基于中紅外吸收光譜技術測量高溫流場CO濃度研究

胡尚煒, 殷可為, 涂曉波, 楊富榮, 陳 爽

中國空氣動力研究與發展中心 設備設計及測試技術研究所, 四川 綿陽 621000

0 引 言

CO是碳氫燃料不完全燃燒的標志性氣體。準確測量超燃沖壓發動機出口的CO濃度，是評估發動機燃燒效率的重要依據，對改進燃燒室設計和優化燃料配比具有十分重要的意義[1-2]。可調諧半導體吸收光譜技術(Tunable Diode Laser Absorption Spectroscopy, TDLAS) 作為一種基于吸收光譜的非接觸激光測量技術，具有結構緊湊、高時間分辨率和無流場擾動等優勢[3]，可為發動機地面臺架試驗高溫流場中的組分濃度、溫度等信息的定量測量提供有力技術支撐。

自2014年以來，中紅外TDLAS技術測量CO在國外已被廣泛應用于發動機燃燒診斷。2014年，美國斯坦福大學的Hanson課題組在UVaSCF超聲速燃燒平臺上，采用4.25和4.86 μm的量子級聯激光器，對燃燒尾氣中的CO、CO2進行了在線的摩爾分數監測[4]。隨后，美國空軍技術學院的Wakefield等采用4.58和4.40 μm的QCL半導體激光器，測量了燃燒尾氣中的CO和CO2濃度，從而計算出燃燒效率[5]。2016年，美國空軍實驗室的Busa等將近紅外(1.39 μm)TDLAS和中紅外(2.70和4.80 μm)TDLAS集成到一套光路共軸的測量系統上，在Wright-Patterson空軍基地的RC-22超燃沖壓發動機上進行實驗，實現對靜態溫度和H2O、CO、CO2組分摩爾分數的測量[6]。此外，ONERA、DLR等航空航天研究中心都已經具備了中紅外吸收光譜技術測量CO的能力。

在國內，TDLAS技術測量CO的研究主要集中于近紅外波段和常溫環境[7-10]，而高溫燃燒場CO的研究仍處于起步階段，在航空航天領域燃燒場的應用較少。浙江大學徐婷采用2.3 μm的DFB激光器對C3H8/AIR火焰中的CO濃度進行了測量[11]。但近紅外波段譜線強度較弱，在高溫燃燒場中容易受燃燒產物CO2和H2O的影響。中國科學院安徽光學精密機械研究所彭于權利用近紅外DFB和中紅外ICL布置相互垂直的兩路光線，分別實現平面火焰H2O溫度和CO濃度的測量[12]。但雙光路的測量方案應用于發動機臺架試驗存在以下2個問題。首先，以相互垂直的光路測量非均勻燃燒場溫度，2個光路測量的溫度不相同，以測量H2O的溫度替代CO的溫度來計算CO濃度，會引入測量誤差;其次，對于測量發動機出口位置的CO濃度，相互垂直的測量光路布置困難，易受現場強振動、強氣流等干擾。

本文構建單光程中紅外TDLAS測量系統，在同一光路上實現高溫流場CO溫度和濃度的同時測量。該測量方案主要具有以下優勢：1) 采用中紅外吸收光譜技術。CO中紅外波段的譜線相較近紅外而言，具有吸收最強、譜線豐富、受其他氣體干擾小的特點。2) 采用單光路設計。臺架試驗現場通常測量空間受限，很難布置復雜的測量光路，而且采用額外光路會因測量光路差異而引入測量誤差。3) 測量系統簡潔。在超燃沖壓發動機臺架試驗中，測量環境十分惡劣，簡潔的系統能夠減少強振動、強氣流造成測量光路偏移的影響。

1 基本原理

TDLAS技術的基本原理是Beer-Lambert定律[13],它描述物質對某一波長光吸收的強弱與吸光物質的濃度及介質厚度的關系。一般表達式如下:

It=I0exp[S(T)·ψ(υ)·p·χ·L]

(1)

式中,I0、It分別為入、出射光強，ψ(ν)為積分面積歸一化吸收線型函數(整個頻域上積分為1)，cm；p為測量環境壓力，atm；χ為吸收組分摩爾濃度，L為吸收光光程，cm；S(T)為吸收譜線的線強，cm-2·atm-1，是溫度T的函數。

(2)

式中，υ0為譜線的中心頻率，cm-1；h為普朗克常數，J·s；c為真空中的光速，cm/s；k為玻爾茲曼常數,J/K;E為分子躍遷的低態能級值,cm-1；Q(T)為吸收組分分配函數。

為方便描述，這里定義積分吸光度A為(環境壓力和濃度均勻的情況)：

(3)

