摻混空氣對旋轉爆震主燃燒室起爆性能對比試驗

譚峻然，宮繼雙，鄭少泉，道爾別克·塔布斯

（中山大學航空航天學院，廣東 深圳 518000）

0 引言

旋轉爆震發動機因其具有單次點火便可實現持續爆震燃燒[1-2]和其自增壓特性[3]近年來在眾多新型推進方式上脫穎而出。

20 世紀50 年代起，各國便對旋轉爆震作為動力來源的可行性展開了研究[4]。俄羅斯的Bykovkii等[5-7]針對旋轉爆震發動機的可行性，對多種不同燃料（乙炔、氫氣、丙烷、煤油和汽油等）和各類燃燒室構型（擴展式、等直軸流式和盤式旋轉爆震燃燒室等）[8-10]展開了系統、廣泛地研究；Lim、Kubicki 和Stechmann等[11-13]針對火箭發動機對比研究了氫氣和甲烷在富氧空氣中的爆震性能；Liu 等[14-16]利用氫氣和空氣進行試驗研究，發現了旋轉爆震波在燃燒室內不同的工作模態（單波模態、雙波模態及雙波對撞模態等）；Xie等[17-19]則采用富氧空氣和空氣作為氧化劑、氫氣作為燃料開展試驗研究，發現旋轉爆震燃燒室（Rotating Detonation Combustor，RDC）中的聲學特性對RDC 中縱向爆燃模態起到主導作用，并將燃燒狀態分為快速爆燃、不穩定爆震、準穩定爆震和穩定爆震，并分析了各狀態的形成機制；Zheng 等[20]利用汽油/富氧空氣對長度為155～235 mm的燃燒室進行試驗，發現推力和燃料比沖隨燃燒室長度增加而緩慢增大；葛高楊等[21]則成功利用713 K 的高溫空氣和常溫汽油實現了旋轉爆震。

在上述文獻中多采用活化能較強的燃料或使用氧氣、富氧空氣進行試驗。而在實際航空發動機中，常常采用穩定性較好能量密度較高的液態煤油和空氣分別作為燃料和氧化劑；但由于液態煤油活化性較低需要更大的起爆能量，同時要在極短的時間內完成霧化、蒸發和摻混，實現難度較高，目前只進行了少數研究。王致程等[22]通過常溫煤油和富氧空氣對不同寬度的環形燃燒室進行試驗研究，得到了穩定旋轉爆震模態，平均傳播速度為1750 m/s，在試驗工況內，更大的燃燒室寬度利于旋轉爆震波的穩定傳播；Wolanski 等[23]進行了旋轉爆震發動機與直升機發動機匹配研究，使用外部氣源供氣，并嚴格控制供氣速度與壓縮機的供氣速度相同，表明氫/空氣混合物下的旋轉爆震的效率比原發動機的提高了5%～7%，但氣態氫和液態預燃煤油的性能較差，在試驗中還發現，添加氫氣可以提高爆震波傳播的穩定性。

目前對于旋轉爆震的研究逐漸由理論研究轉向實際工程化研究，已在實驗室條件下實現了氣液兩相旋轉爆震波的起爆和傳播，但針對實際工程化應用背景下的氣液兩相旋轉爆震研究較少，影響氣液兩相旋轉爆震波穩定傳播的關鍵因素和模態規律需要進一步研究。

本文以渦輪發動機主燃燒室為應用背景，采用常溫煤油和高溫空氣模擬燃燒室的工況條件，對液態燃料旋轉爆震波在基于封閉燃燒室和摻混燃燒室內的傳播特性和模態規律開展試驗研究。

1 試驗裝置

1.1 旋轉爆震試驗系統

旋轉爆震試驗系統主要分為供給系統、加熱系統、控制系統、點火系統、燃燒室模型、排氣系統、采集系統，如圖1所示。

圖1 試驗系統

供給系統主要分為氣體（空氣、氮氣、氧氣、氫氣）供給和煤油供給。其中，氮氣用于控制試驗平臺中的氣調式減壓閥和燃料的供給壓力，為了保證試驗中氣源流量穩定，氣源均由減壓閥控制供給壓力，由壓力和音速孔板相互配合控制氣體供給流量。煤油采用擠壓式供油，通過設計氣蝕管并標定生成擬合曲線，氣蝕管上下游在規定的壓力區間內，可通過上游壓力直接計算出煤油流量。

