油脂加氢生物航煤HEFA-SPK低温黏度异常增长对其雾化与贫油熄火特性的影响机制研究

可持续航空燃料（Sustainable Aviation Fuel, SAF）作为航空业实现碳中和目标的核心技术路径，正日益成为全球绿色航空发展的战略焦点。据国际航空运输协会（IATA）统计，2025年全球SAF产量约190万吨，2026年预计达到240万吨，但即便如此，SAF产量仍仅占航空燃油总消耗量的不足1%。SkyNRG发布的2026年SAF市场展望报告预测，全球SAF需求将从2025年的约210万吨增长至2030年的1280万吨，增长超过六倍。然而，当前SAF价格仍是传统航空煤油的2至5倍，高昂的成本成为制约其大规模商业应用的主要瓶颈。

在政策驱动层面，欧盟于2025年1月1日正式实施《ReFuelEU航空法规》，这是全球首个具有法律约束力的SAF强制掺混 mandate。该法规要求从2025年起，欧盟机场所有航空燃料供应商必须在其供应的燃料中添加至少2%的SAF，2030年提升至6%，2050年达到70%。英国同步启动了2%的掺混义务，并计划于2040年提高至22%。亚洲地区，新加坡从2026年起对所有离境航班征收可持续燃料税，印度、马来西亚、韩国也计划从2027年起推出SAF强制掺混配额。我国虽然起步较晚，但正积极推进节能减排政策，力争2030年前实现碳达峰、2060年前实现碳中和。

在众多SAF生产工艺中，油脂加氢路线（Hydroprocessed Esters and Fatty Acids Synthetic Paraffinic Kerosene, HEFA-SPK）是现阶段成本最低、商业化成熟度最高的技术路线。HEFA-SPK是通过对废弃动植物油脂或其衍生物进行加氢脱氧、异构降凝制得的生物烷烃，其主要成分为正构烷烃和异构烷烃，产品质量符合ASTM D7566或GB 6537-2018标准。然而，不同工艺生产的SAF组分比例存在较大差异，不同组分比例的燃油理化性质不同，进而影响雾化与燃烧特性。当前SAF的最大掺混比例普遍不超过50%，这主要是因为对SAF燃料的替代性研究还不够充分。

航空发动机运行的外部条件变化极大，从热带到寒带、从海平面到高原再到高空，对发动机点火和燃烧稳定性构成极大考验，尤其是高空熄火再点火的能力，直接关乎飞行安全。因此，深入研究SAF在各种极端条件下与传统航空煤油的性能差异，对于保障航空发动机的性能与安全具有重要的工程意义和学术价值。本文以中石化镇海炼化生产的HEFA-SPK为研究对象，以中海油气（泰州）石化生产的RP-3航空煤油为对照，系统开展了两种燃油在低温状态下的物理性质、气动雾化特性以及低温低压工况下的点熄火特性的实验研究，旨在为HEFA-SPK在航空发动机上的应用提供数据支撑和理论参考。

一、国内外对HEFA-SPK相关研究现状

近年来，随着SAF产业化进程的加速，国内外学者围绕HEFA-SPK的雾化特性、点火与燃烧性能开展了大量研究工作。

在雾化特性方面，余坤懋等通过雾化实验对HEFA-SPK与RP-3的雾化特性进行了深入对比研究，探讨了0.14.5 MPa供油压差下两种燃料的雾化特性变化规律。研究发现，两者总体流量差异较小；供油压差在0.11.2 MPa时，HEFA-SPK的索特平均直径（Sauter Mean Diameter, SMD）均大于RP-3，最大差值为5.2 μm；随着供油压差增大，SMD差异逐渐减小，在供油压差升至1.2 MPa及以上时，两者无明显差异，SMD均稳定在17 μm左右。该研究表明，HEFA-SPK在低供油压差下的雾化效果比RP-3差，但在较高供油压差下两种燃料的雾化特性趋于一致。

