褚 馳,翁春生,武郁文,孟豪龍,徐 高

(南京理工大學(xué) 瞬態(tài)物理國家重點實驗室,江蘇 南京 210094)

目前,傳統(tǒng)的航空航天發(fā)動機的動力系統(tǒng)所采用的燃燒放熱過程都是等壓燃燒。但此類發(fā)動機的發(fā)展已經(jīng)達到了比較成熟的階段,基于等壓燃燒的傳統(tǒng)動力系統(tǒng)的性能難以進一步提高。爆轟波是一道超聲速傳播的激波,掃過氣相反應(yīng)物后其熱力學(xué)狀態(tài)參數(shù)急劇上升,同時爆轟燃燒也是一種化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)過程,相比爆燃燃燒具有更高的熱循環(huán)效率和熱量釋放速率[1-2]。連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機(continuous rotating detonation engine,CRDE)只需一次點火,便可產(chǎn)生穩(wěn)定自持傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波,且擁有能量轉(zhuǎn)換效率高、可適應(yīng)多種來流工況等優(yōu)點[3-6],已成為國內(nèi)外的研究熱點。

CRDE研究始于20世紀(jì)50年代,蘇聯(lián)Voitsekhovskii等[7-8]以乙炔/氧氣為反應(yīng)物,并在燃燒室內(nèi)設(shè)計特殊結(jié)構(gòu)以防止爆轟波向多個方向發(fā)展,實現(xiàn)了圓盤形燃燒室內(nèi)的短時間連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟。1966年,Nicholls等[9]采用直接起爆方式,以電火花為點火源,并在點火源一側(cè)安裝了防止產(chǎn)生兩道對撞爆轟波的隔板裝置,成功起爆了CRDE。這樣的起爆結(jié)構(gòu)設(shè)計提高了CRDE點火起爆的成功率,但同時增加了多次重復(fù)試驗的拆裝難度。為了解決這個問題,美國德州大學(xué)CRDE研究小組于2006年提出了一種旋流起爆方式[10],即在燃燒室周向位置布置多處旋流噴注出口,并在旋流噴注出口附近沿噴注方向設(shè)置點火點,通過精確的時序控制實現(xiàn)旋轉(zhuǎn)爆轟波初始傳播方向的操縱。但這種沿周向的噴注方式導(dǎo)致推進劑沿燃燒室軸向的傳播速度較小,使得預(yù)混層的形成效果較差,故旋轉(zhuǎn)爆轟波難以在燃燒室內(nèi)穩(wěn)定自持傳播。20世紀(jì)90年代,Bykovskii等[11-12]針對CRDE開展了大量的試驗研究,這些試驗包括嘗試使用火花塞、電雷管、爆炸絲和預(yù)爆轟管等多種起爆方式,成功實現(xiàn)了旋轉(zhuǎn)爆轟波的穩(wěn)定自持傳播。徐燦等[13]采用沿發(fā)動機徑向垂直安裝的火花塞點火,成功起爆了氫氣/空氣組合的CRDE,對其點火、穩(wěn)定傳播以及熄火過程進行了分析。

預(yù)爆轟管點火是目前工作最可靠、應(yīng)用最為廣泛的點火方式。2011年,Thomas等[14]采用間接起爆方式,使用預(yù)爆轟管中產(chǎn)生的初始爆轟波實現(xiàn)CRDE的點火起爆。此外,他們還對起爆裝置進行了改進,即通過在預(yù)爆轟管中增加促進爆燃轉(zhuǎn)爆轟(deflagration to detonation transition,DDT)進程的裝置和預(yù)爆轟管末端增加閥裝置來提高起爆CRDE的成功率以及實現(xiàn)CRDE的多次重復(fù)起爆。2013年,Stevens等[15]采用紋影手段對爆轟波的衍射以及起爆過程開展了試驗研究,并對爆轟波再起爆過程的影響因素進行了研究。2015年,Frolov等[16]開展了一系列針對燃燒室結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù)的試驗研究,發(fā)現(xiàn)從預(yù)爆轟管中產(chǎn)生初始爆轟波到燃燒室中建立穩(wěn)定傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波之間存在時間間隔。2016年,George等[17]成功起爆了氫氣/空氣組合的CRDE,并對點火時刻到形成穩(wěn)定傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波時刻之間的時間間隔影響因素進行了研究,結(jié)果表明:提高總質(zhì)量流量以及采取在燃燒室出口增設(shè)收斂噴管的手段可顯著縮短旋轉(zhuǎn)爆轟波形成時間。

