焦中天，王永佳，李 偉，朱亦圓，王 可，范 瑋

(1.西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院，陜西 西安 710129；2.西安航天動(dòng)力研究所 液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710100)

0 引言

與傳統(tǒng)噴氣式動(dòng)力裝置中普遍采用的緩燃燃燒相比，爆震燃燒具有能量釋放速率快、自增壓等優(yōu)點(diǎn)，有望簡(jiǎn)化燃燒室結(jié)構(gòu)，提高熱循環(huán)效率，降低發(fā)動(dòng)機(jī)油耗。旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室(rotating detonation chamber，RDC)是一種采用旋轉(zhuǎn)爆震燃燒的新型燃燒室，通常采用環(huán)腔或空筒構(gòu)型，氧化劑和燃料自燃燒室頭部沿軸向供給，爆震波沿周向旋轉(zhuǎn)傳播，不斷消耗可燃混合物，產(chǎn)生的已燃?xì)怏w沿軸向膨脹排出產(chǎn)生推力。與脈沖爆震燃燒相比，旋轉(zhuǎn)爆震燃燒僅需一次點(diǎn)火即可連續(xù)工作，結(jié)構(gòu)更為緊湊；與斜爆震燃燒相比，旋轉(zhuǎn)爆震不需要苛刻的高超音速進(jìn)氣條件，可在寬?cǎi)R赫數(shù)范圍實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定工作。因此，近年來(lái)旋轉(zhuǎn)爆震在推進(jìn)領(lǐng)域受到了廣泛關(guān)注。

20世紀(jì)60年代，俄羅斯Voitsekhovskii等、美國(guó)Nicholls等分別通過(guò)實(shí)驗(yàn)率先驗(yàn)證了旋轉(zhuǎn)爆震燃燒的可行性，隨后Bykovskii、Zhdan、Schwer、Lu等又圍繞起爆方式、推進(jìn)劑(燃料狀態(tài)包括液態(tài)和氣態(tài)，氧化劑包括氧氣和空氣)、當(dāng)量比進(jìn)行了旋轉(zhuǎn)爆震實(shí)驗(yàn)研究，證明了旋轉(zhuǎn)爆震可在更寬工況范圍內(nèi)工作。近十幾年來(lái)，世界各國(guó)針對(duì)旋轉(zhuǎn)爆震的研究越來(lái)越多。Stechmann等分析了RDC作為火箭燃燒室的理論性能，并說(shuō)明了與鐘型噴管和塞式噴管匹配的可行性。嚴(yán)宇等采用自燃推進(jìn)劑實(shí)現(xiàn)了旋轉(zhuǎn)爆震波的持續(xù)傳播；王朝暉等通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了液氫液氧發(fā)動(dòng)機(jī)富氫補(bǔ)燃循環(huán)中爆震發(fā)生的條件；胡洪波等借鑒火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)獍l(fā)生器循環(huán)，利用煤油富燃燃?xì)庠谥魅紵覍?shí)現(xiàn)了旋轉(zhuǎn)爆震。

在進(jìn)行旋轉(zhuǎn)爆震波起爆和傳播特性研究中，之前的數(shù)值模擬研究多采用預(yù)混噴注方案，在燃燒室入口采用面噴注，即噴注面的每個(gè)點(diǎn)都根據(jù)總溫總壓條件噴注預(yù)混氣，沒(méi)有噴注結(jié)構(gòu)；或者采用簡(jiǎn)單的噴注結(jié)構(gòu)，使預(yù)混氣沿間隔分布的噴孔噴注。然而，預(yù)混噴注方案無(wú)法真實(shí)反映爆震波與噴注結(jié)構(gòu)的互相作用。實(shí)驗(yàn)中，環(huán)縫-噴孔非預(yù)混噴注方案被廣泛采用，氧化劑經(jīng)收縮-擴(kuò)張型的環(huán)縫進(jìn)入燃燒室，燃料從周向均布的若干噴孔噴注，與氧化劑進(jìn)行摻混。實(shí)驗(yàn)和數(shù)值結(jié)果均表明，燃料噴孔數(shù)量、環(huán)縫寬度等對(duì)旋轉(zhuǎn)爆震波起始和傳播均有重要影響，但受測(cè)試手段限制，實(shí)驗(yàn)中很難觀測(cè)到旋轉(zhuǎn)爆震波與噴注結(jié)構(gòu)的相互作用，以及熱態(tài)條件下推進(jìn)劑的混合情況，針對(duì)噴注結(jié)構(gòu)優(yōu)化的數(shù)值模擬又多關(guān)注冷態(tài)流場(chǎng)。為此，本文采用環(huán)縫-噴孔非預(yù)混噴注方案，在控制燃料噴孔面積不變的前提下，改變噴孔數(shù)量，對(duì)環(huán)縫-噴孔結(jié)構(gòu)的非預(yù)混冷態(tài)混合、旋轉(zhuǎn)爆震起爆及穩(wěn)定過(guò)程等進(jìn)行研究，研究燃料噴孔數(shù)量對(duì)摻混和旋轉(zhuǎn)爆震傳播狀態(tài)等的影響。

