塞式噴管對旋轉(zhuǎn)爆震起爆、傳播與推進特性的影響

朱亦圓，王 可，趙明皓，王致程，焦中天，范 瑋

(1.西北工業(yè)大學(xué)動力與能源學(xué)院，西安 710072；2.西北工業(yè)大學(xué)陜西省航空動力系統(tǒng)熱科學(xué)重點實驗室，西安 710129；3.西安航天動力研究所液體火箭發(fā)動機技術(shù)重點實驗室，西安 710100)

不同于緩燃波以亞聲速傳播，爆震波通過激波和燃燒波的耦合，以超聲速在未燃反應(yīng)物中傳播[1].正因其傳播速度快、反應(yīng)速率高，爆震燃燒接近等容過程，故基于爆震燃燒的動力裝置具有熱循環(huán)效率高的潛在優(yōu)點[2].旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動機(rotating detonation engine，簡稱RDE)作為一種可行的爆震推進方案，近年來已成為推進領(lǐng)域的研究熱點之一[3].

早在20 世紀(jì)60 年代，Voitsekhoviskii 在圓盤形實驗裝置中發(fā)現(xiàn)了C2H2/O2的旋轉(zhuǎn)爆震現(xiàn)象[4].隨后，國內(nèi)外學(xué)者圍繞旋轉(zhuǎn)爆震開展了大量研究.為實現(xiàn)旋轉(zhuǎn)爆震的穩(wěn)定傳播，圍繞燃燒室特征尺寸[5-6]、燃料和氧化劑噴注器結(jié)構(gòu)[7-8]、燃料的種類[9-10]等展開了探索.隨著實驗測量技術(shù)和數(shù)值模擬的進步，人們逐漸闡明了旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室內(nèi)詳細的流場結(jié)構(gòu)[11]與出口流場特征[12].

前述大量研究主要聚焦于燃燒室內(nèi)爆震波的傳播過程，對推進性能關(guān)注較少，燃燒室出口一般不安裝尾噴管.然而，尾噴管作為噴氣發(fā)動機的關(guān)鍵部件，使氣流膨脹加速產(chǎn)生推力，對提高RDE 的推進性能同樣必不可少.Ishihara 等[13]研究表明，與不安裝噴管相比，安裝噴管后旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室獲得了6%～10%的推力增益.不同結(jié)構(gòu)類型的尾噴管對推進性能的增益并不相同.高劍等[14]開展了不同類型尾噴管(收斂尾噴管、擴張尾噴管和收斂擴張尾噴管)以及不安裝尾噴管下的旋轉(zhuǎn)爆震推進性能實驗.結(jié)果表明，燃燒室穩(wěn)定工作范圍內(nèi)，收斂尾噴管的增推效果最明顯，與不安裝噴管時相比，推力增益為34.4%；然而，安裝擴張尾噴管反而會降低推進性能.Goto 等[15]進行了RDE 地面軌道滑跑實驗，整個推進裝置獲得的平均加速度為2.77 m/s2，混合物比沖為144 s.

安裝噴管會顯著提高推進性能，但尾噴管的收斂段和喉部將導(dǎo)致波系反射等，影響上游燃燒場和流動狀態(tài)，嚴(yán)重時會對上游燃燒室內(nèi)爆震波的傳播狀態(tài)產(chǎn)生一定影響.作為與環(huán)形爆震燃燒室匹配的噴管構(gòu)型，塞式噴管自然進入了人們的視野.Jourdaine 等[12]采用三維數(shù)值模擬，研究了帶有塞式噴管的旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室詳細內(nèi)流場，結(jié)果表明，噴管喉部反射激波向上游傳播與斜激波相互作用形成碰撞點，改變了原有流場結(jié)構(gòu)，并可能會增加壁面的熱負荷.Ross 等[16]研究結(jié)果表明，安裝塞式噴管后，燃燒室內(nèi)存在與爆震波旋轉(zhuǎn)方向相反的壓力波，強度雖不足以產(chǎn)生新的爆震波，但可能影響爆震波的穩(wěn)定傳播.Frolov 等[17]以氫氣/空氣為反應(yīng)物，針對大尺寸RDE 安裝塞式噴管下的工作狀態(tài)和推進性能開展了實驗研究，發(fā)現(xiàn)出口阻塞比會增加燃燒室內(nèi)爆震波數(shù)量；另外，還觀察到一種爆震波縱向傳播的特殊模態(tài).針對無內(nèi)柱燃燒室，一般采用Laval 噴管與燃燒室匹配.Peng 等[18]在安裝不同喉道面積噴管的無內(nèi)柱燃燒室中，觀察到3種不同的傳播模態(tài)，分別是單波、雙波和鋸齒波，噴管收縮比較小時的貧油邊界會出現(xiàn)鋸齒波模態(tài)，并且隨著噴管收縮比增加，燃燒室穩(wěn)定工作的當(dāng)量比范圍減小.Zhang 等[19]在安裝Laval 噴管的燃燒室中，除觀察到單波和雙波模態(tài)，還得到一種新的爆震波波形，即具有兩個主峰的單波模態(tài)(two dominant peak one-wave mode).他們認為，該波形由Laval 噴管收縮段產(chǎn)生的反射激波向上游傳播形成.

