支板喷射能够将燃料引入来流中心区域，解决燃料穿透深度不足的问题，支板前缘会形成弓形波和马蹄涡，尾部会形成回流区和流向涡，这些流场结构对燃料的掺混有很好的促进作用，但稳焰能力较差[2-3]。凹腔是广泛应用的火焰稳定器，具有良好的稳焰性能[1]。因此支板凹腔耦合构型的燃烧室得到了广泛的研究。King等[4-6]研究了支板凹腔耦合结构的流场结构，发现由于支板后存在的膨胀波，所形成的低压区加强了凹腔内的回流，使凹腔的质量交换率提高了3倍。Pitz和Carter[7]用数值方法对支板凹腔耦合区域的流场结构进行了研究，发现支板能够增强凹腔内的循环流动，并加快了剪切层的发展。Zhao等[8]利用PIV技术研究了凹腔内的冷态流动，发现支板前缘的弓形波与凹腔剪切层发现相互作用，从而使回流区增大，有利于火焰稳定。Hsu等[9]基于凹腔和支板耦合的超声速流场进行了研究，结果表明：支板喷注器可以有效提高点火能力并促进超声速流场的火焰稳定，支板侧喷效果更好；在凹腔内部注入空气可以很好地改善凹腔内部和支板尾部区域的燃烧，提高凹腔的稳焰范围。Ghodke等[10]在Hsu的基础上开展大涡模拟，对支板凹腔耦合区域的流场做了详细的分析。
但支板喷射容易造成热壅塞，且总压损失较大[11]。为了提高燃烧室推力，尽可能增加燃油当量比，日本Tomioka等[12-15]研究了分级喷射对燃烧性能的影响，以氢气为燃料，采用壁面和支板组合喷射方式，其中支板放置在燃烧室上游，壁面喷孔在支板下游。通过调节不同喷孔燃料分配比例，发现在不引起热壅塞的情况下，分级喷射可以喷注更多燃料，总当量比可以达到1或更高，燃烧效率优于单级喷射。通过对比喷孔位置发现，异侧壁面两级喷射(一级在支板，一级在壁面)的燃烧效率和最大壁面压力都高于同侧壁面两级喷射(两级都在壁面)，他们认为这是由于同侧壁面喷射时，下游含有大量第一级喷射的反应产物，因而降低了反应速度。他们还研究了分级喷射中喷孔相位位置的影响。数值研究[16-17]表明，分级喷射可以加强燃料的掺混，同时异壁喷射能够充分利用上级喷射后残留的氧气，在增加释热量的同时，提高了隔离段抗反压的能力。Yang等[18]的研究发现，分级喷射对双支板燃烧室的工作模态有很大影响。在亚燃模态，单级支板喷射燃烧性能更好，而在超燃模态，双级支板喷射有更好的表现。
国内相关研究较少，范学军等[19-20]在基于凹腔的燃烧室发现，双路喷射相对于单路喷射，燃料最大喷注当量比可以达到1.0以上，燃烧室推力增益最大可以提高约20%。
综上所述，支板凹腔耦合燃烧室兼具了凹腔良好的稳焰特性和支板较好的掺混性能，但在该构型下的分级喷射方案研究还不够深入。本文在纯净空气来流下，以煤油做燃料，研究壁面支板共同喷射下，壁面喷射当量比对燃烧性能的影响。
1 实验系统及工况 1.1 实验系统 本文采用蓄热式加热直连实验台[21]，可以为燃烧室提供纯净空气来流。实验系统由高压气源、蓄热器、拉瓦尔喷管、供油系统、排气系统以及采集系统构成，如图 1所示。实验采用快速阀门控制燃油供给，并使用可编程逻辑控制器(PLC)进行时序控制。高压空气进入燃烧室一定时间后，切换电磁阀使燃油喷入燃烧室，3 s后打开燃气发生器点火，工作1.3 s后关闭，燃烧室继续工作3.5 s。
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| 图 1 实验系统图[21] Fig. 1 Schematic of experimental system[21] |
| 图选项 |
由于燃烧室中温度和流速都很高，伸入流道的热电偶极易烧毁，难以获得流场温度数据，故本文以监测燃烧室侧壁静压分布为主。在燃烧室左侧中心位置，沿流向方向每隔30 mm布置一个压力传感器，除去喷嘴座、连接法兰干涉之外，一共41个。壁面静压测量采用绝对压力传感器，型号为威斯特中航CYB-20SJ，量程为0~1 MPa，误差为±0.25%。在燃烧室前的拉瓦尔喷管处设置来流总温测点，采用定制的S型热电偶，准确度为A级；来流总压由带水冷的总压耙测量，误差为±0.25%。
1.2 燃烧室构型 燃烧室的整体构型如图 2所示[21]，采用全高后掠支板，用以加强燃油掺混，支板后耦合上下凹腔，起到增强火焰稳定的作用。燃烧室喷孔均对称设置，壁面喷孔(W)位于距进口480 mm处，共设置了10×2个喷孔，直径均为? 0.4 mm。支板喷孔(S)位于距支板中部，共设置7×2个喷孔，直径均为? 0.5 mm。
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| 图 2 燃烧室结构简图 Fig. 2 Schematic of combustor |
| 图选项 |