1 數(shù)值方法及計(jì)算模型

1.1 數(shù)值方法

研究對(duì)三維Reynold Averaged N-S(RANS)方程進(jìn)行求解，湍流模型使用Standard

k

-

ε

模型，并采用壓力隱式算子分裂PISO(pressure implicit with splitting of operator)算法對(duì)離散格式進(jìn)行求解?？紤]到計(jì)算資源以及計(jì)算時(shí)間，反應(yīng)機(jī)理中不考慮中間產(chǎn)物和三體效應(yīng)，采用氫氣/空氣單步總包化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，該方法被大部分研究者所采用。該單步總包反應(yīng)機(jī)理的化學(xué)反應(yīng)速率計(jì)算式為

k

=

AT

e-[

H

][O]

(1)

式中指前因子

A

、活化能

E

以及反應(yīng)指數(shù)的值在表1給出，其單位制為cal、mol、cm、s。

表1 單步氫氣/空氣反應(yīng)機(jī)理

1.2 計(jì)算模型與邊界條件

圖1為采用環(huán)縫-噴孔結(jié)構(gòu)的RDC計(jì)算模型。模型在三維直角坐標(biāo)系中繪制，

z

方向?yàn)檩S向，

x

-

y

平面為周向和徑向所形成的平面。推進(jìn)劑為氫氣/空氣(當(dāng)量比為1)，其中空氣通過(guò)沿軸向的收縮-擴(kuò)張型環(huán)縫供入燃燒室，喉道寬度

W

為0.8 mm，氫氣首先在集氣腔中聚集，再通過(guò)周向均勻布置的

n

個(gè)噴孔噴注，小孔直徑為

d

，每一個(gè)小孔中心軸線與燃燒室中軸所成角度

α

均為60°，整個(gè)燃燒室的軸向長(zhǎng)度

L

為75 mm，燃燒室內(nèi)、外半徑

R

、

R

的長(zhǎng)度分別為31 mm和35 mm，噴注結(jié)構(gòu)的長(zhǎng)度

L

為20 mm。具體尺寸見(jiàn)表2和表3。

圖1 非預(yù)混噴注旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室模型

表2 物理計(jì)算模型尺寸參數(shù)

表3 物理計(jì)算模型的可變尺寸

模型網(wǎng)格均為六面體網(wǎng)格，參考前人經(jīng)驗(yàn)，計(jì)算網(wǎng)格尺寸取為0.5 mm，可滿足定性分析要求。爆震波可看作激波和反應(yīng)區(qū)的強(qiáng)耦合，對(duì)于噴注結(jié)構(gòu)以及爆震波可能出現(xiàn)的燃燒室頭部位置進(jìn)行網(wǎng)格加密，最小網(wǎng)格尺寸為0.25 mm，而燃燒室尾部非本文關(guān)注的重點(diǎn)區(qū)域，網(wǎng)格尺寸則漸變擴(kuò)大到0.6～0.8 mm之間，總網(wǎng)格數(shù)在4×10～4.5×10。

入口邊界采用質(zhì)量流量入口條件，總質(zhì)量流量為103 g/s或者206 g/s，全局當(dāng)量比為1。氫氣/空氣的供給總溫設(shè)定為300 K。出口條件設(shè)置為壓力出口，背壓值為50 kPa。

2 冷態(tài)流場(chǎng)

2.1 處理方式

使用改良的無(wú)量綱參數(shù)來(lái)描述不同位置處燃料與氧化劑的混合特性。傳統(tǒng)當(dāng)量比

φ

的定義如式(2)所示，當(dāng)燃料和氧化劑采用非預(yù)混噴注時(shí)，當(dāng)量比在整個(gè)計(jì)算域內(nèi)的變化范圍為0到無(wú)窮大，難以比較分析。如式(3)所示，定義相對(duì)當(dāng)量比

E

，其變化范圍為0～2，當(dāng)

