趙明皓，王可，王致程，朱亦圓，李清安，范瑋

1. 西北工業(yè)大學(xué) 動力與能源學(xué)院，西安 710072

2. 西北工業(yè)大學(xué) 陜西省航空動力系統(tǒng)熱科學(xué)重點實驗室，西安 710129

一般而言，燃燒有兩種形式：緩燃(Deflagration)和爆震(Detonation)。緩燃燃燒的觸發(fā)和傳播依賴于高溫已燃氣體向相鄰未燃混合物的傳熱傳質(zhì)過程，火焰?zhèn)鞑ニ俣容^慢，一般為幾米每秒到幾十米每秒，且在燃燒的同時伴隨膨脹，故絕大多數(shù)情況下實現(xiàn)的是等壓循環(huán)?，F(xiàn)有的航空航天動力裝置中均采用緩燃燃燒，經(jīng)過百年的發(fā)展，技術(shù)水平已經(jīng)相當成熟，進一步提高熱效率的空間幾乎不存在。爆震燃燒的觸發(fā)和傳播依賴于前導(dǎo)激波對未燃混合物的壓縮效應(yīng)導(dǎo)致的溫度和壓力大幅提高，傳播速度高達幾千米每秒，產(chǎn)物來不及膨脹便已完成燃燒，接近于等容燃燒。從工程熱力學(xué)的角度，等容循環(huán)比等壓循環(huán)的熱效率更高。換言之，如能將爆震燃燒應(yīng)用到動力裝置中，有望進一步降低耗油率。此外，爆震燃燒具有自增壓特性，可以省去常規(guī)航空航天發(fā)動機的增壓部件，進一步簡化系統(tǒng)結(jié)構(gòu)。近年來，爆震燃燒及其應(yīng)用已成為空天動力領(lǐng)域的研究熱點。

采用爆震燃燒的動力裝置主要包括脈沖爆震發(fā)動機(Pulsed Detonation Engine，PDE)、駐定爆震發(fā)動機(Standing Detonation Engine， SDE)和旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動機(Rotating Detonation Engine，RDE)。其中，PDE工作時，需要經(jīng)歷周期性的進氣、點火、起爆、傳播和排氣過程，在應(yīng)用中面臨著高頻起爆和周期性推力輸出等問題，一定程度上限制了PDE的發(fā)展和應(yīng)用。SDE只能在高馬赫數(shù)下工作，對實驗條件要求較為苛刻，有關(guān)的實驗研究偏少。RDE只需一次起爆即可實現(xiàn)爆震波的連續(xù)傳播，且推力輸出接近于穩(wěn)態(tài)，近年來受到廣泛關(guān)注，國內(nèi)外多家單位均開展了相關(guān)研究。

當前，圍繞RDE的研究主要集中在噴注器設(shè)計、燃料種類、燃燒室構(gòu)型、傳播模態(tài)、起爆特性和噴管優(yōu)化等方面。燃燒室構(gòu)型決定了RDE的整體設(shè)計方向，當其改變時，即使在相同的來流條件下，也可能得到完全不同的實驗結(jié)果。因此，燃燒室構(gòu)型是一個重要的研究內(nèi)容。進一步研究燃燒室構(gòu)型對旋轉(zhuǎn)爆震波傳播特性的影響，對發(fā)展RDE具有重要意義。

環(huán)形燃燒室構(gòu)型在RDE的研究中最為常見，即燃燒室是由外環(huán)和內(nèi)柱組成的環(huán)形腔體結(jié)構(gòu)。2014年，Bykovskii等提出了環(huán)形燃燒室的相關(guān)設(shè)計準則，指出燃燒室寬度應(yīng)大于1/2倍的胞格尺寸，燃燒室直徑應(yīng)大于40倍的胞格尺寸，并得到了George等的實驗驗證。然而，該設(shè)計準則未能給出燃燒室構(gòu)型的最優(yōu)設(shè)計條件，各國學(xué)者就環(huán)形燃燒室的寬度和直徑對爆震波傳播特性的影響進行了相關(guān)研究。結(jié)果表明，在供給條件一定的前提下，當燃燒室寬度和直徑較小時，受邊界層和胞格尺寸的影響，不利于形成穩(wěn)定的旋轉(zhuǎn)爆震波；當燃燒室寬度和直徑增加時，一方面爆震波在燃燒室旋轉(zhuǎn)一周的用時增加，相應(yīng)的噴注器填充壓力高于燃燒室局部室壓的時間增加，有助于燃燒室內(nèi)可燃混合物的填充混合，對旋轉(zhuǎn)爆震波的形成有利，另一方面，燃燒室橫截面積增加，會降低上游新鮮混合物的填充高度，不利于燃燒室的穩(wěn)定工作。因此，在確定環(huán)形燃燒室寬度和直徑時，需綜合考慮多重因素的共同影響。

