圓盤結構下旋轉爆震波傳播特性的實驗研究*

夏鎮(zhèn)娟，周勝兵，馬 虎，卓長飛，周長省

(南京理工大學機械工程學院，江蘇 南京 210094)

旋轉爆震發(fā)動機(rotating denonation engine, RDE)利用一個或多個旋轉爆震波(rotating detonation wave, RDW)在環(huán)形燃燒室頭部連續(xù)旋轉傳播，燃燒產(chǎn)物從另一端高速排出，進而產(chǎn)生推力。由于RDE只需一次起爆即可實現(xiàn)推進劑的連續(xù)旋轉爆震燃燒，且結構簡單、工作頻率高、推力穩(wěn)定，并具有推力矢量調節(jié)的能力，引起了國內外研究機構的廣泛關注和大量研究[1]，并進行了吸氣式RDE[2-3]以及RDE與渦輪組合方面[4-5]的工作。現(xiàn)有的RDE構型主要分為3種：同軸圓環(huán)形、無內柱圓筒形和圓盤形結構，并針對RDW在不同發(fā)動機構型中的傳播特性進行了相關研究。

對于同軸圓環(huán)形結構，Bykovskii等[6]實現(xiàn)了多種氣態(tài)及液態(tài)燃料的旋轉爆震燃燒，發(fā)現(xiàn)了同向傳播、對撞傳播和軸向脈沖傳播模式，并分析了推進劑質量流率對爆震波頭個數(shù)及爆震波參數(shù)的影響，得到了不同混合物中旋轉爆震的臨界范圍[7]。Kindracki等[8]實驗研究了碳氫燃料與氧氣的旋轉爆震，得到了爆震波穩(wěn)定傳播的影響因素及規(guī)律。Anand等[9]研究了環(huán)形燃燒室中的高頻壓力振蕩對空氣噴注入口及燃料集氣腔的影響，發(fā)現(xiàn)空氣集氣腔內有明顯的壓力回傳，振蕩頻率與燃燒室中的高頻振蕩一致。通過改變反應物質量流率及燃燒室的幾何構型，發(fā)現(xiàn)了4種不穩(wěn)定傳播模態(tài)[10]，并在空氣集氣腔內發(fā)現(xiàn)了兩種低頻不穩(wěn)定性，增加air質量流率，幅值不穩(wěn)定性消失[11]。Lin等[12]、劉世杰等[13-14]進行了H2/air旋轉爆震波傳播模態(tài)的實驗研究，發(fā)現(xiàn)爆震波的傳播模態(tài)受反應物質量流率、當量比以及噴注結構的影響，當反應物質量流率增大時，RDW的傳播模態(tài)由單波模態(tài)轉換為單/雙波混合模態(tài)，最終為雙波模態(tài)。Yang等[15]、彭磊等[16]進行了H2/air旋轉爆震波的實驗研究，通過改變反應物質量流率、當量比等，得到環(huán)形RDE的四種工作狀態(tài)：連續(xù)爆震、間斷爆震、零星爆震及起爆失敗。

對于無內柱圓筒形RDE，Tang等[17]、Yao等[18]進行了三維數(shù)值模擬，得到了穩(wěn)定傳播的多波頭旋轉爆震波，并研究了不同燃料噴注面積比對爆震波傳播模態(tài)、波頭數(shù)及發(fā)動機推進性能的影響。Zhang等[19]在無內柱圓筒形燃燒室中進行了H2/air旋轉爆震的實驗研究，得到了不同Laval噴管收縮比下爆震波的傳播模態(tài)，并與切向不穩(wěn)定燃燒模態(tài)進行了對比。Anand等[20]進行了H2/air在無內柱圓筒形RDE中的實驗研究，使用高速相機觀測燃燒室內復雜的波系，得到了3種不同的波形結構。

