刘万龙，朱昊伟，赵 宏，胡旭坤，李 茂

（北京航天试验技术研究所，北京，100076）

0 引 言

为模拟上面级发动机的高空工作环境，在试验时必须创造一个近似高空条件的环境，进行发动机性能、可靠性以及启动特性等试验，这样的试验被称为高空模拟试验[1～3]。引射器的性能对高空模拟试验非常重要，国外在20世纪50～60年代做了大量的中心型超声速引射器的试验研究[4,5]，中国在该领域也进行了较多研究[6～8]。目前中国通常采用波瓣喷嘴或多喷嘴增强掺混的方式来提高引射器的性能[9～11]。开缝引射器与多喷嘴引射器的原理类似，但结构更加简单，俄罗斯中央风洞研究所对这种结构的引射器进行过相关研究。中国关于开缝引射器研究的文献较少，只有中国空气动力研究与发展中心进行过类似的研究[12,13]，其通过仿真表明喷嘴后缘开宽缝的环形引射器可以显著提高引射效率。为了研究高压缩比单级环形引射器的性能，以便用于大推力氢氧火箭发动机启动前的高空模拟，本文将基于一维管流的基本理论对环形引射器进行设计，分别加工开缝及不开缝环形引射器，并进行零负载下的对比试验研究。

1 引射器概述

1.1 引射器系统

环形引射器结构如图1所示，主要由环缝喷嘴、吸入室、混合室、二次喉道和扩散段 5部分组成。对于简单的引射器，混合室和二次喉道可以用直管混合段替代。

图1 环形引射器结构示意 Fig.1 Schematic Diagram of the Annular Ejector

1.2 引射器工作原理

压力较高的引射工质通过拉瓦尔喷嘴将压力能转换为动能，形成超声速射流，而被引射工质则由于与引射工质间的剪切作用被卷吸至混合段，射流边界层的紊流扩散作用使得两股流体发生质量、动量及能量交换。在扩散段中的混合流体的动能转化为压能，混合流体减速增压至一定的背压后排出引射器。在引射器内，流体可能要适应高背压的要求而产生激波，其波阵面可能位于二次喉道及扩散段中的任一截面。

2 环形引射器设计

2.1 环形引射器参数设计

本文基于一维管流的基本理论对引射器进行设计。根据流体力学知识，对于一维理想管流，气流在引射器喷嘴出口处膨胀成超声速，进入混合段后先是继续加速，之后通过激波变成亚声速流，静压变为与环境压力一致，如果此时的激波为正激波，正激波前的压力可以认为是极限真空压力。使用喷管流动的公式对混合段内的流动进行分析，不考虑摩擦及换热等损失，并假设在混合段激波前流动过程是等熵过程。根据正激波公式：

式中p2为正激波后压力，即环境背压（取值为理想大气压力）；p1为激波前压力；Ma1为混合段内正激波前马赫数（激波前马赫数）；k为比热比。p1的数值由p2及Ma1决定，Ma1是与面积比A1At（A1为混合段截面积；At为喷嘴喉部面积，对于环形喷嘴，指喉部环缝截面积）有关的参数，所以压强p1也是一个与A1At有关系的参数。根据p2及设定的Ma1可以求出理论极限真空p1，同理根据设定的理论极限真空p1和环境压力p2，也可以计算得到相应的Ma1。

根据一维管流理论，喷管面积比与Ma的关系为：沿程任意截面积A与最小截面积At比值是该处激波前马赫数Ma1及比热比k的函数。对于混合段正激波前有混合段与喉部面积比（简称喉道面积比）如下：

对于混合段正激波前气流的静压p1和总压p*都满足如下压力比关系：

设定Ma1、混合段截面积A1、环境压力p2（取标准大气压），根据式（1）计算得到理论极限真空p1，根据式（2）计算出喉部面积At，根据式（3）计算出理论临界启动压力p*。本文研究的是零负载的高压缩比环形引射器，由于没有被引射工质，设计时混合段直接采用直管形式，并在其后面设计了一个扩散段。