綜上所述，尾噴管的存在，可以提高推進性能，但對上游燃燒室內(nèi)的爆震波傳播特性有較大影響，甚至誘發(fā)不穩(wěn)定的工作模態(tài).然而，已有研究大多聚焦于尾噴管對燃燒室內(nèi)爆震波的影響，針對安裝噴管后不同傳播模態(tài)下的起爆特性和傳播模態(tài)對推進性能影響的研究相對較少.針對上述問題，基于安裝和未安裝塞式噴管的環(huán)形旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室開展了實驗研究，燃料和氧化劑分別采用乙烯和富氧空氣，在不同流量和當(dāng)量比下，分析對比尾噴管對上游爆震波傳播模態(tài)的影響，闡明了不同傳播模態(tài)下爆震波的傳播特性、起爆特性和推進性能的變化規(guī)律，可為相關(guān)設(shè)計提供支撐.

1 實驗裝置

實驗裝置示意圖見圖1，包括旋轉(zhuǎn)爆震實驗件、供給系統(tǒng)、測量與采集系統(tǒng)和控制系統(tǒng).旋轉(zhuǎn)爆震實驗件由旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室和塞式噴管組成，供給系統(tǒng)包括燃料、氧化劑和吹除氮氣供給單元，采用的燃料和氧化劑分別為乙烯和氧氣體積分?jǐn)?shù)為50%的富氧空氣.測量與采集系統(tǒng)負責(zé)壓力、流量和推力數(shù)據(jù)的獲取與記錄，實驗中所有信號指令均通過控制系統(tǒng)觸發(fā).

圖1 實驗裝置示意Fig.1 Schematic of the test bench

1.1 旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室和塞式噴管

旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室和塞式噴管示意圖見圖2.旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室為環(huán)形結(jié)構(gòu)，主要由燃燒室外環(huán)和內(nèi)柱構(gòu)成，內(nèi)流道外壁直徑為72 mm，長度為75 mm，內(nèi)柱直徑為34 mm.為與塞式噴管中心體平順連接，內(nèi)柱直徑在燃燒室出口位置漸擴為42 mm，噴管入口面積為2 686 mm2.采用環(huán)縫-噴孔的噴注形式，氧化劑通過喉道寬度為0.4 mm 的環(huán)縫進入燃燒室，燃料經(jīng)過100 個周向均布的噴孔噴注，噴孔直徑為0.6 mm.塞式噴管為完全外膨脹式設(shè)計，由噴管外環(huán)和中心體構(gòu)成，喉道面積為845 mm2，長度為91.2 mm，具體幾何參數(shù)見表1.

