當(dāng)量比對(duì)汽油燃料兩相旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)工作特性影響實(shí)驗(yàn)研究*

葛高楊，馬 元，侯世卓，夏鎮(zhèn)娟，馬 虎，鄧 利，周長(zhǎng)省

（1. 南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094；2. 海軍航空大學(xué)青島校區(qū)航空機(jī)械工程與指揮系，山東 青島 266100；3. 中國(guó)工程物理研究院化工材料研究所，四川 綿陽 621999）

旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)（rotating detonation engine, RDE）是利用環(huán)形燃燒室內(nèi)連續(xù)旋轉(zhuǎn)傳播的一道或者多道爆轟波掃過推進(jìn)劑混合物、生成的高溫高壓爆轟產(chǎn)物從噴管排出從而產(chǎn)生推力的新型推進(jìn)裝置。燃料通過環(huán)形面的微型噴嘴噴注到燃燒室內(nèi)，使用火花塞或其他起爆裝置進(jìn)行起爆，形成燃燒波沿環(huán)形燃燒室周向傳播，逐漸發(fā)展成為爆轟波在燃燒室內(nèi)連續(xù)旋轉(zhuǎn)傳播。由于旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、推重比大、熱循環(huán)效率高等優(yōu)點(diǎn)，近年來已成為研究熱點(diǎn)。液態(tài)燃料與氣態(tài)燃料相比具有更高的密度比沖，在相同體積的情況下能產(chǎn)生更大的沖量，因此，隨著對(duì)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的深入研究以及工程應(yīng)用的需求，研究采用液態(tài)燃料組織燃燒的旋轉(zhuǎn)爆轟成為了關(guān)注的重點(diǎn)。

Bykovskii 等[1-6]對(duì)以煤油/液氧、煤油/富氧空氣、煤油/氧氣、柴油/富氧空氣以及汽油/富氧空氣為推進(jìn)劑的兩相連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟做了大量工作。首先，Bykovskii 等[1]在外徑204 mm、出口直徑50 mm 的圓盤型燃燒室內(nèi)開展了煤油/富氧空氣、煤油/空氣以及柴油/空氣的旋轉(zhuǎn)爆轟實(shí)驗(yàn)，成功獲得了連續(xù)旋轉(zhuǎn)傳播的爆轟波。Bykovskii 等[2]采用丙烷/空氣以及液態(tài)煤油/空氣，在直徑306 mm 的環(huán)形燃燒室內(nèi)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)這兩種推進(jìn)劑活性較低，以空氣作為氧化劑無法起爆，只有在推進(jìn)劑中加入氧氣（氧氣與氮?dú)赓|(zhì)量比為1）才能獲得連續(xù)傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波。當(dāng)富氧空氣流量為1.75 kg/s、丙烷流量為0.24 kg/s、當(dāng)量比為1 時(shí)，獲得的爆轟波傳播速度為1.6 km/s；在富氧空氣流量為6.3 kg/s、煤油流量為0.9 kg/s、當(dāng)量比為0.96 時(shí)，爆轟波傳播速度為1.5 km/s。隨后，Bykovskii 等[3]針對(duì)煤油/液氧開展了旋轉(zhuǎn)爆轟實(shí)驗(yàn)，采用速度補(bǔ)償?shù)姆椒ㄍㄟ^觀察窗對(duì)燃燒室內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行了拍攝，得到了兩相連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟波的結(jié)構(gòu)特征。在外徑40～100 mm、寬度10～15 mm 的燃燒室內(nèi)，以氧氣為氧化劑，推進(jìn)劑混合物質(zhì)量流量為0.1～2.9 kg/s，化學(xué)當(dāng)量比0.8～1.7，實(shí)現(xiàn)了多種液體燃料的兩相旋轉(zhuǎn)爆轟波的穩(wěn)定傳播，爆轟波傳播速度為1.1～2 km/s。在點(diǎn)火方面，Bykovskii 等[4]通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了旋轉(zhuǎn)爆轟波在煤油/空氣以及汽油/空氣混合物中連續(xù)穩(wěn)定傳播的可能性，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明爆轟燃燒室直徑必須大于306 mm，且氧化劑氣體中氧氣與氮?dú)獾馁|(zhì)量比大于0.41。此外，Bykovskii 等[5-6]采用航空煤油、空氣以及氫氣或者合成氣（CO/H2）進(jìn)行了旋轉(zhuǎn)爆轟實(shí)驗(yàn)，燃燒室外徑、寬度和長(zhǎng)度分別為503、18 和490 mm，隨著煤油、空氣和氫氣流量的改變，爆轟波傳播模態(tài)從單波模態(tài)切換到五波模態(tài)，爆轟波速度分布在1.15～1.67 km/s，頻率范圍為0.73～4.86 kHz，實(shí)驗(yàn)證明能否維持煤油燃料的旋轉(zhuǎn)爆轟狀態(tài)是由混合氣中的氫含量決定的。當(dāng)燃料中氫氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到42%，得到的最大比沖值約為4 000 s。Frolov 等[7]采用氫氣、液態(tài)丙烷和空氣三組元推進(jìn)劑在大尺寸環(huán)形燃燒室內(nèi)進(jìn)行了旋轉(zhuǎn)爆轟實(shí)驗(yàn)，其中燃燒室外徑為406 mm、寬度為25 mm，氫氣、丙烷和空氣流量范圍分別為0.1～0.5、0.1～0.5 和5～12 kg/s，在氫氣空氣混合物實(shí)現(xiàn)自持傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟后加入液態(tài)丙烷，獲得了連續(xù)旋轉(zhuǎn)傳播的兩相旋轉(zhuǎn)爆轟。