郑剑文等对SAF的雾化与燃烧特性进行了更为系统的实验研究，结果表明，与RP-3相比，相同供油压差下SAF的质量流量和喷雾锥角略小，SMD略大。在地面常温状态下，SAF的点火边界较RP-3窄33%以上，点火时间较RP-3长1.8~2 s；地面慢车贫油熄火性能较RP-3下降约17%。在燃烧性能方面，SAF的燃烧室出口平均温度略高于RP-3，出口温度分布与RP-3基本一致，燃烧效率、出口温度分布系数和径向温度分布系数与RP-3相当。该研究指出，在所研究的范围内，SAF与RP-3的喷嘴雾化特性和稳态燃烧性能差异不明显，主要差异体现在点熄火性能方面。

在排放特性方面，Okai等对HEFA-SPK与传统航空煤油进行了对比燃烧实验，发现在低负荷条件下，HEFA-SPK的碳烟排放较少，两种燃料火焰颜色不同，其余大多数排放指标几乎相同；高负荷条件下，两种燃料的所有排放指标都非常相似，且使用HEFA-SPK燃料时能够抑制火焰振荡。此外，有研究对比了HEFA与RP-3在分级燃烧室中的火焰结构与热声不稳定性，发现HEFA的高反应活性使主火焰向上游迁移，而较差的雾化特性则推动预燃级火焰向外偏移。在涡轴发动机上的实测表明，不同掺混比例（30%、50%、100%）的HEFA-SPK对碳烟颗粒排放具有显著影响。

在点火特性方面，有研究基于国产民用涡轴发动机燃烧室开展了两种SAF和RP-3的点火性能试验，并结合燃料理化特性参数和喷嘴喷雾特性试验结果进行了综合分析。激波管实验研究对纯RP-3、纯HEFA以及二者混合燃料的热解与点火行为进行了系统研究。另有研究对HEFA与RP-3的物理化学性质和点火特性进行了实验与动力学建模研究。在高空性能方面，有学者在高空环境模拟舱中对比了HEFA-SAF与传统燃料在高海拔条件下的性能与燃烧特性。

综合来看，目前关于HEFA-SPK的研究已覆盖雾化、点火、燃烧和排放等多个方面，但大多数实验研究在常温常压附近的条件进行，无法覆盖实际航空发动机从地面到高空或极寒地区的温度范围。特别是对于低温条件下HEFA-SPK的雾化与点熄火特性的系统性研究仍较为匮乏，而这正是航空发动机在寒区启动、高原运行和高空再点火等关键场景中所必须面对的问题。本文正是针对这一研究空白，系统开展了HEFA-SPK在低温条件下的物性、雾化与点熄火特性研究。

二、实验材料与研究方法

2.1 燃料物化参数

实验选用中石化镇海炼化生产的HEFA-SPK作为研究对象，以中海油气（泰州）石化生产的RP-3航空煤油作为对照燃料。两种燃料的物化参数是理解其雾化与燃烧特性差异的基础。

首先对两种燃油的表面张力和冰点进行了测量。结果表明，HEFA-SPK的表面张力略大于RP-3，但差异仅为1.6%，这一微小差异对雾化特性的影响可以忽略。在冰点方面，HEFA-SPK的冰点显著低于RP-3，说明在极端低温条件下HEFA-SPK的流动性优于RP-3，这与其主要由异构烷烃组成的化学特征相一致。

密度是影响燃油流量特性和雾化过程的重要物性参数。采用浮子式密度计（精度±1 kg/m³）测量了不同温度下燃油的密度。测量结果表明，燃油密度ρ（kg/m³）与燃油温度T（K）呈现明显的线性关系，密度随温度的升高而减小。在相同温度下，HEFA-SPK的密度小于RP-3，这是由于HEFA-SPK中不含芳香烃组分，其分子结构以链状烷烃为主，分子堆积效率较低。