圖2 旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室和塞式噴管示意Fig.2 Schematic of the rotating detonation chamber with an aerospike nozzle

表1 塞式噴管的幾何參數(shù)Tab.1 Geometric parameters of the aerospike nozzle

1.2 實驗數(shù)據(jù)采集與時序控制

為監(jiān)測供給流量，在燃料和氧化劑供給管路上各安裝1 臺質(zhì)量流量計(測量精度為±1%).燃燒室和預(yù)爆管上各傳感器的分布位置如圖3 所示.燃燒室頭部布置4 個高頻動態(tài)壓力傳感器p1～p4(SINOCERA CY-YD-205 H，測量精度為±3%)，其中p1～p3 周向均布，任意兩個傳感器之間呈120°，p1和 p 3 位于同一軸向位置，距離噴注環(huán)縫出口13 mm，p2 與預(yù)爆管出口位于同一軸向位置，距離噴注環(huán)縫出口20 mm.p4 與p1 位于同一軸線位置，與p1 距離20 mm，具體空間位置分布見圖3.為監(jiān)測預(yù)爆管出口是否已形成充分發(fā)展的爆震波，在預(yù)爆管出口上游布置了2 個動態(tài)壓力傳感器ppre1和ppre2，間距為50 mm.在噴管喉道上游軸向距離15 mm 處，布置壓阻式壓力傳感器pN(KELLER PA-21Y，測量精度為±1%)，以測量燃燒室對應(yīng)位置處的靜壓；當(dāng)燃燒室出口未安裝噴管時，該傳感器安裝于p3 的正后方，與p4 位于同一排.此外，分別在燃料和氧化劑的供給腔布置壓阻式壓力傳感器以監(jiān)測噴前壓力.旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室實驗件整體置于動架上，動架滑塊與靜架滑軌相接，且整體可在滑軌上自由滑動，實驗件和靜架推力壁之間布置推力傳感器(KISTLER 9331B)，用以測量產(chǎn)生的推力.傳感器測得數(shù)據(jù)均由最高采樣頻率為1 MHz 的十六通道采集儀記錄.

圖3 壓力傳感器分布Fig.3 Distribution of the pressure transducers

單次實驗的時序控制如圖4 所示.首先，觸發(fā)數(shù)據(jù)采集儀開始記錄，并向燃燒室供給燃料和氧化劑；隨后，向預(yù)爆管內(nèi)填充燃料和氧化劑，填充完成后切斷供給；對燃燒室供給燃料和氧化劑約330 ms 后，初步建立穩(wěn)定的冷態(tài)流場，并觸發(fā)點火能量約為50 mJ的火花塞點燃預(yù)爆管內(nèi)的可燃混氣；燃燒室內(nèi)燃燒過程持續(xù)300 ms 后，關(guān)閉燃燒室供給燃料和氧化劑的通路，并打開氮氣管路電磁閥，吹除燃燒室內(nèi)殘余的未燃氣體與燃燒產(chǎn)物；最后，切斷氮氣供給并停止數(shù)據(jù)采集，完成一次實驗過程.

圖4 實驗過程時序圖Fig.4 Time sequence of the control signals for the operations

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 傳播模態(tài)分析

不論燃燒室出口是否安裝噴管，均開展了流量約為200 g/s 和120 g/s 兩種工況下的實驗，對應(yīng)當(dāng)量比為0.3～1.6.安裝噴管時，出現(xiàn)了5 種燃燒波的傳播模態(tài)，分別為穩(wěn)定單波模態(tài)、雙波對撞模態(tài)、轉(zhuǎn)變模態(tài)、周期性振蕩模態(tài)和緩燃模態(tài)；未安裝噴管時，僅觀察到穩(wěn)定單波模態(tài)、雙波對撞模態(tài)和緩燃模態(tài)，如圖5 所示.其中，穩(wěn)定單波模態(tài)是指燃燒室內(nèi)存在一個爆震波沿燃燒室周向順時針或逆時針旋轉(zhuǎn).雙波對撞模態(tài)中，燃燒室內(nèi)存在兩個相向運動的爆震波，發(fā)生周期性碰撞，碰撞點附近的局部高壓會阻礙燃料和氧化劑進入燃燒室，導(dǎo)致爆震波解耦，后因供氣過程恢復(fù)重新生成兩個反向傳播的爆震波.若二者傳播速度相近，碰撞點位置幾乎固定不變；如果傳播速度略有差異，則碰撞點位置不斷變化.轉(zhuǎn)變模態(tài)是指，前期爆震波的峰值壓力呈現(xiàn)周期性振蕩，后期轉(zhuǎn)變?yōu)榉€(wěn)定單波模態(tài).周期性振蕩模態(tài)是指，在整個工作過程中，均存在明顯的峰值壓力振蕩.緩燃模態(tài)對應(yīng)于無爆震產(chǎn)生的連續(xù)緩燃情形，高頻動態(tài)壓力傳感器未監(jiān)測到明顯的壓力脈動，該模態(tài)下可在噴管外(未安裝噴管時，則是燃燒室外)觀察到較長的尾焰.