Kindracki 等[8]對(duì)煤油和空氣噴入環(huán)形燃燒室的霧化流場(chǎng)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，測(cè)量了空氣的速度分布以及煤油液滴的直徑。隨后，Kindracki 等[9]開展了煤油氧氣混合物的起爆特性實(shí)驗(yàn)，研究了不同管徑、點(diǎn)火能量以及氧化劑中不同氧含量條件下爆轟波能否直接起爆。Kindracki 等[10]采用煤油、氫氣和空氣三組元推進(jìn)劑開展了旋轉(zhuǎn)爆轟實(shí)驗(yàn)，燃燒室外徑和長(zhǎng)度分別為168 和120 mm，氫氣、煤油和空氣流量范圍分別為1～10、7.45～16.5 和160～550 g/s。他們研究了燃料中氫含量對(duì)燃燒室壓力以及爆轟波傳播速度的影響，在燃料中氫氣占比57%時(shí)，爆轟波傳播速度為1 550 m/s，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明非均相混合物的旋轉(zhuǎn)爆轟有20%～25%的速度虧損。此外，還將液態(tài)硝酸異丙酯加入煤油中，并對(duì)其提高煤油空氣混合物爆轟敏感性的影響進(jìn)行了考察。

以上大多采用富氧空氣或氧氣作為氧化劑或者在液體燃料中加入氫氣，以此提高反應(yīng)物的活性，獲得連續(xù)傳播的兩相旋轉(zhuǎn)爆轟波。目前，在我國(guó)對(duì)于旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)驗(yàn)研究大多采用氣態(tài)燃料，Liu 等[11]、Xie 等[12]、Lin 等[13]、魏萬里等[14]和Deng 等[15]對(duì)采用氫氣、甲烷、乙烯以及乙炔為燃料的氣相旋轉(zhuǎn)爆轟開展了大量的實(shí)驗(yàn)研究，并對(duì)爆轟波起爆、傳播模態(tài)與控制、速度虧損以及推力性能等開展了深入研究，而對(duì)液體燃料組織燃燒的兩相旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)研究較少。

鄭權(quán)等[16-17]開展了汽油/富氧空氣的旋轉(zhuǎn)爆轟實(shí)驗(yàn)，成功起爆并實(shí)現(xiàn)了旋轉(zhuǎn)爆轟波的自持傳播，發(fā)現(xiàn)了單波頭、雙波頭和多波頭同時(shí)存在的混合傳播模態(tài)，且旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播速度存在虧損。在一定范圍，旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播速度和壓力隨推進(jìn)劑質(zhì)量流量的增大而增大。此外，在富氧空氣流量為945.3 g/s、汽油流量為84.3 g/s、當(dāng)量比為0.82 時(shí)，爆轟波傳播模態(tài)為雙波對(duì)撞，平均傳播速度為1 051 m/s，有效推力為607.3 N，燃料比沖為735.1 s。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，雙波對(duì)撞模態(tài)下發(fā)動(dòng)機(jī)推力波動(dòng)較大，推力曲線圍繞平均推力振蕩。

李寶星等[18]開展了燃料/氧化劑分別為煤油/富氧空氣的兩相旋轉(zhuǎn)爆轟實(shí)驗(yàn)研究，常溫下成功實(shí)現(xiàn)了旋轉(zhuǎn)爆轟的起爆與自持傳播。研究發(fā)現(xiàn)，混合物的反應(yīng)活性至關(guān)重要，當(dāng)氧化劑中氧含量偏低時(shí)，旋轉(zhuǎn)爆轟波無法起爆，直至氧含量增加到39.2%時(shí)，才能形成自持傳播的爆轟波；爆轟波成功起爆后均以雙波對(duì)撞模態(tài)傳播，平均傳播速度偏低；在貧油狀態(tài)下，爆轟波傳播速度隨當(dāng)量比提高而增大；當(dāng)空氣質(zhì)量流量大于822 g/s 時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)基本以緩燃形式工作。

王迪等[19]采用富氧空氣或氧氣為氧化劑對(duì)煤油兩相旋轉(zhuǎn)爆轟波的起爆和傳播過程進(jìn)行了研究?；赑DA 方法對(duì)霧化流場(chǎng)進(jìn)行了測(cè)量，發(fā)現(xiàn)隨著煤油液滴受到氣流剪切作用距離的增加，霧化細(xì)度和均勻度變好。當(dāng)氧化劑為富氧空氣時(shí)，燃燒室在單波模態(tài)下工作，爆轟波頻率為0.904 kHz。在純氧狀態(tài)下，燃燒室在雙波模態(tài)下工作，爆轟波傳播頻率為5.882 kHz。在實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)，隨著氧化劑中含氧量的增加，爆轟波速度逐步增大。