采用直燃式空氣加熱器，通過加熱系統模擬燃燒室入口條件；在試驗中，通過調節氫氣的流量控制空氣的溫度，在加熱器后補入氧氣保證高溫空氣中氧氣含量與實際空氣氧含量相同。

試驗中使用自研的煤油/氧氣射流點火器進行點火。試驗系統由西門子s7-200 可編輯邏輯控制器（Programmable logic Controller,PLC）控制，由時序控制的方式觸發球閥和電磁閥控制各路供給，如圖2 所示。在試驗中提前1 s點燃加熱器保證燃燒室在熱態工作時入口溫度保持不變；點火器與煤油同時供給，其中點火器僅工作1 s 由于點火器可能會存在延遲，故旋轉爆震波是否自持運行將通過時長來判斷，煤油供應持續2 s，如果旋轉爆震波持續超過1 s 將成功實現自持運行。在試驗結束后空氣將持續供應2 s用于吹除燃燒室內剩余燃料。

圖2 試驗流程

1.2 試驗模型

燃燒室簡化如圖3 所示。燃燒室外徑220 mm，內徑140 mm，腔內長度為240 mm，燃燒室喉道寬度為2 mm。試驗采用直射式噴嘴，燃油通過90 個均勻分布在喉道外壁的0.3 mm 小孔沿徑向射入喉道。試驗中采用了3 種燃燒室結構及2 種不同出口結構，分別為封閉燃燒室A（A2、A3面積為0 mm2）和帶摻混結構燃燒室B（A2、A3面積分別為1137 mm2），其中帶摻混結構燃燒室通過在軸向上距離喉部130 mm處沿周向在燃燒室內外壁面均勻設置多個小孔實現燃燒室能摻混空氣的目的。在試驗中燃燒室喉道面積A1固定為1137mm2；將采用縮小出口面積的方法模擬燃燒室收縮噴口條件，出口面積A4分別為1（出口面積為5089 mm2）和2（出口面積為2287 mm2）

圖3 燃燒室簡化

試驗模型模擬了某離心式渦輪發動機燃燒室進口流場結構，如圖4 所示；離心式壓氣機輸出空氣流量為2.6 kg/s，溫度為496 K，平均流速為120 m/s 左右。發動機渦輪前溫度不超過1123 K。試驗中將通過改變煤油流量來控制喉部當量比。

圖4 壓氣機出口模擬段及試驗模型冷態流場

1.3 數據采集裝置

在燃燒室外壁布置2個高頻壓力傳感器（113B24）進行壓力測量，為了保證傳感器能穩定測量減少溫漂現象，將傳感器安裝于長度為60 mm 的水冷套中；傳感器與壁面的距離較小可以采集到爆震波峰值壓力[24]。其中傳感器位置及點火器位置如圖5所示。通過NI USB 6366數據采集模塊記錄高頻響數據，采樣頻率可達2 MHz。出口溫度數據由自研的總溫耙使用溫度掃描系統測量，采樣頻率為100 Hz。

圖5 點火與測量位置

此外，試驗時還使用高速攝影機（50k 幀/s，分辨率為384×336）從燃燒室出口軸線處對燃燒室內的火焰形貌進行了拍攝。

2 試驗結果分析與討論

將試驗中爆震波工作模態分為：穩定爆震模態（爆震波在燃燒室內穩定傳播）、不穩定爆震工作模態（爆震波在燃燒室內不穩定傳播）和過渡模態（爆震波在燃燒室內從不穩定模態發展至穩定模態）。