圖5 不同流量下燃燒波模態(tài)隨當(dāng)量比的變化Fig.5 Operating equivalence ratio ranges of the propagation modes at different mass flow rates

當(dāng)燃燒室出口未安裝噴管、流量為200 g/s 時，僅觀察到穩(wěn)定單波模態(tài)；總流量降低至120 g/s 時，傳播模態(tài)以穩(wěn)定單波模態(tài)為主，僅在當(dāng)量比較高時出現(xiàn)雙波對撞和緩燃模態(tài)，且高當(dāng)量比下的緩燃邊界寬于有噴管情形.然而，在燃燒室尾部安裝噴管后，不同供給流量、相同當(dāng)量比范圍內(nèi)，依次出現(xiàn)了上述5 種不同的傳播模態(tài)，轉(zhuǎn)變模態(tài)和周期性振蕩模態(tài)下均會出現(xiàn)爆震波峰值壓力振蕩的現(xiàn)象.可以看出，兩種模態(tài)均在當(dāng)量比較高時出現(xiàn)，轉(zhuǎn)變模態(tài)可認為是穩(wěn)定單波模態(tài)向周期性振蕩模態(tài)轉(zhuǎn)變的過渡.不同流量下，出現(xiàn)轉(zhuǎn)變模態(tài)的臨界當(dāng)量比范圍相近(均為1.0 左右)，出現(xiàn)緩燃模態(tài)的當(dāng)量比邊界也相近(均為1.4 左右)，但出現(xiàn)周期性振蕩模態(tài)的當(dāng)量比下邊界有所降低.

穩(wěn)定單波模態(tài)和雙波對撞模態(tài)在旋轉(zhuǎn)爆震工作過程中較為常見，已有大量文獻針對二者開展了較為充分的分析[6,20-21]，本文對其傳播特性不再展開討論.由圖5 可知，未安裝噴管時，傳播模態(tài)主要為穩(wěn)定單波模態(tài)，而轉(zhuǎn)變模態(tài)和周期性振蕩模態(tài)僅在安裝噴管后出現(xiàn)，針對二者的分析較少.因此，下面對其進行分析討論.

2.1.1 轉(zhuǎn)變模態(tài)

當(dāng)供給流量為192.1 g/s，當(dāng)量比為1.0 時，壓力傳感器測得的p1、p2和pN在60 ms 內(nèi)的壓力波形如圖6 所示.可以看出，約36 ms 前，測得p1和p2的峰值壓力有明顯振蕩，之后峰值壓力趨于穩(wěn)定.因傳感器軸向位置不同，測得的爆震波峰值壓力也略有差別，p1平均峰值壓力約為0.65 MPa，p2平均峰值壓力約為0.89 MPa.此外，測得pN的壓力波形同樣表明，模態(tài)轉(zhuǎn)變之前，燃燒室內(nèi)靜壓存在小幅波動，平均室壓為0.223 MPa；模態(tài)轉(zhuǎn)變之后，燃燒室內(nèi)靜壓趨于穩(wěn)定，平均室壓變?yōu)?.216 MPa.圖7 為模態(tài)轉(zhuǎn)變過程34～38 ms 間的壓力波形.可以看出，p1和p2均在35 ms 左右發(fā)生峰值壓力振蕩，后轉(zhuǎn)變?yōu)榉€(wěn)定的傳播模態(tài)，并且爆震波后存在一個反射波波峰，以相同的傳播速度跟隨爆震波同向旋轉(zhuǎn).

圖6 轉(zhuǎn)變模態(tài)下測得的壓力波形Fig.6 Pressure profiles in the self-adjestive mode

圖7 模態(tài)轉(zhuǎn)變過程中的壓力波形Fig.7 Enlargement pressure profiles during the transition process

對圖6 中p1的壓力波形進行頻譜分析，結(jié)果如圖8 所示.可以看出，模態(tài)轉(zhuǎn)變之后的穩(wěn)定傳播過程，僅存在一個主頻8 362 Hz，對應(yīng)的平均傳播速度可由式(1)得到.