1.3 实验工况 燃烧室来流马赫数为2，来流总温为1 048 K，总压为0.87 MPa。实验中均采用壁面喷孔和支板喷孔同时供油的方案，壁面和支板喷射当量比分别用ER1和ER2表示。实验采用的工况参数见表 1，实验共分2组，分别固定支板喷射当量比(ER2) 为0.70和0.80，改变壁面喷射当量比(ER1)，从而对比不同壁面喷射当量比对燃烧性能的影响。另外，燃烧室的总当量比变化范围从0.82~1.10，可以覆盖较宽广的工作范围。具体的工况见表 1。
表 1 实验工况 Table 1 Experimental operation conditions
| 工况 | 壁面喷射当量比 | 支板喷射当量比 | 总当量比 |
| 1 | 0.12 | 0.70 | 0.82 |
| 2 | 0.20 | 0.70 | 0.90 |
| 3 | 0.30 | 0.70 | 1.00 |
| 4 | 0.12 | 0.80 | 0.92 |
| 5 | 0.20 | 0.80 | 1.00 |
| 6 | 0.30 | 0.80 | 1.10 |
表选项
2 结果与分析 2.1 壁面喷射当量比的影响 图 3为不同喷射当量比工况壁面压力对比。为了对比不同工况的壁面静压分布，本文将壁面压力以工况1冷态时进口壁面静压为基准，将所有工况的壁面静压进行无量纲化。以工况1为例，其壁面静压在距燃烧室进口222 mm处开始抬升，直到支板对应的区域(560~900 mm)，上升趋势变缓，并在凹腔区域(900~1 030 mm)处壁面静压达到峰值。之后随着燃烧室流道的扩张，壁面静压开始下降，并在距离出口300 mm处压力下降变得缓慢。
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| 图 3 不同喷射当量比工况壁面压力对比 Fig. 3 Comparison of wall pressure among cases with different injection equivalence ratios |
| 图选项 |
对比支板喷射当量比为0.70的3个工况，可以发现随着壁面喷射当量比的增加，不同工况的压力分布趋势保持一致，但壁面静压抬升的初始位置逐渐提前，由工况1的222 mm，增加到工况3的接近燃烧室进口。同时，壁面静压分布曲线也整体升高，压力峰值也随之增加。但壁面压力分布在燃烧室后半段区别较小，3个工况的壁面静压曲线趋于一致。
联合2组工况对比可以发现，工况2和4的壁面静压曲线基本重合，工况3和5的壁面静压曲线基本重合，对比各自的当量比分布可以发现，这2组工况的总当量比接近，而壁面和支板喷射的燃油流量分配不同。由此表明，在燃油总当量比固定的情况下，壁面和支板喷射的分配比例对燃烧室影响不大。
同时注意到，对于工况6的情况，燃烧室进口处的壁面静压已经抬升至0.18 MPa，高于设计进口压力0.12 MPa，说明该工况条件下，燃烧室下游背压过高，导致激波串被推出隔离段，燃烧室进口处(28 mm)的静压升高。此时燃烧室实际上已经处于热壅塞状态，燃烧室进口出现溢流。而工况3和工况5总当量比为1.0，壁面静压从第2个传感器起即开始抬升，处于热壅塞的边缘。说明对于该构型的燃烧室，燃油喷射总当量比不能大于1.0，否则存在热壅塞的风险。一旦发生热壅塞，将导致来流空气流量减少，来流总压降低，从而影响燃烧室性能。同时热壅塞属于剧烈的非定常过程，可能造成燃烧室结构损坏。因此必须避免该情况发生。
2.2 一维分析结果与讨论 本文采用一维冲量法对壁面静压数据进行分析，具体模型和公式推导见文献[22-23]，可以得到燃烧室沿程的马赫数、总温、静温、总压的分布。
2.2.1 马赫数分布 图 4为通过一维分析得到的不同工况马赫数分布，趋势基本一致，都是在进口后马赫数逐步降低，在300~600 mm处降到声速以下，燃烧室实际上工作在亚燃模态。接着在凹腔后段达到整个流场马赫数最低值，为0.5左右。随着释热过程的结束，马赫数逐渐升高，在1 380 mm处达到声速以上，在出口前稳定在1.3左右。和壁面压力数据类似，工况2与4、工况3与5的马赫数曲线几乎重合。注意到随着总当量比的增加，工况1、工况2与4、工况3与5这3组工况，马赫数下降到1以内的位置逐渐向燃烧室上游移动，而在1 000 mm后的马赫数曲线基本重合。对于工况6，由于热壅塞，进口处的马赫数已经降到1.7左右，其最低马赫数为0.6，高于其他工况。
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| 图 4 一维分析马赫数沿程分布 Fig. 4 Distributions of Mach number from one-dimensional analysis along axial direction |