质量流量为

其中，

式中q为流量函数；λ为速度系数；R为气体常数；K为关于k、R的函数；T*为引射工质总温，T*=300 K；对于给定气体，k、R、K为常数，选择氮气作为引射工质。

设计混合段内径为Φ71.5 mm，中心体末端外径为Φ41.2 mm。部分设计值如表1所示。

表1 引射器部分理论设计参数 Tab.1 Theoretical Design Parameter of the Ejector Part

2.2 环形引射器开缝设计

文献[13]的仿真表明开缝数量大于6之后，增加缝数对性能提升不大。考虑到总体效率以及加工的方便，选择开缝数量为6、开缝率为11%的环形引射器研究，开缝率即缝总宽度（缝数与宽度的乘积）与所在圆周的周长比。为了降低流阻，选择沿着气流方向开狭长缝，开缝壁末端是连续的，避免引发振荡。

2.3 环形引射器结构设计

依据引射器理论设计参数，开展引射器结构设计，所设计的引射器主要包括中心体、外筒、扩散段等，引射器装配结构如图2所示，中心体与外筒1间的环缝组成引射器的喷嘴。

图2 引射器装配结构 Fig.2 Ejector Assembly Drawing

3 试验系统

3.1 高压大流量减压器试验装置及试验件

利用低温综合试验区氮气源，使用自主研制的高压大流量减压器及其试验装置进行压力调整和电磁阀开关控制，试验系统原理如图3所示，采用标定的声速喷嘴控制、测量气体流量。利用工控机、LDS 64位采集系统、485UBS转换模块、低压电源组成试验装置的测控系统，实现温度、压力参数的采集和反馈，电磁阀开关控制。可以在计算机上通过减压器控制器的PID参数设置界面对减压器出口压力进行设置。

图3 试验系统原理 Fig.3 Schematic Diagram of the Test System

在该试验装置出口处通过管道与引射器连接，并现场制作引射器支架和传感器支架，图4为引射器现场安装图，图5为开缝中心体和不开缝中心体照片。

图4 引射器现场安装情况 Fig.4 Ejector Field Installation

图5 开缝中心体及不开缝中心体 Fig.5 The Open Center Body and the Unstitched Center Body

3.2 测点及传感器

试验中需要测量减压阀前压力、声速喷嘴前压力（同时也是减压阀后压力）、声速喷嘴后压力、引射器入口压力、引射器真空压力等压力值，传感器编号及参数如表2所示，采用7个压力传感器分别测量这 7个位置的压力值。表2中P1～P5为常规MPa级压力传感器，测量值为表压，P1～P4用来测量前端管路中沿程的压力，P5用来测量引射器入口压力。P6及P7是真空压力传感器，测量值为绝对压力，用来测量引射器真空压力以及引射器出口的压力。

表2 传感器编号参数 Tab.2 Sensor Number Parameter

4 试验结果与分析

先后进行了两组试验：开缝引射器试验（第1组）、不开缝引射器试验（第2组），用来比较开缝与不开缝对引射器性能的影响。为了方便比较下文中的压力都采用绝对压力。

4.1 开缝引射器试验与分析

开缝引射器试验数据如表3所示。

表3 开缝引射器试验数据 Tab.3 Slotted Ejector Test Data Sheet

表3中压缩比ε为混合流体喷出的绝对压力pb与被引射工质的绝对压力pa之比，即ε=pbpa。试验 3～8引射器能够启动，试验1、2引射器没能启动，由于引射器入口压力较低，激波产生在引射器喷嘴内，从喷嘴出口进入混合段的气流为亚声速气流。亚声速气流也有一定的引射作用，相应的引射器真空压力分别为13 838 Pa（压缩比 7.3）、4634 Pa（压缩比 21.9），进入了传感器量程。试验 3～8，引射器均启动。启动后，随着引射器入口压力的提高，其相应的真空压力也提高。对试验数据进行分析，以1.181 MPa作为开缝引射器的临界启动压力，相应的极限真空压力等于 984 Pa，此时压缩比为 103。

典型引射器入口压力与真空压力对比如图6所示，对应的试验是试验5。引射器入口压力P5从0.101 MPa增加到 1.267 MPa，引射器真空压力从满量程降到 1022 Pa，并基本稳定，表明这次试验引射器正常启动。

