0 引 言
微重力环境消除了浮力诱导的自然对流，使得常重力下被浮力效应掩盖的次级物理机制和燃烧现象得以显现，从而为在排除浮力干扰的流体条件下揭示燃烧的内在演化机制提供了理想环境。相较于短时间的地基微重力实验设施，空间站等航天器能提供长期稳定的微重力环境，为开展系统深入的燃烧科学研究创造了有利条件。自21世纪国际空间站投入长期运营以来，美国、欧洲等国家和地区依托燃烧实验集成柜和微重力科学手套箱开展了多项微重力层流与准静止环境下的燃烧实验，并取得一系列突破性成果。在液滴燃烧方面，Nayagam等[6-9]依托燃烧实验集成柜开展大直径液滴熄灭实验时，观测到地面难以捕捉的“冷火焰”现象，该阶段无可见火焰辐射，却能维持液滴蒸发产生可燃蒸汽；在气体燃烧方面，Irace等[10-12]利用多孔球形燃烧器对微重力下乙烯球形扩散火焰的辐射熄火特性开展了实验研究，并深入阐释了“辐射诱导增长”的物理机制。Kim等[13]基于相同的多孔球形燃烧器，拓展研究了乙烷、丙烷和正丁烷三种气态燃料的燃烧特性，系统对比了正向火焰（燃料从燃烧器流向氧化剂）和反向火焰（氧化剂从燃烧器流向燃料）的结构差异。在固体材料燃烧方面，Dehghani等[14-16]利用燃烧速率模拟器模拟固体材料的燃烧。结果表明，微重力环境下模拟材料的燃烧速率较常重力环境显著降低，且部分在常重力环境被认为是“阻燃”的材料，在微重力环境下却可能实现缓慢燃烧。Link等[17]依托微重力科学手套箱研究了低速逆向流条件下聚甲基丙烯酸甲酯圆柱体的火焰传播特性，发现微重力下材料的极限氧浓度显著降低。这些突破性发现充分证明了微重力实验在揭示燃烧新现象方面的不可替代性。
上述研究为燃烧科学作出了卓越贡献，但现有空间实验大多局限于层流或准静止环境。在实际航空航天动力与工业应用中，燃烧过程往往伴随着湍流运动。湍流运动与燃烧过程之间存在复杂的相互作用，由于湍流具有多尺度、非线性及随机性特征，其与高度非线性的燃烧化学反应发生强耦合，使得湍流燃烧成为一个极其复杂的多物理耦合过程。浮力诱导的大尺度涡常导致火焰锋面剧烈扭曲与褶皱，进而引发显著的热损失与燃烧不稳定；而小尺度涡则能在不破坏内反应层化学动力学的前提下，通过强化微观尺度的质量与热量交换，显著提升了燃烧速率和稳定性。在常重力环境下，强烈的浮力和自然对流会显著干扰湍流火焰结构，掩盖了关键的小尺度涡结构，使得现有观测手段难以在地面条件下捕捉小尺度涡结构或解析火焰区内的详细过程。相比之下，微重力环境显著扩展了燃烧的长度与时间尺度，为清晰观测湍流燃烧特性提供了理想条件。
1 功能和主要技术指标
湍流燃烧器的主要功能是研究微重力下小尺度弱强度湍流扩散和预混火焰的结构特性，以及着火和熄火机制。湍流PIV燃烧器的主要功能是结合粒子图像测速实现微重力下小尺度弱强度湍流燃烧流场的测量，获得流场速度分布等信息。
燃烧器固定在燃烧科学实验柜气体实验插件的燃烧器共用平台上，利用气体实验插件集成的电热丝点火器实现点火。燃料或预混气由燃烧器共用平台底部的进气口进入燃烧器，流经湍流网格后产生弱强度湍流，最终由喷嘴喷出。在研究弱强度湍流扩散燃烧时，燃料从燃烧器的中心孔喷入燃烧科学实验柜的静止环境中，氧化剂由环境气体提供，通过调节环境气体的氧化剂浓度，研究不同环境氧浓度对弱强度湍流扩散火焰的影响；在研究预混湍流火焰时，燃料和氧化剂的预混气体从燃烧器的中心孔喷出，通过调节预混气的当量比和预混气内的氧浓度，研究不同当量比和不同氧化剂氧浓度对弱强度湍流预混火焰的影响。研究弱强度湍流燃烧流场时，使用湍流PIV燃烧器，携带示踪粒子的气流经过湍流网格由喷嘴喷入燃烧科学实验柜，配合光学诊断系统完成流场测量。湍流网格尺寸、实验工况和示踪粒子粒径等参数将由地面实验确定。因此，两套燃烧器的主要功能如下：（1）利用湍流网格产生小尺度弱强度湍流火焰；（2）实现不同环境氧气摩尔分数下的弱强度湍流扩散火焰研究；（3）实现不同当量比、不同氧化剂氧浓度下的弱强度湍流预混火焰研究；（4）基于PIV技术完成弱强度湍流燃烧流场测量；（5）确保与燃烧器共用平台的机械接口和电接口匹配。