圖8 轉(zhuǎn)變模態(tài)下測得的p1 壓力波形頻譜分析Fig.8 Frequency spectrum of the self-adjustive mode

式中：rout為燃燒室內(nèi)流道外壁半徑；f 為頻譜分析中的主頻率；n 為波數(shù).由傳感器的周向位置分布和壓力波形可判斷，燃燒室內(nèi)的壓力波均同向傳播.假設(shè)燃燒室內(nèi)存在單波，則可得平均波速為1 891.4 m/s，為理論CJ 速度的88.5%；若燃燒室內(nèi)存在雙波，則單個壓力波的平均傳播速度為945.7 m/s，低于爆震波波后聲速(1 160.4 m/s)，即壓力波為弱壓縮波，這與測得的壓力波形上升沿僅約為5 μs 矛盾，故為穩(wěn)定的單波傳播模態(tài).受側(cè)向膨脹[22]、摻混效果[23]和邊界層[24]的影響，其傳播速度通常有一定的速度虧損.前36 ms 峰值壓力存在振蕩時，除主頻8 362 Hz 外，存在7 141 Hz 的次頻，以及二階頻率16 724 Hz(為主頻的2 倍)，對應(yīng)的平均傳播速度為1 615.3 m/s，為理論CJ 速度的75.6%，該現(xiàn)象亦出現(xiàn)在周期性振蕩模態(tài).此外，在轉(zhuǎn)變?yōu)榉€(wěn)定單波模態(tài)的前36 ms 內(nèi)，峰值壓力存在明顯的振蕩現(xiàn)象，振蕩頻率為946 Hz.

2.1.2 周期性振蕩模態(tài)

當(dāng)供給流量為120.5 g/s、當(dāng)量比為1.28 時，壓力傳感器測得的p1、p2和pN在60 ms 內(nèi)壓力波形如圖9 所示.可以看出，p1和p2峰值壓力均存在周期性的振蕩，波動范圍在0.25～1.50 MPa，pN亦存在小幅波動，燃燒室的平均壓力為0.160 MPa，與2.1.1 小節(jié)中模態(tài)未轉(zhuǎn)變前相似.相應(yīng)地在20～30 ms 內(nèi)，高頻動態(tài)傳感器的局部原始壓力波形如圖10(a)所示，可以看出，峰值壓力的振蕩具有明顯的周期性.為便于觀察兩個壓力傳感器間的信號差異，將圖10(a)紅色虛線框內(nèi)的壓力波形繪制于同一坐標(biāo)軸下，并分別提取p1和p2壓力波形的峰值壓力包絡(luò)線，如圖10(b)所示.可以看出，兩個傳感器測得的壓力峰值波動類似于準(zhǔn)正弦曲線，雖然壓力傳感器p1 和p2 空間分布位置呈120°，但兩者峰值壓力振蕩相位幾乎相同.

圖9 周期性振蕩模態(tài)下測得的壓力波形Fig.9 Pressure profiles in the periodic oscillation mode

圖10 周期性振蕩模態(tài)下的局部壓力波形Fig.10 Enlargement pressure profiles in the the periodic oscillation mode

對60 ms 內(nèi)p1壓力波形做頻譜分析，結(jié)果如圖11 所示.可以看出，傳播過程中均存在兩個傳播頻率，即主頻8 301 Hz(對應(yīng)平均波速為1 877.6 m/s，為理論CJ 速度的88.3%)和次頻7 004 Hz(對應(yīng)的平均波速為1 584.3 m/s，為理論CJ 速度的74.5%).圖11左側(cè)時頻圖表明，主頻8 301 Hz 和次頻7 004 Hz 并不連續(xù).原因在于，爆震波壓力峰值存在同相振蕩，在振蕩波峰附近，爆震波的傳播速度較高，頻率約為8 301 Hz；在振蕩波谷附近，爆震波強度減弱，傳播速度降低，頻率降至約7 004 Hz.此外，峰值壓力周期性振蕩的頻率為1 304 Hz，均為1 000 Hz 左右的中高頻振蕩.

