李寶星,舒慧明,李宏巖,趙鳳起,翁春生,古呈輝

(1. 西安近代化學研究所，西安 710065；2. 南京理工大學 瞬態(tài)物理國家重點實驗室，南京 210094)

0 引言

隨著航空航天事業(yè)的飛速發(fā)展，人們對推進系統的要求越來越高，亟待發(fā)展一種循環(huán)效率更高、推進性能更優(yōu)越的動力裝置。然而，爆轟燃燒能夠在極短時間內釋放出大量能量，比傳統燃燒方式具有更高的熱力循環(huán)效率?；诒Z燃燒的旋轉爆轟發(fā)動機(rotating detonation engine，簡稱RDE[1])利用旋轉的爆轟波壓縮預混燃料實現高效燃燒，在環(huán)形燃燒室上游形成一個或多個周向傳播的爆轟波，爆轟產物從尾部高速排出，從而產生推力的一種新型發(fā)動機。

RDE已成為了國內外研究的熱點，俄羅斯、美國、日本、中國等國家針對旋轉爆轟開展了大量實驗和數值仿真研究，并取得了豐富的研究成果。目前，對液態(tài)燃料實現連續(xù)旋轉爆轟的實驗研究相對較少。其中，俄羅斯的Bykovskii等在液態(tài)丙烷或液態(tài)煤油為燃料、空氣為氧化劑的實驗中，未能實現連續(xù)旋轉爆轟，主要是由于液態(tài)燃料需要經歷霧化、摻混、蒸發(fā)等復雜過程，且反應物活性較低；隨后，在空氣中添加額外氧氣(富氧空氣中的氧含量為50%)，提高反應物活性后，才實現了這兩種燃料的連續(xù)旋轉爆轟[2]。2016年采用煤油/空氣為燃料，其中空氣中加入少量氫氣，在直徑為503 mm、厚度為18 mm的大尺寸環(huán)形燃燒室內實現了連續(xù)旋轉爆轟，在不加氫氣條件下，也無法形成連續(xù)旋轉爆轟[3]，說明在常溫條件下，液態(tài)燃料與空氣在環(huán)形燃燒室內比較難實現連續(xù)旋轉爆轟。此外，波蘭的Kindracki也發(fā)現常溫下煤油與空氣混合物未能實現自持傳播的爆轟波，在空氣中加入少量氫氣后，爆轟波成功起爆[4]。國內的國防科技大學王迪等人開展煤油兩相旋轉爆轟實驗研究，當煤油流量為78 g/s，氧氣流量為224.0 g/s，空氣流量為72.5 g/s(氧含量為81.2%)，當量比為1.083時，爆轟波以單波形式傳播，平均波速為649 m/s；以氧氣為氧化劑時，爆轟波以雙波形式傳播，波速高達1848 m/s[5]。南京理工大學的鄭權等成功實起爆并實現了汽油/富氧空氣連續(xù)旋轉爆轟實驗，爆轟波傳播頻率為2.1～2.4 kHz，傳播速度為1022.2～1171.8 m/s。在工況范圍內，爆轟波的傳播速度隨總推進劑的質量流量增大而增加[6]，并開展雙波對撞模態(tài)下推力測試，爆轟波平均傳播速度為1051 m/s，發(fā)動機獲得的有效推力為607.3 N，燃料比沖為735.1 s[7]。李寶星等開展了氣液兩相旋轉爆轟數值模擬研究，模擬出燃燒室內爆轟波的傳播過程及流場的變化特性[8]。

綜上可知，在氣液兩相旋轉爆轟過程中，混合物的反應活性起著決定性作用，不僅影響爆轟波的傳播特性，當活性偏低甚至會導致無法成功起爆。目前，氧化劑中氧含量對氣液兩相旋轉爆轟的影響尚不清晰，因此，本文采用守恒元與求解元的計算方法(conservation element and solution element method，簡稱CE/SE方法)對液態(tài)汽油和富氧空氣為預混燃料的氣液兩相旋轉爆轟二維流場進行求解，分析氧化劑中氧含量對氣液兩相旋轉爆轟波起爆與傳播特性的影響，為液態(tài)燃料RDE的研究提供一定的理論支撐。