E

=1時(shí)，實(shí)際當(dāng)量比

φ

也等于1。

(2)

(3)

式中：

F

和

O

分別為燃料和氧化劑質(zhì)量;下標(biāo)stoich表示化學(xué)恰當(dāng)比。相對(duì)當(dāng)量比

E

與實(shí)際當(dāng)量比

φ

的關(guān)系如圖2所示。

圖2 當(dāng)量比與相對(duì)當(dāng)量比的關(guān)系

液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室互擊式噴注單元設(shè)計(jì)中，燃料和氧化劑各自的射流動(dòng)能與噴孔直徑的乘積相等時(shí)，混合情況最好，可表示為

(4)

式中：

ρ

、

v

和

d

分別為射流密度、速度和對(duì)應(yīng)噴孔直徑；下標(biāo)f和o分別表示燃料和氧化劑。仿照式(4)，可定義環(huán)縫-噴孔型噴注結(jié)構(gòu)的穿透系數(shù)

Γ

，以表征燃料射流在氧化劑中的穿透能力，即

(5)

(6)

由于噴孔為周向間隔布置，噴孔間的距離會(huì)影響燃料的周向分布均勻程度。定義噴注間隔

Δ

，表示燃燒室中徑處(半徑

R

=33 mm)噴孔之間的短弧長(zhǎng)度表達(dá)式為

(7)

2.2 結(jié)果與分析

可燃混氣的混合效果決定了爆震波能否起爆及穩(wěn)定傳播。為了更好地理解非預(yù)混噴注中燃料噴孔數(shù)量對(duì)爆震波傳播狀態(tài)的影響，首先對(duì)點(diǎn)火前的冷態(tài)混合過(guò)程進(jìn)行分析。

表4給出了4種噴孔數(shù)對(duì)應(yīng)的噴注間隔和穿透系數(shù)。如圖3所示，相同流量下各噴注結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的燃燒室中徑截面相對(duì)當(dāng)量比分布差別較大，隨著孔數(shù)的增加，噴注間隔

Δ

逐漸減小，噴孔對(duì)應(yīng)的極富油區(qū)域與噴孔之間的無(wú)燃料區(qū)域減少，相對(duì)當(dāng)量比的周向均勻程度增加，富油區(qū)域的軸向距離也逐漸縮短。然而，氫氣噴注流量不變時(shí)，增加孔數(shù)使得穿透系數(shù)

Γ

減小，每股氫氣射流的徑向穿透深度隨之減小。從圖4徑向截面上相對(duì)當(dāng)量比的變化可以看出，氫氣射流的徑向穿透深度越大，相對(duì)當(dāng)量比的徑向分布越均勻，60和90個(gè)孔時(shí)，只是在靠近燃燒室頭部外壁面附近出現(xiàn)貧燃區(qū)；而孔數(shù)增加到120和150個(gè)時(shí)，貧燃區(qū)幾乎出現(xiàn)在整個(gè)燃燒室外壁面附近。監(jiān)測(cè)噴孔中氫氣射流的速度，各個(gè)算例中均為750 m/s上下，該值低于穿透系數(shù)

Γ

推導(dǎo)中假定的聲速值1 295 m/s，原因是空氣主流具有一定的背壓值，氫氣無(wú)法膨脹加速至聲速。穿透系數(shù)

Γ

隨噴孔個(gè)數(shù)的變化趨勢(shì)與數(shù)值模擬結(jié)果一致，仍有設(shè)計(jì)參考價(jià)值。

表4 各噴注結(jié)構(gòu)的噴注間隔與穿透系數(shù)

圖3 供給流量為206 g/s時(shí)不同噴孔數(shù)的燃燒室中徑相對(duì)當(dāng)量比變化云圖

圖4 供給流量為206 g/s時(shí)不同噴孔數(shù)下x=0 mm截面相對(duì)當(dāng)量比變化云圖

以周向均勻布置60個(gè)燃料噴孔的燃燒室模型為基準(zhǔn)，分析不同流量條件下同一噴注結(jié)構(gòu)的冷流摻混情況。圖5為半徑

R

=33 mm處相對(duì)當(dāng)量比變化云圖，可以看出，兩種流量下燃燒室沿軸向均先出現(xiàn)局部富燃區(qū)域，之后逐漸混合達(dá)到全局當(dāng)量比，但小流量下混合均勻所需軸向距離更短。