动力黏度是影响燃油雾化效果最为关键的物性参数之一。采用旋转式黏度计（精度±2%）测量了不同温度下燃油的动力黏度。实验发现，燃油动力黏度η（mPa·s）与温度T（K）的关系较为复杂。本研究采用Sutherland公式对实验数据进行拟合，取得了良好的拟合效果。对于HEFA-SPK，拟合得到的黏度公式为η = 0.0386T¹·⁵/(T-195.6)。分析测量结果可以发现，当燃油温度高于253 K时，两种燃油的动力黏度测量值差别很小——253 K时差异仅为16%，273 K时差异甚至不到1%。然而，当温度降至233 K时，HEFA-SPK的动力黏度要比RP-3的大65%。具体而言，HEFA-SPK的动力黏度在253 K时为2.12 mPa·s，在233 K时增至4.10 mPa·s，增大了近93%。这一结果表明，温度低于253 K时两种燃油的黏度差异显著增大，且随着温度的降低，两种燃油的动力黏度均加速增大。将动力黏度转化为运动黏度后，在燃油温度-20~20 ℃范围内，两种燃油的运动黏度均在1.5~3.5 mm²/s区间，均满足GB 6537的流动性要求。

实验采用的燃油喷嘴是一种多油路的新型低排放贫燃预混中心分级旋流雾化喷嘴。该喷嘴的主油路设有流量活门用于控制主油路的开闭状态。通过分析燃油的流量-压力特性得出，在供油压力1250 kPa附近存在一个明显的转折点，此时燃油质量流量约为20 kg/h。当供油压力小于1250 kPa时，主油路未打开，油路的有效流通面积较小，流量特性主要受燃油黏度影响，相同供油压力下RP-3的流量较大；当供油压力大于1250 kPa时，主油路打开，油路的有效流通面积增大，燃油黏度对流量的影响减小，而密度对流量的影响增大，由于HEFA-SPK的密度较小，相同供油压力下HEFA-SPK的流量反而较大。本研究的实验工况涉及燃油流量4~19 kg/h，期间仅使用喷嘴的预燃级，主燃级不参与工作。

2.2 实验系统与测量方法

2.2.1 低温气动雾化实验系统

低温气动雾化实验系统主要由雾化测试平台、低温供气系统、低温供油系统和光学测量系统四部分组成。雾化实验件安装在雾化测试平台内部，燃油喷嘴安装在雾化实验件集气室侧壁，喷嘴出口指向重力方向，从上往下形成喷雾，这种垂直向下的布置方式可以有效避免重力对雾化形态的干扰。

光学测量系统是获取雾化特性数据的核心装置，主要包括激光粒度分析仪、连续激光器和高速相机等设备。激光器功率为40 W，可提供厚度为1 mm的片状激光以照射雾化区液雾场。高速相机拍摄雾化图像的分辨率为640×512，帧率为16000 fps，曝光时间为1/16000 s，在片光垂直距离约770 mm处拍摄液雾散射光图像。高速相机与激光器共同构成平面Mie散射（PMIE）测量系统，用于拍摄雾化图像，经过图像处理可以计算粒子速度分布和雾化锥角。激光粒度分析仪的发射端和接收端构成粒径测量系统，用于测量雾化粒径分布。这种多手段融合的测量方案能够同时获取雾化的宏观形态和微观粒径信息。

2.2.2 低温低压点熄火实验系统

低温低压点熄火实验系统主要由燃烧实验件、低温供气系统、低温供油系统、低压系统和光学测量系统五部分组成。液环真空泵机组连接燃烧实验件的出口以提供负压环境，结合低温供气系统形成低温低压的供气实验条件，从而模拟高空或高寒地区的实际运行工况。

