0   引　言

达到风洞启动压力并维持运行压比是保证高超声速风洞正常运行的条件之一。高超声速风洞的运行压比较高，试验段气流通常不能直接排出洞体，需要依靠抽吸系统才能保证运行所需的压比条件^[1-2]。目前，高超声速风洞抽吸系统主要有真空抽吸系统和引射抽吸系统两种。引射抽吸系统具有结构简单、性能可靠、安装维护方便、运行时间长、建设成本低等优点，在风洞等气动试验设备中应用较多^[3-6]。为解决大型高超声速风洞抽吸背压低、总增压比高、抽吸范围宽、试验时间长等问题，通常需要为风洞配置多级引射器。实现引射器多级串联不是将单级引射器在结构上进行简单叠加，而需要对多级引射器系统的设计方法、总体布局、运行参数匹配、多级组合性能等进行研究。

本文根据高超声速风洞抽吸需求及引射器设计工况，采用一维气体动力分析方法对多级多喷管中心引射器开展性能计算与方案设计，同时开展有/无风洞主气流下的引射器性能抽吸试验，以获得不同级数组合与不同参数下的引射器工作性能，进而验证多级多喷管中心引射器设计方法的可靠性，探索多级多喷管中心引射器级间参数匹配的主要原则。

1   多级引射器设计方法

1.1   多级引射器工作原理

目前应用较多的引射器形式是环形引射器和多喷管中心引射器。环形引射器技术较为成熟，但引射效率不高，应用于大型高超声速风洞时引射气流消耗量大，且级数增加会造成设备规模庞大，运行与建设成本均较高；多喷管中心引射器将引射面积分成多个小喷管，增加了引射气流与被引射气流的接触面积，引射效率较高且结构紧凑^[7-9]。

单级多喷管引射器的增压比有限，不能完全满足高超声速风洞实际运行的要求。为实现更大增压比和更低抽吸背压的目标，需要将多个单级多喷管引射器前后串联起来，进一步提高多喷管中心引射器的抽吸能力。图1为多级多喷管引射器工作原理示意，其工作过程为：被引射气流首先与第一级引射器的引射气流进行掺混，气流经增压后进入第二级引射器成为第二级被引射气流，再与第二级引射器的引射气流继续混合增压，依次工作，直到经过多级引射器的连续混合增压达到最终的排气压力要求。

图  1  多级引射器工作原理示意

Fig.  1  Schematic of multi-stage ejector working principle

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1.2   引射器计算方法

引射器计算模型如图2所示，截面I、Ⅱ、Ⅲ分别为引射气流截面、被引射气流截面与混合气流出口截面。在稳态流动、绝热且不计摩擦的情况下，假定引射器入口截面处各股气流均匀、平直，混合气流出口截面流场也是均匀的，这样在相互作用区域的进出口截面上可以通过一维气体动力学质量守恒方程、动量守恒方程等基本方程来计算引射器性能^[10-15]。

图  2  引射器计算模型

Fig.  2  Calculation model of ejector

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在图2中，被引射气流参数在混合段入口截面以右下标1表示，如引射面积A₁、总压p₀₁、总温T₀₁、速度系数λ₁、气流流量（文中流量均指质量流量）m₁等；引射气流参数在混合段入口截面以右上$标\,'\, $表示；混合段出口截面参数以右上$标 '' $表示。在上述参数中，$p_{01}< p''_0 <p'_0 $。同时定义引射系数 k=$ {m_1}/{m'} $，引射面积比$ \alpha = {A'}/{A_1} $，膨胀比$ \sigma = {p'_0}/{p_0}_1 $，增压比$ \varepsilon = {p_0''}/{p_0}_1 $，温度系数$ \theta = {T_{01}}/{T_0'} $，冲量函数Z（λ）=λ+1/λ。根据引射系数及流量函数q（λ）定义，有：

若被引射气流与引射气流为同类气体介质，根据能量守恒方程，得混合气流总温与引射气流总温之比为：

根据质量守恒方程，有：

根据动量守恒方程，有：

当引射气流总压与流量不断增大，引射气流在混合段内占据的流通面积也不断增大，使得被引射气流在混合段内占据的截面积达到声速截面，引射器处于临界状态。在临界截面处，有补充方程：

式中，$\lambda '_j$为临界截面处引射气流速度系数。

当给定引射器几何轮廓、被引射气流及引射气流相关参数时，根据式（5）、（6）可计算出引射器达到临界状态时所需的引射气流总压，此时引射器达到最大抽吸能力。

1.3   多级引射器设计原则

多级引射器设计过程为：根据前一级引射器的具体形式，采用适当的设计方法计算出其混合室出口参数后，将其作为后一级引射器的被引射气流参数，再根据后一级引射器形式及相应的设计方法，进行后一级引射器计算。影响引射器性能的关键参数包括串联级数、引射马赫数、面积比、引射喷管数量及尺寸等，在引射器设计时宜考虑以下原则：

