馬 虎, 謝宗齊, 鄧 利, 薛賽男, 周長省

(1. 南京理工大學 機械工程學院, 南京 210094; 2. 北京空天技術(shù)研究所, 北京 100074)

0 引 言

旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動機(Rotating Detonation Engine，簡稱RDE)是一種采用一道或多道爆震波在燃燒室內(nèi)連續(xù)周向傳播進而產(chǎn)生推力的新型推力動力裝置，它具有熱效率高、結(jié)構(gòu)緊湊以及連續(xù)工作的優(yōu)點[1]，近年來受到廣泛關(guān)注。

旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動機研究在過去幾年取得了顯著的進展，主要包括旋轉(zhuǎn)爆震波穩(wěn)定傳播時的質(zhì)量流率以及當量比范圍[2- 5]，發(fā)動機的單雙波工作模態(tài)及其影響因素[4- 11]，燃料與氧化劑噴注結(jié)構(gòu)對發(fā)動機工作過程的影響[2,7- 9,11]，RDE的推力性能[12- 15]以及RDE與其他發(fā)動機的組合應(yīng)用[16- 17]。相關(guān)實驗結(jié)果表明，對于給定的燃燒室構(gòu)型，發(fā)動機工作模態(tài)與質(zhì)量流率、反應(yīng)物活性以及出口阻塞比有關(guān)。出口阻塞比為零時，增加質(zhì)量流率使得發(fā)動機從單波逐漸往雙波傳播

過渡[7- 8]；增加反應(yīng)物活性，減小了旋轉(zhuǎn)爆震波傳播所需的臨界高度，有利于切向多波的形成[6]；增加出口阻塞比，提高了燃燒室壓力，使得爆震波的特征化學反應(yīng)尺寸減小，也為切向多波的形成提供了條件[9]。

旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動機的推力性能研究表明，為了實現(xiàn)RDE熱效率高以及自增壓的特性，需采用雍塞的噴管將高溫高壓爆震產(chǎn)物等熵膨脹到環(huán)境狀態(tài)[12]；并且，在尋求RDE與渦輪的組合應(yīng)用時，需采取措施抑制RDE出口流動的不均勻性以及添加渦輪導向器。然而，在燃燒室出口集成雍塞型噴管或渦輪導向器時，燃燒室出口的流動狀態(tài)將發(fā)生改變，進而導致發(fā)動機工作模態(tài)發(fā)生變化，在一定條件下燃燒室內(nèi)將產(chǎn)生軸向脈沖爆震現(xiàn)象[10]，即爆震波沿燃燒室軸向傳播。此外，采用氧化劑亞聲速噴注時，當燃燒室壓力與反壓比值較小且爆震產(chǎn)物在燃燒室出口發(fā)生過膨脹時也將出現(xiàn)軸向脈沖爆震現(xiàn)象[18]。Bykovskii[18]、Anand[11]以及王超[19]對環(huán)形燃燒室內(nèi)的軸向脈沖爆震現(xiàn)象進行了較為詳細的研究，認為軸向脈沖爆震主要發(fā)生在氧化劑亞聲速噴注的條件下，且對應(yīng)的當量比較低。然而，不同結(jié)構(gòu)的燃燒室產(chǎn)生軸向脈沖爆震的方式存在一定的差異，Anand[11]在燃燒室出口安裝收斂噴管，軸向傳播的激波在出口處反射，再通過SWACER機制發(fā)展成為爆震波；而Bykovskii[18]以及王超[19]的實驗結(jié)果表明，由于燃燒室內(nèi)的爆震產(chǎn)物在出口處出現(xiàn)了過膨脹，進而產(chǎn)生了激波，波后未完全燃燒的反應(yīng)物進一步燃燒釋放能量，增加激波的強度并推動其往燃燒室上游傳播。

軸向脈沖爆震作為旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室內(nèi)的一種特殊工作模態(tài)，目前人們對其認識仍然有限，其產(chǎn)生條件和機制尚不明確，需進一步開展研究，以促進對RDE燃燒室內(nèi)工作模態(tài)形成和轉(zhuǎn)變的理解，推動RDE走向工程應(yīng)用。因此，本文在已有研究的基礎(chǔ)上，進一步探索發(fā)動機以軸向脈沖爆震模態(tài)工作時的特點，結(jié)合瞬態(tài)壓力與離子信號以及高速攝影分析軸向脈沖爆震的傳播過程，并采用線性聲學理論對該模態(tài)下的工作頻率進行預測。