當吸收介質均勻時，沿同一光路的溫度、壓力、濃度均相同，吸光度比值即為線強之比。

(4)

由公式(4)可知，可以通過測量2條吸收譜線的積分吸光度比值來反推溫度。在獲得溫度的基礎上，可由公式(2)計算出此溫度下的線強，進一步可獲得組分濃度：

(5)

2 實驗系統設計

本文主要構建基于中紅外TDLAS技術的單光路檢測系統，如圖1所示。檢測系統主要由信號發生器、激光器、濾光片、光電探測器以及采集卡組成。其中信號發生器可以提供頻率為20 Hz～1 MHz的鋸齒波信號。系統光源采用中紅外波段的量子級聯激光器，其輸出波長可通過溫度控制調諧到2060 cm-1附近，能在2050～2071 cm-1范圍內實現連續無跳模調諧。平面火焰爐采用McKenna平面火焰爐，中間爐面直徑為60 mm，該爐可在火焰外圍通入一圈氮氣來隔絕空氣，并通過高精度的流量控制器控制甲烷和空氣的當量比。氣體池采用不銹鋼材質，長度為100 mm，直徑為25.4 mm，窗片材質為氟化鈣。濾光片中心頻率為4.75 μm，帶寬為400 nm，能夠有效抑制火焰紅外輻射雜散光。采用NI USB-6361型信號采集卡，單通道最大采樣率為2 MHz，可保證對吸收信號進行有效采集。采用Omega公司的S型熱電偶對平面火焰CO溫度測量結果進行驗證，其偶絲直徑4 mm，測量精度1 K，熱電偶高溫輻射損失為25 K。

圖1 實驗系統設計示意圖Fig. 1 Schematic diagram of wavelength modulation experimental device

3 測量譜線的選取

根據譜線選擇原則，選取合適的吸收譜線非常關鍵，可以提高測量的靈敏度和精度，為CO濃度準確測量提供保證[14]。

CO在近紅外第一泛頻帶、第二泛頻帶以及中紅外基頻帶都有吸收，但CO氣體分子在中紅外基頻帶譜的吸收屬于基頻躍遷，譜線吸收最強。同時，碳氫燃料燃燒產物中主要包括CO、CO2和H2O,因此，結合HITRAN2016數據庫光譜數據[15]，對1300 K時CO、CO2和H2O在2000～2250 cm-1光譜區的譜線吸收強度進行仿真，如圖2所示。

由圖2可知，在中紅外波段內CO幾乎不受其他氣體干擾；大多數的CO譜線強度比H2O和CO2的譜線強度高1個量級；CO還具有豐富的譜線可供選擇，這些先決條件為測量系統的高靈敏度檢測提供了有力保證。本文在波長4.86 μm附近的中紅外波段，根據譜線強度、溫度敏感性和激光器工作溫度3個方面，選取適用于高溫條件下CO測量的譜線。

圖2 CO、CO2和H2O 2000～2250 cm-1內吸收譜線強度Fig. 2 The absorption line -strength of CO、CO2 and H2O at the range of 2000～2250 cm-1

3.1 譜線強度

為了研究波長2060 cm-1附近的吸收譜線，仿真了溫度在1300 K時吸收譜線線強較強的5對譜線，如圖3所示：

圖3 溫度在1300 K時2050～2100 cm-1波段內CO的吸收譜線Fig. 3 The absorption spectrum of CO in 2050～2100 cm-1 band at 1300 K

通過計算，譜線對1的2條譜線中心波長距離為0.876 cm-1，臨近掃描寬度上限，測量精度難以保證；譜線對5中心波長距離為0.044 cm-1(小于0.050 cm-1),中心波長位置較為靠近,在目標測量溫度條件下會發生一定重疊。譜線對3和4的中心波長距離分別為0.418和0.187 cm-1，可作為候選譜線對。在此基礎之上，還需進一步分析譜線對的溫度敏感性。

3.2 溫度敏感性

為了研究激光器掃描波段內譜線對的溫度敏感性關系，對比值R進行求導，敏感性關系式如下：

(6)

(7)

在一般研究中，討論的是式(7)中的相對靈敏度，使其大于等于1，能級差需要滿足的關系為ΔE′≥0.695T[14]。低態能級差ΔE′ 在764 cm-1以上即可保證檢測靈敏度。候選譜線對的分子光譜數據如表1所示。

從表1中可以看出，2對譜線的低態能級差分別為1736.8和1760.1 cm-1，符合溫度敏感性要求。2對譜線的溫度靈敏性仿真如圖4所示。

表1 候選譜線參數Table 1 The parameters of candidate lines

圖4 候選譜線對3和4在800～1300 K下的溫度敏感性Fig. 4 The temperature sensitivity of candidate lines for pair3 and pair4 at the temperature range of 800～1300 K