對于圓盤形RDE，Bykovskii等[21]在圓盤形發(fā)動機上進行了煤粉/空氣的兩相爆震實驗研究，實驗成功起爆并得到了脈沖爆震波和旋轉爆震波，采用側壁面開窗成功觀測到流場內的爆震波結構。Nakagami等[22]設計了兩側(或單側)為石英玻璃壁面的圓盤形發(fā)動機，通過高速攝影及紋影技術觀測燃燒室全流場結構，研究爆震波的傳播特性。Ishiyama等[23]將這種圓盤形發(fā)動機與徑流渦輪及離心式壓氣機組合，設計了旋轉爆震渦輪組合發(fā)動機，并進行了冷流及燃燒實驗，并在乙烯/氧氣的爆震實驗中分析了幾種燃燒模式，觀察到爆震波的湮滅和重起始現(xiàn)象[24]。

Ishiyama等[23]的研究表明，圓盤形RDE與徑流渦輪及離心式壓氣機有良好的匹配特性，有利于實現(xiàn)RDE與渦輪及壓力機的組合。圓盤形RDE的燃料與氧化劑從燃燒室外圓噴注進入燃燒室，產(chǎn)物從內圓出口噴出，流道收斂，流通面積漸縮，這與傳統(tǒng)的圓環(huán)形燃燒室有所差異，值得進一步深入研究。本文中通過改變反應物的質量流率及當量比，在圓盤形RDE上進行實驗研究，實現(xiàn)RDW的成功起始及連續(xù)傳播，分析不同噴注條件下RDW的傳播模態(tài)及規(guī)律，為進一步研究爆震波在圓盤形RDE上的傳播機理及圓盤形RDE的應用提供參考。

1 實驗系統(tǒng)介紹

圓盤形RDE實驗系統(tǒng)包括推進劑供給系統(tǒng)、模型發(fā)動機、點火系統(tǒng)、測量及采集系統(tǒng)。推進劑采用非預混噴注方式，air和H2分別通過收斂擴張的環(huán)縫和小孔噴注進入燃燒室。圓盤形發(fā)動機結構見圖1,燃燒室通道為收斂匯聚通道，燃燒室直徑d1=120 mm，寬度δ=6.5 mm，出口直徑d2=34 mm。

圖1 圓盤形RDE示意圖Fig.1 Plane-radial RDE model

圖2 燃燒室兩壁面的傳感器布置Fig.2 Sensor arrangement on both sides of the combustor

H2和air集氣腔分別安裝一個擴散硅式壓力變送器，用于測量集氣腔的平均壓力。燃燒室壁面安裝有3個PCB壓力傳感器，用來測量燃燒室內瞬時高頻壓力變化，1個擴散硅式壓力變送器，測量燃燒室的平均壓力。PCB傳感器采用平齊安裝方式，減小對爆震波面的干擾。燃燒室兩側壁面的傳感器布置如圖2所示，其中燃燒室左、右壁面分別定義為A、B面。圖2(b)中，PCB1、PCB2和PCB3的安裝位置分別為?102 mm、?82 mm和?73 mm，PCB1和PCB3位于同一周向位置，PCB2與PCB1周向相隔90°。實驗中測得的壓力信號皆通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(USB-6366)進行采集，NI高頻數(shù)采系統(tǒng)(DAQ)共有8通道同步模擬輸入，單通道采樣頻率高達2 M/s，輸入分辨率為16 bits，符合實驗要求。

2 實驗結果分析

圖3為RDE點火實驗的時序圖，其中，箭頭向上代表開，向下代表關，Δt為模型發(fā)動機的工作時間，為保證傳感器及發(fā)動機的使用壽命，本文中發(fā)動機的工作時間較短，為0.15 s。

實驗采用小能量火花裝置起爆模型發(fā)動機，點火能量約為50 mJ，點火位置如圖2(a)所示。改變H2和air的質量流率，研究反應物質量流率及當量比對圓盤形RDE內旋轉爆震波傳播特性的影響。表1為實驗工況表。實驗環(huán)境溫度為285 K，燃燒室出口直接與大氣相通，環(huán)境壓力為一個標準大氣壓。

表1 實驗工況表Table 1 Experimental conditions

圖3 實驗時序圖Fig.3 Schematic diagram of experiment time sequence

2.1 發(fā)動機工作過程

以表1中工況1為例，研究發(fā)動機的工作過程及集氣腔和燃燒室內的壓力變化。實驗壓力曲線圖如圖4所示，其中，pH2和pair分別為H2和air集氣腔壓力，p1為PCB1的測量結果。