Ma等[18]基于氫氣/空氣組合的預(yù)爆轟式CRDE對點火起爆—熄火—再起爆過程開展了研究,發(fā)現(xiàn)再起爆過程與推進劑噴注壓力相關(guān),增大噴注壓力可以有效提高再起爆成功率。劉世杰等[19-20]在2套CRDE模型基礎(chǔ)上,采用環(huán)縫-噴孔對撞式噴注模型以熱射流切向噴注的起爆方式開展了氫氣/空氣組合的CRDE試驗研究,發(fā)現(xiàn)熱射流進入燃燒室后并沒有直接形成旋轉(zhuǎn)爆轟波,從點火到形成自持傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波之間存在時間間隔。楊成龍等[21]采用不同點火能量的火花塞作為氫氣/空氣組合的CRDE點火起爆裝置開展了旋轉(zhuǎn)爆轟波建立過程試驗研究,發(fā)現(xiàn)增大點火能量能夠大幅縮短旋轉(zhuǎn)爆轟波建立時間。

此外,由于實驗觀測手段存在一定的局限性,通過數(shù)值模擬可以展示旋轉(zhuǎn)爆轟內(nèi)部的三維流場結(jié)構(gòu),從而揭示旋轉(zhuǎn)爆轟的起爆及傳播機理。Braun等[22]驗證了基于OpenFOAM的非穩(wěn)態(tài)雷諾時均N-S方程求解器ddtFoam模擬連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟流場的可行性,并分析了不同尾噴管對CRDE流場非定常特性的影響。Yao等[23]針對二維流體域中單個到多個點火源時點火起爆產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)爆轟波的過程開展了數(shù)值模擬研究,結(jié)果中的多波傳播過程與試驗研究的多波傳播模態(tài)有相似的結(jié)論。Yamada等[24]通過數(shù)值模擬計算了面積、點火能量對旋轉(zhuǎn)爆轟極限的影響,以及點火能量對比沖的影響。Wang等[25]采用一種改進的CE/SE方法對不同噴注溫度和噴注面積下煤油/空氣的CRDE開展了數(shù)值研究工作,揭示了煤油/空氣組合的CRDE在高噴注總溫條件下的流場結(jié)構(gòu)特性和爆轟參數(shù)。

David等[26]分別計算了氫氣、甲烷和天然氣燃料在空氣、氧氣中于不同壓力下的點火延遲時間,說明了點火延遲時間對燃燒室流場的影響。Xia等[27]基于OpenFOAM平臺進行了連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機傳播模態(tài)二維數(shù)值研究,并分析了模態(tài)轉(zhuǎn)換機制。Zheng等[28]基于FLUENT軟件對預(yù)爆轟式CRDE起爆過程開展了三維數(shù)值模擬研究,對比了不同噴注方式對起爆過程內(nèi)流場結(jié)構(gòu)分布的影響。

基于當(dāng)前的研究背景,盡管已提出多種啟動旋轉(zhuǎn)爆轟的方法,并針對不同起爆方式對旋轉(zhuǎn)爆轟特性的影響開展了研究,但對于預(yù)爆轟式CRDE中初始爆轟波的衰減規(guī)律、旋轉(zhuǎn)爆轟的起爆機理和形成條件尚不清楚。本文通過實驗手段,對基于預(yù)爆轟點火方式的CRDE起爆過程進行研究。首先對初始爆轟波由預(yù)爆轟管進入環(huán)形燃燒室后的傳播過程開展試驗研究,總結(jié)初始爆轟波的衰減規(guī)律;在此基礎(chǔ)上,以氫氣/空氣為工質(zhì)開展CRDE起爆特性試驗,對比不同工況下CRDE起爆過程的差異,分析旋轉(zhuǎn)爆轟波的起始條件和形成機理;最后,對初始爆轟波由預(yù)爆轟管進入環(huán)形燃燒室的過程進行數(shù)值模擬研究,分析燃燒室三維流場結(jié)構(gòu)變化,細致刻畫燃燒室內(nèi)壓力波系發(fā)展歷程,對初始爆轟波傳播和衰減過程進行分析。