主要技术指标如下：（1）湍流网格目数。采用固定目数的湍流网格（具体规格通过地面实验确定为40~60目）。（2）实验工况。覆盖三种不同环境氧浓度的扩散火焰，以及三种不同当量比的预混火焰以及三种不同氧化剂氧浓度的预混火焰（通过地面实验确定）。（3）流场测量。示踪粒子的安全存储与稳定释放。
2 实验装置设计
实验装置利用气体实验插件提供的燃料和氧化剂，通过湍流网格产生小尺度弱强度湍流，开展不同环境氧气摩尔分数的扩散火焰、不同当量比和不同氧化剂氧浓度的预混火焰实验；通过燃烧科学实验柜的光学诊断系统，获得火焰温度场、碳烟浓度场、火焰结构、OH/CH弱光光谱，以及点火至熄灭全过程的火焰图像；并利用光学诊断系统的PIV系统和湍流PIV燃烧器携带的示踪粒子，完成弱强度湍流燃烧流场测量。为避免示踪粒子干扰光学测量或污染燃烧科学实验柜，优先开展燃烧温度场、火焰温度、弱光发光强度、火焰结构等测量实验，后续统一开展PIV流场测量实验。因此，研制湍流燃烧器用于燃烧温度、火焰结构和弱光光谱等常规实验；研制湍流PIV燃烧器专用于湍流燃烧流场测量。
燃烧器的机械与电气接口严格与燃烧器共用平台匹配，共用平台具体结构如图1 所示。根据《中国空间站科学实验资源手册》[20]，共用平台配备2个定位销与4个M3螺纹孔，用于燃烧器的定位和安装；提供燃烧中心管口和同流管口，实现实验气体供应；平台自带密封圈，因此燃烧器底座无需额外设计密封结构。为确保与点火系统配合并实现稳定点火，且火焰始终处于光学诊断系统的光窗范围内，燃烧器的包络尺寸控制在68 mm×60 mm×161 mm内。
湍流燃烧器采用圆管射流本生火焰的形式，喷嘴直径为2 mm，可在同一个燃烧器进行扩散火焰和预混火焰实验。燃烧器由安装底板、射流管、支撑架、上下固定法兰、喷嘴及湍流网格组成，湍流燃烧器具体结构如图2 所示。主体采用铝合金材质并经表面氧化发黑处理，以抑制反光对实验采集的影响，喷嘴选用不锈钢材质以耐受高温。安装底板尺寸为68 mm×60 mm，安装底板上刻有字母“R”对位标识，并设有定位孔与半封闭定位孔实现精准对位，底板通过4个M3钛合金松不脱螺钉安装在燃烧器共用平台上。湍流网格置于上下法兰之间，距喷嘴出口10 mm，设置密封圈确保气密性。射流管的长径比设计为80，确保气流在抵达网格前充分发展为层流，因此无需额外均流装置。实验时，气体经底部射流管进入，受网格扰动产生弱强度湍流后由喷嘴喷出燃烧。
湍流PIV燃烧器在湍流燃烧器的基础上集成了示踪粒子发生系统，主要包括安装底座、固定凸台、前后密封电磁阀、粒子发生器、射流管组件及喷嘴，湍流PIV燃烧器具体结构如图3 所示。针对微重力环境下微米级示踪粒子泄漏造成污染的风险，本装置设计了双电磁阀的冗余密封结构：前、后密封电磁阀分别位于粒子发生器两侧，与固定凸台集成一体，排除了粒子沿着上下游气路泄漏的可能性。非工作状态下，两侧电磁阀保持断电闭合，将粒子密封于发生器内，有效规避了长期存储过程中的示踪粒子泄漏风险；工作状态下，电磁阀通电开启，导通气路。实验流程如下：首先开启前后电磁阀，燃料由底部进入燃烧器，经前电磁阀进入粒子发生器并均匀携带示踪粒子，随后通过内部流道和后电磁阀，经射流管整流与网格扰动后由喷嘴喷出。配合光学诊断系统的连续激光器与高速相机，即可实现对微重力湍流燃烧流场的测量。