綜上所述，研究多以常溫富氧空氣或氧氣作為氧化劑開展實(shí)驗(yàn)，對(duì)液體燃料與空氣的兩相旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播模態(tài)與特性研究較少。這主要是因?yàn)闅庖簝上嘈D(zhuǎn)爆轟實(shí)驗(yàn)存在幾個(gè)難點(diǎn)：（1）液態(tài)燃料的破碎霧化問題，液態(tài)燃料破碎霧化后液滴顆粒直徑直接影響到爆轟波的起爆特性以及傳播特性；（2）液態(tài)燃料與氧化劑的摻混問題，摻混效果對(duì)爆轟波的傳播特性以及穩(wěn)定性影響較大；（3）相比于氣態(tài)燃料，液態(tài)燃料組織燃燒的旋轉(zhuǎn)爆轟需要更大的點(diǎn)火能量，才能成功激發(fā)連續(xù)旋轉(zhuǎn)傳播的爆轟波；（4）以常溫空氣作為氧化劑的油氣混合物活性差，難以發(fā)展形成連續(xù)傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波。針對(duì)氣液兩相旋轉(zhuǎn)爆轟的難點(diǎn)，本文中采用高總溫空氣與汽油液滴對(duì)撞噴注，在高總溫空氣的剪切力作用下，汽油液滴迅速破碎蒸發(fā)成氣態(tài)，以此提高推進(jìn)劑的摻混效果與活性；開展不同當(dāng)量比下的兩相旋轉(zhuǎn)爆轟實(shí)驗(yàn)，分析爆轟波的傳播模態(tài)、傳播特性以及發(fā)動(dòng)機(jī)的工作特性。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

兩相旋轉(zhuǎn)爆轟實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由空氣供給系統(tǒng)、加熱器系統(tǒng)、燃油供給系統(tǒng)、兩相旋轉(zhuǎn)爆轟燃燒室、點(diǎn)火系統(tǒng)以及控制與采集系統(tǒng)組成，如圖1 所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig. 1 Schematic diagram of the experimental system

1.1 推進(jìn)劑供給系統(tǒng)

空氣供給系統(tǒng)主要包括高壓氣源、球閥、過濾器、減壓閥、流量計(jì)以及電磁閥，通過調(diào)節(jié)減壓閥出口壓力控制空氣流量，流量設(shè)計(jì)范圍為0.5～2 kg/s。汽油存儲(chǔ)在高壓油罐中，在高壓氮?dú)獾臄D壓作用下，汽油依次通過過濾器、球閥、液體渦輪流量計(jì)、單向閥以及電磁閥，最后通過周向均勻分布的高壓霧化噴嘴噴注進(jìn)入燃燒室，以此提高霧化效果，冷流狀態(tài)下霧化后的最小液滴粒徑可達(dá)到20 μm。實(shí)驗(yàn)中，通過控制高壓油罐內(nèi)的壓力達(dá)到控制汽油流量的目的，汽油流量最大可達(dá)到200 g/s?？諝夂推土髁坑闪髁坑?jì)進(jìn)行監(jiān)測(cè)，通斷時(shí)間通過電磁閥進(jìn)行控制。

1.2 加熱器系統(tǒng)

加熱器系統(tǒng)由高壓氫氣罐、高壓氧氣罐、球閥、減壓閥、限流喉道、電磁閥、單向閥以及點(diǎn)火裝置組成。加熱器的燃料和氧化劑分別為氫氣和空氣，實(shí)驗(yàn)過程中采用火花塞放電對(duì)冷流空氣和氫氣預(yù)混氣進(jìn)行點(diǎn)火，加熱冷流空氣至高總溫，通過在加熱器出口補(bǔ)充氧氣保持高溫空氣中的氧含量不變。加熱器具有穩(wěn)定可靠、加熱速度快等優(yōu)點(diǎn)，最大可加熱質(zhì)量流量2 kg/s 的空氣至1 000 K。

1.3 兩相旋轉(zhuǎn)爆轟燃燒室

圖2 是兩相旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)物，其中爆轟燃燒室采用一端封閉一端開口的等直圓環(huán)形結(jié)構(gòu)，燃燒室外徑和內(nèi)徑分別為202 和166 mm，環(huán)形通道寬度為18 mm，軸向長(zhǎng)度為155 mm?？諝馀c汽油采用環(huán)縫與噴嘴對(duì)撞噴注的方式進(jìn)行混合，其中汽油通過周向均勻分布的36 個(gè)高壓微細(xì)霧化噴嘴沿軸向噴注，而空氣則通過收縮擴(kuò)張型環(huán)縫進(jìn)入燃燒室，如圖3(a)所示。汽油和空氣的流量通過安裝在管路中的流量計(jì)進(jìn)行測(cè)量，實(shí)驗(yàn)中的全局當(dāng)量比采用管路中的汽油與氧氣質(zhì)量流量進(jìn)行計(jì)算。

圖2 兩相旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)Fig. 2 Two-phase rotating detonation engine

圖3 噴注結(jié)構(gòu)以及傳感器分布Fig. 3 Schematic diagram of injection configuration and sensor instrumentation