1 實驗系統(tǒng)

圖1和圖2分別為實驗系統(tǒng)示意圖和實物圖。CRDE環(huán)形燃燒室的內(nèi)徑為78 mm,外徑為88 mm,長為130 mm。推進劑噴注為非預(yù)混噴注結(jié)構(gòu),環(huán)形燃燒室內(nèi)壁面沿周向均勻布置了60個直徑為0.8 mm的圓形氫氣噴孔,總噴注面積為30.18 mm2?？諝夂蜌錃獾撵o態(tài)壓力傳感器分別位于燃燒室頭部集氣腔和氫氣噴孔入口腔體。預(yù)爆轟管式CRDE采用氫氧預(yù)爆轟管作為起爆裝置。氫氣和氧氣通過對撞式噴注進入預(yù)爆轟管右側(cè),待氫氣和氧氣在預(yù)爆轟管中充分預(yù)混后,采用電火花點火的方式點燃預(yù)混氣,即在預(yù)爆轟管中產(chǎn)生初始爆轟波。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖

圖2 試驗系統(tǒng)實物圖

試驗共設(shè)置了4個高頻壓力傳感器,分別命名為PCB1、PCB2、PCB3和PCB4。PCB1置于預(yù)爆轟管上,以監(jiān)測預(yù)爆轟管內(nèi)強熱射流的壓力;PCB3、PCB4與PCB2之間的夾角分別為60°和120°,且位于同一圓周,圓周距離燃燒室頭部15 mm,傳感器具體安裝位置如圖3所示。

圖3 傳感器位置示意圖

本文試驗所采用的時序[29]如圖4所示。其中圖4(a)為預(yù)爆轟管點火試驗時序圖。在供給系統(tǒng)觸發(fā)之前,先打開數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。t=0 ms至t=200 ms時向預(yù)爆轟管內(nèi)注入氫氣和氧氣,并于t=250 ms時刻觸發(fā)點火開關(guān)至t=300 ms,此時預(yù)爆轟管內(nèi)產(chǎn)生初始爆轟波。一段時間后(t=2 000 ms),打開CRDE空氣供給管路,吹除燃燒室內(nèi)剩余的燃料和燃燒產(chǎn)物;t=5 000 ms時,關(guān)閉CRDE空氣供給管路電磁閥,結(jié)束實驗。

圖4(b)為CRDE點火起爆試驗時序圖。同樣先開啟數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。t=0 ms時開始向預(yù)爆轟管內(nèi)注入氫氣和氧氣,同時開始向CRDE噴注空氣;t=100 ms時開啟CRDE氫氣噴注,t=200 ms時停止預(yù)爆轟管氫氣和氧氣的噴注。此后,點火開關(guān)同樣在t=250 ms時觸發(fā)并于t=300 ms時關(guān)閉。t=500 ms時,關(guān)閉CRDE氫氣噴注管路電磁閥,此時CRDE仍然持續(xù)噴注空氣;一段時間后(t=5 000 ms),關(guān)閉CRDE空氣噴注,發(fā)動機完全熄火,試驗結(jié)束。

圖4 時序控制圖

2 計算模型

本文數(shù)值模擬工作采用開源CFD軟件OpenFOAM進行計算[30]。本文所采用的ddtFoam求解器[31],其湍流模型采用RANS剪切應(yīng)力輸運k-OMEGA模型,氫氣和氧氣的化學(xué)反應(yīng)機理采用基于Conaire等[32]的氫氣/空氣9組分19步詳細化學(xué)反應(yīng)機理求解。時間項采用歐拉離散,梯度項采用中心差分的高斯積分計算,對流項采用高斯理論一階迎風(fēng)格式離散,空間離散采用二階精度HLLC離散格式,能夠準(zhǔn)確地捕捉激波、接觸間斷和稀疏波[33]。