圖4 RDE的壓力曲線Fig.4 Pressure curves of RDE

由圖4可得，在t1時刻，供氣系統(tǒng)的電磁閥開啟，air/H2分別通過環(huán)縫/小孔噴注進入燃燒室，集氣腔壓力在閥門開啟的瞬間迅速上升，一段時間后，集氣腔壓力趨于穩(wěn)定，說明實驗系統(tǒng)內供氣穩(wěn)定。t2時刻，點火裝置放電點火，發(fā)動機成功起爆并開始工作，RDW在圓盤形燃燒室內連續(xù)穩(wěn)定地傳播。t3時刻，供氣系統(tǒng)停止供氣，air及H2集氣腔壓力開始下降，但供氣管路中剩余的氣體維持爆震波繼續(xù)傳播了一段時間。t4時刻，管路中殘余的H2耗盡，發(fā)動機熄火，t5時刻，排氣過程基本結束。發(fā)動機的工作時間從t2到t4時刻約為0.16 s，大于設定的工作時間0.15 s，這主要是因為供氣管路中的殘余氣體維持爆震波繼續(xù)傳播了約0.01 s。

2.2 燃燒室壓力變化

以工況1為例，研究燃燒室內不同徑向位置的壓力及燃燒室穩(wěn)壓變化，如圖5所示。其中，p1～p3分別代表傳感器PCB1、PCB2、PCB3的測量結果，pc為燃燒室穩(wěn)壓，測壓點位置如圖2(b)所示。

圖5 燃燒室內的壓力變化Fig.5 Variation of pressure in the combustor

由圖5可得，RDW起爆的開始階段，壓力不太穩(wěn)定，壓力峰值較小，一段時間后，爆震波傳播趨于穩(wěn)定，壓力峰值變化較小，且峰值較高。供氣系統(tǒng)關閉后，爆震波的壓力值逐漸降低，最終熄滅。在發(fā)動機的整個工作過程中，燃燒室穩(wěn)壓一直上升，但上升的速率逐漸降低，最后有趨于穩(wěn)定的趨勢，直到供氣系統(tǒng)關閉，燃燒室穩(wěn)壓開始下降。這與圖4中集氣腔內的壓力變化趨勢一致，出現(xiàn)上述現(xiàn)象的原因是：發(fā)動機的工作時間較短，燃燒室與集氣腔之間還未完全建立動態(tài)平衡。

圖6表示不同測量點處爆震波壓力及傳播速度的變化曲線。由圖6可得，爆震波壓力與傳播速度隨徑向位置的變化而改變，越靠近外圓，爆震波的壓力及速度越大，這主要是因為可燃氣體從燃燒室外圓邊界噴入，靠近外圓的可燃氣體充足，爆震波強度較高，且外圓內凹曲面的收斂匯聚作用進一步增強了爆震波強度，使得越靠近噴注入口，爆震波壓力越高。由圖6(a)可得，爆震波在燃燒室內實現(xiàn)連續(xù)傳播，但爆震波壓力峰值并不穩(wěn)定。靠近出口位置，由于側向膨脹的影響，爆震波的壓力峰值及傳播速度變小，但傳播頻率基本不變，約為4.62 kHz。

圖6 不同燃燒室徑向位置的爆震波參數(shù)Fig.6 Detonation parameters in different radial positions of combustor

2.3 質量流率的影響

保持當量比1不變，改變air和H2的質量流率，研究反應物質量流率對RDW傳播過程及爆震波參數(shù)的影響，每個實驗工況的重復性實驗不少于2次。

2.3.1 單波傳播模態(tài)

在本文實驗模型下，保持當量比1不變，當反應物質量流率小于159.20 g/s時，RDW以單波模態(tài)穩(wěn)定傳播，選取單波模態(tài)傳播的典型工況(工況2)進行分析，燃燒室不同位置的壓力曲線如圖7所示。

圖7 單波傳播模態(tài)下的RDW壓力和頻率分布Fig.7 Pressure and frequency of RDW in single-wave propagation mode

以PCB1采集的壓力信號為例(圖7(a)中黑色曲線)，計算RDW的傳播速度。如圖7(a)中局部放大圖所示，相鄰兩個壓力尖峰之間的時間間隔為Δt(i)，則該時間段內RDW的傳播頻率f(i)為：

f(i)=1/Δt(i)

