封閉空間中斜爆震駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法及其試驗(yàn)驗(yàn)證

劉 彧, 肖保國, 王 蘭, 陳偉強(qiáng)

中國空氣動力研究與發(fā)展中心 高超聲速沖壓發(fā)動機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 四川 綿陽 621000

0 引 言

斜爆震沖壓發(fā)動機(jī)是面向高馬赫數(shù)飛行的吸氣式推進(jìn)技術(shù)。由于爆震燃燒的放熱速度很快，相比于常規(guī)的超燃沖壓發(fā)動機(jī)，斜爆震沖壓發(fā)動機(jī)能夠顯著縮短燃燒室長度，從而減輕發(fā)動機(jī)重量、減小發(fā)動機(jī)熱防護(hù)面積。此外，在高馬赫數(shù)下，氣流總溫很高，如果在燃燒室中引入低速回流的火焰穩(wěn)定區(qū)域，離解反應(yīng)對發(fā)動機(jī)的負(fù)面影響可能非常嚴(yán)重。采用斜爆震燃燒允許燃燒室入口馬赫數(shù)更高，且無需引入低速回流區(qū)進(jìn)行火焰穩(wěn)定，從而有效減輕氣流離解程度。然而，斜爆震沖壓發(fā)動機(jī)自提出以來，長期處于概念和基礎(chǔ)研究階段。原因之一是與惰性激波相比，斜爆震的駐定穩(wěn)定性較難實(shí)現(xiàn)。Pratt等[1]通過爆震極曲線分析指出，斜爆震僅能在一定的楔角范圍內(nèi)駐定。該范圍的下限稱為CJ極限，上限稱為脫體極限。當(dāng)楔角大于脫體極限時(shí)，斜爆震將會脫體；當(dāng)楔角小于CJ極限時(shí)，所獲得的弱爆震解是違反熱力學(xué)第二定律的。Ghorbanian等[2]分析了雙楔流動，認(rèn)為斜爆震的駐定穩(wěn)定性所允許的楔角范圍應(yīng)比Pratt等提出的更窄。Ashford等[3]則認(rèn)為斜爆震的駐定穩(wěn)定性實(shí)際上不受CJ極限的限制，因?yàn)樵谶@種情況下不會產(chǎn)生弱爆震，而會產(chǎn)生CJ斜爆震和緊隨其后的泰勒稀疏波。Verreault等[4]數(shù)值模擬了楔角小于CJ極限值時(shí)的斜爆震，證實(shí)了此時(shí)斜爆震的波角特性。Choi等[5]研究了脫體斜爆震的特性，發(fā)現(xiàn)斜爆震的穩(wěn)定性緊密依賴于楔面長度。對于適中長度的楔面，斜爆震仍將附體，但會產(chǎn)生振蕩；而對于較長的楔面，斜爆震將形成穩(wěn)定的脫體結(jié)構(gòu)。Kasahara[6-8]及Maeda[9-11]等進(jìn)行了一系列高速射彈斜爆震試驗(yàn)，給出了斜爆震穩(wěn)定駐定的臨界彈丸直徑。Teng[12-14]、Yang等[15]對斜爆震的精細(xì)波結(jié)構(gòu)進(jìn)行了系統(tǒng)的研究。Liu等[16]通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)了斜爆震存在遲滯現(xiàn)象，這表明斜爆震的最終波結(jié)構(gòu)與初始條件密切相關(guān)。