1 兩相旋轉爆轟理論模型

旋轉爆轟發(fā)動機一般采用環(huán)形燃燒室，為了問題的簡化，截取環(huán)形燃燒室中間層的圓柱面，沿著圓柱面的母線展開，獲得的二維矩形計算模型如圖1所示[8]。圖1中，x軸和y軸分別表示燃燒室的周向和軸向，長度分別為L和H；左右端通過周期邊界相連，下端為新鮮預混燃料入口邊界，上端為排氣邊界。

圖1 兩相旋轉爆轟二維流場計算模型Fig.1 Two dimensional flow field calculation model of two-phase rotating detonation

1.1 基本假設

氣液兩相連續(xù)旋轉爆轟過程十分復雜，為簡化計算，在流場計算過程中，提出以下假設[8]：

(1)將液態(tài)燃料視為液滴，液滴與氧化劑充分預混合；

(2)計算過程中忽略粘性以及與壁面的熱傳導；

(3)液滴在蒸發(fā)、剝離過程中保持為球狀，液滴間互不影響，且溫度均勻分布；

(4)液滴在激波掃過后仍保持球狀，在氣流作用下發(fā)生剝離；

(5)液滴蒸發(fā)剝離的氣體與氧化劑瞬間完成混合。

1.1 基本假設

根據上述假設，氣液兩相連續(xù)旋轉爆轟的控制方程為[9-10]

(1)

總能E1、E2分別為

(2)

式中Cvi(i=1，2，3，4，5)分別為氧氣、汽油蒸氣、二氧化碳、水蒸氣和氮氣的定容比熱；Yi為相應組分的質量分數；Cv為汽油液滴的定容比熱。

在爆轟過程中，液滴通過剝離和蒸發(fā)對氣相質量的貢獻率md為[11]

(3)

式中r0為燃料液滴半徑；N為單位體積內液滴個數。

液滴半徑變化率由剝離和蒸發(fā)兩部分組成[11]：

(4)

式中μ、η分別為氣體粘度和液滴粘度；λ為氣體熱傳導系數；Nu為努塞爾(Nusselt)數；T為溫度；L為液滴的蒸發(fā)潛熱。

Nu=2+0.6Re1/2Pr1/3

(5)

(6)

式中Pr為普朗特數；V為速度矢量，|V1-V2|=[(u1-u2)2+(v1-v2)2]1/2。

氣相與液滴群之間的周向和軸向作用力Fx、Fy分別為[11]

(7)

(8)

其中，CD為阻力系數，表達式為

(9)

假設汽油為辛烷單一組分，辛烷的一步化學反應方程式為[12]

aC8H18+12.5aO2+bN2→8aCO2+9aH2O+bN2

(10)

(11)

式中A為化學反應指前因子；m、n為反應級數；Ea為活化能；Ru為普適氣體常數。

根據式(11)求得汽油蒸氣質量消耗速率，相應的化學反應釋熱量Qcomb為

(12)

式中qf為汽油蒸氣的熱值，等于4.6×107J/kg。

氣相與液滴群之間的對流傳熱Qcomv為[11]

(13)

2 計算方法及初始條件和邊界條件

2.1 計算方法

本文采用的守恒元與求解元的方法[9](簡稱CE/SE方法)是求解強間斷問題的一種新方法。其計算格式簡單、精度高、捕捉爆轟波等強間斷能力強，在求解爆轟等強斷面物理問題方面已有很多成功算例[10-12]。旋轉爆轟發(fā)動機內爆轟波為強間斷，利用CE/SE方法計算有獨特的優(yōu)勢，其詳細計算格式見文獻[9]。

2.2 初始條件、邊界條件及源項的處理

初始條件：如圖1所示，初始溫度和壓力分別288.15 K和0.1 MPa，紅色區(qū)域1為點火區(qū)域，將高溫高壓及高速周向氣流作為點火條件；藍色區(qū)域2為新鮮預混燃料；其他區(qū)域為富氧空氣。