(1)

旋轉爆震波的傳播速度為：

(2)

式中：dj為測壓點的直徑，N為旋轉爆震波的波頭數(shù)。

由公式(1)計算所得的爆震波傳播頻率隨時間的變化曲線如圖7(b)所示，由圖可得，1.81 s之前，頻率分布較為分散，在4～5 kHz之間波動，1.81 s之后，頻率分布趨于穩(wěn)定，平均值約為4.62 kHz，說明爆震波在實驗的后半段傳播更為穩(wěn)定，這與燃燒室中的壓力變化一致，如圖7(a)所示，前半段的壓力值不穩(wěn)定，峰值有較大的波動，而后半段的壓力峰值較穩(wěn)定。這是因為：在爆震波建立的初始時刻，燃燒室與集氣腔處于動態(tài)平衡的建立過程中，集氣腔的壓力處于上升階段，壓力不穩(wěn)定，使得可燃氣體的噴注過程不穩(wěn)定，爆震過程也不穩(wěn)定，頻率波動較大。一段時間后，集氣腔的壓力趨于穩(wěn)定，上升速度明顯變緩，噴注過程趨于穩(wěn)定，爆震過程較穩(wěn)定，相應的頻率分布也較為集中。

取圖7(a)中p1的壓力曲線進行快速傅里葉變換(FFT)，結果如圖7(c)所示，得到RDW的傳播主頻f2=4.67 kHz，這與圖7(b)中RDW穩(wěn)定傳播段的平均頻率吻合。在主頻f2之前，還出現(xiàn)能量強度較弱的次主頻f1，約為4.42 kHz，這主要是由前半段爆震波頻率分布較為分散且較低所致。

綜上所述，工況2下旋轉爆震波的平均傳播頻率約為4.5 kHz，由公式(2)可得，旋轉爆震波傳播的平均速度約為1 442 m/s，RDW為單波傳播模態(tài)。穩(wěn)定傳播時p1的平均壓力峰值約為0.6 MPa，比用CEA計算得到的爆震波壓力及速度的理論值小。這主要是因為實驗發(fā)動機采用環(huán)縫/小孔噴注方式導致的能量虧損以及非預混噴注導致的摻混不均勻[25]，使得爆震波的速度及壓力較理論值低。且圓盤形燃燒室結構的收斂匯聚流道對爆震產(chǎn)物的排出也有一定影響，使得爆震產(chǎn)物在燃燒室內滯留的時間較長，導致產(chǎn)物與新鮮氣體層的接觸面上的緩燃增強，這也導致了一部分能量損失。流道阻塞比的存在使得爆震波高度較低，側向膨脹進一步削弱爆震波強度。

2.3.2 雙波傳播模態(tài)

隨著質量流率的增加，爆震波的傳播模態(tài)也隨之發(fā)生變化。當質量流率大于186.89 g/s時，RDW在圓盤形RDE中以雙波模態(tài)傳播，以工況9為例，研究RDW的雙波傳播模態(tài)。

由圖8(f)的FFT分析可得，RDW的傳播主頻為8.59 kHz，由公式(2)計算得?102 mm處爆震波的傳播速度為1 376 m/s，以雙波模態(tài)傳播。由圖8可得，RDW在雙波模態(tài)下工作時，分為4個階段：

(1)點火階段：如圖8(b)所示，起爆階段，集氣腔壓力較低，反應物的實際質量流率較小，爆震波以單波模態(tài)傳播，爆震波壓力較高且不穩(wěn)定，單波持續(xù)時間很短，經(jīng)過一小段時間過渡后，集氣腔壓力上升并趨于穩(wěn)定，反應物質量流率增大，爆震波轉變?yōu)殡p波模態(tài)傳播，爆震波的壓力降低但幅值較穩(wěn)定；