3 设计分析
环境试验是通过将产品放置在特定的环境下检测其结构完整性与性能表现，以验证其在运输和工作过程中的可靠性。环境试验通常包括力学试验、热循环试验和电磁兼容性试验等。燃烧器通过钛合金松不脱螺钉刚性连接于实验工装，严格按照空间应用系统货运飞船产品的环境试验规范进行单机力学试验。结果显示，燃烧器结构功能正常，各项指标均满足货运飞船的上行运输标准。在热循环试验方面，湍流PIV燃烧器集成了电磁阀，为考核其在变化温度环境下的动作可靠性与密封性能，对其进行了多轮热循环测试，并在高温段结束循环试验在每个循环的高温端或低温端稳定30 min后，进行3次热/冷启动测试，启动工作时长为在轨工作时间的20倍（10 min），充分验证了密封组件在极端温度交变下的结构完整性与抗疲劳能力。
针对湍流PIV燃烧器，还开展了示踪粒子储存密封性试验。微米级的固体示踪粉末须在随货运飞船上行发射前预先装填至示踪粒子发生器内，若在运输或在轨存储期间发生泄漏，不仅会污染空间站舱内环境，更可能危害航天员健康，因此其储存密封性至关重要。
为验证示踪粒子储存密封的可靠性，对湍流PIV燃烧器进行如下试验：首先，将已装填示踪粒子的燃烧器直接固定在工装上，进行货运飞船鉴定级力学振动试验，包括三个轴向多个频率的正弦扫描振动和随机振动试验；振动试验后进行氦气检漏，测得漏率为10−6 Pa·m3/s量级，满足密封性要求，证明燃烧器在上行运输段具备安全性。随后，在连通气路状态下对燃烧器开展多次寿命测试，单次循环中，控制电磁阀开启并通入气源30 s以释放粉仓内的部分粒子，随后切断气源并关闭电磁阀。测试连续进行了6次开关释放循环，次数为预定在轨操作次数的2倍，时长为预定工作时长的3倍。寿命测试结束后，分别对两个电磁阀进行密封性测量，漏率仍保持在10−6 Pa·m3/s量级。试验结果表明，湍流PIV燃烧器结构稳固、密封可靠，完全满足空间运输、长期储存及在轨工作的严格要求。
匹配试验是为了验证燃烧器与燃烧科学实验柜的机械接口和电接口的匹配性，探索安全稳定的实验工况，优化实验流程。试验结果表明，燃烧器与地面镜像柜匹配良好，在全流程实验过程中，各工况点火正常，光学诊断系统拍摄了清晰的火焰轮廓与结构图像，能够满足后续的空间科学实验需求。
4 地面实验与结果分析
4.1 地面实验设置
为研制燃烧器并筛选适宜的在轨实验工况，搭建了如图4 所示的地面实验系统。实验采用与空间载荷一致的燃烧器正样件，燃料选用甲烷，氧化剂为纯度99%的氧气，稀释剂为氮气，各组分气路均由质量流量控制器精确调控。为消除环境气流对火焰的干扰，平台外围设有防火围挡，构建了0.83 m×0.68 m×1.10 m的大范围实验空间。实验期间排气罩关闭；实验间隙开启排气罩与防火布进行通风换气，待实验空间内环境恢复初始状态后，再进行下一组实验。
气路在预混腔的上下游均装有单向阀，以防止气体回流。开展扩散火焰实验时，氮气与氧气气路关闭，甲烷经独立管路进入燃烧器。开展预混火焰实验时，甲烷、氮气与氧气经过质量流量计进入预混腔，腔内填充多孔介质以提高气体混合效率。其中，预混腔上游单向阀用于防止气体回流，避免流量误差；下游单向阀则作为防回火阀，防止回火。
图像采集系统分为常规成像与流场测速两部分。为研究火焰脉动特性，使用互补金属氧化物半导体（Complementary Metal Oxide Semiconductor，CMOS）相机记录火焰彩色图像，拍摄帧率设置为500 fps。PIV流场诊断系统则由功率40 W、波长628 nm的连续激光器和高速相机构成，相机镜头前加装628 nm窄带滤光片，拍摄帧率设为5 000 fps。
