魏萬里，鄭權(quán)，魯江濤，翁春生，武郁文

(1.南京理工大學(xué) 瞬態(tài)物理國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210094；2.淮海工業(yè)集團(tuán)有限公司，山西 長治 046012)

0 引言

旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機(jī)(RDE)是一種基于爆轟燃燒方式的新概念發(fā)動機(jī)。旋轉(zhuǎn)爆轟波在環(huán)形燃燒室內(nèi)高速傳播壓縮可燃混合氣，波后高溫高壓產(chǎn)物膨脹后從尾部高速排出產(chǎn)生推力。RDE具有熱力循環(huán)效率高、放熱速率快、結(jié)構(gòu)簡單緊湊等優(yōu)點(diǎn)，近年來備受國內(nèi)外關(guān)注，在航空航天推進(jìn)領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景[1-3]。由于液態(tài)燃料具有高熱值、易存儲等優(yōu)點(diǎn)，目前航空航天領(lǐng)域大多采用液態(tài)燃料作為推進(jìn)劑，為了RDE的工程化應(yīng)用，液態(tài)燃料RDE成為近年來推進(jìn)技術(shù)領(lǐng)域研究的熱點(diǎn)。

Bykovskii等[4-7]采用煤油、汽油、苯、酒精、丙酮和柴油等液態(tài)燃料開展了RDE實(shí)驗(yàn)研究，采用速度補(bǔ)償法對發(fā)動機(jī)燃燒室內(nèi)流場進(jìn)行觀測，結(jié)果表明使用富氧空氣作為氧化劑時(shí)，氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)需大于41%才能獲得穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)爆轟波。隨著氧化劑中氧含量的降低，爆轟波的傳播速度逐漸減小。Kindracki等[8]通過添加少量氫氣的方式實(shí)現(xiàn)了貧油工況下煤油/空氣混合物旋轉(zhuǎn)爆轟波穩(wěn)定自持傳播；同時(shí)發(fā)現(xiàn)在液態(tài)煤油中加入硝酸異丙酯可以提高煤油活性，在當(dāng)量比為1.1時(shí)獲得穩(wěn)定的旋轉(zhuǎn)爆轟波，其傳播速度為1 500 m/s，速度虧損為20%～25%.Zhong等[9-10]采用煤油預(yù)燃燒裂解法研究了旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播特性及5種傳播模態(tài)，分析了富氧空氣氧含量(50%和30%)對旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播特性的影響。旋轉(zhuǎn)爆轟波起爆時(shí)間隨燃燒室寬度增加而增大，隨氧化劑噴注環(huán)縫變小而增大；旋轉(zhuǎn)爆轟傳播速度僅隨燃燒室寬度的增加而增大，傳播速度受氧化劑噴注環(huán)縫的影響較小，但是較小的氧化劑噴注環(huán)縫有利于形成雙波對撞模式。王迪等[11]采用煤油/富氧空氣開展了兩相旋轉(zhuǎn)爆轟波的起爆和穩(wěn)定傳播過程實(shí)驗(yàn)研究，實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)隨著氧化劑中含氧量的增加爆轟波速度逐漸增大，基于激光散射相位多普勒分析技術(shù)對霧化流場進(jìn)行了測量，得到不同位置處煤油液滴速度和直徑的統(tǒng)計(jì)分布。劉世杰[12]和劉世杰等[13]對連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟波結(jié)構(gòu)、傳播模態(tài)及自持機(jī)理進(jìn)行了研究，詳細(xì)分析了同向傳播模式和對撞傳播模式。鄭權(quán)等[14-15]開展了汽油與富氧空氣兩相RDE實(shí)驗(yàn)研究，分析了雙波對撞模態(tài)的傳播特性及發(fā)動機(jī)性能，研究了燃燒室長度對發(fā)動機(jī)性能的影響。李寶星等[16]采用時(shí)空守恒元與求解元(CE/SE)方法對汽油與富氧空氣兩相RDE進(jìn)行了數(shù)值研究，對氣體與液體兩相爆轟波在環(huán)形燃燒室內(nèi)傳播特性及其徑向上的變化進(jìn)行了分析。Wang等[17]使用CE/SE方法對不同來流總溫下的煤油空氣旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)來流總溫對旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播模態(tài)和傳播速度有較大的影響。Zheng等[18]研究了液態(tài)煤油旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播不穩(wěn)定特性，對旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播過程中的空間不穩(wěn)定、時(shí)間不穩(wěn)定與再起爆現(xiàn)象進(jìn)行了解釋。