盡管大量研究表明斜爆震可以實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定駐定，但是這些研究幾乎都是基于開放或半開放的空間。Lu等[17]研究表明，在封閉空間中，斜爆震會在壁面形成強(qiáng)烈的馬赫反射并造成流動壅塞，從而導(dǎo)致斜爆震喪失駐定穩(wěn)定性并向上游傳播。因此，封閉空間中斜爆震的駐定楔角范圍比理論范圍狹窄得多。這對于斜爆震發(fā)動機(jī)來說是非常不利的。盡管通過控制燃燒室中的斜爆震精確入射到尾噴管上沿[18-21](見圖1)以避免馬赫反射的想法是可以接受的，但是在較寬的馬赫數(shù)范圍內(nèi)精確控制斜爆震的入射位置仍然十分困難?？傊?，斜爆震在封閉空間中的駐定穩(wěn)定性難題，嚴(yán)重制約了斜爆震發(fā)動機(jī)的發(fā)展，相關(guān)地面試驗(yàn)也難以開展。本文提出一種封閉空間中的斜爆震駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法，首先通過數(shù)值模擬說明該方法的基本原理，然后在Ma8.0近真實(shí)條件下開展了直連式風(fēng)洞試驗(yàn)，驗(yàn)證該方法的有效性。

圖1 斜爆震入射到尾噴管上沿示意圖[21]Fig. 1 Schematic of oblique detonation wave incident on the upper edge of the exit nozzle

1 方法介紹

1.1 封閉空間中的斜爆震駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法

斜爆震在封閉空間中極易在壁面形成馬赫反射，造成流動壅塞，從而導(dǎo)致斜爆震失穩(wěn)前傳，這給斜爆震發(fā)動機(jī)的地面試驗(yàn)帶來極大困難。為了增強(qiáng)斜爆震在封閉空間中的駐定穩(wěn)定性，本文提出在斜爆震發(fā)生反射的壁面附近引入不可燃?xì)怏w層，使得斜爆震入射到不可燃?xì)怏w層時(shí)衰減為惰性激波，入射波角減小，從而抑制或削弱馬赫反射，避免流動壅塞，增強(qiáng)斜爆震的駐定穩(wěn)定性。具體到地面試驗(yàn)中，可以利用陣列噴管制造超聲速預(yù)混氣，將靠近反射壁面一側(cè)的若干陣列噴管單元的燃料關(guān)閉，從而在近壁區(qū)形成一層不含燃料的空氣層，達(dá)到上述增強(qiáng)斜爆震駐定穩(wěn)定性的目的。

1.2 數(shù)值模擬方法

本文數(shù)值模擬基于有限體積法，求解雷諾平均NS(RANS)方程，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，化學(xué)反應(yīng)采用Evans等[22]提出的氫/空氣7組分8步反應(yīng)機(jī)理?？臻g離散采用MUSCL格式，無黏通量的處理采用AUSM+方法。首先對陣列噴管流場進(jìn)行數(shù)值模擬，獲得流場的流動混合特性，然后輸出流場的某一流向截面參數(shù)，作為斜爆震流場計(jì)算域的入口邊界，這樣可以在進(jìn)行斜爆震數(shù)值模擬時(shí)避免上游流場的計(jì)算，從而減小計(jì)算量。對于陣列噴管流場，計(jì)算域延伸至噴管出口下游1500 mm處，網(wǎng)格總數(shù)約500萬，對于斜爆震流場，網(wǎng)格總數(shù)約50萬。此外，為了避免復(fù)雜大尺度分離流的爆震波與邊界層干擾流場的計(jì)算，計(jì)算域中除陣列噴管壁面采用無滑移壁面外，其余壁面均采用滑移壁面。由于本文主要目的是驗(yàn)證斜爆震駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法的有效性，故這樣的簡化處理是可以接受的。