邊界條件：下端填充邊界，填充壓力為p0，溫度為T0=288.15 K。假設氣相與液相以相同填充速度進入燃燒室，邊界臨近處的計算壓力為p，填充邊界分三種情況：(1)當p≥p0時，此時預混燃料不能進入燃燒室，按固壁邊界處理；(2)當pcr

計算域的上端為排氣邊界，使用無反射自由邊界條件，分為兩種：當出口為超聲速時，出口邊界狀態(tài)根據二階外推得到；當出口為亞聲速時，出口壓力等于環(huán)境壓力(0.1 MPa)。左右邊界即為周期邊界(左右兩邊物理參數相同)。

源項的處理：由于化學反應特征時間遠小于物理特征時間，其源項具有剛性，利用四階龍格庫塔法處理源項[9]。

3 實驗系統

如圖2所示，實驗系統由液態(tài)燃料連續(xù)旋轉爆轟發(fā)動機模型、點火系統、供氣/供油系統、推力測試平臺、采集系統等幾部分組成。

圖2 實驗系統圖Fig.2 Experimental system diagram

3.1 實驗裝置

實驗過程中發(fā)動機采用環(huán)形燃燒室，燃燒室內外徑分別120 mm和153 mm，長度為240 mm。在燃燒室上游外壁齊平安裝4個高頻壓力傳感器PCB1、PCB2、PCB3及PCB4，以PCB1定義為0°，從發(fā)動機出口方向逆時針方向觀測，4個傳感器分別位于0°、60°、120°和240°，如圖3所示。PCB采樣頻率設定為500 kHz，上升時間小于等于1.0 μs。發(fā)動機采用切向安裝的氫氣/氧氣微小型脈沖爆轟發(fā)動機(簡稱PDE)作為點火起爆裝置。

圖3 壓力傳感器與點火裝置的相對位置Fig.3 Relative position of pressure sensor and ignition device

3.2 推進劑供給系統

實驗中采用的Air、H2、O2分別存儲于高壓罐、高壓氫氣瓶和高壓氧氣瓶內。煤油燃料存儲于高壓反應釜內，在高壓氮氣擠壓作用下，通過環(huán)形陣列形式分布的噴嘴噴注進入燃燒室。推進劑供給系統分別由高壓氣源、減壓閥、電磁閥、流量計和單向閥等部件組成。在工質供應過程中，通過調節(jié)供應管路上的減壓閥出口壓力，來調節(jié)推進劑質量流量和當量比。質量流量通過流量計進行監(jiān)測，推進劑供應時間由電磁閥控制。

3.3 控制與數據采集系統

在實驗過程中，采用自行設計的單片機來控制推進劑的供給時間和點火時間。數據采集系統主要完成推進劑質量流量和燃燒室內高頻壓力信號的實時采集。實驗時序如圖4所示，在實驗過程中，首先開啟采集系統；隨后為發(fā)動機提供Air/O2(富氧空氣)；待來流穩(wěn)定后，向點火裝置內噴注H2/O2，同時向發(fā)動機噴注燃料；完成H2/O2填充后，進行點火。發(fā)動機熄火時，關閉燃料和氧氣，并持續(xù)噴注空氣數秒。

圖4 液態(tài)燃料旋轉爆轟實驗控制時序Fig.4 Control sequence of liquid fuel roating detonation experiments

4 結果與分析

4.1 氣液兩相旋轉爆轟流場分析

在燃燒室周向長度L和軸向長度H分別為300 mm和100 mm，計算網格數取 ，以汽油/富氧空氣為燃料(其中富氧空氣中氧氣質量含量為30%)，在等化學當量比，填充壓力為p0=0.3 MPa，溫度為T0=288.15 K，液滴半徑為25 μm的條件下，對爆轟波的起爆與傳播過程的流場進行分析。點火后燃燒室內不同時刻的壓力和溫度分布如圖5所示。