低温低压点熄火实验通过可视化窗口拍摄火焰自发光图像。光学测量系统包括高速相机与计算机，用于拍摄记录火焰自发光图片，作为点火或熄火成功的辅助判断依据，并用于分析点熄火过程的火焰形态演变。高速相机拍摄点熄火过程的分辨率为1024×1024，帧率为4000 fps，曝光时间视火焰亮度而定，不同工况下有所调整。燃油喷嘴为某型低排放贫燃预混中心分级旋流雾化喷嘴，点火器安装于喷嘴头部中轴线对应的火焰筒下壁面，距离头部出口50 mm处。点火电嘴单次点火能量为3~4 J，点火频率为1.67 Hz，点火持续时间为10 s。这种点火参数设置能够模拟实际航空发动机点火系统的工作特性。

2.3 实验工况

气动雾化特性实验覆盖了较宽的范围，包括头部压降β=1%、3%、5%，油气比φ=0.015、0.025、0.035，燃油温度T=233 K、253 K、273 K等多个工况条件。实验在常压环境下进行，供气温度和燃油温度保持一致，以排除温度差异带来的耦合影响。

点熄火特性实验的工况设置更为复杂，旨在模拟航空发动机在实际运行中可能遇到的各种极端条件。实验的空气流量范围为0.057~0.188 kg/s，头部压降β=1%、3%、5%，供气压力分别为40 kPa、60 kPa、80 kPa和101 kPa（常压），燃油温度T=233 K、253 K、273 K、293 K。这些工况覆盖了从海平面到高空的压力范围以及从极寒到常温的温度范围，能够较为全面地反映航空发动机在不同运行条件下的点熄火性能。

三、燃油的低温雾化特性

燃油的雾化效果和空间分布对发动机的点火特性和燃烧状态起着关键作用，直接影响发动机的性能和寿命。本研究利用激光诊断技术测量并获得了HEFA-SPK与RP-3在不同工况下的雾化特性，从雾化形态、雾化锥角和平均粒径三个维度进行了系统分析。

3.1 雾化形态

燃油气动雾化形态随头部压降β的变化呈现出明显的差异。在相同油气比φ=0.015、273 K供气温度与燃油温度的条件下，β越大，气动雾化效果越好，表现为燃油液滴的数量密度更大、液滴颗粒更细小。此外，随着β的增大，空气流速变大，喷雾边缘的卷吸效应更加明显，这有利于燃油液滴与空气的进一步混合。

当β=1%时，不同温度和油气比工况下两种燃油的油雾分布呈现出显著的差异。温度越低、φ越小，雾化效果越差。燃油气动雾化形态的差异与φ密切相关：当φ=0.015时，温度对雾化形态的影响非常显著；而当φ=0.035（供油压力较大）时，温度对雾化形态的影响相对较小。这表明在大供油压力条件下，燃油自身的动能对雾化起主导作用，物性变化的影响被削弱。

对比两种燃油的雾化形态可以发现，在273 K时HEFA-SPK与RP-3的雾化效果相差不大，这与其在常温下黏度差异较小的物性特征相一致。然而，在233 K时HEFA-SPK的雾化效果相对于RP-3明显较差，主要表现为大颗粒液滴数量显著增多。这是因为在233 K低温下HEFA-SPK的黏度比RP-3大65%，较高的黏度使得液滴在气动剪切作用下更难破碎，从而导致雾化质量下降。

3.2 雾化锥角

雾化锥角是表征喷雾空间分布特征的重要参数。采用出口雾化角的定义，并用阈值法分割图像、提取雾锥边界。为了避开旋流器表面反射光造成的测量误差，跳过喷嘴下方20像素高度的区域，从第21像素高度开始，向下选择共80像素高度的区域，将选定区域左右两边缘分别进行线性回归得到两条直线，两直线的夹角定义为喷雾锥角。在当前喷嘴雾化锥角约60°、计算区域高度80像素的条件下，利用喷雾边缘一系列坐标做线性回归得到直线，最大误差约为0.4%，测量精度满足实验要求。