如圖5所示,采用同軸圓環(huán)空腔作為CRDE的燃燒室結(jié)構(gòu),燃燒室內(nèi)徑Din=78 mm,外徑Dout=88 mm,軸向長度La=130 mm,與實驗裝置保持一致;預(yù)爆轟管長度L=200 mm,內(nèi)徑為5 mm。為滿足ddtFoam求解器對網(wǎng)格偏斜度(skewness)的適應(yīng)性,將預(yù)爆轟管切向布置方式改為垂直連接環(huán)形燃燒室。由文獻[14]可知,改變預(yù)爆轟管的布置方式對于初始爆轟波的起爆特性無明顯影響,故預(yù)爆轟管垂直連接環(huán)形燃燒室的方式是合理的。初始時刻,在預(yù)爆轟管填充當(dāng)量比為1,初始溫度為300 K,初始壓力為0.1 MPa的H2/O2預(yù)混氣體。同時,在預(yù)爆轟管固壁端設(shè)置溫度為2 448 K,壓力為1 MPa的點火區(qū)域。此外,環(huán)形燃燒室內(nèi)填充空氣,溫度為293 K,壓力為0.1 MPa。

圖5 預(yù)爆轟式CRDE模型圖

3 CRDE點火起爆過程試驗

預(yù)爆轟管內(nèi)產(chǎn)生的初始爆轟波對于能否成功起爆旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機并獲得穩(wěn)定自持傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波起關(guān)鍵作用。因此,研究初始爆轟波由預(yù)爆轟管進入環(huán)形燃燒室的傳播過程具有重要意義。本節(jié)首先在CRDE試驗平臺上開展預(yù)爆轟管點火試驗研究,通過預(yù)爆轟管點火起爆形成初始爆轟波,研究初始爆轟波進入CRDE環(huán)形燃燒室的傳播及衰減過程,為CRDE點火起爆試驗打下基礎(chǔ)。

3.1 初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室過程試驗

圖6為試驗中得到的PCB2、PCB3、PCB4處初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室的壓力曲線。

圖6 初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室試驗高頻壓力曲線

在t=0.029 ms時,PCB2捕捉到一個峰值壓力為0.54 MPa的壓力信號,該壓力是預(yù)爆轟管內(nèi)產(chǎn)生的初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室,在周向沿逆時針方向傳播,波陣面到達PCB2處所引起的。t=0.077 ms時,波陣面?zhèn)髦罰CB3位置處,高頻壓力傳感器捕捉到該時刻壓力峰值為0.14 MPa。t=0.121 ms時,波陣面到達PCB4監(jiān)測點,此時的壓力峰值為0.09 MPa。此外,3個監(jiān)測點處,在觀察到首道激波到達引起的壓力峰值明顯上升之后,壓力曲線均漸漸趨于平緩。由此可知,初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室后,在逆時針方向傳播的過程中強度逐漸減弱,由PCB2至PCB3階段的衰減率為74.1%,由PCB2至PCB4階段的衰減率為83.3%。對應(yīng)的物理過程是:初始爆轟波在進入環(huán)形燃燒室后并沒有維持爆轟波的形態(tài)繼續(xù)傳播,而是迅速并持續(xù)衰減。文獻[15]對初始爆轟波由預(yù)爆轟管向相對無約束空間的傳播過程進行了試驗研究,發(fā)現(xiàn)初始爆轟波在到達預(yù)爆轟管出口處迅速膨脹解耦,這與本節(jié)試驗結(jié)果相符。此外,在預(yù)爆轟管點火試驗中,由于燃燒室內(nèi)沒有噴注氧化劑和燃料,初始爆轟波在衰減為燃燒波后很快湮滅。