(a) t=0 μs

由圖5可見，t=0 μs時，在0≤x≤20 mm,0≤y≤30 mm區(qū)域內賦予點火參數。點火后，很快就形成向x+方向傳播的爆轟波，在t=67 μs時刻，燃燒室內最高壓力約為4.8 MPa，最高溫度為3400 K，爆轟波在傳播的同時，波前不斷填充新鮮燃料。在t=162 μs時刻，爆轟波壓力峰值為3.8 MPa，對應溫度峰值為3140 K，此時爆轟波傳播速度為1400 m/s，表明已達到爆轟狀態(tài)。隨著爆轟波的繼續(xù)傳播，波后的壓力逐漸衰減，當波后壓力低于填充壓力時，即開始填充新鮮的燃料，此時在波后壓力較低區(qū)域已經形成一定高度的燃料層。t=194 μs時，爆轟波已傳播一周，此時爆轟波處的壓力和溫度分別為3.7 MPa和3200 K，波前所形成的新鮮燃料層，維持爆轟波的繼續(xù)傳播。直至t=448 μs時，燃燒室內形成較為穩(wěn)定的爆轟波，此時爆轟波壓力峰值為4.0 MPa，溫度峰值為3050 K。

圖6為燃燒室內x=200 mm、y=4 mm處壓力和溫度時程曲線。由圖6可知，點火之后一共循環(huán)了12個周期，該點處壓力和溫度隨著爆轟波傳播呈周期性變化，并且爆轟波波陣面處高壓、高溫間斷面相互耦合，凸顯了爆轟波的基本特征。但前3個周期爆轟壓力峰值和溫度峰值存在明顯波動，尚未形成穩(wěn)定爆轟。從730 μs到2244 μs，爆轟壓力峰值和溫度峰值較為平穩(wěn)，表明燃燒室內已達到相對穩(wěn)定的爆轟狀態(tài)。該時段內，爆轟波一共經歷了8個周期，通過每個周期內的峰值和達到時間，計算得到爆轟波壓力峰值、溫度峰值以及傳播速度平均值分別為4.2 MPa、3052.0 K、1585.1 m/s，對應的爆轟波平均傳播頻率為5284 Hz?；谶M入燃燒室內新鮮燃料層的溫度(277 K)和壓力(0.24 MPa)，通過CEA計算獲得辛烷蒸汽的爆轟CJ理論壓力、溫度和速度分別為5.0 MPa、3120 K以及1900 m/s，數值計算結果與CEA結果對比，相對誤差分別為-22.2%、-2.2%、-16.5%。可見，數值計算得到的壓力、溫度和速度相對于氣相爆轟理論值偏低。與氣相爆轟相比，在氣液兩相爆轟過程中，當爆轟波掃過氣液兩相預混燃料時，燃料液滴需經歷剝離、蒸發(fā)以及燃燒中相間的相互作用、化學反應等一系列的復雜物理化學過程[5]。由于液滴的剝離和蒸發(fā)的特征時間比化學反應的特征時間長得多，因此剝離和蒸發(fā)的特征時間決定了能量的釋放速率，以至于氣液兩相爆轟波陣面具有較長的化學反應區(qū)[15]；當液滴半徑較大時，由于液相蒸發(fā)和反應的延遲，兩相爆轟波結構通常含雙峰結構。此外，由于氣相與液滴之間的相互作用以及液滴的蒸發(fā)吸熱，對兩相爆轟壓力、溫度及速度帶來一定損耗，因此導致兩相爆轟波參數與氣相爆轟理論值相比偏低[14]。

圖6 燃燒室內x=250 mm，y=4 mm處壓力和溫度時程曲線Fig.6 Time history curve of pressure and temperature in combustion chamber at x=250 mm, y=4 mm