1） 给定条件下多级串联可实现高增压比，但级数过高会影响级间匹配、引射效率及建设成本等。空气引射器串联级数多为2～3级，一般不超过4级。

2） 综合考虑引射器尺寸及效率，一般引射面积比取0.2～0.5，且引射马赫数最好小于4，否则引射气流易发生冷凝，影响引射效果。

3） 对于引射混合过程，喷管数量越多，混合过程越快且越均匀，但面积比一定时，喷管数量越多、口径越小，喷管本身对超声速气流造成的摩擦损失越大，被引射气流的摩擦损失增加，同时结构设计难度也增大。

4） 混合长度影响混合效果的均匀性及流动损失。当引射喷管均匀布置，混合段长度可取混合段直径1/$\sqrt {{N}}$（N为引射喷管数目）的8～10倍。

由于一维分析方法基于理想模型和相关假设进行估算，忽略了结构形式对混合效率的影响，因此在引射器设计时需要考虑一定的调节余量。通常通过引射气流总压调节范围来保证调节余量。

2   多级多喷管引射器设计方案

2.1   风洞抽吸需求

根据Φ1.2 m高超声速风洞试验模拟能力要求，引射器系统主要为不同马赫数（Ma=5～8） 喷管在前室总压0.1～8.0 MPa范围内提供相应的抽吸压力条件，风洞典型运行工况参数如表1所示。通过对表1中风洞典型运行工况的气动计算，得出风洞运行压比（前室总压与抽吸背压之比）范围为40～235；取风洞洞体排气出口压力为105 kPa，主气流顺利排出风洞洞体所需的总增压比为3.1～87.5。选定Ma=7.0、来流总压0.2 MPa的运行工况为引射器设计状态点，其他马赫数下的低压工况为设计校核点。

表  1  风洞典型运行工况

Table  1  Typical operating conditions of wind tunnel

马赫数Ma	前室 总压p0/MPa	前室总温T0/K	主气流 质量流量 m/（kg·s–1）	抽吸 背压pb/kPa	风洞运行压比	排气总增压比
5.0	0.10	300	10.5	2.5	40	42.0
5.0	1.00	350	97.8	24.7	40	4.3
6.0	0.15	395	6.5	1.8	83	58.3
6.0	2.00	465	79.7	23.7	84	4.4
7.0	0.20	502	3.9	1.2	167	87.5
7.0	4.00	601	71.6	24.6	163	4.3
8.0	0.30	636	3.8	1.3	231	80.8
8.0	8.00	760	69.8	34.0	235	3.1

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2.2   引射器气动轮廓设计

Φ1.2 m高超声速风洞需要引射系统最大增压比达到 87.5，而单级引射器增压比的合理取值不宜大于6，故需要采用三级引射器串联。经综合比较，为提高引射性能、缩短混合长度和降低设备总体规模，确定选用基于等面积混合的三级多喷管中心引射器方案。通过计算，选取Φ1.2 m高超声速风洞三级多喷管引射器设计状态点及设计校核点状态参数如表2所示。

表  2  引射器设计参数选取

Table  2  Design parameters of the ejector

马赫数Ma	5.0	6.0	7.0	8.0
前室总压p0/MPa	0.1	0.15	0.2	0.3
前室总温T0/K	300	395	502	636
引射气流总温$T'_0 $/K	288	288	288	288
抽吸背压pb/KPa	2.5	1.8	1.2	1.3
总增压比$ \varepsilon _{总} $	42	58.3	87.5	80.8
引射级数n	3	3	3	3
平均单级增压比$\varepsilon ' $	3.48	3.88	4.44	4.32
被引射主气流速度系数λ1	0.58	0.56	0.55	0.54
被引射主气流马赫数Ma1	0.54	0.52	0.51	0.50

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根据前期风洞气动轮廓设计计算，确定引射器的入口直径为1.5 m。选取各级引射面积比α为0.2～0.5，根据各级引射面积比可以确定各级引射器混合段直径尺寸。各级混合室长度分别取各级混合段直径$ 1/\sqrt N $的10倍，各级引射喷管数量选取为12～24个。各级引射器多喷管在喷管出口截面方式分内外两层沿圆周均匀分布。三级多喷管中心引射器气动轮廓尺寸如图3所示。