3.2 起爆過程分析

基于3.1節(jié)初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室的傳播過程研究分析,開展了CRDE的點火起爆實驗研究。文獻[19,34]指出,發(fā)動機質(zhì)量流量條件會對旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播穩(wěn)定性產(chǎn)生影響,當(dāng)質(zhì)量流量減小時,旋轉(zhuǎn)爆轟波會出現(xiàn)不穩(wěn)定特性。因此,以氫氣/空氣為反應(yīng)物,選取總質(zhì)量流量在380.1～389.47 g/s范圍,當(dāng)量比分別為0.65,0.87和0.95的工況條件進行了3組試驗;降低總質(zhì)量流量至300 g/s左右,在當(dāng)量比為0.82和0.95的工況下進行了2組試驗。在此基礎(chǔ)上研究旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機在小流量工況下的點火起爆特性。具體試驗工況見表1。

表1 試驗工況

在氫氣質(zhì)量流量為7 g/s,空氣質(zhì)量流量為375 g/s,當(dāng)量比為0.65時,成功起爆連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機,得到PCB2(0°)處動壓壓力曲線、氫氣集氣腔靜態(tài)壓力曲線及空氣集氣腔靜態(tài)壓力曲線,如圖7所示。

圖7 工況1 CRDE工作壓力曲線

由圖7可知,770 ms時,PCB2采集到了第1個壓力峰值,即初始爆轟波由預(yù)爆轟管進入環(huán)形燃燒室后經(jīng)過PCB2監(jiān)測位置,引起壓力上升。1 070 ms時,高頻壓力信號開始衰減,發(fā)動機逐漸熄火。在整個試驗過程中,高頻壓力信號持續(xù)存在并穩(wěn)定波動,說明本次試驗成功起爆,并實現(xiàn)了連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟波的自持傳播。

使用OMEGA靜態(tài)壓力傳感器在相同工況下對空氣和氫氣集氣腔的靜態(tài)壓力分別進行監(jiān)測,得到圖7中的靜態(tài)壓力曲線。試驗過程中,主管路和噴前集氣腔壓力保持穩(wěn)定。在t=450 ms時,同時噴注氫氣和空氣,集氣腔壓力與環(huán)形燃燒室內(nèi)壓力隨之升高,由于此時還未點火,CRDE處于冷流狀態(tài),氣流經(jīng)過環(huán)形燃燒室后由尾部排出。t=770 ms時開始點火,初始爆轟波在預(yù)爆轟管中產(chǎn)生并進入環(huán)形燃燒室,使得環(huán)形燃燒室內(nèi)壓力升高。受此影響,集氣腔內(nèi)的氣體無法持續(xù)向環(huán)形燃燒室內(nèi)噴注,引起集氣腔內(nèi)壓力升高。在t=1 070 ms時,切斷氫氣供給信號,保留空氣供給,燃燒室內(nèi)混氣活性大幅降低,發(fā)動機迅速熄火,集氣腔內(nèi)的靜態(tài)壓力下降。

圖8為連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機在工況1(氫氣質(zhì)量流量為7 g/s,空氣質(zhì)量流量為375 g/s,當(dāng)量比為0.65)時PCB2所采集到的起爆過程高頻壓力曲線。

圖8 工況1 PCB2起爆過程壓力曲線

約770 ms時,PCB2采集到第1個壓力峰值,該峰值壓力信號即為預(yù)爆轟管所產(chǎn)生的初始爆轟波進入CRDE后引起的壓力突躍。大致在770 ms到793 ms之間,壓力波系在燃燒室內(nèi)發(fā)生長時間的轉(zhuǎn)變,但始終未能在壓力監(jiān)測點引起大幅度的信號波動。這段壓力曲線表現(xiàn)出的現(xiàn)象是:初始爆轟波由預(yù)爆轟管進入燃燒室后,由于邊界條件發(fā)生改變,爆轟波向無受限方向發(fā)生衍射,導(dǎo)致爆轟波解耦;又因為初始爆轟波及預(yù)爆轟管內(nèi)燃燒產(chǎn)物的進入,燃燒室進氣端環(huán)縫和噴孔處壓力升高,阻塞集氣腔內(nèi)氣體的噴入,導(dǎo)致燃燒室頭部無法形成預(yù)混層,波陣面化學(xué)反應(yīng)速率降低,爆轟波迅速衰減為激波。t=793 ms時,高頻壓力曲線捕捉到第2次壓力峰值,爆轟波重新建立,其原因是:①隨著波系的衰減,反應(yīng)產(chǎn)物由燃燒室尾部噴出,集氣腔內(nèi)混氣壓縮,燃燒室進氣端環(huán)縫和噴孔處內(nèi)外壓力達到動態(tài)平衡,燃燒室內(nèi)開始噴入新鮮燃料與氧化劑;②隨著激波的壓縮及燃燒室曲率和燃燒室表面粗糙度等因素的影響,連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機燃燒室內(nèi)的壓縮波系匯合增加,不斷點燃燃燒室內(nèi)的燃料,逐漸形成前導(dǎo)激波,誘導(dǎo)引爆可燃混合氣體。最終爆轟波重新建立[35]。