圖5 不同供給流量下R=33 mm截面相對(duì)當(dāng)量比的變化

圖6為

x

=0 mm截面不同流量下的相對(duì)當(dāng)量比和氣流軸向速度的流線分布云圖。對(duì)比圖6(a)和圖6(b)可知，無(wú)論流量大小，在燃燒室頭部位置燃料和氧化劑均未充分混合，形成了局部貧燃區(qū)與富燃區(qū)，該分布在較大流量下范圍更大。從軸向位置看，較小供給流量下氫氣和空氣達(dá)到相對(duì)當(dāng)量比1所需的軸向距離明顯減?。粡膹较蛭恢脕?lái)看，小流量情況下，氫氣在徑向位置穿透深度增加。說(shuō)明在該噴注單元設(shè)計(jì)下，較小流量時(shí)燃料與氧化劑的摻混效果更好。對(duì)比圖6(c)和圖6(d)可知，較小流量時(shí)燃料射流背風(fēng)側(cè)形成局部回流區(qū)，該回流區(qū)的出現(xiàn)增加了氣流的滯留時(shí)間，增強(qiáng)了氣體分子間的碰撞，將更多的氫氣分子輸運(yùn)到靠近燃燒室外壁面的位置，因此混合后的燃燒室外壁面燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)更大，當(dāng)量比為1的區(qū)域相較于較大流量時(shí)提前出現(xiàn)，軸向和徑向的摻混程度均更佳。不改變當(dāng)量比，燃料和氧化劑流量成比例變化時(shí)，噴注間隔

Δ

和穿透系數(shù)

Γ

對(duì)于相同噴孔數(shù)

n

不變，理論上摻混效果應(yīng)一致。實(shí)際上，在環(huán)縫-噴孔噴注結(jié)構(gòu)中，空氣流量遠(yuǎn)大于氫氣，空氣與氫氣間的剪切作用除了加強(qiáng)摻混外，還有一定的抽吸引射作用；空氣流道亦非假設(shè)的等直徑通道，而是收擴(kuò)形環(huán)縫，氫氣射流在擴(kuò)張段與空氣進(jìn)行摻混。推進(jìn)劑總流量改變時(shí)，上述兩點(diǎn)差別會(huì)導(dǎo)致同一個(gè)噴注結(jié)構(gòu)的摻混效果變化。對(duì)于本研究采用的噴注結(jié)構(gòu)而言，小流量下的摻混更好。

圖6 不同供給流量下相對(duì)當(dāng)量比分布及氣流軸向速度的流線分布

不同供給流量下相對(duì)當(dāng)量比隨軸向、周向、徑向位置的變化趨勢(shì)如圖7所示。如圖7(a)所示，在較小流量下，由于回流區(qū)的出現(xiàn)，隨著軸向位置的增加，相對(duì)當(dāng)量比迅速下降，約在

z

=20 mm附近，氫氣和空氣的當(dāng)量比趨近于1；而較大流量時(shí)，燃燒室中大部分為富油區(qū)域，直到燃燒室尾部附近，混合物當(dāng)量比才逐漸趨近于1。從圖7(b)中相對(duì)當(dāng)量比隨周向位置的變化來(lái)看，較大流量下，燃料不能較好地填充噴孔之間的間隔區(qū)域，極貧和極富區(qū)域交替出現(xiàn)；較小流量時(shí)，相對(duì)當(dāng)量比震蕩幅值較小。從圖7(c)中相對(duì)當(dāng)量比的峰值來(lái)看，較大流量下富燃區(qū)更靠近內(nèi)壁面，外壁面則極貧；而小流量下氫氣在徑向方向上的分布范圍更均勻，貧富油區(qū)域間的相對(duì)當(dāng)量比絕對(duì)差距也較小。

圖7 不同供給流量下相對(duì)當(dāng)量比隨軸向、周向和徑向位置的變化

3 起爆及傳播過(guò)程分析

3.1 不同噴孔數(shù)量下的起爆過(guò)程

實(shí)驗(yàn)中，RDC通常采用切向安裝的預(yù)爆管進(jìn)行點(diǎn)火。預(yù)爆管內(nèi)的可燃混氣經(jīng)過(guò)火花塞點(diǎn)火及緩燃向爆震轉(zhuǎn)變(deflagration to detonation transition，DDT)過(guò)程，形成一道爆震波切向進(jìn)入RDC，實(shí)現(xiàn)RDC內(nèi)可燃混合物的點(diǎn)火和起爆。為還原這一過(guò)程，在計(jì)算穩(wěn)定后的冷態(tài)流場(chǎng)內(nèi)設(shè)置局部的高溫(3 000 K)、高壓(1.5 MPa)和高速(2 000 m/s)區(qū)域，模擬點(diǎn)火起爆過(guò)程。