圖7為t=1673 μs時刻，燃燒室內壓力、溫度、氧氣含量、液滴半徑、周向氣流速度分量以及軸向氣流速度分量流場云圖。其中，圖7(a)為壓力流場分布云圖，此時爆轟波傳播至入口x=250 mm處，爆轟波波陣面處壓力峰值高達4.1 MPa；而斜激波出口處的前端壓力值最低，僅0.14 MPa，由于爆轟產物通過斜激波向出口膨脹，距離斜激波越遠爆轟產物膨脹越充分，且斜激波是引起燃燒室出口參數出現波動的主要因素。圖7(b)為溫度云圖，其中1是爆轟波，2是斜激波，3是斜激波和爆轟產物接觸間斷面，4是爆轟產物，5是新鮮預混燃料，6是爆轟產物與預混燃料的接觸面。燃燒室內最高溫度高達3050 K，出現在爆轟波波陣面處；波陣面前已經形成“三角形”新鮮燃料層，溫度約為275 K。圖7(c)和(d)顯示，接觸面處氧氣含量和液滴半徑明顯減小，亦能反映出接觸面上發(fā)生了爆燃；在燃燒室出口附近，氧氣含量幾乎為零，表明燃氣傳播到出口時已完全反應。從溫度、氧氣含量以及液滴半徑分布可看出，爆轟波高度約為40 mm。

(a) Pressure (b) Temperature

圖8為燃燒室入口處的氣相和液滴參數分布曲線。其中，從圖8(a)可見，當爆轟波掃過氣液預混燃料時，氣相周向氣流速峰值785 m/s，氣相周向速度峰值出現在爆轟波陣面處，而液滴周向最大速度為210 m/s，并且液滴出現峰值速度的位置要滯后于氣相峰值速度出現的位置；隨著波后壓力逐漸衰減，爆轟產物通過側向膨脹，在相反的周向氣流速度逐漸增大，當壓力下降到與噴注壓力相等時，入口處氣相周向速度達到反向最大值為410 m/s。從圖8(c)中看出，在爆轟波掃過液滴時，液滴通過剝離和蒸發(fā)，液滴半徑從25 μm減小至0 μm，液滴變成燃料蒸汽，氣相體積分數增加至1.0。在氣液預混燃料填充過程，由圖8(b)可知，氣相和液滴以相同速度噴注，進入燃燒室后，由于爆轟波的傳播和側向膨脹的影響，氣相和液相之間存在梯度差，相互之間存在一定的作用，使得兩者之間逐漸存在速度差，從整體上看，在燃燒室內的新鮮預混燃料層內氣相的軸向速度略大于液滴的軸向速度，在新鮮預混燃料即將進入燃燒室內時(150～200 mm處)，氣相和液滴的軸向速度均在一定波動，而波前形成穩(wěn)定的新鮮預混燃料層內氣相和液相的周向速度都趨于零。

(a) Circumferential velocity (b) Axial velocity (c) Volume fraction and droplet radius

4.2 氧氣質量含量對旋轉爆轟的影響

為了研究氧含量對兩相旋轉爆轟特性的影響，在其他條件一致的情況下，分別對氧化劑中氧氣質量含量為25%、30%、35%及40%條件下的旋轉爆轟流場進行計算。氧化劑中氧氣質量含量對爆轟參數的影響如表1所示。當氧氣質量含量為25%時，燃燒室內并未形成連續(xù)旋轉爆轟波，主要是由于氧氣質量含量會直接影響反應物的反應活性，當反應活性偏低，氣液兩相旋轉爆轟波難以形成[13]。當氧氣質量含量大于30%，均能成功起爆，以單波模態(tài)傳播；當氧氣質量含量從30%增加到35%，反應物活性增加，燃燒更加劇烈，使得爆轟強度增大，爆轟壓力、溫度及爆轟波速度均增加。當氧氣質量含量進一步增加到40%時，雖然成功起爆，但爆轟波最終以雙波對撞模態(tài)傳播。由于兩相反傳播的爆轟波不斷發(fā)生對撞，造成能量損失，導致爆轟強度衰減十分嚴重，此時爆轟壓力和溫度分別為3.04 MPa和3030 K，爆轟波傳播速度衰減至974.0 m/s。