根據圖4可以看出，2對譜線溫度敏感曲線單調遞減，變化趨勢相同，靈敏度相差很小。因此，2對譜線對的溫度敏感性幾乎相同，為選擇出最適合實驗場景的譜線對，需要進一步分析激光器工作溫度對譜線對的影響。

3.3 激光器工作溫度

量子級聯激光器主要通過溫度控制來實現波長的調諧。本文的量子級聯激光器波長調諧時的溫度范圍為-30 ℃～50 ℃。激光器受環境溫度影響會導致波長漂移，應盡量選擇接近室溫的工作溫度。譜線對3和4的工作溫度分別為20 ℃和-10 ℃。譜線對3的工作溫度更接近室溫，激光器的溫度控制更容易實現，因此本文最終選擇了譜線對3：2059.9147和2060.3322 cm-1。

4 實驗結果分析

4.1 氣體池濃度測量驗證

為了驗證系統濃度測量的準確性，對系統濃度測量進行標定。氣體池氣源采用CO與N2配置的標準氣體，其濃度分別為1940.3、2497.9、2987.39、3486.05和3995.8 ppm，測量壓強p為0.1 MPa，溫度為296 K。濃度測量結果如圖5所示。

從測量結果可知，測量濃度與標準氣體濃度相對誤差在6%以內。造成測量誤差的主要因素有波長變化近似線性、譜線線強誤差和測量時的溫度變化等。

圖5 測量濃度與標準氣體濃度的比較Fig. 5 Comparison of measured concentration and standard gas concentration

4.2 平面火焰CO溫度與濃度測量驗證

為了驗證設計的實驗系統用于發動機出口CO濃度測量的可行性，利用McKenna平面火焰爐在不同工況下開展了測量實驗，測量位置距離爐面5 mm。圖6給出了吸收光度的Voigt線型擬合結果與殘差。

圖6 采集信號的吸收光度擬合及殘差Fig. 6 Absorption spectrophotometric fitting and residual of acquisition signal

從圖中可以發現，吸收光度兩翼與Voigt線型兩翼擬合誤差相對較大，這主要是因為實際燃燒場不可能完全均勻，采用單一溫度和濃度的Voigt線型進行擬合必然會存在誤差，但擬合殘差小于0.25%[16]，在合理范圍以內。

再根據式(4)和(5)可以計算出沿測量光路上的濃度和溫度隨時間變化關系，如圖7所示。從圖7中不難發現，測量的濃度和溫度大小存在相同頻率的波動，波動頻率約為9 Hz。該波動主要是由于燃燒火焰的浮力效應引起的光強變化，從而導致測量的溫度和濃度波動變化。經過計算，測量的濃度為0.18%±0.02%，溫度為1222.4±12.0 K。用熱電偶測量得到平面火焰溫度分布，如圖8所示。由于火焰邊緣溫度偏低，爐面中心區域溫度基本不變，溫度均值為1252.0 K。TDLAS測量溫度為1222.4 K，它是將火焰邊緣較低溫度也計算在內的平均路徑溫度。該溫度與熱電偶測量的中心區溫度相對誤差為2.3%。為修正火焰邊界效應的影響，根據熱電偶測量結果，假設溫度成梯形分布，由梯形分布的中心區溫度和溫度均值推算得到TDLAS測量中心區的溫度為1276.7 K，該溫度與熱電偶的測量中心溫度相對誤差為1.9%，滿足測量誤差要求[17-18]。

圖7 平面火焰穩定工況下的CO濃度測量結果Fig. 7 CO concentration measurement under flame stabilization conditions

圖8 平面火焰爐不同位置的CO溫度測量結果Fig. 8 CO temperature measurement at different locations of the flat flame furnace

不同工況下的CO溫度測量結果如表2所示，φ為當量比，Tc為熱電偶測量結果，Tm為本文溫度測量結果的平均值。其中，第一組測量結果誤差較大，主要原因是第一個吸收峰較弱，導致基線擬合誤差增大。但TDLAS測量結果與熱電偶測量結果相對誤差在4.3%以內，表明本文測量結果與熱電偶測量結果一致，具有很好的準確性。

表2 不同工況下CO溫度測量結果Table 2 CO temperature measurement results under different working conditions

4.3 超燃沖壓發動機出口CO濃度測量

基于本文的測量系統，實現了某超燃沖壓發動機航空煤油燃燒過程中出口位置的CO濃度測量。超燃沖壓發動機模型示意圖如圖9所示。發動機出口面積為240 mm×126 mm。測量位置距離出口上壁面縱向63 mm，距離出口橫向10 mm。航空煤油燃燒當量比為0.78。