1 實驗設(shè)備與方法介紹

實驗系統(tǒng)示意圖如圖1所示，主要由模型發(fā)動機、燃料和氧化劑供給系統(tǒng)、時序控制系統(tǒng)以及高頻數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)構(gòu)成。RDE模型發(fā)動機內(nèi)外徑分別為70和80mm，長度為40mm。氧化劑與燃料分別采用環(huán)縫與小孔對撞的模式進行混合，其中燃料H2通過均勻分布在發(fā)動機內(nèi)環(huán)面的90個小孔噴射入燃燒室內(nèi)，氧化劑空氣則通過Laval類型的環(huán)縫進入燃燒室與燃料進行快速混合，如圖2所示。燃料和氧化劑的流量通過安裝在管路中的聲速噴嘴進行計算，實驗中的全局工作當量比采用管路中的燃料與氧化劑質(zhì)量流率計算。發(fā)動機利用切向安裝的預爆震管進行起爆，預爆震管內(nèi)徑為6mm，長度600mm，其內(nèi)填充滿H2和O2的混合氣體，點火時刻選擇為燃料和氧化劑積氣腔壓力處于穩(wěn)定的區(qū)間。為了減少燃燒室填充階段對預爆震管內(nèi)混合氣體的影響，預爆震管出口與燃燒室連接處采用薄膜隔離。此外，燃燒室出口阻塞比通過安裝收斂噴管獲得。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖

圖2 噴注結(jié)構(gòu)示意圖

本文主要采用壓力、離子信號以及高速攝影的方式來對發(fā)動機是否成功起爆及其工作模態(tài)進行判斷。高頻壓力傳感器與離子探針位置如圖3所示，圖中PCB1、PCB2為高頻壓電式壓力傳感器，I1為離子探針。高頻壓電傳感器型號為PCB113B24，其諧振頻率≥500kHz，上升時間≤1μs。燃料與氧化劑積氣腔壓力分別采用擴散硅式傳感器進行測量，測量精度≤0.5%FS。高頻數(shù)據(jù)采集采用NI高頻數(shù)采系統(tǒng)，其中基于USB的NI X系列多功能DAQ憑借NI- STC3定時和同步技術(shù)具有8路同步模擬信號輸入，單通道的采樣頻率最高可達2MHz，整個工作過程中每通道的采樣頻率設(shè)置為500kHz，足以捕捉到燃燒室內(nèi)爆震波傳播的信息。為了得到發(fā)動機工作模態(tài)的轉(zhuǎn)變過程，采用高速相機(Phantom V210)從發(fā)動機尾部對燃燒室內(nèi)傳播的火焰進行拍攝，相機拍攝頻率為47 000幀/s，每幅照片分辨率為208pixel×120pixel。由于平齊安裝的PCB傳感器受到的熱載荷嚴重，因此，為了保護傳感器，實驗工作時間設(shè)置為0.2s。

圖3 傳感器與離子探針安裝位置

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 軸向脈沖爆震模態(tài)工作過程

在一定的出口阻塞比條件下，增加反應(yīng)物質(zhì)量流率，燃燒室內(nèi)將出現(xiàn)自持傳播的軸向脈沖爆震。圖4和5分別為燃燒室出口阻塞比BR為0.6和0.7、空氣質(zhì)量流率為196.7g/s、當量比為1.63時，發(fā)動機以軸向脈沖爆震模態(tài)工作的壓力與離子信號。

圖4(a)和5(a)為工作過程中的壓力與離子信號，可以發(fā)現(xiàn)在質(zhì)量流率以及當量比相同時，出口阻塞比為0.6和0.7的工作過程基本相同。在初始階段，PCB測量得到的動態(tài)壓力幅值較小，相應(yīng)的離子信號也比較微弱；經(jīng)過一段時間之后，發(fā)動機以爆震模態(tài)工作，測量的動態(tài)壓力幅值也隨之增加，相應(yīng)的離子信號大大增強。此外，積氣腔的平均壓力表明，在未建立爆震工作模態(tài)之前，空氣積氣腔受到燃燒室的影響較弱，而在建立爆震工作模態(tài)之后，空氣積氣腔平均壓力明顯增加。圖4(b)和5(b)為對瞬態(tài)壓力信號進行STFT處理的結(jié)果，可以明顯看出，發(fā)動機在整個工作過程中出現(xiàn)了2種不同的工作模態(tài)，在工作初始階段，發(fā)動機工作主頻處于5000～5500Hz之間，而以爆震模態(tài)工作時，發(fā)動機的工作主頻接近13 000Hz。