1.3 試驗(yàn)系統(tǒng)及方法

驗(yàn)證工作在中國空氣動力研究與發(fā)展中心的連續(xù)式直連風(fēng)洞試驗(yàn)系統(tǒng)上完成。試驗(yàn)系統(tǒng)由氫/氧/空氣3組元加熱器、圓轉(zhuǎn)方過渡段、亞聲速擴(kuò)張段、陣列噴管、一體化混合試驗(yàn)段以及尾部隔離段組成，如圖2和3所示。圖2中圓轉(zhuǎn)方過渡段上游接加熱器，下游接亞聲速擴(kuò)張段，圓轉(zhuǎn)方過渡段入口為直徑160 mm的圓截面，亞聲速擴(kuò)張段出口為412.8 mm(高)×50.0 mm(寬)的矩形截面。亞聲速擴(kuò)張段下游接陣列噴管，其結(jié)構(gòu)如圖4所示。陣列噴管由24個(gè)相同的噴管單元疊加而成，噴管出口設(shè)計(jì)馬赫數(shù)4.0。每個(gè)噴管單元的出口高度為15 mm，寬度為50 mm，尾緣厚度2.2 mm，在尾緣展向(寬度方向)等距布置24個(gè)氫氣噴孔，噴孔直徑0.6 mm，氫氣流量滿足預(yù)混當(dāng)量比1.0，平行于熱空氣噴入流場，與高速熱空氣形成混合層，經(jīng)過一體化混合試驗(yàn)段(橫截面尺寸與亞聲速擴(kuò)張段出口截面尺寸相同)后形成超聲速可燃?xì)狻Ｔ谝惑w化混合試驗(yàn)段下壁面放置斜劈作為斜爆震起爆和駐定裝置，斜劈角度30°，高度50 mm，寬度35 mm，因此斜劈兩側(cè)與側(cè)壁存在7.5 mm的縫隙。由于本試驗(yàn)系統(tǒng)不含真空設(shè)備，為保證風(fēng)洞起動，需要在試驗(yàn)系統(tǒng)尾部加上隔離段以阻擋背壓影響。試驗(yàn)中采用高速攝影相機(jī)在試驗(yàn)段開窗觀測，高速攝影幀頻為1000幀/s，即相鄰2幀的時(shí)間間隔為1 ms。

圖2 直連試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig. 2 Schematic of the direct-connect experimental system

圖3 直連試驗(yàn)系統(tǒng)實(shí)物圖Fig. 3 Photograph of the direct-connect experimental system

圖4 陣列噴管示意圖Fig. 4 Schematic of the array nozzles

本文試驗(yàn)?zāi)M的是Ma8.0近真實(shí)條件，空氣加熱器產(chǎn)生的高焓空氣的理論總溫為2700 K，考慮到冷卻及燃燒效率等實(shí)際情況，實(shí)際總溫約為2500～2600 K，與Ma8.0狀態(tài)下的總溫(約為2600 K)接近。高焓空氣的設(shè)計(jì)總壓為4 MPa，流量約為2.6 kg/s。

2 結(jié)果與討論

2.1 陣列噴管流場混合特性

通常認(rèn)為理想的斜爆震要求來流為均勻的預(yù)混可燃?xì)?，但試?yàn)設(shè)備往往難以獲得完全均勻的混合氣。當(dāng)來流不均勻時(shí)，會對斜爆震的形態(tài)結(jié)構(gòu)及燃燒效率產(chǎn)生一定影響(Fang等[23]以及Iwata等[24]對非均勻氣流中的斜爆震特性開展了相關(guān)研究)，因此，有必要首先考察試驗(yàn)條件下陣列流場的混合特性。由于試驗(yàn)條件所限，本文未能通過試驗(yàn)方法對陣列噴管的混合特性進(jìn)行定量測定，故通過數(shù)值模擬對陣列噴管的流場混合特性開展定量研究，這有助于對試驗(yàn)條件的進(jìn)一步掌握。圖5為陣列噴管(僅給出9個(gè)噴管單元)及其下游100 mm內(nèi)的流場速度分布云圖，流場的基本特征與圖4所示一致。陣列噴管入口總溫2500 K，總壓4 MPa，組分摩爾比N2∶O2∶H2O = 0.40∶0.21∶0.39。噴管尾部噴入燃料氫氣的總溫為300 K，以聲速噴入，流量滿足預(yù)混化學(xué)恰當(dāng)比。由于噴管出口氣流速度較大，因此與氫氣形成的混合層的對流馬赫數(shù)較高，造成混合層增長速度較慢。