國內(nèi)外學(xué)者針對RDE推進(jìn)性能的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究也驗(yàn)證了其具有較好的性能優(yōu)勢。Bykovskii等[19]使用氫氣/空氣獲得了發(fā)動機(jī)的最大比沖值為2 200 s.Kindracki等[20]進(jìn)行了甲烷與氧氣兩相RDE推力測試，單位面積推力達(dá)1.1～1.3×105N/m2.Frolov等[21]在外徑406 mm、長310 mm的發(fā)動機(jī)上采用氫氣與空氣混合氣體為推進(jìn)劑，獲得了約5 000 N的推力，燃料比沖約3 000 s.Zhou等[22]對RDE的熱力學(xué)性能進(jìn)行了分析，RDE的整體熱效率為26.4%，凈機(jī)械功為理想ZND模型的30%.林偉等[23]進(jìn)行了雙波模態(tài)下氫氣/空氣RDE推力測試，產(chǎn)生可靠的有效推力約808.5 N.

僅有少部分學(xué)者研究了燃燒室和尾噴管構(gòu)型對RDE工作過程和性能的影響。陳潔等[24]和孫健等[25]通過數(shù)值模擬分析了燃燒室軸向長度對發(fā)動機(jī)性能的影響。高劍等[26]通過實(shí)驗(yàn)分析了燃燒室長度對氫氣/空氣RDE性能的影響。Braun等[27]采用旋轉(zhuǎn)爆轟燃燒室的出口條件作為噴管的入口條件，對光滑發(fā)散噴管、收斂發(fā)散噴管和前擴(kuò)張發(fā)散噴管進(jìn)行研究，評估了噴管長度和進(jìn)口脈動大小對噴管性能的影響。與基準(zhǔn)燃燒室相比，使用直噴管產(chǎn)生的總壓增益下降約27%，錐形噴嘴可以獲得更大的軸向平均流動角。在進(jìn)口壓力較低時(shí)，錐形噴管比貝塞爾外壁噴管更合適。在進(jìn)口壓力較高時(shí)，貝塞爾外壁噴管要優(yōu)于錐形噴管。因此，最合適的噴管由所需的總壓力增益、出口馬赫數(shù)和流動角決定。Yi等[28]分析了噴管形狀、錐角以及長度對RDE性能的影響，發(fā)現(xiàn)內(nèi)壁面漸縮型噴管獲得的發(fā)動機(jī)性能較佳，且在該噴管構(gòu)型上隨著錐角的縮小發(fā)動機(jī)推力和比沖逐漸增加。Fotia等[29]分析了不同總質(zhì)量流量下噴管對RDE性能的影響，發(fā)現(xiàn)安裝中心錐和增加燃燒室出口阻塞比有利于提升發(fā)動機(jī)性能。

目前關(guān)于RDE的研究，針對尾噴管構(gòu)型的發(fā)動機(jī)實(shí)驗(yàn)研究較少。本文采用中心錐安裝于燃燒室內(nèi)壁面末端，分析中心錐內(nèi)縮距離以及錐角對液態(tài)燃料RDE工作過程和性能的影響。本文基于參考文獻(xiàn)[14-15]開展研究，前期工作針對環(huán)形陣列式RDE模型開展了不同燃燒室長度下的發(fā)動機(jī)性能分析，發(fā)現(xiàn)最佳燃燒室長度為235 mm.本文在該RDE模型上，以汽油為燃料、富氧空氣為氧化劑，分析中心錐對液態(tài)燃料RDE工作特性的影響，測量不同中心錐位置和錐角時(shí)液態(tài)燃料RDE的軸向一維推力，分析中心錐位置和錐角對發(fā)動機(jī)推力性能和比沖的影響，以期為液態(tài)燃料RDE的研究及工程化應(yīng)用提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)介紹