主要通過測(cè)量的壓力信號(hào)對(duì)旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播特性進(jìn)行分析，燃燒室外殼測(cè)量孔位置如圖3 所示?？諝夤苈放c汽油集油腔分別安裝有擴(kuò)散硅式壓力變送器P-air 和P-fuel，測(cè)量空氣以及集油腔內(nèi)的平均壓力，如圖2 所示。此壓力變送器具有響應(yīng)時(shí)間快、測(cè)量精度高的優(yōu)點(diǎn)。燃燒室外壁面分別安裝有4 個(gè)高頻動(dòng)態(tài)壓力傳感器和1 個(gè)擴(kuò)散硅式壓力變送器，用來測(cè)量燃燒室內(nèi)高頻瞬態(tài)壓力以及燃燒室的平均壓力。高頻動(dòng)態(tài)壓力傳感器和擴(kuò)散硅式壓力變送器均采用平齊安裝的方式，以減小對(duì)爆轟波面的干擾。高頻壓力傳感器P1、P2 和P3 在相同周向位置，分別位于空氣環(huán)縫下游8、24 和40 mm 處，擴(kuò)散硅式壓力變送器P-c 距環(huán)縫24 mm，其中P4 與P2 在相同軸向位置，周向間隔90°，P-c 與P4 軸對(duì)稱分布。

1.4 點(diǎn)火系統(tǒng)

利用垂直安裝的預(yù)爆轟管對(duì)汽油空氣混合物進(jìn)行起爆，預(yù)爆轟管內(nèi)徑為20 mm，長(zhǎng)度為600 mm，內(nèi)充一定濃度的H2/O2預(yù)混氣，以達(dá)到足夠的起爆能量。點(diǎn)火時(shí)刻選擇為汽油集油腔和空氣管路壓力處于穩(wěn)定的區(qū)間。為了減少填充階段燃燒室對(duì)預(yù)爆轟管內(nèi)混合氣體的影響，預(yù)爆轟管出口與燃燒室連接處采用薄膜隔離，點(diǎn)火位置如圖3 所示。實(shí)驗(yàn)環(huán)境溫度為293 K，燃燒室出口直接與大氣相通，環(huán)境壓力為1 個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。

1.5 控制與采集系統(tǒng)

采用自主開發(fā)的時(shí)序控制程序?qū)崿F(xiàn)電磁閥的通斷控制和火花塞狀態(tài)的控制，其中時(shí)序控制精度達(dá)毫秒級(jí)。高頻數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由高頻壓力傳感器及NI 公司X 系列多功能高頻壓力采集模塊組成，其中NI 高頻數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采用NI-STC3 定時(shí)同步與USB 總線技術(shù)，數(shù)據(jù)采集卡型號(hào)為USB-4716，共有8 通道同步模擬信號(hào)輸入，單通道采樣頻率高達(dá)2×106s?1，ADC 位數(shù)為16 位，能夠捕捉瞬態(tài)的旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播信號(hào)。

圖4 為兩相RDE 點(diǎn)火實(shí)驗(yàn)工作時(shí)序，其中藍(lán)色箭頭向上表示打開，紅色箭頭向下表示關(guān)閉。實(shí)驗(yàn)過程中，先打開空氣與加熱器氫氧管路的電磁閥，隨后開啟采集系統(tǒng)，幾十毫秒后使用火花塞對(duì)加熱器進(jìn)行點(diǎn)火，高總溫空氣進(jìn)入燃燒室作為氧化劑?？諝饬髁糠€(wěn)定后，打開汽油管路的電磁閥，同時(shí)向預(yù)爆轟管內(nèi)噴注氫氣和氧氣，當(dāng)集油腔壓力穩(wěn)定后點(diǎn)火，預(yù)爆轟管內(nèi)形成的初始爆轟波進(jìn)入燃燒室引燃油氣混合物。Δt為兩相旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的工作時(shí)間，實(shí)驗(yàn)結(jié)束停止噴注汽油以及加熱器的氫氣和氧氣，通過持續(xù)噴注一段時(shí)間的空氣實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的熄火與冷卻。為保證傳感器與發(fā)動(dòng)機(jī)的使用壽命，實(shí)驗(yàn)中發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)間設(shè)置為1 s。

圖4 實(shí)驗(yàn)時(shí)序Fig. 4 Schematic diagram of experimental time sequence

2 結(jié)果與討論

在兩相旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)驗(yàn)過程中，固定空氣質(zhì)量流量以及總溫，通過改變汽油質(zhì)量流量，在各種工況下進(jìn)行了熱試實(shí)驗(yàn)，研究了推進(jìn)劑當(dāng)量比對(duì)兩相RDE 內(nèi)旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播模態(tài)以及特性的影響。