表1 氧化劑中氧氣質量含量對爆轟參數的影響

氧化劑中氧氣質量含量為40%時，燃燒室內雙波對撞模態(tài)的形成與傳播過程的流場云圖如圖9所示。點火后，迅速形成了單方向傳播的爆轟波，波后的壓力逐漸衰減，新鮮預混燃料開始進入燃燒室，與波后高溫產物接觸，由于混合物中氧氣含量較高，在高溫條件下，反應物的反應活性大大提高，立即形成局部熱點。隨著爆轟波的傳播和新鮮燃料的噴入，在343.1 s時刻，燃燒室內形成多個熱點，促進了多個爆轟波的形成；最終在723.8 s時刻，燃燒室內形成兩個相向傳播的爆轟波，隨后爆轟波在50 mm處發(fā)生碰撞。碰撞后，前導激波分別進入彼此的爆轟產物中形成透射激波，碰撞位置附近存在一段堵塞階段，而距離碰撞點較遠處已經開始噴入新鮮預混燃料，透射激波接觸新鮮預混燃料，形成新的熱點進而發(fā)展成為爆轟波。新的爆轟波在傳播過程中，燃料層高度的逐漸增大促使爆轟波高度也提高，爆轟強度逐漸增強，隨后在200 mm處再次發(fā)生碰撞。爆轟波最終以雙波對撞模態(tài)傳播，對撞點分別為50 mm和200 mm處。此外，從流場云圖還可以看出，爆轟波在雙波對撞傳播過程中，爆轟強度、爆轟波的高度、壓力以及溫度在不斷的發(fā)生周期性的變化。

(a) Pressure (b) Temperature

4.3 實驗過程中氧含量對爆轟波起爆特性的影響

數值計算結果顯示，當富氧空氣中氧氣質量含量為30%時，旋轉爆轟波才能夠成功起爆，并自持傳播。根據計算結果，在汽油/富氧空氣兩相旋轉爆轟實驗中控制富氧空氣中氧氣質量含量均在30%以上開展點火實驗。當空氣質量流量為841.9 g/s，氧氣質量流量為84.2 g/s，汽油質量流量為89.3 g/s，當量比為1.15，此時，富氧空氣中氧氣質量含量為30.2%的條件下，點火后燃燒室所獲得高頻壓力時程曲線如圖10所示。壓力波動甚小，預爆轟管內產生的初始爆轟波進入燃燒室后并沒有形成連續(xù)旋轉爆轟波，反應物以爆燃形式燃燒，此時爆轟波起爆失敗。在實驗過程中，一方面是由于燃料和氧化劑在受限空間內摻混不均勻，另一方面在氧氣質量含量為30.2%時，混合物的反應活性偏低，導致爆轟波難以形成。在其他條件不變的情況下，將富氧空氣中氧氣質量含量提高至35%時，此時點火后的，爆轟波仍無法成功起爆，燃燒室內的高頻壓力曲線的振蕩規(guī)律與圖10中的壓力信號基本一致。

(a) High frequency pressure curves during deflagration (b) Initial conditions

當富氧空氣中氧氣質量含量進一步增加到37%；此時，燃燒室內成功實現了汽油/富氧空氣兩相旋轉爆轟波的起爆與自持傳播。與數值計算相比，實驗過程中氣液兩相旋轉爆轟波起爆條件更加苛刻，主要是由于在實驗實際過程中涉及到氣液兩相摻混的均勻性、燃燒時的熱損失以及不穩(wěn)定燃燒等，這些因素都會起爆增加難度。因此，在實驗過程需要更高的氧含量來增加混合反應物的活性，才能實現成功起爆。高頻壓力時程曲線如圖11所示，其中圖11(a)為高頻壓力原始信號。為了便于分析，采取高通濾波對原始信號進行處理，處理后壓力曲線如圖11(b)所示。可看出，不同位置處的壓力信號和不同時刻的壓力信號并不一致，表明爆轟波在傳播過程中是不穩(wěn)定的。為了進一步分析爆轟波的起爆過程，高頻壓力信號的局部放大圖如圖11(c)和圖11(d)所示，PDE內產生的初始爆轟波和爆轟產物在387.7 ms時刻進入燃燒室內，引燃預混燃料(富氧空氣與霧化好的燃油液滴混合物)。由于燃燒室環(huán)形腔的空間遠大于PDE出口寬度，初始爆轟波進入燃燒室后，立即產生兩個反向的爆轟波，壓力衰減十分嚴重。在逆時針方向依次經過0°、60°和120°處的高頻壓力傳感器，根據PCB1和PCB3所捕捉的第一個壓力峰值時間間隔0.18 ms，可求得初始爆轟波進入燃燒室后在兩傳感器之間的逆時針平均傳播速度為890 m/s；同理求得順時針方向傳播的平均速度為730 m/s。于是兩相反方向的爆轟波在180°和240°之間發(fā)生碰撞，產生局部熱點。隨后并沒有立即形成連續(xù)旋轉爆轟波，而是以爆燃的形式燃燒。在環(huán)形燃燒室曲率、摩擦和噴注燃料引起的湍流等作用下，火焰面與未燃反應物之間的接觸面積和擴散速率迅速增加，提高了化學反應速率和能量釋放速率，從而加速火焰，同時產生壓縮波。壓縮波相互追趕疊加，形成強烈的沖擊波，沖擊波壓縮新鮮的反應物，進一步加強燃燒[16]。經過約9.64 ms的過渡階段，燃燒室內形成了自持傳播的爆轟波。