如圖9所示,對比PCB2、PCB3 2處爆轟波起始階段壓力曲線,可以通過觀察壓力信號上升沿出現(xiàn)的先后順序判斷旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播方向。

圖9 工況1局部壓力曲線

由圖9可知,初始爆轟波在進入環(huán)形燃燒室后,壓力峰值迅速衰減,在一段時間內(nèi)壓力曲線僅在小范圍內(nèi)波動;在重新起爆階段,壓力曲線開始出現(xiàn)峰值壓力約為0.2 MPa的上升沿,并于某一時刻突然出現(xiàn)峰值壓力約為0.5 MPa的壓力尖峰,并維持一定的頻率穩(wěn)定出現(xiàn)。由上文分析可知,燃燒室內(nèi)化學(xué)反應(yīng)速率的下降導(dǎo)致燃料堆積,但在燃燒室表面粗糙度和壁面曲率的作用下,燃燒室內(nèi)的湍流度依然很高,局部的擾動會加快反應(yīng)速率,形成熱點。隨著幾個局部熱點的形成,燃燒室內(nèi)溫度升高,而反應(yīng)物也在這個過程中逐漸累積,某一時刻,便發(fā)生了突然的爆轟。在已有實驗[18,34]中也觀察到了類似的過程。值得一提的是,在旋轉(zhuǎn)爆轟波重新建立的過程中,大多數(shù)時間內(nèi)發(fā)生的都是爆燃燃燒,此期間反應(yīng)物燃燒速率具有較強的波動性,流場結(jié)構(gòu)非常紊亂復(fù)雜。因此,旋轉(zhuǎn)爆轟波重新建立后,其傳播方向與初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室的方向不存在相關(guān)性。此外,參照文獻[13]對工況1CRDE自持傳播階段的壓力信號進行處理,可得旋轉(zhuǎn)爆轟波的平均傳播速度為1 393.4m/s,與CEA計算所得理論CJ波速1 672.9m/s相比,本試驗獲得的旋轉(zhuǎn)爆轟波平均傳播速度為理論值的83.3%。試驗數(shù)據(jù)與理論計算結(jié)果產(chǎn)生誤差的原因包括:①試驗中氫氣與空氣采用分開噴注方式,故燃料與氧化劑并未充分預(yù)混;②試驗中環(huán)形燃燒室表面粗糙度產(chǎn)生影響。以上因素使得旋轉(zhuǎn)爆轟波產(chǎn)生一定速度虧損。

在總質(zhì)量流量為389.47 g/s,當(dāng)量比為0.87以及總質(zhì)量流量為380.1 g/s,當(dāng)量比為0.95的工況下,成功起爆連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機,PCB2處得到的起爆階段壓力曲線如圖10所示。

圖10 工況2、工況3 PCB2起爆過程壓力曲線

在不同當(dāng)量比的工況下,旋轉(zhuǎn)爆轟波的建立都要經(jīng)歷一個復(fù)雜的轉(zhuǎn)變過程,但其表現(xiàn)出的壓力波形不同,轉(zhuǎn)變過程維持的時間也長短不一。在當(dāng)量比為0.87和當(dāng)量比為0.95的工況下,從初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室到旋轉(zhuǎn)爆轟波重新建立所經(jīng)歷的時間分別為1.71 ms和1.96 ms,與當(dāng)量比為0.65的工況下重新建立旋轉(zhuǎn)爆轟波所需時間23.13 ms相比,當(dāng)量比的提高有助于縮短爆轟波重新建立所需時間。這是因為:在當(dāng)量比較低時,反應(yīng)速率較慢,導(dǎo)致反應(yīng)物的燃燒和爆轟特性變差;隨著當(dāng)量比的增加,反應(yīng)物的可爆性增強,促進了爆轟波的形成。