在采用封閉燃燒室時，先使用了面積為5089 mm2的模擬噴口進行了試驗。不同工況工作范圍如圖6 所示。在此燃燒室模型（A-1）下可產生爆震波的當量比范圍較窄，當當量比低于0.8時或高于1.1時均無法產生旋轉爆震。在此出口面積下，燃燒室總壓0.2 MPa，燃燒室進口壓力為0.41 MPa，低于壓氣機出口工況，實現自持燃燒的出口最高溫度達到了1500 K。為使燃燒室進口工況與壓氣機出口相近，采用2287 mm2出口面積進行相同試驗（A-2），此時燃燒室總壓達到了0.44 MPa，進口壓力為0.46 MPa 與模擬工況相同；在縮小出口面積后可爆當量比范圍同樣為0.8～1.1，在完全自持燃燒時出口溫度同樣達到了1500 K，燃燒室內爆震模態與前者類似。

圖6 不同工況工作范圍

在摻混條件下（B-1）的工作范圍得到了提升，爆震工作下當量比范圍為0.8～1.2，并在較高當量比下呈現了穩定爆震模態。在爆震波能自持燃燒的情況下，出口最高溫度平均降低了400 K，僅為1100 K。表明在有空氣摻混的條件下，有利于旋轉爆震的產生和穩定傳播，同時能有效降低出口燃氣溫度。下面對2種不同燃燒室工作情況進行詳細討論。

2.1 封閉燃燒室爆震波分析

當控制煤油流量在47 g/s 時，此時當量比為0.8，高頻壓力傳感器采集到的信號如圖7 所示。燃燒室內爆震波呈現不穩定傳播模態，此時燃燒室內旋轉爆震波并未實現自持傳播，在點火器的作用下僅工作了0.6 s左右。此時燃燒室內爆震波峰值壓力變化較大，最高達到了0.8 MPa，在中間出現多次爆震波的解耦，此時壓力峰值較低僅為0.2 MPa左右。在此工況條件下，燃燒室內發生雙波或3波對撞，同時伴隨著1個或2 個緩燃波，在對撞后緩燃波和較弱的爆震波會在短時間內解耦。同時在重新起爆后多次觀測到短時間的雙爆震波同向傳播，但由于燃料得不到及時的補充并不能維持爆震波穩定同向傳播因此發生了解耦現象。燃料較少導致新鮮混合氣體不能及時得到補充，爆震波在形成后不能持續接觸新鮮預混氣而發生解耦或衰退為緩燃波；爆震波解耦后的燃燒室內由于沒有或減少了預混氣的消耗，燃料得到了補充，燃燒室內重新起爆產生爆震波并傳播；此時燃燒室內不斷重復著“起爆-傳播-解耦”的過程。而當點火器停止工作后，不能重新起爆新鮮混合氣導致發動機的熄滅。

圖7 低當量比下不穩定爆震模態

當提高煤油流量使當量比處于0.9～1.1 時，燃燒室內呈現過渡模態，最初在點火器的持續工作下，燃燒室工作初期呈現不穩定爆震模態，燃燒室內會發生雙波對撞或3 波混合的情況。封閉燃燒室的過渡模態如圖8 所示。旋轉爆震波持續的時間為1.382 s，成功自持運行；PCB傳感器在0.31 s時檢測到壓力波動，此時點火器開始工作，經過0.17 s 后傳感器檢測到第1 個爆震波峰值信號，此時燃燒室內成功產生旋轉爆震。在熱態工作前期傳感器測得最高峰值壓力高于后期峰值壓力，這是由于初期呈現的不穩定爆震模態，當爆震波的對撞點轉移至傳感器點位時，由于爆震波對撞瞬間產生較大的壓力波動，導致對撞點處壓力峰值會顯著提升。