為進一步了解發(fā)動機在不同階段內(nèi)的工作細節(jié)，將其信號放大。其中，圖4(c)與5(c)分別表示阻塞比為0.6和0.7時，發(fā)動機以非爆震模態(tài)工作時的壓力與離子信號。在此階段內(nèi)，PCB測量的動態(tài)壓力幅值較低且呈正弦波形，離子信號在其幅值附近有較小的波動；并且PCB1與PCB2的動態(tài)壓力信號存在一定的相位差，表示該波動是沿燃燒室切向傳播的。綜合以上特征，推斷此時燃燒室內(nèi)可能發(fā)生了一階切向的聲學耦合燃燒，在該工況條件下，采用等壓燃燒假設(shè)得到的燃燒產(chǎn)物聲速約為1056m/s，計算得到聲學耦合燃燒的一階振頻為4500Hz，與實際工作主頻存在一定的差距，這可能是由于實際工作過程中燃料與氧化劑的混合不均勻，導致局部區(qū)域的當量比較大，

(a) 工作過程總體信號

(b) 短時傅里葉變換

(c) 切向聲學耦合燃燒

(d) 軸向脈沖爆震

圖4 質(zhì)量流率196.7g/s，出口阻塞比為0.6，當量比為1.63的信號特征

Fig.4Signalcharacteristicswithairmassflowrate196.7g/s,blockageratio0.6,equivalenceratio1.63

(a) 工作過程總體信號

(b) 短時傅里葉變換

(c) 切向聲學耦合燃燒

(d) 軸向脈沖爆震

圖5 質(zhì)量流率196.7g/s，出口阻塞比為0.7，當量比為1.63的信號特征

Fig.5Signalcharacteristicswithairmassflowrate196.7g/s,blockageratio0.7,equivalenceratio1.63

從而使得燃燒室內(nèi)的聲速在不同的區(qū)域存在差別。

圖4(d)和5(d)為發(fā)動機以爆震模態(tài)工作時的瞬態(tài)壓力與離子信號放大圖。在該工作階段內(nèi)，PCB1與PCB2的信號在同一時刻幾乎是重合的?？紤]PCB1與PCB2的位置分布，推斷此時燃燒室可能存在均勻分布的同向三波或軸向傳播的爆震波2種情況。為進一步分辨發(fā)動機的工作模態(tài)，結(jié)合該工況對應(yīng)的尾部高速攝影對爆震波的傳播方向進行分析。圖6(a)～(h)為圖5對應(yīng)工況下的連續(xù)8張尾部高速攝影。首先，圖6顯示的熒光圖亮度變化表明，在每個時刻燃燒室周向位置都充滿火焰，這與燃燒室內(nèi)爆震波切向傳播的尾部高速攝影存在明顯區(qū)別[20]；其次，圖6中的熒光亮度顯示燃燒室內(nèi)的燃燒存在明顯的周期行為，其中圖6(a)～(d)為一個周期，而(e)～(h)為下一個周期。由于高速攝影拍攝頻率為47 000幀/s，由此計算的工作頻率約為11 750Hz，與壓力信號的主頻相近。因此，綜合壓力信號以及發(fā)動機尾部高速攝影，判定燃燒室內(nèi)存在軸向傳播的爆震波。

圖6 質(zhì)量流率196.7g/s，出口阻塞比為0.7，當量比為1.63的尾部高速攝影

Fig.6Highspeedimagesundertheconditionoftheairmassflowrate196.7g/s,blockageratio0.7,andequivalenceratio1.63

