345.6 V。當(dāng)空氣流量逐漸增加時，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，滑動弧放電過程中存在大量的反復(fù)擊穿且電弧持續(xù)時間較短，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，B-G模式占比達到最大，同時平均擊穿電壓達到最大為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，電弧滑動模式由B-G模式主導(dǎo)，此時擊穿電壓為5 186.2 V，隨著輸入電壓的增大，A-G模式占比逐漸增高，電弧滑動過程越發(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，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。

放電功率表示滑動弧電源在單位時間內(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化燃燒效果。本文利用式(1)、(2)計算得到不同空氣流量和輸入電壓條件下滑動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為終止時刻；t0為起始時刻；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)域流場保持不變，增大輸入電壓導(dǎo)致維持放電電弧滑動的兩端電壓增大，電弧單位時間內(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，平均功率最低為70.8 W，當(dāng)輸入電壓增加至240 V時，平均功率達到最大為117.2 W。當(dāng)保持輸入電壓，增大空氣流量時，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，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，平均功率從115.5 W減小至111.6 W。這是因為在輸入電壓為220 V，空氣流量少于350 L/min時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，有利于電弧的運動與發(fā)展，電弧拉伸長度增大，單位時間內(nèi)消耗的能量增大。但值得注意的是，滑動弧放電的模態(tài)對功率消耗的影響也非常顯著。當(dāng)空氣流量超過350 L/min并繼續(xù)增大時，電弧中B-G模式開始出現(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，電弧還來不及滑動就被吹熄，也就不需要較大的電流維持電弧的運動和發(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，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)對電弧平均旋轉(zhuǎn)角速度的影響

滑動弧放電等離子體是通過在放電過程中產(chǎn)生大量活性粒子，作用于燃燒化學(xué)反應(yīng)，從而起到強化點火與輔助燃燒的作用，同時其直接作用于煤油引起的裂解效應(yīng)，更易于煤油的點燃與穩(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，計算示意圖如圖13所示。圖中點P1和Q1、點P2和點Q2分別為電弧在文氏管和噴嘴上的兩個端點。t時刻，電弧位于P1和Q1之間；t+Δt時刻電弧運動到P2和Q2之間，電弧映射到平面x-y上劃過的角度為Δθ，故電弧平均旋轉(zhuǎn)角速度Δω可由下式計算。

Δω=Δθ/Δt

(1)

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

圖13 平均旋轉(zhuǎn)角速度計算示意圖

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，隨著兩級間輸入電壓的不斷升高，滑動弧的旋轉(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，滑動弧的平均旋轉(zhuǎn)角速度ω是2.59 rad/ms，由圖10、12可知，此時滑動弧放電完全處于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)氣流對電弧旋轉(zhuǎn)角速度影響減弱，進而導(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，由圖10、12可知，此時電弧滑動模式為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)動機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弧放電等離子體激勵的燃燒室點火助燃的值班火焰頭部，即值班火焰頭部，并針對其放電特性開展了實驗研究，著重分析了不同輸入電壓和空氣流量對其放電電弧動態(tài)特性、滑動模式、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，在文氏管與噴嘴之間形成穩(wěn)定的旋轉(zhuǎn)滑動弧放電區(qū)域，放電過程中存在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)定滑動階段不再出現(xiàn)擊穿；而B-G模式在放電過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，在140～240 V的輸入電壓下滑動弧始終處于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)滑動弧放電過程中電弧平均擊穿電壓和平均旋轉(zhuǎn)角速度同時受到空氣流量和輸入電壓的影響。在輸入電壓一定時空氣流量增加或在空氣流量一定時輸入電壓減小，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，隨著空氣流量的增大，滑動模式由A-G向B-G轉(zhuǎn)變，平均功率呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，并在兩種模式的過渡態(tài)附近達到極大值。當(dāng)輸入電壓為220 V，空氣流量從200增加至500 L/min的過程中，平均功率在350 L/min即B-G模式即將出現(xiàn)時達到最大。