引射器接近启动时典型入口压力与真空压力对比如图7所示，对应试验1。从图7中可以看出，随着引射器入口压力P5从 0.101 MPa 增加至 1.082 MPa，引射器真空压力从满量程振荡下降到13 838 Pa，压力极不稳定，表明引射器未完全启动。

图7 开缝引射器接近启动时典型入口压力与真空压力对照 Fig.7 Comparison of Typical Inlet Pressure and Vacuum Pressure at the Start of the Slotted Ejector

分析表3中正常启动的后6次试验数据，发现引射器启动后，随着入口压力增大，引射器真空压力也增大。引射器入口压力与真空压力对照如图8所示，从图8中可以看出，启动后引射器真空压力与入口压力之间有接近线性的递增关系，对其使用最小二乘法进行一阶线形拟合，得到拟合直线，其对应公式为

图8 开缝引射器入口压力与真空压力对照 Fig.8 Comparison Chart of Slotted Ejector Inlet Pressure and Vacuum Pressure

4.2 不开缝引射器试验与分析

不开缝引射器试验数据如表4所示。

表4 不开缝引射器试验数据 Tab.4 No-seam Ejector Test Data

试验1、试验2引射器未能启动，试验1的真空压力值超出了传感器的量程，所以未提供数据，试验2的真空压力为18 312 Pa（压缩比5.5），进入了传感器量程，但引射器未正常启动。之后的6次试验，引射器均启动，随着引射器入口压力的提高，其相应的真空压力也提高了。认为不开缝引射器临界启动压力为1.127 MPa，测得的极限真空压力为 6294 Pa，相应的压缩比为16.1。环形引射器开缝后，启动压力略有提升，试验表明在0.1 MPa以内。

开缝与不开缝环形引射器对真空压力的影响如 图9所示，开缝引射器的真空压力远低于不开缝引射器。理论上，部分高压气体作为支流通过开缝先进入中心体，对中心体内的气体进行引射。这两部分气体混合后，再由高压气体的主流对混合气体进行引射，实际上通过在环形引射器上开缝的方法实现了“两级引射”（也可以称为一级半引射）的效果。

图9 开缝与不开缝环形引射器对真空压力的影响 Fig.9 Effect of Open and Unslotted Annular Ejector on Vacuum Pressure

由图9可知，引射器启动前，随着引射器入口压力增大，对应的真空压力减小；引射器启动后，随着引射器入口压力增大，对应的真空压力逐渐增大，启动后引射器真空压力与入口压力之间有接近线性的递增关系。理论上此过程可解释为，引射器启动前，随着引射器入口压力的增大，引射气体膨胀后的速度增大，对被引射气体的混合卷吸能力增强，所以相应的真空压力逐渐减小；而引射器启动后，由式（3）可知，马赫数一定时，真空压力与总压成正比，此时随着引射器入口压力的增大，引射器的真空压力也相应增大。

5 结论与展望

基于一维管流的基本理论对环形引射器进行设计。设计加工了开缝及不开缝环形引射器，使用高压氮气进行零负载情况下试验，对开缝及不开缝环形引射器的启动压力及实现的真空压力作对比，结论为：

a）对于所设计的试验件，测得不开缝引射器的临界启动压力为1.127 MPa，极限真空压力为6294 Pa，压缩比约为 16.1；测得开缝引射器临界启动压力 1.181 MPa，极限真空压力为 984 Pa，压缩比约为 103。开缝后压缩比提升了6.4倍左右。

b）相比不开缝引射器，开缝引射器可以大幅降低零负载情况下真空压力，但启动压力也略有提升，试验表明在0.1 MPa以内。

c）引射器启动前，随着引射器入口压力的增大，对应的真空压力减小；在引射器启动后，随着引射器入口压力增大，对应的真空压力逐渐增大，启动后引射器真空压力与入口压力有接近线性的递增关系。

d）目前的试验表明，通过合理开缝，可以通过单级环形引射器实现1000 Pa以下的极限真空，可以应用在大推力氢氧火箭发动机启动前30 km高空模拟（相应压力为 1197 Pa）。

后续将开展带负载情况下，开缝引射器的性能研究，同时对开缝引射器机理进行进一步研究。未来还需要进行大尺寸开缝引射器性能的研究以及开缝引射器在多级引射器上应用的匹配情况研究。