表1 為實(shí)驗(yàn)工況表，固定空氣質(zhì)量流率為1 110 g/s 以及空氣總溫為713 K，研究?jī)上嘈D(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的當(dāng)量比工作范圍。在當(dāng)量比0.79～1.25 范圍，燃燒室內(nèi)均得到了連續(xù)自持傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波，傳播模態(tài)為雙波對(duì)撞和單波共存的混合模態(tài)以及單波模態(tài)，爆轟波傳播頻率范圍為1.6～1.9 kHz；降低當(dāng)量比至0.61～0.66，爆轟波傳播穩(wěn)定性變差，表現(xiàn)為間斷爆轟以及零星爆轟；進(jìn)一步降低當(dāng)量比至0.53，爆轟波起爆失敗。隨著推進(jìn)劑當(dāng)量比的提高，爆轟波的傳播頻率先增大后減小，在當(dāng)量比1.19 附近達(dá)到最大。在空氣質(zhì)量流量為1 110.0 g/s、汽油質(zhì)量流量為85.7 g/s、空氣總溫為713 K、當(dāng)量比為1.19 的工況下，燃燒室內(nèi)獲得了連續(xù)穩(wěn)定自持傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波，爆轟波傳播頻率為1 900.9 Hz，傳播模態(tài)為單波爆轟，此工況為最佳工況。

表1 實(shí)驗(yàn)工況Table 1 Experimental conditions

2.1 發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程

當(dāng)汽油質(zhì)量流量為62.4 g/s、空氣質(zhì)量流量為1 110.0 g/s、推進(jìn)劑當(dāng)量比為0.84 時(shí)，加熱空氣總溫至713 K（即工況5），對(duì)兩相旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的工作過程進(jìn)行研究，該工況下發(fā)動(dòng)機(jī)成功起爆。在實(shí)驗(yàn)過程中，由于高頻壓力傳感器受到高溫爆轟燃燒產(chǎn)物的影響，測(cè)得的高頻壓力原始信號(hào)出現(xiàn)溫度漂移現(xiàn)象。為便于分析爆轟波的傳播過程，對(duì)高頻原始?jí)毫π盘?hào)進(jìn)行了高通濾波處理，處理后的高頻壓力曲線p2如圖5 所示，圖中pc、pair以及pfuel分別是燃燒室、空氣噴注以及集油腔內(nèi)的平均壓力。由圖可見，P2 處的高頻周期性壓力躍升信號(hào)表明燃燒室內(nèi)成功獲得了連續(xù)自持傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波，在發(fā)動(dòng)機(jī)整個(gè)工作過程中，高頻壓力信號(hào)較穩(wěn)定，沒有出現(xiàn)大幅度的爆轟波熄滅現(xiàn)象，爆轟波壓力峰值存在一定的波動(dòng)。

圖5 工況5 的壓力曲線Fig. 5 Pressure curves in case 5

圖6 為點(diǎn)火初期燃燒室內(nèi)壓力信號(hào)。冷流空氣通過加熱器加熱后進(jìn)入環(huán)形燃燒室，打開汽油管路電磁閥，集油腔壓力逐漸上升，當(dāng)空氣噴注壓力以及集油腔壓力達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后，采用填充一定濃度氫氧預(yù)混氣的預(yù)爆轟管進(jìn)行點(diǎn)火，預(yù)爆轟管內(nèi)形成的初始爆轟波擊穿薄膜進(jìn)入環(huán)形燃燒室引燃汽油空氣混合物。燃燒室穩(wěn)壓傳感器在4 173.096 ms 時(shí)采集第1 個(gè)壓力尖峰，壓力峰值約為0.22 MPa，為初始爆轟波進(jìn)入環(huán)形燃燒室引起。初始爆轟波進(jìn)入燃燒室后引燃汽油空氣混合物，壓力信號(hào)出現(xiàn)波動(dòng)，但并沒有直接形成爆轟波，而是經(jīng)過約3.06 ms 后，高頻壓力傳感器采集到了第1 個(gè)壓力躍升信號(hào)，壓力峰值約為0.46 MPa。這主要是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)采用垂直安裝的預(yù)爆轟管作為點(diǎn)火裝置，初始爆轟波進(jìn)入環(huán)形燃燒室后發(fā)生衍射衰退為緩燃波，沿燃燒室周向相反方向傳播，隨后在燃燒室曲率、推進(jìn)劑噴注以及邊界層發(fā)展等湍流作用下，火焰燃燒鋒面加速與前導(dǎo)激波耦合，最終在4 176.156 ms 時(shí)形成連續(xù)旋轉(zhuǎn)傳播的爆轟波。

圖6 工況5 的RDE 起始階段Fig. 6 Initiation stage of RDE in case 5

在5 114.812 ms 時(shí)，關(guān)閉汽油管路電磁閥，集油腔壓力逐漸降低，而此時(shí)空氣管路壓力基本不變，致使波前汽油空氣混合物當(dāng)量比下降，爆轟波強(qiáng)度逐漸降低，表現(xiàn)為爆轟波壓力峰值的持續(xù)衰減，如圖7 所示。關(guān)閉汽油管路電磁閥并未導(dǎo)致爆轟波的瞬時(shí)熄滅或解耦，而是逐漸衰減至熄滅。主要原因是，汽油管路以及集油腔內(nèi)剩余的汽油維持爆轟波繼續(xù)傳播了一段時(shí)間，這說明旋轉(zhuǎn)爆轟波具有自適應(yīng)當(dāng)量比變化的能力。由圖可見，在約5 189.456 ms 時(shí)，剩余的汽油耗盡，發(fā)動(dòng)機(jī)熄火，持續(xù)通冷流空氣進(jìn)行爆轟燃燒產(chǎn)物吹除以及發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻。