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由液態(tài)燃料RDE、推進(jìn)劑供應(yīng)系統(tǒng)、推力測試平臺、控制系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成，如圖1所示，圖中PCB為高頻壓力傳感器。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)圖

圖1中的推進(jìn)劑供應(yīng)系統(tǒng)、推力測試平臺、控制系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)在參考文獻(xiàn)[14-15]已有詳細(xì)介紹，不再贅述，此處主要介紹所采用的發(fā)動機(jī)模型以及中心錐構(gòu)型。液態(tài)燃料RDE采用環(huán)形陣列式噴注結(jié)構(gòu)，16個(gè)噴嘴均勻分布在預(yù)混段外壁面。燃燒室內(nèi)徑120 mm、外徑153 mm、寬度16.5 mm、軸向長度235 mm.

如圖2所示，在距離進(jìn)氣環(huán)縫喉部65 mm軸向截面上周向等間距布置高頻壓力傳感器PCB1、PCB2和PCB3，3個(gè)傳感器周向間隔為120°.富氧空氣從集氣腔經(jīng)過環(huán)縫沿軸向進(jìn)入環(huán)形燃燒室，汽油通過高壓精細(xì)霧化噴嘴沿徑向噴注進(jìn)入燃燒室，燃料和氧化劑在燃燒室內(nèi)進(jìn)行非預(yù)混爆轟燃燒，徑向噴注的燃料顆粒與軸向噴注的氧化劑可以進(jìn)行較為充分的摻混。為提高液態(tài)燃料RDE點(diǎn)火成功率，使用內(nèi)徑30 mm的氫氣與氧氣預(yù)爆轟管切向安裝進(jìn)行點(diǎn)火起爆。圖2中，Rp為預(yù)爆轟管半徑，Ri為燃燒室內(nèi)壁面半徑，Ro為燃燒室外壁面半徑，中心錐安裝于液態(tài)燃料RDE燃燒室內(nèi)壁面末端，定義燃燒室內(nèi)壁面等直段末端與燃燒室外壁面末端的距離為l，中心錐錐角為θ,通過改變l的大小實(shí)現(xiàn)中心錐位置的移動。

圖2 PCB及中心錐結(jié)構(gòu)示意圖

實(shí)驗(yàn)所采集的高頻壓力信號均使用校準(zhǔn)后的高頻壓力傳感器測得，使用限位器以及音速噴嘴和流量計(jì)相互校準(zhǔn)等措施，以確保發(fā)動機(jī)推力測試結(jié)果的準(zhǔn)確性。無法避免的發(fā)動機(jī)推力測試誤差來源主要包括發(fā)動機(jī)外壁面測壓孔和預(yù)爆轟管切向噴注孔導(dǎo)致的能量損失、發(fā)動機(jī)質(zhì)心不穩(wěn)所產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩、發(fā)動機(jī)整體高頻和低頻振動、發(fā)動機(jī)供應(yīng)管路側(cè)向牽制力、供給管路內(nèi)來流溫度變化導(dǎo)致的流量計(jì)算誤差等。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)時(shí)序如圖3所示，工作背壓為大氣壓。本文開展的研究是基于前期大量實(shí)驗(yàn)研究基礎(chǔ)上進(jìn)行的深入研究，為保持實(shí)驗(yàn)研究的一致可比性，選取當(dāng)量比為0.8[14]，保持燃燒室外壁面長度L=235 mm不變[15]，在燃燒室末端安裝中心錐，通過改變中心錐位置l/L，分析液態(tài)燃料旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播特性及推力性能的變化。l/L分別取值0%、8.5%、17%、25.5%、34%和42.6%，錐角θ分別為20°、30°、40°、50°、60°.實(shí)驗(yàn)保持同一工況范圍，空氣流量為810 g/s±10 g/s，氧氣流量為180 g/s±5 g/s，汽油流量為80 g/s±5 g/s，全部實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)如表1所示。

圖3 旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機(jī)實(shí)驗(yàn)時(shí)序圖