实验重点探究了空气氛围下不同流量的扩散火焰燃烧特性，以及不同当量比Φ和氧气摩尔分数$ {X}_{{{\text{O}}_{\text{2}}}} $ （氧氮混合成的氧化剂中氧气所占的摩尔分数）组合下的预混火焰特性。扩散火焰甲烷流量设置为0.160 SLM至0.080 SLM。预混火焰则固定出口流速为U=5.1 m/s，通过在不同$ {X}_{{{\text{O}}_{\text{2}}}} $ 参数下改变Φ以观测火焰稳定区间，具体工况如表1 所示。为符合空间站的安全性要求，燃烧实验的放热量需严格控制在100 W以内，实验中甲烷的最大供给流量设定为0.167 SLM。此外，关于湍流网格的特性在此前研究中已详细介绍[21]，此处不再赘述。
表 1 预混火焰工况表Table 1 Experimental conditions for premixed flames |
| 序号 | 当量比Φ | 氧气摩尔分数 | 流速U/(m/s) |
| 1 | 1.00~2.00 | 21.0% | 5.1 |
| 2 | 1.00~2.00 | 25.0% | |
| 3 | 1.00~2.00 | 27.5% | |
| 4 | 0.90~1.50 | 30.0% | |
| 5 | 0.80~1.50 | 32.5% | |
| 6 | 0.70~1.50 | 35.0% | |
| 7 | 0.60~1.50 | 37.5% | |
| 8 | 0.50~1.50 | 40.0% | |
| 9 | 0.50~1.50 | 42.5% | |
| 10 | 0.45~1.50 | 45.0% |
4.2 扩散火焰实验结果讨论
火焰中同时存在网格诱导的小尺度微弱湍流，以及浮力诱导的低频、大尺度宏观脉动。网格产生的扰动主要作用于增强流体的微观混合，使火焰表面产生细小的褶皱；但在常重力且极低射流速度的工况下，巨大密度差产生的重力体积力占据了主导地位，浮力驱动的大尺度周期性涡旋在宏观上“掩盖”了网格引发的小尺度湍流，导致火焰表现出整体性的剧烈振荡。预期在未来的空间实验中，随着浮力驱动的脉动消失，网格诱导的弱湍流将成为主导火焰微观演化的核心机制。
对时长2 s的火焰高度进行快速傅里叶变换（Fast Fourier Transform，FFT），频谱分布如图6 (b)所示。当流量在0.10 SLM及以上时，所有工况的振荡主频均在13.03±0.25 Hz附近，且不随流量的增大而发生偏移。这一频率特性与经典K-H不稳定性理论相符，即闪烁频率f主要遵循$ f\propto \sqrt{g/D} $ （g为重力加速度，D为喷嘴直径）的关系，表明对于特定几何尺寸的燃烧器，闪烁主频是受浮力控制的固有特征，而非由燃料射流的初始动量主导。
4.3 预混火焰实验结果与讨论
在相机曝光时间等参数保持一致的条件下，在恒定出口流速（U=5.1 m/s）下，不同氧气摩尔分数$ {X}_{{{\text{O}}_{\text{2}}}} $ 和当量比Φ的预混火焰形态如图7 所示。结果表明，在任意固定的Φ下，随着$ {X}_{{{\text{O}}_{\text{2}}}} $ 的增大，火焰内锥高度显著降低，锥角变大，且火焰亮度增大。这是由于提高氧化剂中的$ {X}_{{{\text{O}}_{\text{2}}}} $ 加快了化学反应速率，导致混合气的层流火焰速度（Laminar Burning Velocity，SL）增大，在恒定来流速度下，更快的SL使得火焰锋面向喷嘴上游推进，表现为火焰内锥高度的缩短。对于任意固定的$ {X}_{{{\text{O}}_{\text{2}}}} $ ，随着Φ从0.8（贫燃）逐渐增大至1.5（富燃），火焰高度呈现出先降低后升高的趋势。