圖7 工況5 的RDE 熄火階段Fig. 7 Flameout stage of RDE in case 5

2.2 爆轟波傳播模態(tài)

當(dāng)汽油質(zhì)量流量為57.3 g/s、空氣質(zhì)量流量為1 110.0 g/s、推進(jìn)劑當(dāng)量比為0.79（即工況4）時(shí)，旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播模態(tài)為單波與雙波對(duì)撞的混合模態(tài)。圖8 為P2、P4 處的高頻壓力信號(hào)的局部放大圖，爆轟波壓力峰值較低，且存在較大波動(dòng)。由圖可見，在4 325.38～4 336.0 ms 時(shí)，P2、P4 處的每個(gè)壓力尖峰基本重合，對(duì)比傳感器的位置（見圖3），判斷環(huán)形燃燒室內(nèi)存在兩道傳播方向相反的爆轟波，周期性發(fā)生對(duì)撞，此時(shí)爆轟波傳播模態(tài)為雙波對(duì)撞，且對(duì)撞點(diǎn)在P2 和P4 之間。進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)，在每個(gè)雙波對(duì)撞周期內(nèi)，第1 個(gè)壓力峰值遠(yuǎn)低于第2 個(gè)壓力峰值。這主要是因?yàn)?，? 個(gè)壓力尖峰是由爆轟波解耦后的透射激波引起的，壓力峰值較低。由于燃燒室寬度遠(yuǎn)大于空氣噴注環(huán)縫，燃燒室頭部存在回流區(qū)吸附爆轟燃燒產(chǎn)物，兩道相向傳播的透射激波在P2 和P4 間碰撞后，在新鮮油氣混合物以及局部熱點(diǎn)的支持下，透射激波與火焰鋒面耦合迅速發(fā)展形成爆轟波，表現(xiàn)為第2 個(gè)較高的壓力峰值。重新形成的兩道爆轟波繼續(xù)向前傳播，在另一個(gè)相位點(diǎn)發(fā)生碰撞后透射，透射激波在沒有新鮮油氣混合物的支持下，旋轉(zhuǎn)爆轟波發(fā)生解耦，周而復(fù)始，形成了雙波對(duì)撞周期內(nèi)壓力峰值強(qiáng)弱交替的現(xiàn)象。

圖8 工況4 雙波對(duì)撞點(diǎn)位于P2 和P4 之間的局部壓力分布Fig. 8 Local pressure distributions of two-wave collision point locating between P2 and P4 in case 4

在4 503.128～4 510.272 ms 時(shí)，對(duì)高頻壓力信號(hào)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)在爆轟波傳播過程中雙波對(duì)撞點(diǎn)存在偏移的現(xiàn)象，如圖9 所示。這可能是因?yàn)?，在爆轟波雙波對(duì)撞過程中，每個(gè)對(duì)撞周期后燃燒室內(nèi)的局部壓力以及透射激波的強(qiáng)度存在差異，進(jìn)而影響了汽油空氣的噴注狀態(tài)以及摻混效果，導(dǎo)致新鮮油氣混合層高度以及活性存在空間差異，因此爆轟波雙波對(duì)撞點(diǎn)產(chǎn)生了偏移。在4 511.236 ms 時(shí)，雙波對(duì)撞模態(tài)衰減為單道爆轟波，這主要是因?yàn)樯蟼€(gè)周期P2 處壓力過高，抑制了新鮮空氣和汽油的噴注以及摻混過程，導(dǎo)致P2 處積累的預(yù)混反應(yīng)物層高度較低。當(dāng)順時(shí)針（定義從燃燒室出口觀察）傳播的透射激波再次傳播到P2 處，由于可燃?xì)怏w層高度以及活性較低，透射激波沒有得到增強(qiáng)，難以發(fā)展形成新的爆轟波，因此燃燒室內(nèi)僅存在一道逆時(shí)針傳播的爆轟波。但單波模態(tài)維持時(shí)間較短，隨著爆轟產(chǎn)物膨脹排出燃燒室，P2 處的壓力低于空氣噴注總壓，空氣恢復(fù)噴注，前導(dǎo)激波在新鮮油氣混合物以及局部熱點(diǎn)的支持下發(fā)展形成新的爆轟波，爆轟波傳播模態(tài)恢復(fù)為雙波對(duì)撞。

圖9 工況4 模態(tài)轉(zhuǎn)變過程中的局部壓力分布Fig. 9 Local pressure distributions during mode transition in case 4