在總質(zhì)量流量為287.65 g/s,當(dāng)量比為0.95(工況4)和總質(zhì)量流量為301.95 g/s,當(dāng)量比為0.82(工況5)時進行了2組試驗,PCB2處的高頻壓力曲線如圖11所示。

圖11 工況4、工況5 PCB2起爆過程壓力曲線

由圖11可見,在降低總質(zhì)量流量后,CRDE仍成功起爆,雖然沒有出現(xiàn)壓力曲線的間斷,但峰值壓力起伏很大,甚至在短暫時期內(nèi)低于起爆壓力,同時也存在突然的強爆轟波引起的高峰值壓力。這說明在總質(zhì)量流量相對較低時,起爆過程中燃燒室內(nèi)的反應(yīng)速率有較大波動。文獻[34]也對試驗中出現(xiàn)的旋轉(zhuǎn)爆轟波不穩(wěn)定傳播過程進行了研究,結(jié)果表明:當(dāng)燃燒速率降低時,反應(yīng)物消耗速率減慢,燃料仍以相對穩(wěn)定的速率進入燃燒室,導(dǎo)致燃料局部堆積。此時燃燒室內(nèi)的湍流度依然很高,一些小的擾動會加速局部的燃燒速率,燃燒室內(nèi)堆積的燃料會劇烈反應(yīng),從而產(chǎn)生一個峰值壓力很高的爆轟波,這與本文研究發(fā)現(xiàn)的規(guī)律基本符合。

4 初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室過程數(shù)值模擬

3.1節(jié)采用實驗手段對初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室的傳播及衰減過程進行了研究,在分析壓力曲線的基礎(chǔ)上總結(jié)了初始爆轟波的衰減規(guī)律,但實驗觀測手段存在一定的局限性。因此,本節(jié)通過數(shù)值模擬方法對初始爆轟波由預(yù)爆轟管進入環(huán)形燃燒室的傳播過程進行分析,展示燃燒室內(nèi)部的三維流場結(jié)構(gòu),對試驗結(jié)果進行補充。

初始時刻在預(yù)爆轟管的封閉端設(shè)置高溫高壓區(qū)域,點燃氫氣/氧氣預(yù)混氣形成快速火焰,并在發(fā)展過程中經(jīng)歷DDT過程轉(zhuǎn)捩成爆轟波,爆轟波由預(yù)爆轟管出口傳入環(huán)形燃燒室。

為形象地表征波陣面在進入環(huán)形燃燒室階段的變化過程,對數(shù)值模擬得到的壓力梯度分布云圖進行了處理,圖中,紅色曲線代表壓力梯度帶在某一時刻的位置。圖12中曲線分別對應(yīng)t=0.001 ms,0.002 ms,0.003 ms,0.004 ms時的波陣面位置。由圖中可以看出,在初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室的過程中,波陣面由狹小的圓管向燃燒室內(nèi)擴張,壓力波發(fā)生衍射,波陣面面積不斷增加,但受到初始爆轟波傳播方向的影響,軸向擴張速度略高于周向擴張速度。

圖12 波陣面變化趨勢

圖13為不同時刻壓力梯度云圖。由圖13可知,初始爆轟波在進入環(huán)形燃燒室后逐漸衰減,形成首道激波。該激波在燃燒室內(nèi)向無受限方向擴張,隨后于燃燒室內(nèi)壁面發(fā)生反射,形成一道反射激波。這道反射激波與首道激波沿周向擴張的部分重合,最終伴隨著首道激波持續(xù)向下游傳播,并在燃燒室內(nèi)外壁面上均形成一道不斷發(fā)展的環(huán)狀壓力梯度帶。