(2)穩(wěn)定雙波傳播段：如圖8(c)所示，兩道爆震波對稱分布，爆震波的壓力峰值穩(wěn)定，此段持續(xù)時間較短；

(3)不穩(wěn)定雙波段：如圖8(d)所示，爆震波的壓力峰值呈現(xiàn)強弱變化，且波系復雜。結合圖8(a)分析，集氣腔受燃燒室壓力的影響而緩慢上升，噴注條件改變，爆震波雖仍以雙波模態(tài)傳播，但傳播過程并不穩(wěn)定，如圖所示，A時刻爆震波強度較高，而B時刻爆震波強度較低甚至衰減為振蕩燃燒，此段持續(xù)時間較長；

(4)熄火階段：供氣系統(tǒng)閥門關閉后，集氣腔壓力開始下降，供氣管路中殘余氣體繼續(xù)維持爆震波傳播，不穩(wěn)定雙波傳播轉化為穩(wěn)定雙波傳播。隨著供氣管路中反應物的消耗，集氣腔壓力繼續(xù)下降，雙波模態(tài)快速轉變?yōu)閱尾B(tài)傳播，直至最后熄火。

圖8(g)對p1進行短時傅里葉變換(STFT)，得到爆震波的頻率分布也分為四個階段，與上述壓力曲線的變化一致。雙波的傳播頻率隨時間有小幅度上升，與壓力峰值的變化一致。

2.3.3 過渡態(tài)

當質量流率介于159.20～186.89 g/s之間時，RDW以單/雙波混合模態(tài)傳播，圖9所示為工況8條件下，p1的FFT及STFT變換結果，從圖中可得，該質量流率條件下，燃燒室中單、雙波模態(tài)相互轉化，且傳播過程不太穩(wěn)定。

2.3.4 爆震波參數(shù)

這主要是因為，雙波傳播模態(tài)下，新鮮反應物的填充時間縮短，爆震波高度較低，側向膨脹影響較大，爆震波的強度相應降低，壓力幅值較低。

2.4 當量比的影響

保證air的質量流率141.24 g/s不變，改變H2的質量流率，研究不同當量比φ對爆震波傳播的影響，工況如表1所示。

圖8 雙波傳播模態(tài)下的爆震波壓力和頻率分布Fig.8 Pressure and frequency of detonation wave in two-wave propagation mode

圖9 單、雙波混合傳播模態(tài)下的爆震波頻率分布Fig.9 Frequency of RDW in the transition mode (single/two-wave mode)

圖10 質量流率對爆震波參數(shù)的影響Fig.10 Effect of mass flow rate on detonation parameters

圖11 不同當量比下RDW的壓力曲線分布(d=102 mm)Fig.11 Pressure distribution of RDW in different equivalence ratio(d=102 mm)

圖11所示為不同當量比下爆震波的壓力隨時間的變化，并與同一質量流率，恰當量比工況(工況2，見圖7)的結果對比分析。結果表明，φ=1時，爆震波的傳播穩(wěn)定且連續(xù)，壓力曲線沒有間斷，而當φ偏離1時，起爆階段爆震效果并不理想，壓力曲線出現(xiàn)局部間斷，或開始階段起爆失敗。這主要是因為偏離恰當量比的工況，反應物的混合效果較差，且開始階段反應物的混合度較低，導致爆震效果較差。隨著時間的推移，反應物的混合效果提高，爆震效果也相應提高，因此后半段仍能形成穩(wěn)定爆震。

3 結 論

通過上述分析，本文得到的主要結論如下：

(1)實現(xiàn)了圓盤形RDE的成功起爆，得到了兩種傳播模態(tài)：單波傳播模態(tài)和雙波傳播模態(tài)。發(fā)動機工作過程中，集氣腔與燃燒室相互作用，集氣腔壓力一直上升，但上升速度逐漸變緩。燃燒室穩(wěn)壓有相同的變化趨勢，穩(wěn)定傳播的RDW的壓力峰值也隨之上升。

(2)得到了圓盤形燃燒室內不同位置的壓力變化曲線，爆震波壓力與傳播速度隨徑向位置的變化而改變，越靠近外圓，爆震波的壓力峰值及傳播速度越大，但傳播頻率基本不變，約為4.62 kHz。

(3)該圓盤結構下RDW的雙波傳播模態(tài)經(jīng)歷四個階段：起爆階段的單波傳播段、穩(wěn)定雙波段、不穩(wěn)定雙波段、排氣階段轉單波段。