表1 實(shí)驗(yàn)工況

2.1 旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播特性分析

圖4所示為工況1的高頻壓力整體分布。圖4中紅色方框1和2對應(yīng)的局部放大圖分別如圖5和圖6所示。從圖5中的高頻壓力信號可以看出，PCB2處壓力峰值較高，PCB1和PCB3測得的壓力峰值較低，每一對PCB2壓力峰值之間均存在兩對PCB1和PCB3，而且PCB1和PCB3的幅值相近并基本重合。根據(jù)高頻壓力傳感器安裝相對位置以及高頻壓力信號特征，可以判斷該工況下為雙波對撞模態(tài)。圖5顯示的局部高頻壓力分布雙波對撞點(diǎn)位于PCB2，該模態(tài)下燃燒室內(nèi)存在兩個(gè)傳播方向相反的爆轟波頭，周期性發(fā)生對撞。在前期大量的實(shí)驗(yàn)研究中發(fā)現(xiàn)，在該發(fā)動機(jī)模型上雙波對撞模態(tài)長期存在[14-15]，文獻(xiàn)[12-13]也對雙波對撞模態(tài)進(jìn)行了深入研究。

圖4 工況1的高頻壓力分布

圖5 雙波對撞點(diǎn)穩(wěn)定于PCB2(圖4中方框1)

圖6 雙波對撞點(diǎn)穩(wěn)定于PCB3(圖4中方框2)

雙波對撞點(diǎn)位于PCB2處的傳播過程如圖7所示。定義某個(gè)雙波對撞周期內(nèi)，未對撞之前的爆轟波分別為M和N，旋轉(zhuǎn)爆轟波M和N同時(shí)存在且傳播方向相反，于PCB2附近發(fā)生對撞后，兩個(gè)爆轟波的前導(dǎo)激波分別透射進(jìn)入彼此的爆轟產(chǎn)物區(qū)，形成透射激波m和n；此時(shí)透射激波傳播速度較小，對撞后透射激波m和n按原方向繼續(xù)傳播。隨著透射激波m和n的傳播，可燃?xì)怏w層高度逐漸增加，此時(shí)透射激波m和n接觸到的新鮮可燃?xì)怏w層，為上一輪爆轟波N和M的爆轟產(chǎn)物接觸面上的新鮮可燃?xì)怏w，接觸面上存在提前燃燒現(xiàn)象。該氣體層已具有較高溫度，在激波擾動下更容易形成旋轉(zhuǎn)爆轟波。透射激波m和n逐漸增強(qiáng)為爆轟波M′和N′，于PCB2對稱點(diǎn)處再次發(fā)生對撞，形成透射激波m′和n′，繼而重復(fù)上述傳播過程。軸向新鮮可燃?xì)怏w的快速噴注、穩(wěn)定可燃?xì)怏w層的快速建立，以及對撞后透射激波保持足夠的強(qiáng)度，能夠快速誘燃可燃?xì)怏w層并使透射激波增強(qiáng)為新的爆轟波，這些條件是實(shí)現(xiàn)雙波對撞傳播模態(tài)的關(guān)鍵[13]。圖8所示為工況1下PCB2所測得的高頻壓力信號短時(shí)傅里葉變換(STFT)分析結(jié)果，STFT結(jié)果顯示旋轉(zhuǎn)爆轟波的頻率f=1 823.3 Hz.