圖8 封閉燃燒室的過渡模態

3 波對撞模態如圖9 所示，為初期不穩定狀態下發生的3 波對撞現象。此時燃燒室內存在3 個爆震波，其中1 號波沿順時針旋轉，2、3 號波沿逆時針旋轉；1 分別會與2、3 發生碰撞，圖中0.7305～0.7325 s時1、2 號爆震波對撞點位于ai1 傳感器處，當1 與2 對撞后將持續傳播，隨后與3 對撞。由于爆震波波速不同，對撞點會發生轉移；對撞點發生位移時，ai1 處測得壓力信號會逐漸由單個高峰分裂為2 個較高峰，此時說明1、2 對撞點沿逆時針發生移動。在對撞發生后，會互相進入對方的燃燒產物區域，此處可燃混合物得不到及時的補充爆震波會在一定程度上衰弱；而在3 波對撞中，1 號波在單個旋轉周期內會與2、3 分別經歷2 次，即一共發生2×2 次對撞，在連續的對撞中1 號爆震波強度大幅降低，但由于與另兩波逆向而行，能在對撞后接觸新鮮可燃氣，因此能在多個周期后持續傳播。而跟在2 號爆震波后的波3，一直處于波2 的燃后物質內接觸的新鮮可燃氣較少，同時由于波1 與波2 對撞后進一步侵蝕波3 前的新鮮可燃氣，波3由于接觸不到足夠的新鮮可燃氣在4個周期后逐漸消失；燃燒室隨后變為雙波對撞模態，3 波對撞模態在這個工況下并不能穩定持續的工作。

圖9 3波對撞模態

在點火器作用下的不穩定傳播狀態，會發生多波的解耦或緩燃波傳播的現象。如圖10 所示。圖中第0.67 s 時發生了雙波對撞現象，ai1 所測得的峰值信號從較低的2 個變為較高的單個高峰，意味著1、2號波對撞點轉移至ai1 傳感器處。但在持續的對撞下，1 號爆震波持續衰弱并解耦，在第0.673 s 時燃燒室內僅存在單個2 號爆震波，而同向上存在的緩燃波逐漸加速耦合形成與2 號波同向的爆震波，此時燃燒室內呈現雙波同向傳播模態。但在點火器的作用下此模態不會持續很久，新形成的爆震波會使燃燒室重新進入多波對撞模態。在此時燃燒室內會不斷重復爆震波的對撞與穩定傳播的轉變。

圖10 雙波對撞向雙波同向轉變

雙波對撞的拍攝畫面如圖11 所示。在此時的點火器持續工作中，畫面顯示點火器處呈現較大的火焰。畫面中其中1個對撞點位于ai1下方，在第1張圖對撞時，對撞點呈現較亮藍光，隨后爆震波逆向傳播，各爆震波亮度弱于對撞時所產生的光。

圖11 雙波對撞拍攝畫面

隨著點火器的熄滅，燃燒室內呈現雙波同向傳播。同向雙爆震波壓力信號如圖12 所示。此時旋轉爆震波較為穩定，未發生模態的轉變。此時的爆震波峰值信號較為穩定，峰值壓力波動在0.1 MPa 以內。同向雙爆震波FFt 分析如圖13 所示。fft 分析顯示此時燃燒室內爆震波主頻為2487 Hz，由于存在2 個同向的爆震波，此時爆震波平均波速為860 m/s。同向雙爆震波拍攝畫面如圖14 所示。圖中所示為單個爆震波行走半周畫面，2個圖像相隔3幀畫面；單個爆震波行走半周約為20 幀，從高速攝影拍攝所算得波速約為860 m/s。在圖14 同向雙爆震波拍攝畫面的時刻點火器已停止運行，但畫面中顯示點火器位置仍有較小火焰射出，這是因為此時點火器內腔壓未與燃燒室同步略高于燃燒室靜壓，殘留的高溫可燃混合物泄露進燃燒室內；此時點火器能量很小不足以點燃燃燒室內新鮮可燃物，但殘留的火焰波動可幫助判斷爆震波略過此處。從圖12中可見，豎直向下的火焰在爆震波略過時，火焰會在爆震波的作用下沿逆時針吹散，當爆震波掃過后火焰會重新變回豎直向下的形態。由于沒有點火器的影響，燃燒室內較難產生新的爆震波，此時發動機內雙爆震波同向傳播穩定運行。

圖12 同向雙爆震波壓力信號

圖13 同向雙爆震波FFt分析

圖14 同向雙爆震波拍攝畫面

2.2 帶摻混結構燃燒室爆震波分析

使用補氣面積為1137.2 mm2的燃燒室B 進行試驗，控制空氣質量流量2.6 kg/s保持不變，通過控制煤油流量改變發動機頭部當量比。此時燃燒室喉部空氣流量為0.86 kg/s，摻混空氣總量約為1.74 kg/s。