人們在環(huán)形燃燒室構(gòu)型的基礎(chǔ)上去掉內(nèi)柱，提出了空桶形燃燒室構(gòu)型，并通過數(shù)值計算和實驗驗證了該方案的可行性。取消內(nèi)柱的限制后，不僅使內(nèi)柱和外環(huán)之間的反射激波消失，增強爆震波的穩(wěn)定性，而且省去了對內(nèi)柱的冷卻，進一步簡化了燃燒室的結(jié)構(gòu)。Zhang等通過減少內(nèi)柱長度將環(huán)形燃燒室變?yōu)榭胀靶稳紵遥l(fā)現(xiàn)隨著內(nèi)柱長度的減少，空氣/氫氣旋轉(zhuǎn)爆震燃燒的工作范圍和穩(wěn)定性顯著提高。Wang等對比了不同燃燒室寬度(當燃燒室寬度與外環(huán)半徑相等時，燃燒室為空桶形構(gòu)型)對爆震波傳播特性的影響，發(fā)現(xiàn)增大燃燒室寬度可提高旋轉(zhuǎn)爆震波傳播的穩(wěn)定性。

Liu和Peng等提出了凹腔形燃燒室，即在環(huán)形燃燒室的內(nèi)柱上增加凹腔結(jié)構(gòu)，并通過實驗研究了凹腔的軸向位置和深度對旋轉(zhuǎn)爆震波傳播的影響。結(jié)果表明，凹腔可促進回流區(qū)的形成，有助于拓寬爆震波穩(wěn)定傳播的工作范圍；在一定范圍內(nèi)增加凹腔的深度，可拓寬工作范圍，超過臨界值則會導(dǎo)致新鮮混氣的提前燃燒，進而縮小工作范圍；此外，凹腔的軸向位置也會對工作范圍產(chǎn)生影響，但與燃料種類有關(guān)。

目前，基于特定的燃燒室構(gòu)型，人們就某一特征參數(shù)對旋轉(zhuǎn)爆震波傳播特性的影響開展了諸多研究，但在相同供給條件下，比較不同燃燒室構(gòu)型對旋轉(zhuǎn)爆震波傳播特性影響的研究尚不充分。因此，本文分別采用了3種燃燒室構(gòu)型(包括環(huán)形、空桶形和凹腔形燃燒室)，在相同的供給條件下，研究了燃燒室構(gòu)型對旋轉(zhuǎn)爆震波傳播特性的影響，可為RDE燃燒室設(shè)計和優(yōu)化提供參考。

1 實驗裝置

1.1 旋轉(zhuǎn)爆震實驗系統(tǒng)

如圖1所示，實驗系統(tǒng)由供給單元、采集與控制單元以及旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室(Rotating Detonation Chamber，RDC)組成。氧化劑采用氧氣體積分數(shù)40%的富氧空氣，由4組氣瓶并聯(lián)供給，且初始壓力大于10 MPa，以保證供給流量的穩(wěn)定。燃料為乙烯，氣源由兩組氣瓶并聯(lián)組成，初始壓力大于5 MPa。在氣源和旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室之間的管路上裝有減壓閥、流量計和電磁閥等，用以控制和測量氣體流量。流量計為層流質(zhì)量流量計，測量精度為±1%。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of experimental system

圖2為旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室示意圖，燃燒室外徑72 mm、長81 mm。燃燒室頭部采用噴孔-環(huán)縫噴注方式，其中，燃料通過120個直徑為0.5 mm的均布噴孔進行噴注，氧化劑則通過具有收縮擴張型面的環(huán)縫進行噴注，環(huán)縫喉道高度為0.5 mm。共設(shè)計了5個燃燒室，分別為空桶形燃燒室、兩個環(huán)形燃燒室(內(nèi)柱半徑分別為21 mm和17 mm，相應(yīng)的燃燒室寬度分別為15 mm和19 mm)以及兩個凹腔形燃燒室(凹腔部分的內(nèi)柱半徑為17 mm，凹腔出口的內(nèi)柱半徑為21 mm，凹腔長度分別為50 mm和58 mm)。需要指出，兩個環(huán)形燃燒室之間的區(qū)別是燃燒室寬度，而兩個凹腔形燃燒室之間的區(qū)別是凹腔長度，且凹腔處燃燒室的寬度和凹腔出口處燃燒室的寬度分別與兩個環(huán)形燃燒室的寬度相等。燃燒室的詳細參數(shù)及編號(ID)見表1。所有燃燒室的出口處均未安裝尾噴管，以減小尾噴管對爆震波傳播特性的影響。采用切向安裝的預(yù)爆管點火，預(yù)爆管中的氧化劑和燃料分別為氧氣和乙烯。預(yù)爆管直徑6 mm、長300 mm。在預(yù)爆管前段安裝了長度為150 mm的Shchelkin螺旋結(jié)構(gòu)，以促進緩燃向爆震的轉(zhuǎn)變。