圖7 雙波對撞點(diǎn)位于PCB2的傳播過程示意圖

圖8 工況1基于PCB2的STFT結(jié)果

受氧化劑和燃料動態(tài)填充摻混過程的影響、燃燒室內(nèi)周向不同位置可燃?xì)怏w層高度的變化，以及可燃混氣的濃度和液滴大小分布差異，導(dǎo)致雙波對撞點(diǎn)產(chǎn)生偏移。在該發(fā)動機(jī)模型上雙波對撞點(diǎn)僅穩(wěn)定于PCB3和PCB2附近，未發(fā)現(xiàn)穩(wěn)定于PCB1附近的現(xiàn)象。這是因?yàn)轭A(yù)爆轟管的切向噴注孔靠近PCB1，且切向噴注孔直徑(16 mm)與燃燒室寬度(16.5 mm)相近，旋轉(zhuǎn)爆轟波或透射激波順時(shí)針傳播至PCB1處，受預(yù)爆管切向噴注孔的剝離作用會發(fā)生衰減。如圖7中預(yù)爆轟管內(nèi)紅色箭頭所示，旋轉(zhuǎn)爆轟波成功起爆后，預(yù)爆轟管內(nèi)無新鮮可燃混氣填充，每一個(gè)雙波對撞周期內(nèi)，透射激波m或爆轟波M′經(jīng)過切向噴注孔時(shí)均會被削弱，導(dǎo)致透射激波或爆轟波傳播至預(yù)爆轟管內(nèi)發(fā)生衰減。同一雙波對撞周期內(nèi)反方向的透射激波n或爆轟波N′受到的影響較小，導(dǎo)致對撞點(diǎn)的偏移無法穩(wěn)定于PCB1附近。因此在保證旋轉(zhuǎn)爆轟波能夠成功起爆的前提下，應(yīng)盡量縮小預(yù)爆轟管的切向噴注孔尺寸。同時(shí)從圖5和圖6中可以看出，雙波對撞點(diǎn)處爆轟波壓力峰值大小變化較大。這是因?yàn)殡p波對撞點(diǎn)處的瞬時(shí)高溫高壓抑制了新鮮可燃?xì)怏w層的軸向填充過程，導(dǎo)致可燃?xì)怏w層的高度無法在短時(shí)間內(nèi)得到恢復(fù)，需要經(jīng)過一個(gè)或多個(gè)自持傳播周期才能恢復(fù)。燃燒室內(nèi)氧化劑和燃料為動態(tài)填充摻混過程，隨著周向位置和時(shí)間的變化可燃混氣濃度和液滴粒徑大小分布均存在差異，也會導(dǎo)致液態(tài)燃料旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播過程的時(shí)間和空間不穩(wěn)定性。

工況6下的高頻壓力整體分布如圖9所示。該工況下雙波對撞模態(tài)傳播過程高度不穩(wěn)定，不斷出現(xiàn)短暫熄爆再起爆和對撞點(diǎn)偏移現(xiàn)象。熄爆再起爆過程伴隨著爆轟波衰減、激波的增強(qiáng)，以及對撞點(diǎn)的偏移。圖9中紅色方框內(nèi)為兩處較明顯的熄爆再起爆現(xiàn)象，黑色方框部分為快速傅里葉變換(FFT)分析的結(jié)果。對該工況下PCB3所測得的高頻壓力信號進(jìn)行FFT分析，結(jié)果顯示旋轉(zhuǎn)爆轟波的頻率f=1 705.6 Hz，與工況1相比明顯降低。前期實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)在該發(fā)動機(jī)模型上，以汽油為燃料的旋轉(zhuǎn)爆轟波頭高度為55～70 mm[14].隨著中心錐位置的前移，燃燒室內(nèi)壁面等直段與中心錐連接處的突擴(kuò)部位產(chǎn)生的膨脹波，會透過斜激波區(qū)域的亞音速高溫燃?xì)馇皞饔绊懭紵翌^部旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播穩(wěn)定性。隨著l/L的增大燃燒室內(nèi)壁面等直段距離縮短，突擴(kuò)段的膨脹波對旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播穩(wěn)定性的影響增大，液態(tài)燃料旋轉(zhuǎn)爆轟波穩(wěn)定性降低，透射激波m′和n′的衰減，出現(xiàn)了短暫的中斷現(xiàn)象。

圖9 工況6的高頻壓力分布

圖10給出了爆轟波傳播頻率和波速隨l/L的變化趨勢，爆轟波傳播速度和頻率隨中心錐位置的前移呈下降趨勢。隨著中心錐位置的前移，燃燒室內(nèi)壁面等直段與中心錐連接處的突擴(kuò)段與燃燒室頭部的距離變短，突擴(kuò)段產(chǎn)生的膨脹波對旋轉(zhuǎn)爆轟波自持傳播穩(wěn)定性的影響逐漸增強(qiáng)，導(dǎo)致旋轉(zhuǎn)爆轟波速度和頻率逐漸降低；當(dāng)l/L>25.5%時(shí)出現(xiàn)熄爆再起爆現(xiàn)象，爆轟波傳播速度下降速率增大。同時(shí)，雙波對撞模態(tài)下爆轟波傳播一周要經(jīng)過爆轟波對撞、透射激波傳播、透射激波增強(qiáng)等不同過程，也會導(dǎo)致較大的速度虧損。