| 图选项 |
由于工况6已经发生溢流，因此在之后的分析中，不再分析其参数分布和燃烧性能。
2.2.2 总温和静温分布 图 5为不同工况总温的分布，通过文献[24]可以发现，基于此种喷射条件的燃烧都是从支板后方开始，因此本文一维分析选择支板后轴向位置900 mm处作为释热开始的位置。在凹腔段总温迅速上升，在凹腔后持续增长，说明燃料并未在凹腔内完全反应。在1 400 mm处有一个显著的降低，此处正好对应图 4中马赫数恢复到1以上的位置。最后在燃烧室末端趋于稳定。工况1~5的燃烧室出口总温由2 033.92 K增加到2 128.65 K，可以发现，出口总温随总当量比的增加而增加。
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| 图 5 一维分析总温沿程分布 Fig. 5 Distributions of total temperature from one-dimensional analysis along axial direction |
| 图选项 |
静温沿程分布见图 6，不同的工况有相同的趋势，在凹腔前缓慢上升，在凹腔后迅速上升。在1 200 mm达到最高点后保持一段距离，在1 400 mm由于激波的存在迅速降低，之后趋于稳定。
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| 图 6 一维分析静温沿程分布 Fig. 6 Distributions of static temperature from one-dimensional analysis along axial direction |
| 图选项 |
2.2.3 总压分布 图 7为不同工况的总压分布，可以发现工况2与4的总压在进口段先缓慢下降，在300 mm附近迅速下降。这表明由于总当量比较低，燃烧区背压较低，因此预燃激波串主要集中在200~400 mm区域。而对于工况3与5，一进入总压即迅速降低，表明预燃激波串被推至燃烧室进口处，燃烧室处于热壅塞边缘。600 mm后，2组工况的总压分布接近。进入凹腔后，由于释热的影响，总压迅速降低，超声速燃烧室中加热与总压损失存在如式(1) 所示关系：
 | (1) |
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| 图 7 一维分析总压沿程分布 Fig. 7 Distributions of total pressure from one-dimensionalanalysis along axial direction |
| 图选项 |
式中：Ma为马赫数；γ为气体绝热指数；T为总温。2组工况总压分布在1 200 mm后逐渐趋于稳定。
2.2.4 总压恢复与燃烧效率 表 2为不同工况出口总温、总压恢复系数和燃烧效率对比，燃烧效率采用焓增法[25]计算。对比工况1~3和工况4与5可知，保持支板喷射当量比一定时，随着壁面喷射当量比增加，总压恢复系数提高，同时出口总温也随着增加，但燃烧效率随之降低。
表 2 不同工况燃烧性能参数 Table 2 Combustion characteristic parameters under different operation conditions
| 工况 | 总压恢复系数/% | 出口总温/K | 燃烧效率/% |
| 1 | 48.3 | 2033.92 | 69.4 |
| 2 | 48.9 | 2100.31 | 69.0 |
| 3 | 50.5 | 2121.43 | 64.5 |
| 4 | 48.4 | 2089.50 | 67.1 |
| 5 | 50.1 | 2128.63 | 65.1 |
表选项
3 结论 本文在北京航空航天大学蓄热式纯净空气直连实验台上开展实验，对比研究了支板凹腔耦合燃烧室壁面喷射当量比的影响，得出以下结论：
1) 支板喷射当量比一定，随着壁面喷射当量比的增加，壁面压力峰值增加，壁面压力提升的起始位置前移。总当量比一定的情况下，壁面喷射当量比对壁面压力分布不大，壁面静压分布曲线基本重合。总当量比达到1.1时发生溢流。
2) 一维分析结果表明，点火后，马赫数在支板附近已经降为1.0以下，即来流速度降为亚声速，在凹腔处达到最低，马赫数为0.5左右。在距离出口1 380 mm附近达到声速，在出口达到1.3马赫数左右，燃烧室处于亚燃模态。
3) 保持支板喷射当量比一定，随着壁面喷射当量比的增加，总压恢复系数提高，出口总温增加，燃烧效率降低。
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