图  3  引射器气动轮廓

Fig.  3  Aerodynamics scheme of the ejector

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3   引射器抽吸试验

3.1   试验方案

为了测定多级引射器工作性能，分析引射器级间工作参数的匹配影响，在Φ1.2 m高超声速风洞中分别开展了有/无主气流下的引射器抽吸性能试验。为便于定量分析引射器实际工作状态，在试验段舱内上部角落设置试验段静压测点（p_c），并沿引射器长度方向分别设置了第一级引射器入口前总压测点（p_t00）、第一级引射器混合段出口总压测点（p_t01）、第二级引射器混合段出口总压测点（p_t02）及第三级引射器混合段出口总压测点（p_t03），各测点总压通过总压耙进行测量。在第一、二、三引射器集气环上设置压力测点，分别采集第一、二、三级引射器引射总压$ {p'_{01}} $、$ {p'_{02}} $、$ {p'_{03}} $。引射器试验压力测点分布示意如图4所示。

图  4  引射器试验压力测点布置

Fig.  4  Arrangement of pressure measuring points for ejector test

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3.2   试验结果

3.2.1   无主气流抽吸试验结果

在关闭高温高压截止阀及试验段舱门的情况下，测试了无风洞主气流时的引射器抽吸性能，包括单级引射器性能试验、任意两级引射器组合性能试验和三级引射器串联组合性能试验。通过改变各级引射器的引射气流总压，测试不同级间工作参数匹配对引射器综合性能的影响。通过引射器控制系统控制各级引射器进气管路上的液动调压阀门行程，实现各级引射气流总压的调节。

图5为单级引射器运行情况下试验段静压随引射气流总压的变化曲线。结果表明：随着各级引射器引射总压的增大，试验段舱内压力均逐渐下降；但引射总压增大到一定程度后，各级引射器均会达到最大抽吸能力。由图5可知：第三级引射器单独工作时的最大抽吸能力约为5300 Pa，当引射总压超过1.25 MPa后，试验段静压变化趋于平缓，抽吸能力不再明显提升。这表明随着引射气流总压的升高，引射流量增大，被引射气流在混合段内占据的流通截面不断变小，导致被引射流量不再增加而发生流动堵塞。同时，在相同引射气流总压下，第一、二、三级引射器的引射能力逐级增强，这是由于在相同引射气流总压下，后一级引射器引射流量比前一级引射器的引射流量更大，从而引射了更多的被引射气流，提高了引射器的抽吸能力，使得试验段静压更低。

图  5  单级引射器抽吸压力随引射总压变化曲线

Fig.  5  Variation curve of suction pressure with ejection total pressure of single-stage ejector

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图6、7分别给出了单级引射器增压比随引射流量变化及增压比随膨胀比的变化情况。随着引射压力增高，引射流量增大，第一、二、三级引射器的增压比和膨胀比均不断增大。由于盲抽时被抽吸量相对于引射流量为小量，引射系数随着膨胀比和增压比的增大迅速降低。由于引射面积比α和引射马赫数均不变，随着引射器膨胀比的增大，增压比近似呈线性关系增大，这与式（3）中增压比与膨胀比的理论计算关系一致。

图  6  单级引射器增压比随引射流量变化曲线

Fig.  6  Variation curve of pressure radio with ejection flow of single-stage ejector

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图  7  单级引射器增压比与膨胀比的关系

Fig.  7  Relationship between pressure ratio and expansion ratio of single-stage ejector

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为测试两级引射器组合性能，分别开展了第一、二级组合，第一、三级组合，第二、三级组合工作时的引射器抽吸性能试验。试验时，固定所选两级引射器中某一级的引射气流总压，改变另一级引射器的引射气流总压，研究不同引射工作参数匹配下的引射器工作性能，图8为两级引射器组合工作时的抽吸能力。

图  8  两级组合工作引射器抽吸性能

Fig.  8  Combined working suction performance of two-stage ejectors

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通过图8中不同组合试验的结果对比发现，仅两级引射器组合工作时的引射器抽吸能力大致为：第二、三级组合 >第一、三级组合 > 第一、二级组合。其能力差别主要原因是后级引射器喷管数量多、引射面积大、引射流量大，使得后级引射器的抽吸能力大于前级引射器。当第二、三级引射器组合运行时，第一级引射器关闭，固定第二级引射气流总压为0.6 MPa，当第三级引射气流总压从0.8 MPa增大到1.0 MPa时，试验段静压迅速降低；当第三级引射总压超过1.0 MPa后，抽吸能力变化已趋于平缓，这也说明由于引射气流总压的提高，引射总流量不断增大而产生了流动堵塞效应。

表3为无主气流时三级引射器串联工作的抽吸试验数据。试验结果表明：随着三级引射总流量增大，抽吸能力逐渐下降。值得注意的是，较低的第一、二级引射总压反而可以达到较低的试验段静压。其主要原因是较大的前级引射流量会增大后级引射器的抽吸负荷，同时随着总引射流量的增大，过多占据了被引射气流在混合段内的流通面积，导致被引射流量不能继续增大甚至会减少，引射效果也随之不升反降。