通过对233 K空气与燃油温度下不同φ和β条件的分析，发现雾化锥角随β的增大而增大。在φ=0.015时这一趋势更为显著，β从1%增大到5%时锥角增大了18.6°。这是因为在油气比较低时，燃油的一次雾化较差，增大β可以有效增强二次雾化效果，使喷雾更充分地展开。横向对比可以发现，β=1%时φ从0.015增大到0.035，锥角增大了8.3°；而β为3%和5%时，φ从0.015增大到0.035，锥角反而减小了约3.8°~3.9°。这一看似矛盾的现象可以从雾化机理上得到解释：β=1%时空气流量较小，对应的燃油流量也较小，雾化锥角未完全张开，因此随着φ的增大雾化锥角增大；而当β为3%和5%时空气流量较大，对应的燃油流量也较大，φ增大到一定程度后喷嘴出口的液滴速度方向基本固定，再增大φ会导致液-气动量通量比增大，气体对液滴的带动作用减弱，液滴趋于保持原有的运动方向，因此雾化锥角减小。此外，在β较大的条件下燃油雾化效果较好，雾化粒径较小，燃油液滴的跟随性较好，此时增大φ会导致燃油的轴向速度增大、喷雾穿透深度加长，使得喷雾径向有收缩效果，测得的雾化锥角相应减小。

当β=1%时，不同φ和温度下两种燃油的雾化锥角对比呈现出系统的规律。整体而言，两种燃油的雾化锥角都随温度的升高而增大，但边际效应递减。RP-3的雾化锥角始终大于HEFA-SPK，且在低温、小φ的条件下差异更为显著。具体而言，在233 K、φ=0.015时RP-3的锥角比HEFA-SPK大了约11.7°；在233 K、φ=0.035时RP-3的锥角比HEFA-SPK大了约3.7°；在273 K、φ=0.035时RP-3的锥角比HEFA-SPK大了约2.6°。两种燃油在低温、小φ时差异显著，这是因为233 K下HEFA-SPK的黏度比RP-3大65%，φ=0.015时气动力不足以克服黏性力，导致无法完全雾化，雾化锥角未能完全打开；而相同工况下RP-3因黏度较小雾化效果较好，锥角已经充分展开。值得注意的是，两种燃油的雾化锥角在低温时差异显著，而在253 K以上差异明显缩小，这与燃油的黏度-温度特性完美对应——温度低于253 K时两种燃油的黏度差异显著，高于253 K时两种燃油的黏度非常接近，雾化形态也相应趋近。

另外发现，不同φ条件下锥角的温度依赖程度也不同。φ较大时燃油的出口速度较大，燃油经过喷嘴喷出已经得到较好的一次雾化，较大的出口速度又增强了二次雾化，其雾化效果更依赖燃油的出口动能；而φ较小时燃油的出口速度较小，一次雾化效果较差，其二次雾化效果受燃油液滴的黏聚力影响更大，因此受温度影响也更显著。

3.3 平均粒径

索特平均直径（SMD）是衡量雾化质量的核心定量指标。本研究选取喷嘴轴向距离40 mm、径向距离0 mm的位置作为测点，利用激光粒度仪测量其SMD作为平均粒径的代表值。

当β=1%时，不同φ和温度下HEFA-SPK的SMD呈现出系统的变化规律。整体而言，SMD随温度的升高而减小，但边际效应递减，这与瞬态油雾形态的变化相互对应。温度升高一方面导致燃油的黏度减小，液滴气动剪切的阻力降低；另一方面燃油的蒸发速率加快，这些都促使粒径变小。值得注意的是，φ=0.015时可能因为燃油流量较小导致雾化不稳定，粒径大小波动较大。纵向对比来看，SMD随φ的增大而显著减小，且温度较低时这一影响更大，尤其是在233 K时差异尤为显著。这进一步说明在低温条件下，增大燃油流量可以有效改善雾化质量。