當控制煤油流量為66 g/s 時，此時摻混燃燒室頭部當量比為1.1。燃燒室內呈現穩定3 波同向傳播，其壓力信號如圖15 所示。此時爆震波的峰值壓力波動較低僅在0.1 MPa之內，呈穩定傳播模態；起爆初期在點火器的作用下，很快便進入3 波穩定傳播模態，說明有空氣摻混的條件下有利與燃燒室旋轉爆震波穩定傳播。3 波穩態下的fft 分析如圖16 所示。此時燃燒室內主頻為4274 Hz，根據主頻測得單個爆震波波速約為983 m/s。同向3 波高速攝影圖片如圖17 所示。此時點火器已完全沒有火焰，需要通過爆震波旋轉傳播時的亮光進行判斷；可以看到3 個爆震波相互距離較為平均，約為120°；單個爆震波傳播一周所需幀數為36 幀，換算為速度967 m/s。在較高當量比下摻混燃燒室內旋轉爆震波較為穩定。

圖15 3波同向傳播壓力信號

圖17 同向3波高速攝影圖片

降低煤油流量至53 g/s 時，此時對應頭部當量比為0.87，燃燒室內貧油運行，此時燃燒室內進入不穩定工作模態（如圖18 所示），旋轉爆震波僅運行了0.6 s，傳感器在1.5 s 時已經檢測到點火器壓力波動，但難以形成旋轉爆震，0.8 s后才成功起爆形成多波傳播。5 爆震波fft 分析如圖19 所示。燃燒室內旋轉爆震波主頻較高，為5997 Hz。傳感器壓力信號如圖20所示。此時燃燒室內呈5 波同向運行，但此時的爆震波波速較低僅為828 m/s；并且爆震波并不能長時間穩定傳播，其中5 個爆震波壓力峰值差距較大，最高壓差達到了0.2 MPa；由于燃燒室內波頭較多而喉道處處于貧油狀態，新鮮混合氣不足以支撐多個波頭以較強的形態運行，導致在每個傳播周期中均存在弱爆震波。在維持一段時間多波穩定運行后，新鮮混合氣嚴重不足，爆震波強度降低但未解耦；等混合氣重新補充后爆震波再一次以較強形態在燃燒室同向傳播。最后由于煤油的停止供應，爆震波強度慢慢降低最后解耦，燃燒室停止工作。

圖18 封閉燃燒室不穩定工作模態

圖19 5爆震波fft分析

圖20 5波同向壓力信號

摻混燃燒室內，爆震波以多波頭的形式穩定傳播，模態轉變僅在最初起爆時發生，并在極短時間內完成向穩定多波傳播的轉變。

擁有摻混結構的燃燒室能拓寬燃燒室的工作范圍，當量比范圍從0.8～1.0 提升至0.8～1.2。這可能是由于摻混結構的引入，空氣從燃燒室后部徑向射入，對燃燒室內軸向噴射的氣流產生了擾動，有些許空氣從補氣孔倒流回燃燒室前端參與到爆震波的燃燒當中，從而提高了燃燒室的工作范圍，使不改變燃燒室前端結構的情況下能使燃燒室富油運行。

3 結論

（1）在工作范圍內隨著當量比的提高，封閉燃燒室出現了不穩定爆震模態和穩定雙波同向傳播模態。

（2）在工況范圍內，帶摻混結構燃燒室在低頭部當量比下出現了不穩定5 波爆震模態，在較高頭部當量比下呈現穩定3波同向傳播模態。

（3）摻混結構燃燒室在不改變燃燒室性能的前提下，提高了燃燒室旋轉爆震波傳播的穩定性。

（4）摻混結構燃燒室產生旋轉爆震的當量比范圍比封閉燃燒室的寬，為0.8～1.2；同時在試驗范圍內燃燒室引入摻混空氣平均能使出口溫度降低400 K左右。