表  3  三级引射器同时串联工作的抽吸试验结果

Table  3  Suction test results of three-stage ejectors working together

引射参数	工况 1	工况 2	工况 3	工况 4	工况 5	工况 6
${p'_{01} }$/MPa	1.0	0.8	0.75	0.6	0.6	0.4
${p'_{02} }$/MPa	1.0	1.0	0.6	0.6	0.8	0.6
${p'_{03} }$/MPa	1.2	1.2	1.2	1.2	1.0	1.0
pc/kPa	1.5	1.2	1.24	0.92	0.92	0.66
pt00/kPa	8.8	14.5	3.3	2.69	10.5	14.2
pt01/kPa	77.0	33.5	12.2	10.4	9.3	18.6
pt02/kPa	55.0	53.0	54.9	53.9	49.6	32.0
pt03/kPa	122.0	113.0	100.0	99.0	143.0	101.0
总引射流量/（kg·s−1）	1102.0	1068.0	923.0	896.0	868.0	765.0
第一级增压比	8.8	2.3	3.7	3.9	0.9	1.3
第二级增压比	0.7	1.6	4.5	5.2	5.3	1.7
第三级增压比	2.2	2.1	1.8	1.8	2.9	3.2

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通过试验发现，若某一级引射器引射压力选取不合适，会造成前后级引射器工作压力不匹配，导致前后级引射器气流混合过程中出现激波等流动损失，严重影响多级引射器组合的引射效果，也会造成引射气流能量的极大浪费。如表3所示，工况1、5均出现了第二、三级以及第一、二级引射压力极不匹配的情况，使得某级引射器未达到增压效果。

当三级引射器同时串联工作，第一、二、三级引射气流总压分别为0.4 、0.6 和1.0 MPa时，试验段静压最低可达到660 Pa，此时第一、二、三级引射器的各级增压比分别为1.3、1.7和3.2。因此，当三级引射器同时运行时，为保证较优的引射压力匹配以获得较高的引射效率与较低的抽吸压力，前级引射器引射气流总压不宜过大，第一、二、三级引射气流总压应逐级增大。

3.2.2   有主气流的抽吸试验结果

为了测试多级引射器在风洞实际运行过程中的工作性能，在风洞流场调试过程中对三级多喷管中心引射器系统进行了有主气流情况下的抽吸试验。引射系统工作参数由高超声速风洞启动压力比估算确定，风洞流场校测要求 Ma 为5～7的喷管对应气流总压范围为1～5 MPa。根据气动计算结果，仅启动第三级引射器即可满足风洞运行压比要求。

图9给出了第三级引射器在不同马赫数、不同来流总压下的引射系数试验结果与理论计算结果的对比，其中工况1～6分别对应马赫数为5、6、7时在两个不同前室总压下的运行工况。从图9可以看出：除了工况2、4的引射系数理论计算结果比引射器实际工作的引射系数稍高外，总体上引射系数理论计算结果与引射器实际工作性能基本吻合。产生偏差的原因可能是为了保证风洞快速启动及引射总压稳定控制，实际第三级引射总压为以0.1 MPa为阶梯给定引射压力（工况2为$ {p'_{03}} $=0.9 MPa，工况4为$ {p'_{03}} $=1.0 MPa），使得实际引射气流总压较理论计算值（工况2理论计算值为$ {p'_{03}} $=0.71 MPa、工况4理论计算值为$ {p'_{03}} $=0.91 MPa）偏高，导致引射流量额外增加，从而降低了引射器实际工作的引射系数。

图  9  引射器带主气流时实际引射性能与理论计算结果对比

Fig.  9  Comparison between actual ejector performance and theoretical calculation results with main air flow

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4   结　论

通过对Φ1.2 m高超声速风洞引射系统的设计计算及抽吸试验，得到以下结论：

1） 采用一维气体动力分析方法对多级多喷管中心引射器开展设计计算时，需要综合考虑串联级数、引射马赫数、引射面积比、引射喷管数量及尺寸等关键参数的影响。本文给出了相关设计选取原则。

2）通过无主气流时的引射器实际性能抽吸试验，获得了引射器多级组合工作的抽吸性能，总结分析了多级多喷管引射器的级间参数匹配原则。当三级引射器同时串联运行时，前级引射气流总压不宜过大，且第一、二、三级引射气流总压应逐级增加，才能保证较优的引射压力匹配，获得较高引射效率与较低抽吸压力。

3）有主气流时的引射器引射系数试验结果与理论结果吻合较好，表明本文多级引射器设计方法可行，设计结果可靠，可为高超声速风洞或其他地面气动试验设备的多级引射系统设计提供技术参考。