当φ=0.015时，不同温度和β条件下两种燃油的平均粒径对比分析表明，二者的SMD都随β的增大而减小。然而，RP-3的SMD整体上大于HEFA-SPK，且在低温、小β下差异更为显著。两种燃油的SMD差异随温度的升高而显著减小，这与燃油的黏度-温度特性相关——低温下黏度差异显著，而温度高于253 K时两种燃油黏度趋近，雾化效果也相应接近。两种燃油的SMD差异随β的增大也显著减小，这是因为随着β增大，气流速度增大、气体动能密度增大，空气有足够的动能用于燃油液滴的剪切和破碎，燃油的雾化效果都已达到最佳状态，物性差异对粒径大小的影响相对较小。

综合雾化形态、雾化锥角和平均粒径三个维度的分析可以得出，HEFA-SPK在低温下的雾化特性整体劣于RP-3，其根本原因在于低温下HEFA-SPK的黏度显著大于RP-3。这一发现对于航空发动机在寒区运行的燃油选择具有重要的指导意义。

四、燃油的低温低压点熄火特性

航空发动机在低温低压条件下的点熄火性能直接关系到飞机在高原机场的启动可靠性和高空飞行的安全性。系统性的开展HEFA-SPK与RP-3在不同温度和压力条件下的点熄火实验，从火焰形态、点火边界油气比和熄火边界油气比三个方面进行了深入分析。

4.1 火焰形态与点火延迟时间

从点火开始拍摄直至火焰稳定燃烧，可获得完整的点火图像序列。将每张图像亮度积分，得到点火图像序列的亮度积分曲线。将整个点火图像序列后10%亮度的平均值作为稳定燃烧的平均亮度，记为“稳定燃烧亮度”。以点火针打火成功为起始点“点火点”，当图像亮度积分首次达到“稳定燃烧亮度”时认为已经达到稳定燃烧，此时的时间点记为“火焰稳定点”，“火焰稳定点”与“点火点”之间的差值作为点火延迟时间。

以HEFA-SPK在253 K温度、80 kPa压力条件下的点火过程为例，分析压降β对点火过程火焰发展与火焰形态的影响。随着β的增大，点火延迟时间显著减小，且点火过程火焰亮度波动加剧。结合前文雾化特性的分析可知，β对雾化特性的影响非常显著，对点火边界油气比的影响也很显著。β增大时，雾化效果变好，更容易点火，燃烧效率加快；同时气流速度加快增强了流场的扰动，有利于燃烧区域与未燃烧区域的物质与温度交换，加快了初始火核的径向传播，因此点火延迟时间减小。此外，随着β的增大，流场回流区域增大，回流区离喷嘴更近，更有利于初始火核的传播与发展。

从火焰形态的演变过程来看，β=1%时，初始火核形成后很快向喷嘴头部传播，并在回流区慢慢发展壮大、径向扩散，形成饱满的旋流火焰。随着β的增大，初始火核加快了径向传播，但由于流速变大、湍动能增强，气体热耗散增加，火核的形态变得不稳定。β=5%时，最终形成的火焰较瘦弱，无法维持饱满的旋流杯形态。这表明虽然增大β有利于点火成功率的提高和点火延迟时间的缩短，但过大的β可能导致火焰稳定性下降，在实际发动机设计中需要权衡这一矛盾。

4.2 点火边界油气比

点火边界油气比的测量遵循严格的实验规范。点火前燃烧室冷吹3~5 min，然后逐渐增大φ测试点火边界，临近着火时刻φ每次调整幅度为0.001。点火电嘴停止工作后若存在稳定火焰、温度传感器检测到火焰筒出口的平均温升大于80 ℃、且点燃后火焰稳定时间超过20 s，则视为点火成功，连续3次点火成功确认为点火边界。