2.2 軸向脈沖爆震的傳播過程

環(huán)形燃燒室的軸向脈沖爆震傳播與脈沖爆震發(fā)動機工作類似，但環(huán)形燃燒室的軸向脈沖爆震模態(tài)不需要額外的點火源，而是依靠激波與火焰的相互作用完成軸向脈沖爆震的引發(fā)。圖7為軸向脈沖爆震的傳播示意圖。從燃燒室入口反射的激波向下游傳播至PCB2處(如圖7(b)中的 Ⅰ過程)，PCB2檢測出壓力上升信號(如圖7(a)中的P2壓力尖峰)；向燃燒室出口傳播的激波在燃燒室出口處經(jīng)收斂段反射后向燃燒室入口傳播(對應(yīng)圖7(b)中的Ⅱ→Ⅲ過程)，在經(jīng)過PCB2時再次檢測出壓力上升信號(如圖7(a)中的P1壓力尖峰)；反傳激波繼續(xù)向燃燒室入口傳播，由于此時燃燒室入口已被填充一定量的新鮮反應(yīng)物，反傳激波與火焰以及壁面相互作用后，可觸發(fā)新的爆震波并向燃燒室入口傳播(對應(yīng)圖7(b)中的Ⅳ過程)。由于燃燒室下游沒有新鮮反應(yīng)物維持爆震波傳播，因此爆震波在燃燒室入口反射后解耦，以激波形態(tài)再次向燃燒室出口傳播，重復過程 Ⅰ和 Ⅱ。圖7(a)的壓力信號表明，從燃燒室尾部反射的激波強度較弱，如圖中的P1點；而從燃燒室頭部反射的激波強度較強，如圖中的P2點。

(a) 壓力與離子信號

(b) 軸向脈沖爆震傳播示意圖

考慮軸向爆震在環(huán)形燃燒室內(nèi)的傳播過程，并結(jié)合Anand[11]以及Bykovskii[18]提出的軸向脈沖爆震形成機制，從出口反傳回燃燒室內(nèi)的激波在靠近燃燒室頭部時發(fā)展成為爆震波，并伴隨劇烈的燃燒發(fā)光現(xiàn)象。Bykovskii[18]采用速度補償法得到了軸向脈沖爆震狀態(tài)時的火焰?zhèn)鞑ミ^程，如圖8所示。其中紅色虛線a、b為激波傳播過程，而紅色實線c、d為火焰?zhèn)鞑ミ^程，可以發(fā)現(xiàn)在激波回傳階段，火焰與激波逐漸加速并耦合，該階段與圖7(b)中Ⅳ階段對應(yīng)；Anand[11]也通過對軸向激波時間與位置的分析，提出反傳的激波在靠近燃燒室頭部時通過SWACER機制放大成為爆震波。結(jié)合高速攝影圖6，燃燒室內(nèi)出現(xiàn)周期性強弱交替的發(fā)光現(xiàn)象，對比圖8的火焰?zhèn)鞑ミ^程，可以推斷出圖6(d)和(h)對應(yīng)的高亮時刻處于圖7(b)中的Ⅳ階段，此時激波加速成爆震波。當爆震波傳到燃燒室頭部并消耗完新鮮混合物后，在頭部反射的激波缺少能量供給而逐漸減速。從尾部高速攝影也可以看出，在劇烈發(fā)光之后燃燒室內(nèi)的發(fā)光強度急劇降低，如圖6(d)和(e)所示，表明激波發(fā)展為爆震波的過程中消耗完新鮮反應(yīng)物，并在燃燒室頭部反射后解耦。此外，對Ⅳ→Ⅰ過程和Ⅱ→Ⅲ過程中的平均波速進行了計算，Ⅳ→Ⅰ過程的平均波速約為1400m/s(取對應(yīng)的傳播距離為PCB2傳感器距燃燒室入口截面距離的2倍)，而Ⅱ→Ⅲ過程平均波速約為800m/s(取對應(yīng)的傳播距離為PCB2傳感器距燃燒室出口截面距離的2倍)，這也表明激波在燃燒室頭部進行了加速，而在往下游傳播時速度逐漸下降。

圖8 軸向脈沖爆震模態(tài)下火焰?zhèn)鞑ミ^程[18]

Fig.8Shockandflamepropagationunderlongitudinalpulsedetonationmode[18]