3.1.1 燃料噴孔數(shù)為90

圖8為噴孔數(shù)為90時(shí)爆震波起爆到穩(wěn)定傳播的過(guò)程，點(diǎn)火時(shí)刻記為起始時(shí)刻0 ms。盡管高能起爆區(qū)具有逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)的切向速度，由于氫氣/空氣混合物活性較高，順時(shí)針?lè)较蛞廊怀霈F(xiàn)了爆震波，如圖8(a)所示。兩個(gè)反向傳播的爆震波在約0.07 ms時(shí)相撞，由于新鮮混氣尚未恢復(fù)噴注，相撞后的爆震波反應(yīng)區(qū)與前導(dǎo)激波解耦；失去能量支持的前導(dǎo)激波繼續(xù)傳播，但速度和壓力均遠(yuǎn)小于爆震波，此時(shí)噴注過(guò)程開始恢復(fù)。0.15 ms時(shí)兩激波再次相撞產(chǎn)生局部高溫高壓區(qū)域，新鮮混氣再次點(diǎn)火起爆，如圖8(c)所示。新產(chǎn)生的爆震波沿著較強(qiáng)激波的傳播方向推進(jìn)，較弱的激波沒(méi)有反應(yīng)區(qū)的支持而逐漸消亡，整個(gè)流場(chǎng)趨于穩(wěn)定，形成平均傳播速度穩(wěn)定在1 786 m/s左右的單個(gè)爆震波。該工況下，僅發(fā)生兩次雙波對(duì)撞便得到了較為穩(wěn)定的流場(chǎng)。

圖8 噴孔數(shù)為90時(shí)爆震波發(fā)展過(guò)程

3.1.2 燃料噴孔數(shù)為150

當(dāng)燃料噴孔數(shù)增加至150個(gè)時(shí)，如圖9所示，高溫高壓區(qū)直接起爆冷態(tài)混合流場(chǎng)后產(chǎn)生的兩個(gè)爆震波在大約0.06 ms時(shí)第一次相撞，這與90噴孔時(shí)的起爆階段前期流場(chǎng)相同。然而，冷態(tài)噴注時(shí)，150噴孔的噴注結(jié)構(gòu)的軸向和周向摻混效果較差，因此爆震波第一次相撞解耦后，兩道激波再次誘導(dǎo)出爆震波的時(shí)間明顯增長(zhǎng)。圖9(b)～圖9(e)中兩道激波發(fā)生了3次碰撞，第一次相撞約耗時(shí)0.08 ms，相撞后強(qiáng)度進(jìn)一步衰弱，又分別耗時(shí)0.1 ms和0.12 ms才產(chǎn)生第二次和第三次碰撞。直到0.36～0.46 ms之間才形成了強(qiáng)弱略有差異的兩道爆震波。雙波對(duì)撞時(shí)，較強(qiáng)的爆震波產(chǎn)物壓力較大，波后壓力降至噴注壓力以下所需時(shí)間長(zhǎng)，新鮮混氣得不到及時(shí)的供給，較弱的爆震波與強(qiáng)波相撞后進(jìn)入強(qiáng)波后新鮮混氣不足的區(qū)域，難以繼續(xù)自持推進(jìn)；同理，在較弱的爆震波經(jīng)過(guò)的位置，新鮮混氣能夠得到相對(duì)充分的填充，較強(qiáng)的爆震波得以維持。因此，雙波對(duì)撞中弱波通常被強(qiáng)波逐漸取代，最終發(fā)展形成了穩(wěn)定的單波傳播的流場(chǎng)，如圖9(k)所示。