在253 K温度条件下，HEFA-SPK在不同供气压力和β下的点火边界φ呈现出系统的变化规律。横向对比来看，整体而言点火边界φ随β的增大而减小，但边际效果递减。随着β的增大，一方面气体动能密度增大，燃油的雾化效果变好，SMD减小有利于点火，因此在大部分温度与压力条件下燃油的点火边界φ都随β的增大而减小；另一方面气流速度增大导致流场波动过大、湍流加剧，影响火焰的稳定燃烧。在253 K温度、40 kPa压力的条件下，β=5%时点火边界φ相对于β=3%有所增大，在233 K温度及60 kPa压力的工况下观察到了同样的现象，这表明存在一个最优的β范围，过大的压降反而会恶化点火性能。此外，雾化锥角随β的增大而增大，锥角增大意味着燃油空间分布更开阔，雾化区域与点火针的位置更近，同样有助于点火成功。

纵向对比来看，点火边界φ随压力的增大而减小。随着压力的增大，一方面气流的动能密度增大，雾化效果增强；另一方面气体密度增大，化学反应速率加快，火焰稳定性提高，有助于燃烧，所以点火边界φ减小。这一规律在两种燃油中均得到了验证。

在60 kPa和101 kPa压力下、β=1%时，不同温度下两种燃油的点火边界φ的对比分析揭示了温度的影响。整体而言，点火边界φ随温度的升高而减小。随着温度的升高，燃油黏度减小、SMD减小、雾化效果变好；而且温度升高增大了燃油的蒸发速率，粒径减小的同时化学反应速率加快，这些都有利于点火成功。纵向对比来看，HEFA-SPK的点火边界φ整体略高于RP-3，且温度越高两种燃油的点火边界φ差距越小。在低温233 K、低压60 kPa下，HEFA-SPK的φ要比RP-3高约22%；而在常温273~293 K、常压101 kPa下，两者φ的差距约为0.001，差异不到5%。这是因为233 K温度下两种燃油的黏度差异超过65%，HEFA-SPK的雾化锥角小于RP-3而SMD大于RP-3，且差异显著，所以点火边界φ差异较大；而温度在253~293 K内燃油的黏度变化较小且两种燃油的黏度差异为6%~16%，差异不显著，燃油的雾化效果差异不大，所以对点火边界影响较小。

4.3 熄火边界油气比

熄火边界油气比的测量同样遵循严格的实验规范。点火成功后逐渐减油测试熄火边界，在临近熄火时刻φ每次调整幅度为0.0005，每次调油后应有15 s以上的稳定观测时间。若15 s内燃烧室内未观测到火焰、温度传感器检测到温度明显降低、降低燃油流量后60 s内火焰筒出口所有测点的温升均低于20 ℃，则视为熄火成功，连续3次熄火成功确认为熄火边界。

在253 K与233 K温度条件下，HEFA-SPK在不同供气压力和β条件下的熄火边界φ呈现出与点火边界相似但更为稳定的规律。横向对比来看，整体而言熄火边界φ随β的增大而减小但边际递减。与点火情况不同的是，在253 K及40 kPa、233 K及60 kPa的条件下并未出现β=5%时熄火边界反弹的特殊情况，这表明HEFA-SPK的熄火特性相比于点火特性更为稳定。β对熄火边界φ的影响原理与点火的一致——随着β增大，气动剪切作用增强、SMD显著减小、雾化锥角增大，火焰可以在更低的油气比下维持燃烧，更不容易熄火。

纵向对比来看，熄火边界φ随压力的增大而减小但边际递减。压力越大，燃油雾化效果越好，并且加快了化学反应速率，有助于火焰稳定燃烧，所以熄火边界φ减小。熄火边界φ随压力和β的变化规律与点火边界φ大致相同，但燃油的熄火特性显然更加稳定，这可能是由于熄火过程涉及的是已建立火焰的维持，而点火过程涉及的是火焰从无到有的建立，前者对流场扰动的敏感度相对较低。

在60 kPa和101 kPa压力下、β=1%时，不同温度下两种燃油的熄火边界φ的对比分析表明，整体而言熄火边界φ随温度的升高而减小，且变化幅度较点火边界φ更为显著。常压下253~293 K内，HEFA-SPK的点火边界φ从0.025减小到0.022，降幅为12%；而HEFA-SPK的熄火边界φ从0.022减小到0.016，降幅高达27%。温度升高导致燃油的黏度减小、雾化效果变好、粒径减小，同时燃油的蒸发速率和化学反应速率加快，火焰可以在更低的油气比下维持燃烧，更不容易熄火。