圖10 頻率和波速隨l/L的分布

2.2 高頻推力分析

旋轉(zhuǎn)爆轟波在燃燒室內(nèi)沿周向傳播，其波后高溫高壓產(chǎn)物在斜激波和膨脹波的作用下，在燃燒室迅速膨脹至發(fā)動機(jī)出口后高速排出、產(chǎn)生推力。圖11顯示了工況1的推力隨時(shí)間變化曲線。由圖11可見，高頻推力采集系統(tǒng)觸發(fā)時(shí)間為500 ms時(shí)刻，在800 ms時(shí)刻開始空氣和氧氣噴注，在900 ms時(shí)刻點(diǎn)火起爆發(fā)動機(jī)推力瞬間增大。因?qū)嶒?yàn)平臺存在軸向彈性限位裝置，以及高頻推力傳感器的工作特性導(dǎo)致推力載荷無法瞬間達(dá)到電位平衡，推力曲線表現(xiàn)出高峰值的振蕩現(xiàn)象，約幾百毫秒后推力曲線進(jìn)入平穩(wěn)階段。在2 400 ms時(shí)關(guān)閉燃料和氧氣，持續(xù)噴注空氣對發(fā)動機(jī)進(jìn)行冷卻吹除，推力曲線經(jīng)過約40 ms振蕩后降至低位，發(fā)動機(jī)工作時(shí)間為1.5 s.對推力曲線進(jìn)行積分如圖12所示，選取穩(wěn)定工作范圍兩個(gè)點(diǎn)A和B進(jìn)行線性擬合，可得平均總推力F=943.9 N，環(huán)形燃燒室截面積為7.07×10-3m2，單位面積質(zhì)量流率為1.53×105g/(m2·s)，單位面積推力為1.34×105N/m2，燃料比沖為1 142.5 s.

圖11 工況1的推力隨時(shí)間分布

圖12 工況1的推力和推力面積積分隨時(shí)間分布

2.3 中心錐位置和錐角對發(fā)動機(jī)性能的影響

開展6種中心錐位置l/L和5種錐角θ下的RDE一維軸向推力測試。保持中心錐錐角θ=30°不變，圖13所示為發(fā)動機(jī)推力和燃料比沖隨中心錐位置的變化趨勢，可見與圖10所示的旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播速度和頻率變化趨勢基本一致。由圖13可見：當(dāng)l/L=0%時(shí)，發(fā)動機(jī)推力和燃料比沖為6種實(shí)驗(yàn)工況中的最大值；隨著中心錐位置的前移，旋轉(zhuǎn)爆轟燃燒室內(nèi)斜激波區(qū)域的高溫燃?xì)廨S向等直膨脹距離變短，且受中心錐頭部突擴(kuò)段膨脹波的影響，旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播速度逐漸降低；當(dāng)l/L>25.5%時(shí)，燃燒室內(nèi)壁面等直段距離達(dá)到臨界值，受膨脹波影響燃燒室頭部旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播穩(wěn)定性變差，開始出現(xiàn)短暫熄爆再起爆現(xiàn)象，導(dǎo)致旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播速度突降。旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播速度的降低以及高溫燃?xì)廨S向膨脹有效距離的變短，發(fā)動機(jī)出口截面高溫燃?xì)獾妮S向分速度降低，導(dǎo)致發(fā)動機(jī)推力和燃料比沖隨之降低。