圖9 噴孔個(gè)數(shù)為150時(shí)爆震波發(fā)展過(guò)程

3.1.3 燃料噴孔數(shù)為60

當(dāng)燃料噴孔數(shù)減小至60時(shí)，前期流場(chǎng)發(fā)展與噴孔數(shù)為90和150相似，但在兩個(gè)爆震波第一次相撞后產(chǎn)生的激波在各自向前發(fā)展的過(guò)程中就已經(jīng)通過(guò)不斷壓縮前方的可燃混氣實(shí)現(xiàn)了自點(diǎn)火再起爆，這與前兩節(jié)中燃燒室內(nèi)的起爆點(diǎn)均為激波碰撞點(diǎn)不同。圖10(c)已經(jīng)是兩個(gè)重新誘導(dǎo)產(chǎn)生的爆震波相撞的結(jié)果，相撞后，圖10(d)中的兩道激波經(jīng)過(guò)0.02 ms又通過(guò)不斷壓縮前方新鮮可燃混氣誘導(dǎo)出新的爆震波，如圖10(e)所示。流場(chǎng)內(nèi)并非僅激波鋒面處會(huì)產(chǎn)生再起爆，無(wú)激波處，如圖10(g)、圖10(j)和圖10(k)中爆震波的位置，當(dāng)可燃混氣及時(shí)填充并被高溫的爆震產(chǎn)物點(diǎn)燃后，也可以產(chǎn)生再起爆。流場(chǎng)內(nèi)不斷發(fā)生爆震波的生成與解耦以及爆震波轉(zhuǎn)向等過(guò)程，直至0.43 ms初步形成同向傳播的兩個(gè)爆震波。

圖10 噴孔數(shù)為60時(shí)爆震波發(fā)展過(guò)程

在旋轉(zhuǎn)爆震波起爆過(guò)程中，燃燒室中共出現(xiàn)了3種再起爆模式：①激波碰撞產(chǎn)生高溫高壓點(diǎn)引爆新鮮混氣；②激波鋒面壓縮新鮮混氣產(chǎn)生自起爆；③燃燒室內(nèi)高溫爆震產(chǎn)物誘導(dǎo)新鮮混氣起爆。爆震波能夠再起爆的先決條件是新鮮混氣在初始爆震高壓后恢復(fù)供給，并較好地?fù)交臁Ｔ谳^大流量下，120和150噴孔的燃燒室中無(wú)法獲得持續(xù)旋轉(zhuǎn)的爆震波，初始爆震波碰撞后的激波無(wú)法誘導(dǎo)出新的爆震波，多次碰撞后消失；而小流量下旋轉(zhuǎn)爆震波可成功建立，再次證實(shí)小流量下燃燒室內(nèi)氫氣和空氣摻混效果更好，且這一結(jié)論在起爆過(guò)程中依然成立。同時(shí)，60噴孔的燃燒室中出現(xiàn)了后兩種需要較強(qiáng)混氣活性的再起爆模式，90噴孔的燃燒室中旋轉(zhuǎn)爆震波在第一次激波相撞后即可建立，這與150噴孔時(shí)激波需要多次碰撞后才能誘導(dǎo)出爆震波形成了明顯的對(duì)比。結(jié)合冷態(tài)流場(chǎng)中各噴孔數(shù)下新鮮混氣的分布情況，燃燒室軸向和徑向摻混效果更好的新鮮混氣在起爆過(guò)程中表現(xiàn)出了更高的活性。新鮮混氣的活性會(huì)影響爆震波最終的傳播方向，這一點(diǎn)在后文將詳細(xì)闡述。

3.2 噴孔數(shù)量對(duì)爆震波傳播方向的影響

圖11給出了噴孔數(shù)量分別為60、90、120和150時(shí)的穩(wěn)態(tài)爆震流場(chǎng)下的壓力云圖?？偭髁繛?06 g/s時(shí)，噴孔數(shù)量為60和90的旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室內(nèi)可以形成穩(wěn)定傳播的爆震波，分別對(duì)應(yīng)于雙波和單波模態(tài)；當(dāng)燃料噴孔數(shù)增加至120和150時(shí)，根據(jù)前文分析，206 g/s的質(zhì)量流量下燃燒室內(nèi)新鮮混氣活性不足，不能形成穩(wěn)定傳播的爆震波?？偣┙o流量減小至103 g/s后，由于燃燒室頭部回流區(qū)的出現(xiàn)使得整個(gè)冷態(tài)流場(chǎng)在各個(gè)方向上均混合得更好，經(jīng)過(guò)較長(zhǎng)的起爆時(shí)間后旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室內(nèi)能夠產(chǎn)生穩(wěn)定自持傳播的爆震波，且均為單波模態(tài)。