2.3 軸向脈沖爆震模態(tài)的工作頻率

當燃燒室出口阻塞比以及質(zhì)量通量滿足一定條件時，環(huán)形燃燒室將會出現(xiàn)軸向傳播的爆震波，不同質(zhì)量通量以及出口阻塞比條件下發(fā)動機的工作頻率如圖9所示。對于出口阻塞比為0.6和0.7的幾何約束條件，在質(zhì)量通量小于一定值時，發(fā)動機以切向單波模態(tài)工作；而增加質(zhì)量通量，發(fā)動機將從切向單波模態(tài)往軸向脈沖爆震模態(tài)轉(zhuǎn)變，對于本文工況，轉(zhuǎn)變的臨界質(zhì)量通量處于200kg/(m2·s)附近。Anand[11]對燃燒室出口添加收斂噴管導致軸向脈沖爆震的現(xiàn)象進行了較為詳細的研究，認為軸向脈沖爆震產(chǎn)生時空氣積氣腔與燃燒室的平均壓力比值需滿足一定條件。而在本文實驗條件下，質(zhì)量通量高于200kg/(m2·s)時，燃燒室以軸向脈沖爆震模態(tài)工作，這是因為增加質(zhì)量通量將導致燃燒室平均壓力上升，燃燒室內(nèi)形成的新鮮混氣層的活性提高，有利于在圖7(b)的Ⅳ過程中觸發(fā)新的爆震波。此外，增加質(zhì)量通量將同時增加積氣腔與燃燒室內(nèi)的壓力，使得其壓力比值滿足一定條件，與Anand[11]的實驗結(jié)果是相容的。此外，圖9也表明發(fā)動機以軸向脈沖爆震模態(tài)工作時，其工作頻率隨質(zhì)量通量的增加而增加。

圖9 軸向脈沖工作模態(tài)頻率

爆震波在環(huán)形燃燒室切向傳播時，由于燃料與氧化劑混合不均勻、爆震波高度隨質(zhì)量流率的變化等因素，很難對發(fā)動機工作頻率進行預測。然而，RDE以軸向脈沖爆震模態(tài)工作時，其平均傳播速度與燃燒產(chǎn)物中的聲速接近，因此可利用線性聲學理論的假設(shè)對其傳播頻率進行計算。燃燒室進氣面積與出口流通面積相對于燃燒室的截面積較小，在利用線性聲學理論[21]時，可將燃燒室頭部與尾部當做固體壁面來對待，則軸向模態(tài)不穩(wěn)定燃燒的頻率fn可通過式(1)進行計算：

(1)

其中，n為整數(shù)1，代表軸向傳播模態(tài)階數(shù)；c0為燃燒室內(nèi)介質(zhì)的聲速；L為燃燒室長度，其等效長度為44mm。

由于實驗采用的當量比基本在1.4～1.6附近，采用CEA計算聲速c0為1056m/s，此時計算的一階振頻fn為12 000Hz。采用式(1)計算的頻率與出口阻塞比為0.6和0.7的實驗結(jié)果對比如圖10所示。從圖中可以看出，出口阻塞比為0.6與0.7的實驗頻率與采用線性聲學理論的計算結(jié)果最大誤差小于15%，這表明采用線性聲學理論可以對發(fā)動機出現(xiàn)軸向脈沖爆震模態(tài)的工作頻率進行較好的預測。

圖10 線性聲學理論計算偏差

Fig.10Deviationbetweenthelinearacoustictheoryandtheexperimentalresults

3 結(jié) 論

(1) 在本文研究的2種出口阻塞比(0.6、0.7)條件下，增加空氣混合物的質(zhì)量通量超過200kg/(m2·s)時，環(huán)形燃燒室內(nèi)將出現(xiàn)軸向傳播的爆震波，且發(fā)動機工作頻率將隨反應(yīng)物質(zhì)量通量的增加而增加；

(2) 發(fā)動機以軸向脈沖爆震模態(tài)工作時，將伴隨一段切向模態(tài)的聲學耦合燃燒階段，然后出現(xiàn)軸向傳播的爆震波；

(3) 經(jīng)燃燒室出口收斂型面反射的激波將在燃燒室頭部發(fā)展成為爆震波；

(4) 軸向爆震波在傳播過程中經(jīng)歷解耦與重新發(fā)展的過程，其總體傳播速度與燃燒產(chǎn)物的聲速相當，采用線性聲學理論可對該模態(tài)下的發(fā)動機工作頻率進行較好的預測。