圖11 周期性振蕩模態(tài)下測得的p1 壓力波形頻譜分析Fig.11 Frequency spectrum of the periodic oscillation mode

2.2 不同模態(tài)下的起爆特性

由前文分析可知，不同傳播模態(tài)下，爆震波的傳播特性不同.未安裝噴管條件下，供給流量為200.8 g/s、當(dāng)量比為1.08 時，預(yù)爆管上測得的ppre1和ppre2峰值壓力之間的時間差Δtpre為0.019 ms，由兩個傳感器之間的距離可得壓力波經(jīng)過的平均傳播速度為2 631 m/s，與估算的理論CJ 速度相近，可認為預(yù)爆管中已得到充分發(fā)展的爆震波.爆震波由預(yù)爆管傳出后，進入物理空間更大的旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室，傳播通道突擴，可能發(fā)生解耦，轉(zhuǎn)變?yōu)榫徣疾ê颓皩?dǎo)激波向四周傳播，若未發(fā)生解耦，爆震波的強度亦會有所減弱.穩(wěn)定單波模態(tài)的起始過程中，測得的ppre2和p3壓力波形如圖12 所示.可以看出，預(yù)爆管內(nèi)爆震波傳入燃燒室后，測得p3有一個很高的壓力峰值(如圖12 約5 ms 處，約4.4 MPa).原因在于，點火之前旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室內(nèi)已經(jīng)填充滿燃料和氧化劑，預(yù)爆管出口射流點燃可燃混氣并形成爆震波，爆震波的高度接近整個燃燒室長度，壓力傳感器p3 靠近燃燒室頭部，受側(cè)向膨脹的影響很小，故測得的壓力峰值明顯高于建立穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)爆震后的情形.隨后，燃料和氧化劑的填充過程受阻，爆震波無法維持，解耦成為緩燃波和前導(dǎo)激波.待燃燒室壓力下降，填充過程恢復(fù)，局部熱點會觸發(fā)穩(wěn)定爆震過程，如圖12 中紅色虛線框內(nèi)放大圖.將預(yù)爆管出口壓力傳感器ppre2處得到峰值壓力時刻與燃燒室內(nèi)再次起爆時刻的時間間隔Δt 定義為起爆時間，燃燒室內(nèi)最終形成穩(wěn)定爆震的時間Δts定義為建立穩(wěn)定爆震的時間，可見起爆時間與建立穩(wěn)定爆震的時間相等，為2.19 ms.

圖12 未安裝噴管下穩(wěn)定單波模態(tài)起始過程的壓力波形Fig.12 Pressure profiles of the initiation process in the single-wave mode without nozzle

安裝噴管條件下，供給流量為194.1 g/s、當(dāng)量比為0.98 時，穩(wěn)定單波模態(tài)的起始過程如圖13 所示.與未安裝噴管工況的起爆過程相同，預(yù)爆管出口射流點燃燃燒室內(nèi)的可燃混氣并形成爆震波，產(chǎn)生一道強度較高的爆震波并影響填充過程，爆震波解耦為緩燃波.然而，之后緩燃波轉(zhuǎn)變?yōu)楸鸬倪^程中，噴管的節(jié)流作用影響了燃料和氧化劑的噴注過程，在爆震形成的初期，爆震波的峰值壓力存在幾個周期的振蕩之后立即轉(zhuǎn)變?yōu)榉€(wěn)定旋轉(zhuǎn)的單波模態(tài)(見圖13 內(nèi)紅色虛線框中的放大部分)，該過程與轉(zhuǎn)變模態(tài)中模態(tài)的轉(zhuǎn)變過程類似.因此，建立穩(wěn)定傳播爆震波的時間 Δts大于未安裝噴管的條件，圖中起爆時間為5.53 ms，建立穩(wěn)定爆震的時間為7.59 ms.