圖9 超燃沖壓發動機模型示意圖Fig. 9 Model diagram of scramjet

該超燃沖壓發動機燃燒過程為：首先燃燒乙醇加熱來流，然后點燃航空煤油。超燃沖壓發動機在航空煤油燃燒過程中，噴油位置數量由3個減少到2個。探測器在加熱來流前開始采集信號，采集的發動機出口原始信號如圖10所示。

圖10 發動機出口的原始信號Fig. 10 Engine outlet raw signal

從原始信號可知，開始采集信號后10 s，出現光強信號幅值衰減劇烈的現象。這是由于發動機加熱器點火時，發動機出口噴出殘留雜質(水、乙醇、灰塵等)遮擋了測量光路，造成光強信號幅值衰減劇烈，這個現象可以作為判斷加熱器點火的標志。由于加熱和燃燒過程中發動機背景噪聲嚴重，難以提取有效的吸收信號，因此需要對原始信號采用100個掃描周期累加平均的方式來降低背景噪聲，降噪處理后的信號如圖11所示。在加熱器加熱過程中，乙醇充分燃燒，產生的CO較少，信號幾乎沒有吸收。在22 s時，出現短時間的光強信號幅值衰減的現象。這是由于發動機航空煤油點火，產生瞬時劇烈振動，造成光路偏移，導致光強信號幅值衰減。這個現象可以作為判斷航空煤油點火的標志。22 s以后，隨著注入的煤油越來越多，燃燒產生的CO逐漸達到探測下限，信號吸收也越來越明顯。

圖11 降噪處理后發動機加熱過程和煤油點火過程的信號Fig. 11 Signals of engine heating process and kerosene ignition process

對降噪后的吸收信號進行基線擬合與Voigt線型擬合，如圖12和13所示。其中Voigt線型擬合殘差小于0.32%，誤差在合理范圍以內，保證了測量結果的準確性。

圖12 吸收信號的多項式基線擬合Fig. 12 Polynomial baseline fitting of absorption signal

圖13 采集信號的吸收光度擬合及殘差Fig. 13 Absorbance fitting and residual of acquisition signal

測量的出口位置壓力為常壓，壓力基本沒有變化，難以觀察噴油位置數量變化引起的壓力變化。因此，將航空煤油點火后發動機出口的CO溫度、濃度測量結果與燃燒室壓力傳感器測量結果進行對比，分析航空煤油燃燒過程中噴油位置數量變化對出口位置CO溫度和濃度的影響，對比結果如圖14和15所示。

圖14 發動機燃燒室壓力和發動機出口CO溫度隨時間變化Fig. 14 Change of engine combustion chamber pressure and engine outlet CO temperature with time

圖15 發動機燃燒室壓力和發動機出口CO濃度隨時間變化Fig. 15 Change of engine combustion chamber pressure and engine outlet CO concentration with time

從對比結果可知，航空煤油在22.4 s時開始點火。剛點火時，由于注入的油量少，燃燒產生的CO濃度低，達不到測量系統的探測下限。從23.2 s開始，隨著注入油量增加，燃燒越來越劇烈，產生的CO逐漸增多，壓力、溫度和濃度開始逐漸增大。在23.4 s 時，注入油量恒定，燃燒狀態保持不變，溫度與濃度趨于穩定，溫度均值為1915.7 K，濃度均值為0.8%。在25.4 s時，噴油位置數量由3個減少到2個，注入油量減少，燃燒室壓力下降，產生的CO減少，溫度和濃度也隨之下降。溫度均值為1740.2 K，濃度均值為0.4%。航空煤油點火后溫度和濃度測量結果與燃燒室壓力傳感器測量結果相比存在0.12 s的延遲。這是由于燃燒室距離出口測量位置有一段距離，導致溫度和濃度測量結果相對燃燒室壓力延遲。

5 結 論

本文基于中紅外吸收光譜技術構建了適用于高溫流場的單光路CO濃度測量系統。首先，通過綜合分析譜線線強、溫度敏感性和激光器工作溫度，選擇了適合高溫流場測量的譜線對2059.9147和2060.3322 cm-1。開展了氣體池濃度標定以及不同當量比下平面火焰中CO溫度與濃度測量，驗證了CO濃度測量的可行性、準確性和有效性。最后，利用該測量系統對某超燃沖壓發動機出口位置航空煤油燃燒產生的CO溫度和濃度進行測量。測量的溫度與濃度變化趨勢與燃燒室傳感器的壓力變化趨勢相同，有效反映了航空煤油燃燒過程中出口位置溫度與濃度變化情況，為超燃沖壓發動機的燃燒和流動機理研究提供了有力的研究手段和豐富的實驗數據。