進(jìn)一步提高推進(jìn)劑當(dāng)量比至1.19，此時(shí)汽油質(zhì)量流量為85.7 g/s、空氣質(zhì)量流量為1 110.0 g/s、空氣總溫為713 K（即工況8），對(duì)旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播模態(tài)進(jìn)行分析。圖10 為P2、P4 處的高頻壓力信號(hào)的局部放大圖，壓力信號(hào)出現(xiàn)周期性陡升驟降趨勢(shì)，表明燃燒室內(nèi)存在連續(xù)旋轉(zhuǎn)傳播的爆轟波。傳感器P2 和P4 相位差為90°，測(cè)量的相鄰壓力尖峰的時(shí)間差Δt2恰好為Δt1的3 倍，因此推斷爆轟波以單波模態(tài)在燃燒室內(nèi)傳播。根據(jù)傳感器的位置分布，爆轟波傳播方向?yàn)轫槙r(shí)針。此外，爆轟波壓力尖峰后存在峰值較低的壓力振蕩（見圖10 中區(qū)域O），這是由于該工況處于富油狀態(tài)，汽油中重組分含量較高。在高總溫空氣的剪切力作用下，汽油液滴中的輕組分以及部分重組分破碎蒸發(fā)形成氣態(tài)汽油，爆轟波優(yōu)先掃過氣態(tài)汽油與空氣的混合物，波后區(qū)域仍剩余部分汽油重組分小液滴以兩相湍流燃燒方式與新鮮空氣組織燃燒，因此形成了爆轟波后的低峰值壓力振蕩。

圖10 工況8 的局部壓力分布Fig. 10 Local pressure distributions in case 8

2.3 爆轟波傳播特性

為進(jìn)一步分析旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播特性，對(duì)工況4 下P2 處的高頻壓力信號(hào)進(jìn)行頻域與時(shí)域分析，分別采用快速傅里葉變換(FFT)和短時(shí)傅里葉變換(STFT)進(jìn)行處理。通過FFT 得到的功率譜密度隨頻率的分布如圖11 所示，F(xiàn)FT 的旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播頻率振蕩范圍為1 544.0～1 663.7 Hz，功率譜密度最大的主頻為1 613.7 Hz。FFT 可以得到高頻壓力信號(hào)的振蕩主頻分布，但無法反映壓力信號(hào)的時(shí)頻特性，STFT 結(jié)果反映了高頻壓力信號(hào)在不同時(shí)刻的振蕩特性，如圖12 所示。由圖可見，旋轉(zhuǎn)爆轟波的平均傳播頻率約為1 625.6 Hz，在發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中，旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播頻率圍繞平均頻率振蕩，振蕩范圍為1 543.7～1 651.4 Hz，與FFT 得到的結(jié)果基本一致。關(guān)閉汽油管路電磁閥后，波前反應(yīng)物當(dāng)量比降低，爆轟波強(qiáng)度逐漸降低，導(dǎo)致爆轟波傳播速度降低，傳播頻率降低（見圖12～13 中的熄火階段）。

圖11 工況4 的FFT 結(jié)果Fig. 11 FFT results in case 4

圖12 工況4 的STFT 結(jié)果Fig. 12 STFT results in case 4

捕捉P2 處的高頻壓力信號(hào)的尖峰時(shí)刻，對(duì)爆轟波每個(gè)傳播周期內(nèi)的傳播速度進(jìn)行計(jì)算，得到的瞬時(shí)傳播速度隨時(shí)間的分布如圖13 所示。由圖可見，旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播速度范圍為897.4～989.6 m/s，平均傳播頻率為1 614.7 Hz，與FFT 以及STFT 得到的結(jié)果較吻合。

圖13 工況4 的爆轟波傳播速度Fig. 13 Propagation velocities of detonation wave in case 4

圖14～15 分別為工況8 下P2 處的高頻壓力信號(hào)的FFT 和STFT 結(jié)果。FFT 結(jié)果顯示，爆轟波振蕩主頻的分布范圍為1 885.7～1 924.3 Hz，功率譜密度最大的主頻為1 900.9 Hz。由此可見，工況8 的爆轟波傳播頻率高于工況4 的，且主頻分布更加集中，說明工況8 的爆轟波傳播穩(wěn)定性高于工況4 的。STFT 結(jié)果顯示，在發(fā)動(dòng)機(jī)工作前期，爆轟波傳播頻率較穩(wěn)定，沒有出現(xiàn)明顯的頻率振蕩，爆轟波平均傳播頻率約為1 892.1 Hz。在發(fā)動(dòng)機(jī)工作后期，爆轟波傳播頻率出現(xiàn)輕微上升的現(xiàn)象。其原因可能為，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)間的增加，燃燒室壁面溫度上升，汽油液滴蒸發(fā)速率提高，燃料中氣態(tài)汽油占比增加，推進(jìn)劑混合物的活性提高，導(dǎo)致旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播頻率增加，但發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)間較短，頻率波動(dòng)量較小。圖16 為爆轟波瞬時(shí)傳播速度隨時(shí)間的分布，旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播速度范圍為1 054.6～1 155.9 m/s，基于平均傳播速度計(jì)算得到的平均傳播頻率為1 891.5 Hz，與FFT 以及STFT 得到的結(jié)果吻合較好。該工況下CJ 爆轟速度為1 817.2 m/s，受到燃燒室壁面曲率、燃料的蒸發(fā)與摻混、側(cè)向膨脹等影響，爆轟波傳播速度存在嚴(yán)重虧損。在發(fā)動(dòng)機(jī)工作后期，爆轟波瞬時(shí)速度略微上升，與STFT 結(jié)果中瞬時(shí)頻率的變化趨勢(shì)基本一致。