圖13 安裝噴管下穩(wěn)定單波模態(tài)起始過程的壓力波形Fig.13 Pressure profiles of the initiation process in the single-wave mode with nozzle

與周期性振蕩模態(tài)起始過程相同，轉(zhuǎn)變模態(tài)亦存在峰值壓力的周期性振蕩.因此，以周期性振蕩的起爆過程為例，分析其起爆特性.安裝噴管條件下，供給流量為205.6 g/s、當(dāng)量比為1.15 時，周期性振蕩模態(tài)起始過程如圖14 所示.可以看出，起爆過程與未安裝噴管時的穩(wěn)定單波模態(tài)不同，緩燃轉(zhuǎn)變?yōu)楸鸬某跗冢鸩ǚ逯祲毫创嬖谝欢ㄕ袷幏?12～19 ms 時)，約22 ms 之后峰值壓力出現(xiàn)了明顯且穩(wěn)定的周期性振蕩，表明峰值壓力的振蕩在起爆過程已形成.由圖14 可知，起爆時間為3.39 ms，與未安裝噴管工況的起爆時間相近.然而，由于傳播過程中未形成穩(wěn)定的旋轉(zhuǎn)爆震，此模態(tài)下建立穩(wěn)定爆震的時間不作統(tǒng)計.

圖14 安裝噴管下周期性振蕩模態(tài)起始過程的壓力波形Fig.14 Pressure profiles of the initiation process in the periodic oscillation mode with nozzle

2.3 不同模態(tài)下的推進特性

穩(wěn)定單波模態(tài)下，流量約為200 g/s 時，安裝(流量為191.6 g/s，當(dāng)量比為1.00)與未安裝噴管(流量為200.8 g/s，當(dāng)量比為1.08)時的燃燒室室壓與推力曲線如圖15 所示.可以看出，在點火之前，燃料和氧化劑的供給會產(chǎn)生一定的冷態(tài)推力，安裝噴管時冷態(tài)推力(約40 N)略大于未安裝噴管工況(約34 N).點火之后，燃燒室內(nèi)室壓和推力信號均有明顯的過沖現(xiàn)象.原因在于，與穩(wěn)定工作時爆震波只在燃燒室頭部旋轉(zhuǎn)的情形相比，預(yù)爆管初始點燃了充滿整個燃燒室的可燃氣體，爆震波高度大、強度高，增壓效果明顯，產(chǎn)生的高溫已燃氣體膨脹并向出口排出，使初始室內(nèi)靜壓和推力出現(xiàn)極大值.未安裝噴管時室壓無明顯上升，平均室壓為0.094 MPa；然而，安裝噴管后，室壓較點火前明顯上升，平均室壓為0.215 MPa.取燃燒過程結(jié)束前約100 ms 內(nèi)的平均推力(見圖15(a))作為穩(wěn)定工作下的推力，未安裝噴管時為99.4 N，安裝噴管后為200.7 N，推力增益為101.9%.

圖15 穩(wěn)定單波模態(tài)下測得的燃燒室壓力和推力曲線Fig.15 Static pressure and thrust in the single-wave mode

由前文可知，轉(zhuǎn)變模態(tài)發(fā)生轉(zhuǎn)變過程前和周期性振蕩模態(tài)中，爆震波的峰值壓力均存在明顯的振蕩過程.轉(zhuǎn)變模態(tài)中，發(fā)生轉(zhuǎn)變后傳播模態(tài)變?yōu)榉€(wěn)定的單波，針對轉(zhuǎn)變點前后的變化可對比分析周期性振蕩和穩(wěn)定傳播過程之間燃燒室室壓和推力的差異.轉(zhuǎn)變模態(tài)下(流量為192.1 g/s，當(dāng)量比為1.02)，燃燒室室壓和推力曲線如圖16 所示.可以看出，模態(tài)轉(zhuǎn)變前，pN的幅值變化范圍較大，使噴管入口氣流的非穩(wěn)態(tài)特性增強；轉(zhuǎn)變之后，盡管pN變得更穩(wěn)定，但平均室壓有所下降，由0.223 MPa 變?yōu)?.216 MPa，下降了3.1%.推力曲線上模態(tài)轉(zhuǎn)變過程不明顯，但轉(zhuǎn)變前后推力仍有一定差異，分別取約100 ms 內(nèi)的平均推力，模態(tài)轉(zhuǎn)變前為216.3 N，模態(tài)轉(zhuǎn)變后為199.8 N，下降了7.6%.周期性振蕩模態(tài)下(供給流量為205.6 g/s，當(dāng)量比為1.14)，燃燒室室壓和推力曲線如圖17 所示.與轉(zhuǎn)變模態(tài)轉(zhuǎn)變前相似，室壓在整個工作過程中均存在一定的波動，平均室壓為0.237 MPa，對應(yīng)的平均推力約為229.7 N.需要注意，與圖15(b)相比，圖16 和圖17 推力曲線明顯變粗，表明爆震波峰值壓力出現(xiàn)振蕩時，對應(yīng)的推力曲線振蕩加劇.盡管轉(zhuǎn)變模態(tài)下爆震波最終以穩(wěn)定單波模態(tài)傳播，燃燒室壓力的波動不明顯，但推力曲線的振蕩幅值并未減弱，說明峰值壓力周期性振蕩引起的推力振蕩無法快速消除.