圖13 不同時刻壓力梯度云圖

圖14為0.05 ms,0.06 ms,0.074 ms,0.084 ms,0.116 ms,0.154 ms時的壓力梯度切面圖、壓力梯度云圖正視圖和溫度分布云圖。在t=0.06 ms時,初始爆轟波由預(yù)爆轟管進入環(huán)形燃燒室所產(chǎn)生的首道激波沿周向傳播約60°。同時,由同時刻的壓力梯度云圖的正視圖可知,在首道激波靠近燃燒室固壁端的位置處對稱地分布著2道激波。結(jié)合圖15可知,初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室后形成環(huán)狀波陣面,波陣面擴張至燃燒室固壁端時發(fā)生反射,形成一道反射激波。

圖14 環(huán)形燃燒室內(nèi)初始爆轟波傳播過程的壓力梯度及溫度云圖

圖14(a)和圖14(b)為t=0.05 ms時和t=0.06 ms時的流場分布圖,可以看出反射激波在發(fā)展過程中與首道激波不斷交匯融合。t=0.084 ms時,如圖14(d)所示,這道反射激波僅在靠近燃燒室固壁端處有殘留,因此同時刻的切面圖上可以觀察到一道緊隨著首道激波的一條壓力梯度帶。在t=0.116 ms時(圖14(e)),該反射激波在周向約90°位置處衰減至消失,故此時的壓力梯度切面云圖中僅存在一道持續(xù)沿周向發(fā)展的壓力梯度帶。最終,在t=0.154 ms時,環(huán)形燃燒室內(nèi)的壓力波系在不斷交匯融合中變得非常復(fù)雜,壓力梯度帶絕大部分已不再連續(xù),僅在靠近燃燒室出口端可以觀察到由初始時刻起便持續(xù)發(fā)展的首道激波仍在持續(xù)擴張。

圖15所示即為該反射波形成時的壓力梯度云圖,可以觀察到,t=0.03 ms時,反射激波正向燃燒室出口端擴張。

圖15 0.03 ms時壓力梯度云圖

5 結(jié)論

本文對預(yù)爆轟管式連續(xù)爆轟發(fā)動機點火起爆過程進行研究。首先進行了初始爆轟波從預(yù)爆轟管進入環(huán)形燃燒室后的傳播過程試驗研究;在此基礎(chǔ)上,開展了以氫氣/空氣為工質(zhì)的連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機點火起爆特性試驗;最后對初始爆轟波由預(yù)爆轟管進入環(huán)形燃燒室的過程進行數(shù)值模擬研究,得到以下結(jié)論:

①通過試驗對預(yù)爆轟管內(nèi)初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室傳播過程進行研究。試驗發(fā)現(xiàn),初始爆轟波在預(yù)爆轟管出口發(fā)生衍射,峰值壓力立即下降,由于沒有可燃混氣的支持,壓力波迅速衰減,3個監(jiān)測點處的壓力峰值依次為0.54 MPa,0.14 MPa,0.09 MPa,衰減率為74.1%和83.3%;

②采用試驗手段對預(yù)爆轟式CRDE點火起爆過程開展研究,發(fā)現(xiàn)入口端面初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室后,并未直接形成旋轉(zhuǎn)爆轟波,而是存在“初始爆轟波解耦—DDT—觸發(fā)旋轉(zhuǎn)爆轟波”過程。在總質(zhì)量流量為380 g/s左右時,隨著當(dāng)量比從0.65提高至0.95,DDT時間迅速從20 ms以上降至2 ms以下。當(dāng)總質(zhì)量流量下降至280 g/s附近時,出現(xiàn)了旋轉(zhuǎn)爆轟波峰值壓力大幅波動等旋轉(zhuǎn)爆轟波不穩(wěn)定傳播現(xiàn)象。

③通過數(shù)值模擬手段,結(jié)合壓力梯度云圖和溫度云圖,細致刻畫了燃燒室內(nèi)初始爆轟波的衰減過程。初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室后逐漸衰減,形成首道激波;該激波在燃燒室內(nèi)壁面反射后形成反射激波,并伴隨首道激波傳播;而后首道激波在傳播過程中在燃燒室進口端面發(fā)生反射形成反射激波,該反射激波最終在周向約90°位置處衰減至消失。