圖14 工況8 的FFT 結(jié)果Fig. 14 FFT results in case 8

圖16 工況8 的爆轟波傳播速度Fig. 16 Propagation velocities of detonation wave in case 8

2.4 發(fā)動(dòng)機(jī)工作特性

為研究當(dāng)量比對(duì)兩相旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)工作特性的影響，通過固定空氣質(zhì)量流量以及空氣總溫，改變汽油質(zhì)量流量，開展了各種工況的熱試實(shí)驗(yàn)，得到了旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播模態(tài)隨當(dāng)量比的變化（見表1）。當(dāng)量比較低時(shí)，爆轟波傳播穩(wěn)定性較差，傳播模態(tài)多表現(xiàn)為零星爆轟以及間斷爆轟，降低當(dāng)量比至0.53，發(fā)動(dòng)機(jī)起爆失敗。這主要是因?yàn)?，低?dāng)量比條件下汽油質(zhì)量流量低，從而可燃反應(yīng)物中氣態(tài)汽油濃度較低，且存在嚴(yán)重的空間分布不均勻性，導(dǎo)致爆轟波傳播穩(wěn)定性較差。當(dāng)量比處于0.79～0.97 時(shí)，爆轟波傳播模態(tài)為雙波對(duì)撞與單波的混合模態(tài)，進(jìn)一步增加當(dāng)量比至1.06～1.25 的富油狀態(tài)，爆轟波傳播模態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閱尾B(tài)。發(fā)生模態(tài)轉(zhuǎn)變的原因可能為：雙波對(duì)撞的關(guān)鍵條件之一是新鮮反應(yīng)物層的快速建立，高當(dāng)量比時(shí)爆轟波峰值壓力較高，導(dǎo)致波后局部區(qū)域處于壅塞狀態(tài)，抑制了新鮮反應(yīng)物層的形成，因此爆轟波從混合模態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閱尾B(tài)。

圖17 為燃燒室平均絕對(duì)壓力以及爆轟波平均傳播頻率隨當(dāng)量比變化的曲線。從實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分布可見，燃燒室壓力和爆轟波傳播頻率均隨著當(dāng)量比的增加呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，極大值出現(xiàn)在當(dāng)量比1.19 附近，即為輕微富油時(shí)。這主要是因?yàn)椋阂环矫妫诟呖倻乜諝獾募羟辛ψ饔孟?，仍剩余部分汽油重組分以小液滴形態(tài)存在，沒有參與爆轟燃燒；另一方面，由于徑向噴注的空氣導(dǎo)致軸向噴注的高速霧化汽油顆粒之間碰撞聚合加劇，部分汽油顆粒吸附在燃燒室外壁面上，導(dǎo)致實(shí)際反應(yīng)物當(dāng)量比低于實(shí)驗(yàn)給定值，因此在當(dāng)量比1.19 時(shí)，實(shí)際參與反應(yīng)的推進(jìn)劑當(dāng)量比接近理想化學(xué)當(dāng)量比，實(shí)驗(yàn)結(jié)果最佳。

圖17 燃燒室絕對(duì)壓力和爆轟波傳播頻率隨當(dāng)量比的分布Fig. 17 Distributions of absolute pressure in combustor and propagation frequency of detonation wave with equivalent ratio

3 結(jié) 論

為了研究當(dāng)量比對(duì)汽油燃料兩相旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)工作特性的影響，開展了高總溫空氣與汽油燃料的旋轉(zhuǎn)爆轟實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)論如下。

（1）當(dāng)量比為0.61～1.25 時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)成功起爆并實(shí)現(xiàn)了旋轉(zhuǎn)爆轟波的自持傳播，降低當(dāng)量比至0.53，爆轟波起爆失敗。

（2）隨著當(dāng)量比的增大，爆轟波傳播穩(wěn)定性提高，傳播模態(tài)發(fā)生變化。當(dāng)量比為0.61～0.66 時(shí)，爆轟波傳播穩(wěn)定性較差，傳播模態(tài)為零星爆轟或間斷爆轟；提高當(dāng)量比為0.79～0.97 時(shí)，爆轟波以雙波對(duì)撞與單波的混合模態(tài)在燃燒室內(nèi)連續(xù)傳播；當(dāng)量比為1.06～1.25 的輕微富油時(shí)，爆轟波傳播模態(tài)從混合模態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)檩^為穩(wěn)定的單波模態(tài)。

（3）燃燒室平均絕對(duì)壓力與爆轟波平均傳播頻率均隨著當(dāng)量比的增加呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，極大值出現(xiàn)在當(dāng)量比1.19 附近。在此當(dāng)量比時(shí)，獲得了最佳實(shí)驗(yàn)結(jié)果，旋轉(zhuǎn)爆轟波的平均傳播頻率為1 900.9 Hz，平均傳播速度為1 110.8 m/s，爆轟波傳播速度存在嚴(yán)重虧損。

（4）實(shí)驗(yàn)采用高溫空氣與汽油液滴對(duì)撞噴注，以此提高推進(jìn)劑的摻混效果與活性，它對(duì)汽油霧化液滴細(xì)小程度與反應(yīng)物混合均勻程度的影響有待進(jìn)一步研究。