圖16 轉(zhuǎn)變模態(tài)下的燃燒室室壓和推力曲線Fig.16 Static pressure and thrust in the self-adjestive mode

圖17 周期性振蕩模態(tài)下的燃燒室室壓和推力曲線Fig.17 Static pressure and thrust in the periodic oscillation mode

盡管周期性振蕩過程中室壓和推力均略大于穩(wěn)定單波過程，但亦會造成噴管入口氣流的非穩(wěn)態(tài)特性增大，導(dǎo)致推力下降.此外，周期性振蕩模態(tài)下，爆震波峰值壓力和燃燒室室壓存在周期性振蕩，使推力振蕩加劇，在實際工作中，應(yīng)避免產(chǎn)生此模態(tài).

3 結(jié)論

針對燃燒室出口安裝塞式噴管與否，開展了200 g/s 和120 g/s 兩種流量下的旋轉(zhuǎn)爆震實驗研究，得到了不同當(dāng)量比下的旋轉(zhuǎn)爆震波傳播模態(tài)、起爆特性和推進性能，主要結(jié)論如下：

(1) 兩種流量下，燃燒室出口未安裝噴管時，傳播模態(tài)以穩(wěn)定單波模態(tài)為主；安裝噴管時，隨著當(dāng)量比增加，出現(xiàn)了5 種不同的傳播模態(tài)，分別為穩(wěn)定單波模態(tài)、雙波對撞模態(tài)、轉(zhuǎn)變模態(tài)、周期性振蕩模態(tài)和緩燃模態(tài).

(2) 轉(zhuǎn)變模態(tài)和周期性振蕩模態(tài)下，均觀察到峰值壓力的周期振蕩現(xiàn)象，周向均布的3 個傳感器測得的峰值壓力振蕩幾乎同相，振蕩頻率約為1 000 Hz；轉(zhuǎn)變模態(tài)下，在轉(zhuǎn)變點之后發(fā)展為穩(wěn)定單波模態(tài).

(3) 與未安裝噴管的穩(wěn)定單波模態(tài)起爆過程相比，安裝噴管后，由于噴管的節(jié)流作用，穩(wěn)定單波模態(tài)的起爆過程存在峰值壓力振蕩向無振蕩的轉(zhuǎn)變，與轉(zhuǎn)變模態(tài)中的模態(tài)轉(zhuǎn)變類似，穩(wěn)定爆震的建立時間明顯增加；周期性振蕩模態(tài)下，起爆時間與未安裝噴管工況相近，但峰值壓力存在周期性振蕩.

(4) 在相同供給流量和當(dāng)量比條件下，安裝噴管后的推力明顯提高，典型工況下比未安裝噴管時增加了101.9%；轉(zhuǎn)變模態(tài)下，轉(zhuǎn)變點前的室壓和推力均略大于轉(zhuǎn)變后穩(wěn)定單波模態(tài)，推力下降了7.6%；周期性振蕩模態(tài)下，燃燒室工作過程中室壓始終存在小幅波動，增加了噴管入口氣流的非穩(wěn)態(tài)特性，造成推力損失；并且，峰值壓力的周期性振蕩會造成推力輸出的不穩(wěn)定，應(yīng)避免產(chǎn)生此模態(tài).