(a) Primary signal of high frequency pressure in detonation (b) High pass filtered pressure signals

圖11(e)為圖11(b)的局部放大圖，從圖11中可看出兩PCB2和兩PCB4相鄰壓力峰值之間均存在兩個PCB1和PCB3的壓力峰值，并且PCB1和PCB3位置處的壓力波形幾乎重合，該壓力波形是典型雙波對撞模態(tài)所呈現的振蕩規(guī)律，且爆轟波的對撞點恰好位于PCB2和PCB4處(即60°和240°)。結合圖11(e)中的壓力波形，穩(wěn)定雙波對撞的傳播示意圖如圖12所示。805 ms時刻，相向傳播的爆轟波正好傳播至PCB2處，發(fā)生碰撞，此時PCB2壓力波形中出現P1；碰撞后，兩個爆轟波分別透射到彼此的波后爆轟產物中并形成兩個相反方向的透射激波，隨后兩個透射激波同時經過PCB1和PCB3，波形中分別出現P2和P3；此后，兩個透射激波在新鮮燃料的支持下逐漸形成爆轟波，傳播120°后，在PCB4位置處發(fā)生碰撞，同時在PCB4壓力波形中形成壓力峰值P4，重復上述模式，最終再次在PCB2位置處發(fā)生碰撞。兩個爆轟波一直保持該方式循環(huán)傳播，且圖11(e)中相鄰的壓力峰值時間間隔△ti恰好為爆轟波傳播一周所需時間。爆轟波以雙波對撞模態(tài)傳播過程中，可能由于每個周期內對撞后，引起燃燒室內局部壓力高低差異顯著，從而影響了燃料和氧化劑的噴注過程，進而影響了預混燃料層建立位置，導致爆轟波的對撞點也會發(fā)生變化；燃料與氧化劑的摻混效果不均，實驗裝置的加工和安裝偏差導致的外部不穩(wěn)定也可能是引起雙波對撞的因素。

5 結論

(1)獲得了穩(wěn)定的氣液兩相旋轉爆轟的流場結構，包括爆轟波、斜激波、爆轟產物、爆轟產物內的間斷面、新鮮預混燃料層、以及燃料層與爆轟產物之間的接觸面；斜激波是引起燃燒室出口參數出現波動的主要因素。

(2)數值計算結果表明，當氧化劑中氧含量偏低，混合物反應活性偏低，難以維持旋轉爆轟波自持傳播，當氧氣質量含量大于等于30%，燃燒室內均能成功起爆；但通過實驗發(fā)現，兩相旋轉爆轟波起爆條件更加苛刻，富氧空氣中氧氣質量含量需增加至37%時，燃燒室內才能形成自持傳播的爆轟波。

(3)隨著氧含量增大，燃燒更加劇烈，爆轟強度增大，爆轟壓力、溫度以及爆轟波速度均增加。當氧氣質量含量增加到40%時，爆轟波以雙波對撞模態(tài)傳播，此時平均爆轟壓力和傳播速度衰減十分顯著，在傳播過程中，爆轟波高度、壓力、溫度等參數均不斷發(fā)生變化。