在向化学计量比靠近的过程中，反应速率加快导致高度下降；随着混合气向富燃方向偏离，燃料过剩导致不完全燃烧，整体燃烧放热率和反应速率下降，使得SL降低，为了维持稳定的燃烧，火焰必须拉长以增大反应表面积；同时火焰亮度出现先增大后减小的趋势，并在$ \mathit{\Phi }\text{≈ 1.1} $ 附近达到可视的最大亮度，绝热火焰温度（Adiabatic Flame Temperature，Tad）通常在微富燃侧达到峰值，此时化学反应速率最大，燃烧反应最为剧烈。同时，从图7 可以清晰地看出火焰颜色的演变：在贫燃状态（$ \mathit{\Phi }<\text{1.0} $ ）下，火焰呈现深蓝色，碳元素被充分氧化，发光主要由CH*自由基主导，短波长的CH*发光使得火焰在视觉上呈现出深蓝色；而在富燃状态（$ \mathit{\Phi }>\text{1.0} $ ）下，反应区内氧气量降低而碳原子浓度显著上升，导致C2*自由基的生成量增大，C2*的发射光谱波长相对较长，导致火焰的可视颜色向浅亮蓝色发生偏移。
当$ {X}_{{{\text{O}}_{\text{2}}}} $ =21%时，即便Φ增大到2.0仍无法维持稳定燃烧。这是由于混合气中高浓度氮气的热沉效应极大地抑制了Tad，导致该区间内混合气的SL远低于当前的来流速度U，化学反应特征时间远大于流动特征时间，从而无法维持燃烧。当25% ≤$ {X}_{{{\text{O}}_{\text{2}}}} $ ≤ 27.5%时，火焰在Φ较大时的富燃区域出现稳定燃烧现象。此时预混反应区内氧气严重匮乏，生成了大量如氢气和一氧化碳等高活性的中间产物；这些产物在射流剪切层处与卷吸的环境空气发生强烈掺混，产生了一层二次扩散火焰。二次扩散火焰的反应特征主要受组分混合速率，而非单一化学动力学主导，因此对高速气流表现出较强的抗吹拂能力。外层火焰不仅通过向内部预混气流提供持续的高温热量来预热未燃混合物，还向反应区根部输送了丰富的活性自由基（如OH、H等），增强了内部的富燃预混火焰的化学反应速率，从而大幅拓宽了富燃侧的熄火极限。随着$ {X}_{{{\text{O}}_{\text{2}}}} $ 逐渐增大至30%及以上，高氧环境显著提升了反应动力学速率，SL的大幅增加，使得火焰逐渐能够抵抗强气流吹拂，稳定区域迅速向贫油（富氧）侧扩展。
4.4 PIV实验结果与讨论
为了选定本装置用于产生弱湍流的网格参数，在0.16 SLM氮气流量下开展了不同目数（每平方英寸面积上的网格数量）网格的冷态PIV实验，并提取瞬时速度计算了0.5 s时间内的平均相对湍流度$ {u}^{\prime}/\overline{u} $ ，其中$ {u}^{\prime} $ 为y方向脉动速度，$ \overline{u} $ 为y方向平均速度。图9 为在轴向高度h = 4 mm处截面，分析不同目数网格作用下$ {u}^{\prime}/\overline{u} $ 随径向位置r的分布规律。结果显示，不同目数的网格对流场具有较为明显的扰动作用；各工况的$ {u}^{\prime}/\overline{u} $ 均呈现出中心高、两侧低的倒“V”形对称分布规律，$ {u}^{\prime}/\overline{u} $ 的峰值均出现在射流中心轴线附近，并向两侧径向延伸，逐渐衰减。