圖5 陣列噴管及其下游100 mm內(nèi)的流場速度云圖Fig. 5 Velocity magnitude contour inside the array nozzles and 100 mm downstream

圖6給出了流場中心線y=206.4 mm上的馬赫數(shù)和速度分布，從中可以看出氣流速度沿流向幾乎不變，但馬赫數(shù)由噴管出口處的3.94降至噴管下游1500 mm處的3.35。這是由于噴入的燃料氫氣的流量和速度相對于主流來說較小，因此對主流的動量影響較小，但由于氫氣混入后聲速增大，導(dǎo)致了馬赫數(shù)的下降。圖7所示為y=206.4 mm上的總溫和總壓分布，可以看出二者具有相似的形狀，且都在x=500 mm下游開始迅速下降，這表明混合層在該流向位置處已發(fā)展到噴管單元的中心線上。這也可以從圖8所示y=206.4 mm上的當(dāng)量比分布看出。對于超聲速混合層，人們習(xí)慣用混合效率的概念來衡量混合情況?；旌闲适侵改軌騾⑴c化學(xué)反應(yīng)的燃料的質(zhì)量流量與總的燃料質(zhì)量流量的比值。其定義為

圖6 y=206.4 mm上的馬赫數(shù)和速度分布Fig. 6 Mach number and velocity magnitude distributions on the y=206.4 mm line

圖7 y=206.4 mm上的總溫和總壓分布Fig. 7 Total temperature and pressure distributions on the y=206.4 mm line

圖8 y=206.4 mm上的當(dāng)量比分布Fig. 8 Equivalence ratio distributions on the y=206.4 mm line

其中，

YT=Yair(Yf/Yair)st

圖9所示為不同流向截面上的混合效率。隨著流向距離的增大，混合效率的增長速率逐漸減緩。在噴管出口下游500 mm范圍內(nèi)，混合效率較快速地增長到0.7，但在隨后的1000 mm范圍內(nèi)，混合效率則相對緩慢地增長到約0.9。結(jié)合圖10給出的不同流向位置處的當(dāng)量比分布曲線，可以認(rèn)為在x=1500 mm處氣流基本達(dá)到了預(yù)混狀態(tài)。圖11所示為x=1500 mm處的速度、馬赫數(shù)、溫度和壓力分布，這些參數(shù)在該位置處也基本均勻。此外，從溫度分布可以看出混合氣沒有提前著火。

圖9 不同流向截面上的混合效率Fig. 9 Mixing efficiency on different streamwise slices

圖10 不同流向位置的當(dāng)量比分布Fig. 10 Equivalence ratio distributions at different streamwise locations

圖11 x=1500 mm處的速度、馬赫數(shù)、溫度和壓力分布Fig. 11 Velocity, Mach number, temperature and pressure distributions at x=1500 mm

2.2 斜爆震駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法數(shù)值驗(yàn)證

將靠近反射壁面一側(cè)的若干陣列噴管單元的燃料氫關(guān)閉，由于在高對流馬赫數(shù)下混合層增長緩慢，即便經(jīng)過很長的流向距離，在近壁區(qū)仍然可以形成一層不含燃料氫的空氣層。于是，在下層預(yù)混氣中起爆的斜爆震入射到近壁區(qū)不可燃?xì)怏w層時(shí)，會衰減為惰性激波，使得入射角減小，從而極大削弱或抑制馬赫反射，防止流動壅塞，增強(qiáng)下層斜爆震的駐定穩(wěn)定性。