圖11 不同噴孔數(shù)量下穩(wěn)定爆震流場(chǎng)的壓力云圖

圖12為4種不同噴孔數(shù)量下燃燒室頭部監(jiān)測(cè)點(diǎn)從起爆到整個(gè)流場(chǎng)穩(wěn)定時(shí)的壓力變化?？梢运愕?種噴孔數(shù)量下的平均爆震波速度分別為1 631、1 786、1 827、1 785 m/s，匯總結(jié)果見(jiàn)表5。其中，噴孔個(gè)數(shù)為60時(shí)的爆震波速度低于其他3種噴孔數(shù)量時(shí)的爆震波速度，噴孔數(shù)量為90和150時(shí)自持傳播的爆震波速度基本相同，噴孔數(shù)量為120時(shí)的平均爆震波速度最高。噴孔個(gè)數(shù)為60時(shí)爆震波速度較低的原因在于，當(dāng)穩(wěn)定爆震流場(chǎng)中的爆震波數(shù)量增加時(shí)，爆震波高度下降，抵御側(cè)向膨脹損失的能力減弱，速度虧損增大；其次，當(dāng)噴孔數(shù)量較少時(shí)，周向相鄰噴孔間的燃料填充不足，相當(dāng)于爆震波在不均勻的反應(yīng)物中傳播，爆震波的速度損失增加。

表5 各工況計(jì)算結(jié)果

圖12 不同噴孔數(shù)量下得到的旋轉(zhuǎn)爆震波壓力曲線

90個(gè)噴孔構(gòu)型下，點(diǎn)火后很快形成了沿周向傳播的單個(gè)爆震波，從起爆到流場(chǎng)穩(wěn)定耗時(shí)最短；噴孔個(gè)數(shù)為60時(shí)，從點(diǎn)火到最終穩(wěn)定經(jīng)歷了雙波對(duì)撞、四波對(duì)撞和三波對(duì)撞等非穩(wěn)定模態(tài)，最終穩(wěn)定于同向雙波模態(tài)；噴孔個(gè)數(shù)為120和150時(shí)，從點(diǎn)火時(shí)刻到建立穩(wěn)定爆震波耗時(shí)最長(zhǎng)，二者過(guò)程類似，均為由緩燃波逐步轉(zhuǎn)變?yōu)楸鸩āＩ鲜鲅舆t起爆現(xiàn)象在相關(guān)實(shí)驗(yàn)研究中也多次觀察到。根據(jù)起爆階段的流場(chǎng)判斷，點(diǎn)火后的第一個(gè)循環(huán)內(nèi)，燃燒室內(nèi)充滿了混合好的可燃混氣，爆震波呈弧面向整個(gè)燃燒室傳播，表現(xiàn)為第一個(gè)較高的壓力峰值；充滿燃燒室的爆震產(chǎn)物抑制了噴注過(guò)程，爆震波得不到新鮮混氣供應(yīng)隨之解耦，壓力曲線表現(xiàn)為緩慢下降；燃燒室內(nèi)壓力隨排氣過(guò)程的進(jìn)行不斷降低，可燃混氣的供給逐漸恢復(fù)，此時(shí)燃燒室中的再起爆過(guò)程開始，壓力曲線再度振蕩，直到爆震波的傳播與燃料的供給之間實(shí)現(xiàn)平衡，可監(jiān)測(cè)到規(guī)律的壓力峰值。

從圖11及表5也可看出，雖然初始直接起爆的高溫高壓區(qū)的方向?yàn)槟鏁r(shí)針?lè)较颍鞴r下穩(wěn)態(tài)爆震流場(chǎng)中爆震波傳播方向有所不同。噴孔個(gè)數(shù)為60和90時(shí)，穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)中的爆震波傳播方向?yàn)轫槙r(shí)針?lè)较?，與初始射流方向相反；噴孔個(gè)數(shù)為120和150時(shí)，爆震波傳播方向與初始射流方向相同。傳播方向的隨機(jī)性來(lái)源于起爆階段燃燒室內(nèi)爆震波解耦再起始的方式變化。噴孔個(gè)數(shù)為60和90時(shí)，總流量較大，且軸向和徑向摻混效果較好，混氣活性較高，除了初始爆震波解耦形成的激波誘導(dǎo)再起爆外，還有燃燒室中的爆震產(chǎn)物熱點(diǎn)導(dǎo)致的再起爆，而后者無(wú)方向性。噴孔個(gè)數(shù)為120和150時(shí)，混氣活性相對(duì)較低，僅靠爆震產(chǎn)物的熱量可能難以再起爆新鮮混氣；總流量相對(duì)較小，新鮮混氣的填充量也不能支持多波的共存。因此，再起爆過(guò)程主要受初始爆震波產(chǎn)生的激波控制，而由于點(diǎn)火區(qū)域本身具有逆時(shí)針切向速度，故逆時(shí)針的激波往往更強(qiáng)，誘導(dǎo)出的爆震波更容易與點(diǎn)火方向一致。