相对湍流度$ {u}^{\prime}/\overline{u} $ 随网格目数的增加呈现出先增大后减小的变化趋势。与0目无网格的基准工况相比，安装网格总体上提升了流场的湍流水平。当网格目数由30目增加至60目时，气流破碎与涡旋生成作用持续增强，中心最大$ {u}^{\prime}/\overline{u} $ 从5%逐渐增大至峰值7.1%。然而，当网格目数进一步增加至80目到100目时，$ {u}^{\prime}/\overline{u} $ 出现衰减趋势，100目工况下的$ {u}^{\prime}/\overline{u} $ 接近0目的层流状态。这一现象表明，网格扰动产生的弱湍流的效果受到网格几何尺寸的制约。选用尺寸适中的网格能有效破碎气流形成的涡旋，增强流场脉动；但当网格过密时，网格孔径变得狭小，此时流场内部的黏性耗散占据主导地位。壁面摩擦和耗散反而抑制了速度脉动。综上冷态流场测量结果，40~60目网格具有最佳的扰动能力，能够产生较为明显的弱强度湍流，最终选用50目网格安装于实验装置的正样件。
如图10 所示，流量为0.16 SLM时甲烷射流的冷态与热态燃烧的PIV实验粒子分布和对应0.5 s内的时均速度云图。对于图10 (a)的冷态流场，未燃气体流线平直。射流出口处最大速度约0.9~1.0 m/s，随着轴向高度的增加，由于周围静止空气的卷吸作用，中心轴线流速逐渐衰减。
尽管微重力火焰的自发热辐射背景有所减弱，但碳烟对PIV流场诊断的光学干扰却进一步恶化。高浓度且宽厚的碳烟会产生显著的激光消光效应，导致入射片光源在穿透火焰中心区时发生剧烈衰减，极大地削弱了示踪粒子的有效散射信号。同时，微纳米级的碳烟颗粒会对入射激光产生强烈的弹性散射，形成无法被常规滤光片物理剔除的同频背景噪声，会严重拉低PIV的信噪比。
鉴于上述严峻的光学挑战，后续空间站湍流燃烧实验中亟须采取更为优化的光学诊断策略。诊断激光光源应尽量避开碳烟热辐射峰值所在的近红外波段，使用短波长激光（如532 nm的绿光或者紫外波段）并增加激光功率，从而利用米氏散射标度律进一步增强示踪粒子的信号强度；同时，高速相机应配置半高全宽更小（如1~2 nm）的超窄带滤光片，以最大限度地压制宽频热辐射背景噪声，以实现微重力湍流燃烧流场的准确测量。
5 结 语
本文针对中国空间站微重力湍流燃烧的空间实验需求，完成了小尺度弱强度湍流燃烧实验装置（包含湍流燃烧器和湍流PIV燃烧器）的研制与地面验证。基于一系列环境试验与地面科学实验，得到如下结论：
（1）装置具备高可靠性与安全性。针对空间站的安全需求，创新设计的双电磁阀粒子发生系统表现出优异的密封性能，漏率严格控制在10−6 Pa·m3/s量级。该设计充分保障了示踪粒子的安全存储与受控释放，完全满足货运飞船上行运输及在轨长期储存的规范要求。
（2）探明了常重力下火焰的基础演化规律。地面匹配实验精细刻画了浮力诱导下扩散火焰的K-H不稳定性（脉动主频约13.03 Hz）；在常重力下构建的预混火焰稳定区间，清晰地反映了$ {X}_{{{\text{O}}_{\text{2}}}} $ 对预混火焰稳定范围的影响。这些地面基准数据为后续微重力环境下的对比分析奠定了坚实的实验基础。
（3）筛选了用于产生弱湍流的网格并验证了流场测量装置的可行性。冷态流场结果表明了相对湍流度随网格目数增加呈“先增后减”的规律，证明了40~60目网格能对流场产生较大扰动，中心最高湍流度约为7.1%，据此确定了正样件的网格目数为50目。热态流场测量实验观测到由弱动量向强浮力主导过渡的典型加速流场，不仅验证了本实验装置在PIV流场测量方面的可靠性，也为后续在空间站开展微重力对比实验提供了重要的地面参考。
综上所述，本文装置的各项技术指标均已达到预期设计要求，能够满足小尺度弱强度湍流燃烧空间科学实验目标的需求。未来的空间在轨实验将以此装置为平台，进一步排除常重力下浮力效应，有望在揭示小尺度涡与火焰面耦合机制、完善湍流燃烧理论方面取得突破。