圖12所示為關(guān)閉反射壁面一側(cè)4個(gè)噴管單元的氫氣后的流場在不同流向位置處的當(dāng)量比分布。該圖表明在近壁區(qū)的確形成了不含燃料氫的氣體層，而在遠(yuǎn)離壁面處(y<350 mm)流動基本不受影響，且在x=1500 mm處，下層也形成了預(yù)混氣。圖13對比了未采用和采用駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法的斜爆震流場，當(dāng)未采用駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法時(shí)(如圖13(a)所示)，斜爆震在壁面形成了強(qiáng)馬赫反射，馬赫干尺度很大，幾乎造成了流動壅塞，斜爆震極易失穩(wěn)前傳。由于壁面條件為滑移壁，因而不存在爆震波與邊界層的相互作用?？梢酝茢啵瑢τ趯?shí)際的無滑移壁，將會產(chǎn)生大尺度的邊界層分離區(qū)，使得流道的有效流通面積顯著減小，則必然會導(dǎo)致壅塞現(xiàn)象。當(dāng)采用本文所提出的斜爆震駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法時(shí)(如圖13(b)所示)，斜爆震入射到不可燃?xì)怏w層后衰減為惰性激波，激波面與燃燒面解耦，使得入射波角減小，形成的馬赫干高度被顯著抑制，避免了壅塞流動，斜爆震整體上表現(xiàn)出了良好的駐定穩(wěn)定性。

圖12 關(guān)閉壁面附近4個(gè)噴管單元的氫氣后的流場在不同流向位置處的當(dāng)量比分布Fig. 12 Equivalence ratio distributions at different streamwise locations when the hydrogen fuel of the four near-wall nozzle units are cut off

圖13 未采用和采用駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法的斜爆震流場對比Fig. 13 Comparison of oblique detonation flow fields without and with standing stability enhancement method

2.3 直連式試驗(yàn)驗(yàn)證

在2.2節(jié)的數(shù)值模擬中，近壁不可燃?xì)怏w層是通過關(guān)閉近壁4個(gè)噴管單元中的氫氣而實(shí)現(xiàn)的?？紤]到試驗(yàn)中存在爆震波與邊界層相互作用等實(shí)際情況，為了強(qiáng)化駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)效果，在試驗(yàn)驗(yàn)證中關(guān)閉了近壁8個(gè)噴管單元中的氫燃料。圖14給出了未采用斜爆震駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法時(shí)(即整個(gè)流道高度上均為可燃?xì)饬?的斜爆震高速攝影照片(每幀間隔1 ms)。斜爆震起爆后在上壁面形成了強(qiáng)烈的馬赫反射，馬赫干高度十分顯著，且迅速增長，最終導(dǎo)致整個(gè)斜爆震結(jié)構(gòu)都轉(zhuǎn)變?yōu)檎鸩⑾蛏嫌蝹鞑?，這是流動壅塞形成的標(biāo)志。圖15給出了采用駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法時(shí)的斜爆震高速攝影圖像(每幀間隔1 ms)，與圖14對比可以看出，在相同的時(shí)間間隔內(nèi)斜爆震并未在觀測窗口中形成帶有火焰的馬赫干結(jié)構(gòu)，斜爆震的駐定穩(wěn)定性顯著增強(qiáng)。圖16所示為采用了駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法時(shí)拍攝的燃燒室尾焰照片，在上壁面附近沒有火焰，表明上壁面附近確實(shí)形成了不可燃?xì)怏w層。以上結(jié)果表明，試驗(yàn)驗(yàn)證和數(shù)值模擬結(jié)果在定性上是吻合的，本文所提出的封閉空間中斜爆震駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法是有效的。

圖14 未采用駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法的斜爆震高速攝影照片F(xiàn)ig. 14 High-frequency camera photographs of the oblique detonation without standing stability enhancement method

圖15 采用駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法的斜爆震高速攝影照片F(xiàn)ig. 15 High-frequency camera photographs of the oblique detonation with standing stability enhancement method

圖16 采用駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法的燃燒室尾焰照片F(xiàn)ig. 16 Exit flame of the combustor with standing stability enhancement method