纵向对比来看，HEFA-SPK的熄火边界φ高于RP-3，且温度越高两者差距越小。在低温233 K、低压60 kPa下，HEFA-SPK的熄火边界φ要比RP-3高约26%；常温常压下两者熄火边界φ差距约为0.001~0.002，差异不到10%。这是因为低温下两种燃油黏度差异较大导致雾化特性差异显著，所以熄火边界φ差异较大；而随着温度升高，两种燃油的黏度差异缩小、雾化特性差异也缩小，二者的熄火边界φ趋于接近。

五、结论总结

本文以可持续航空燃料HEFA-SPK为研究对象，以传统航空煤油RP-3为对照，系统测量了两种燃油的低温物理性质，并针对某低排放燃烧中心分级头部开展了两种燃油在低温状态下的气动雾化特性和低温低压工况下的点熄火特性的实验研究，主要结论如下：

（1）两种燃油的黏度随温度降低而增加。采用Sutherland公式对HEFA-SPK的动力黏度进行拟合，得到其黏度公式η=0.0386T¹·⁵/(T-195.6)。在253 K以上时，两种燃油的黏度随温度变化较平缓且差异较小；温度从253 K降至233 K时，HEFA-SPK的黏度增加1.98 mPa·s，增大近93%，与RP-3的黏度差异达到65%。HEFA-SPK的冰点低于RP-3、密度小于RP-3，但黏度大于RP-3，且低温下二者黏度差距显著，常温时差异较小。

（2）燃油的气动雾化形态受头部压降、油气比、温度及燃油种类的综合影响。增大头部压降、油气比和温度均能改善雾化效果。雾化锥角随温度的升高而增大但边际效应递减，随头部压降的增大而增大，且在低油气比时受头部压降的影响更大。1%压降时雾化锥角随油气比的增大而增大，而3%和5%压降时雾化锥角随油气比的增大而减小。平均粒径随头部压降、温度和油气比的增大而显著减小。HEFA-SPK的SMD大于RP-3，且在低压降时差异更为显著。

（3）燃油的点熄火边界油气比随头部压降、供气压力和温度的增大而减小。HEFA-SPK的点熄火边界油气比均大于RP-3。在253 K以上工况时，两种燃油的点熄火边界差异较小，油气比相差约0.001~0.002；而在233 K时差异非常显著，油气比相差约0.01。HEFA-SPK在低温下黏度显著大于RP-3，导致其雾化特性和点熄火特性均相对较差，这不利于航空发动机在低温地区和高原地区的启动点火以及高空再点火。

（4）本研究揭示了HEFA-SPK在低温条件下的性能短板，为未来可持续航空燃料的研制提供了重要参考。后续研究应重点关注HEFA-SPK在253 K以下的物性调控方法，通过优化异构化工艺或添加适量的改善低温流动性的组分，在保持其低碳排放优势的同时改善低温雾化与点火性能。此外，对于已投入使用的HEFA-SPK燃料，建议在寒区和高原运行时适当提高供油压力和供油温度以补偿其低温性能的不足。

综上所述，HEFA-SPK作为目前商业化程度最高的可持续航空燃料，在常温条件下与传统航空煤油RP-3的性能差异较小，具备良好的替代可行性。然而在低温极端条件下，其较高的黏度导致的雾化和点熄火性能劣化问题不容忽视。这一发现对于HEFA-SPK的推广应用、航空发动机的燃料适应性设计以及未来新型SAF的研发方向均具有重要的指导意义。随着全球SAF强制掺混比例的逐步提高，深入理解各类SAF在极端条件下的性能表现将成为保障航空安全的重要课题。