3.3 爆震波后未燃?xì)怏w層的拖曳

圖13為噴孔個(gè)數(shù)為90時(shí)整個(gè)爆震流場(chǎng)穩(wěn)定后燃燒室內(nèi)外壁面處的溫度云圖以及氫氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)等值面圖。從內(nèi)壁面溫度分布云圖上可以看出，爆震燃燒流場(chǎng)內(nèi)存在兩個(gè)溫度較高的區(qū)域，一處位于斜激波與滑移線之間，此處高溫區(qū)的形成是由斜激波對(duì)上一輪爆震產(chǎn)物的加熱作用引起；另一處位于爆震波后，此處高溫區(qū)是由爆震波反應(yīng)區(qū)中化學(xué)反應(yīng)釋熱產(chǎn)生的。

1-爆震波；2-燃燒產(chǎn)物與新鮮混氣接觸面；3-斜激波；4-滑移線。

在非預(yù)混噴注旋轉(zhuǎn)爆震燃燒中，圖13(a)中黑線圈內(nèi)出現(xiàn)了爆震波后的低溫氣團(tuán)，如圖13(c)所示，從斜激波、爆震波、滑移線和燃燒產(chǎn)物與新鮮燃?xì)饨佑|面四者的交界點(diǎn)上拖曳而出一塊未燃?xì)鈭F(tuán)，這是滑移線附近產(chǎn)生低溫氣團(tuán)的原因。產(chǎn)生上述未燃?xì)鈭F(tuán)的原因在于，近噴注頭部燃?xì)饣旌喜患褜?dǎo)致爆震波部分解耦，前導(dǎo)激波掃過(guò)后，部分新鮮混氣未參與化學(xué)反應(yīng)。當(dāng)摻混效果更差時(shí)，爆震波將完全解耦，無(wú)法再次起爆，此時(shí)燃燒室內(nèi)的火焰將以緩燃形式存在；但緩燃波很難在高速來(lái)流下實(shí)現(xiàn)穩(wěn)焰，空氣環(huán)縫的超音速來(lái)流很容易將火焰吹熄，使燃燒室熄火。

4 結(jié)論

采用典型的環(huán)縫-噴孔式非預(yù)混噴注結(jié)構(gòu)，保持燃料總噴注面積不變的條件下，通過(guò)改變?nèi)剂蠂娍讛?shù)量，對(duì)旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室冷態(tài)、熱態(tài)流場(chǎng)進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，得出如下結(jié)論：

1)保持燃料噴注總面積不變時(shí)，增加燃料噴孔可以提高燃料周向分布均勻性，但會(huì)導(dǎo)致燃料穿透能力下降，軸向和徑向摻混效果減弱，而新鮮混氣的軸向和徑向摻混效果決定了旋轉(zhuǎn)爆震波的起爆難度。對(duì)于同一環(huán)縫-噴孔式噴注結(jié)構(gòu)，推進(jìn)劑總流量會(huì)影響摻混效果。小流量條件下，燃燒室頭部會(huì)產(chǎn)生回流區(qū)，燃料/氧化劑在周向、軸向、徑向的摻混效果均提升。

2)新鮮混氣的周向均勻程度會(huì)影響旋轉(zhuǎn)爆震波的傳播速度。盡管噴孔數(shù)為120和150的燃燒室內(nèi)建立旋轉(zhuǎn)爆震波的難度較大，但一旦建立起爆震波，由于噴注間隔較小，爆震波前的混氣分布較為均勻，爆震波損失更小，傳播速度更大。

3)不同燃料噴孔數(shù)量下產(chǎn)生穩(wěn)定爆震流場(chǎng)的過(guò)程均經(jīng)歷了初始爆震波的解耦-再起爆過(guò)程，再起爆的方式主要有3種，激波相互碰撞再起爆、激波壓縮自點(diǎn)火再起爆以及爆震產(chǎn)物高溫誘導(dǎo)再起爆。上述起爆方式?jīng)Q定了起爆過(guò)程中爆震波的形成具有一定隨機(jī)性，最終形成的穩(wěn)定爆震波方向也難以預(yù)測(cè)。

4)同一燃燒室尺寸下，供給流量對(duì)多個(gè)爆震波的維系具有關(guān)鍵作用。噴孔為60個(gè)，供給流量206 g/s時(shí)，起爆階段出現(xiàn)了多波模態(tài)，穩(wěn)定爆震流場(chǎng)中的波數(shù)為2；供給流量降至103 g/s時(shí)，未出現(xiàn)多波共存的現(xiàn)象。