圖13 推力和燃料比沖隨l/L的分布

保持中心錐l/L=0%不變，圖14所示為發(fā)動機(jī)推力和燃料比沖隨中心錐錐角θ變化趨勢圖。由圖14可見，隨著中心錐錐角逐漸增大，中心錐軸向長度逐漸變短，爆轟產(chǎn)物受中心錐外壁面的約束作用逐漸減弱。高溫燃?xì)庠趶较蚍较蛏涎杆倥蛎洠鋸较蚍炙俣仍龃?、軸向分速度減小，發(fā)動機(jī)出口截面平均推力密度降低，發(fā)動機(jī)推力和燃料比沖逐漸降低。中心錐頭部突擴(kuò)段產(chǎn)生的膨脹波也會對外流場的高溫燃?xì)馀蛎涍^程產(chǎn)生影響，隨著突擴(kuò)段角度增大膨脹波增強(qiáng)，當(dāng)θ>40°時(shí)達(dá)到臨界值，發(fā)動機(jī)推力和燃料比沖下降速率增大；當(dāng)θ=20°時(shí)發(fā)動機(jī)推力和燃料比沖達(dá)到5種工況下的最大值，分別為951.6 N和1 151.8 s.圖15所示為不同中心錐錐角下發(fā)動機(jī)出口高溫燃?xì)饬鲃訝顟B(tài)。由圖15可見：在θ=20°和θ=30°工況下，中心錐軸向長度較長，突擴(kuò)段膨脹波影響作用較小，高溫燃?xì)庠谕饬鲌龅妮S向膨脹過程較為充分，尾焰整體呈淡藍(lán)色，溫度較高；當(dāng)θ=50°和θ=60°時(shí)，中心錐錐角增大、軸向長度變短，外流場的高溫燃?xì)鈴较蚺蛎涍^程增強(qiáng)，表現(xiàn)為尾焰形狀的變化，從尾焰顏色變化可以發(fā)現(xiàn)僅外部邊緣存在較小淡藍(lán)色區(qū)域，尾焰燃?xì)鉁囟让黠@降低。

圖14 推力和燃料比沖隨θ的分布

圖15 不同中心錐錐角下的尾焰形狀

3 結(jié)論

本文以汽油為燃料、富氧空氣為氧化劑開展了液態(tài)燃料RDE的實(shí)驗(yàn)研究。測量了不同中心錐位置和錐角時(shí)發(fā)動機(jī)軸向一維推力，分析了中心錐位置和錐角對發(fā)動機(jī)推力性能和比沖的影響。所得主要結(jié)論如下：

1)在RDE模型上，空氣流量為810 g/s±10 g/s，氧氣流量為180 g/s±5 g/s，汽油流量為80 g/s±5 g/s，改變中心錐位置和錐角未對旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播模態(tài)產(chǎn)生影響，各工況下旋轉(zhuǎn)爆轟波均為雙波對撞模態(tài)。預(yù)爆轟管切向噴注孔直徑與燃燒室寬度相近，受其剝離作用影響，雙波對撞點(diǎn)無法穩(wěn)定于預(yù)爆轟管出口附近。在確保旋轉(zhuǎn)爆轟波能夠成功起爆的前提下，應(yīng)盡量縮小預(yù)爆轟管切向噴注孔尺寸，減小其對旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播過程的影響。

2)隨著中心錐位置l/L的增加，燃燒室內(nèi)壁面突擴(kuò)位置前移，突擴(kuò)段產(chǎn)生的膨脹波對旋轉(zhuǎn)爆轟波穩(wěn)定性的影響增強(qiáng)，旋轉(zhuǎn)爆轟波自持傳播的穩(wěn)定性降低，爆轟波傳播速度逐漸降低；當(dāng)l/L>25.5%時(shí)，出現(xiàn)熄爆再起爆現(xiàn)象，爆轟波傳播速度下降速率增大。

3)在l/L=0%、θ=20°工況下平均總推力為951.6 N，燃料比沖為1 151.8 s，為所有實(shí)驗(yàn)工況中最大值。隨著中心錐位置l/L或θ的增大，高溫燃?xì)廨S向等直膨脹距離變短，突擴(kuò)段膨脹波影響增強(qiáng)。中心錐型面約束作用減弱，外流場高溫燃?xì)鈴较蚺蛎浽鰪?qiáng)，發(fā)動機(jī)出口高溫燃?xì)廨S向分速度逐漸減小，發(fā)動機(jī)推力和燃料比沖逐漸降低；當(dāng)l/L>25.5%或θ>40°時(shí)，受熄爆再起爆和膨脹波增強(qiáng)影響，發(fā)動機(jī)推力和燃料比沖下降速率增大。