圖17給出了長程(有效試驗(yàn)時(shí)間1.0 s)試驗(yàn)中當(dāng)量比0.5條件下采用駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法獲得的壁面壓力隨時(shí)間的變化，其中p∞表示陣列噴管出口處的側(cè)壁壓力，p1表示觀察窗上游100 mm處的側(cè)壁壓力，p2表示觀察窗對側(cè)固壁上的壓力。由于試驗(yàn)的總溫很高，試驗(yàn)過程中噴管喉部存在較強(qiáng)的受熱，導(dǎo)致上下型面在一定程度上向喉部中心膨脹變形(參考圖4)，使喉部面積有所減小，因而導(dǎo)致噴管出口馬赫數(shù)比設(shè)計(jì)馬赫數(shù)偏高，故出口靜壓也比設(shè)計(jì)靜壓偏低。從圖17可以看出，在長達(dá)1.0 s的有效試驗(yàn)時(shí)間里(28.1～29.1 s)，觀察窗上游壓力十分平穩(wěn)，未出現(xiàn)斜爆震前傳而導(dǎo)致的壓升現(xiàn)象；而觀察窗對側(cè)固壁壓力抬升并穩(wěn)定在65～70 kPa。此外，從壓力曲線中還可以看出，在有效試驗(yàn)時(shí)間的初始時(shí)刻，3處壓力監(jiān)測點(diǎn)都存在一個(gè)壓力過沖的尖峰，這是由于本試驗(yàn)工況十分苛刻，基本達(dá)到了所用試驗(yàn)設(shè)備的極限狀態(tài)，加熱器噴注面板的噴孔對于試驗(yàn)的供氣條件來說仍然偏小，導(dǎo)致噴注氣流的速度過快，點(diǎn)火延遲距離顯著增大。這樣一來，加熱器中的可燃?xì)饩统霈F(xiàn)了大量堆積，當(dāng)點(diǎn)火發(fā)生后，加熱器會出現(xiàn)一定概率的爆震現(xiàn)象?，F(xiàn)場壓力監(jiān)測表明加熱器燃燒室中的初始爆震產(chǎn)生的瞬時(shí)峰值壓力高達(dá)10 MPa以上，這給試驗(yàn)設(shè)備造成巨大沖擊，在部分試驗(yàn)車次中，強(qiáng)烈的振動使試驗(yàn)觀察窗上出現(xiàn)了巨大的裂紋，導(dǎo)致?lián)p毀。在今后工作中需要進(jìn)一步改進(jìn)試驗(yàn)設(shè)備，避免出現(xiàn)類似情況。

圖17 長程試驗(yàn)中壁面壓力隨時(shí)間的變化曲線Fig. 17 Wall pressure versus time in the long-time experiment

此外還需指出，雖然本文初步驗(yàn)證了斜爆震駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法的有效性，但是目前對該方法還難以提出一個(gè)普遍適用的判別準(zhǔn)則,即難以判斷對于一個(gè)具體流場，局部不可燃?xì)怏w與預(yù)混氣體之間應(yīng)達(dá)到何種比例才能避免形成流動壅塞。這是因?yàn)轳R赫干的尺度與斜爆震的入射角度以及具體的流場幾何特征有關(guān)(這與斜激波的馬赫反射現(xiàn)象類似[25])，需要建立流場物理模型具體分析。當(dāng)帶有近壁不可燃?xì)怏w層以及考慮邊界層效應(yīng)時(shí)，也會使流場建模變得困難，這方面工作需要在今后逐步開展。

3 結(jié) 論

本文提出了一種封閉空間中的斜爆震駐定穩(wěn)定性增強(qiáng)方法，通過引入近壁區(qū)不可燃?xì)怏w層，使斜爆震入射到近壁區(qū)后衰減為惰性激波，減小了激波入射角，從而抑制或削弱了馬赫反射，防止了流動壅塞，增強(qiáng)了斜爆震駐定穩(wěn)定性。直連式試驗(yàn)驗(yàn)證表明該方法是可行且有效的。基于此方法，本文獲得了Ma8.0近真實(shí)條件下長時(shí)間穩(wěn)定駐定的斜爆震波。