圖2 旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室示意圖Fig.2 Schematic of rotating detonation combustor

表1 燃燒室的詳細結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Detailed structural parameters of combustor

旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室安裝在滑塊上，可以沿線性滑軌雙向自由移動，通過推力傳感器(KISTLER 9331B，測量精度±1%)能夠直接測量出燃燒室產(chǎn)生的推力。在每次實驗前，利用可拆卸的推力校驗裝置，對實驗臺架的推力誤差進行校驗。校驗結(jié)果表明，30～60 N推力范圍內(nèi)的測量誤差小于3%。

1.2 數(shù)據(jù)采集與操作流程

圖3為高頻壓力傳感器分布，在燃燒室外環(huán)布置3個間隔為120°的高頻壓力傳感器～(測量精度±3%)，對旋轉(zhuǎn)爆震波的峰值壓力進行測量；在預(yù)爆管出口處安裝兩個間距為100 mm的高頻壓力傳感器(和)，以監(jiān)測預(yù)爆管內(nèi)的爆震波壓力。此外，在燃料和氧化劑進入燃燒室之前，通過兩個壓阻式傳感器(KELLER PA-21Y，測量精度±1%)分別監(jiān)測氧化劑和燃料的供給壓力。所有測量數(shù)據(jù)均通過采樣頻率為1 MHz 的16通道采集儀進行采集。

圖3 壓力傳感器的分布位置Fig.3 Distribution of pressure transducers

實驗操作流程如圖4所示。首先，開啟數(shù)據(jù)采集控制系統(tǒng)(以該時刻為零點)，50 ms后燃燒室內(nèi)開始供給氧化劑和燃料；在250 ms時，向預(yù)爆管中填充氧化劑和燃料，并在150 ms后切斷預(yù)爆管的供給；然后，觸發(fā)點火系統(tǒng)點燃預(yù)爆管內(nèi)的反應(yīng)物(此時燃燒室內(nèi)的氧化劑和燃料已經(jīng)供給穩(wěn)定)，并關(guān)閉點火系統(tǒng)。在500 ms的燃燒過程之后，切斷旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室內(nèi)的氧化劑和燃料供給，關(guān)閉數(shù)據(jù)采集控制系統(tǒng)，單次點火實驗結(jié)束。前人研究表明，從點火到建立穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)爆震波的時間間隔不超過207 ms，設(shè)置500 ms的燃燒時間大于穩(wěn)定爆震波的建立時間。

圖4 實驗的操作流程Fig.4 Time sequence of experiments

2 結(jié)果分析與討論

2.1 工作模態(tài)

固定氧化劑的質(zhì)量流量為139.2±1.5 g/s，通過改變乙烯的質(zhì)量流量以調(diào)節(jié)當量比。在此基礎(chǔ)上開展實驗，研究了燃燒室構(gòu)型對旋轉(zhuǎn)爆震波工作模態(tài)的影響。如圖5所示，燃燒室內(nèi)的工作模態(tài)可分為3種：穩(wěn)定爆震模態(tài)，即爆震波在燃燒室內(nèi)穩(wěn)定傳播；雙波對撞模態(tài)，即爆震波在燃燒室內(nèi)以雙波對撞的形式傳播；過渡模態(tài)，即燃燒室內(nèi)先出現(xiàn)雙波對撞模態(tài)，后發(fā)展為穩(wěn)定爆震模態(tài)，是爆震波模態(tài)轉(zhuǎn)變的臨界點。

圖5 不同傳播模態(tài)的工作范圍Fig.5 Operating ranges of different propagation modes

采用空桶形燃燒室時，在當量比為0.34～1.36 的范圍內(nèi)，燃燒室內(nèi)的工作模態(tài)均為穩(wěn)定爆震模態(tài)；而采用其他4個燃燒室構(gòu)型時，隨著當量比的增加，工作模態(tài)依次為穩(wěn)定爆震模態(tài)、過渡模態(tài)和雙波對撞模態(tài)。其中，在寬度為15 mm的環(huán)形燃燒室中，穩(wěn)定爆震模態(tài)的工作范圍最小，相應(yīng)的當量比范圍為0.44～0.75；在寬度為19 mm的環(huán)形燃燒室和長度為58 mm的凹腔形燃燒室中，穩(wěn)定爆震模態(tài)的工作范圍最大，當量比上限為1.00；在長度為50 mm的凹腔形燃燒室中，穩(wěn)定爆震模態(tài)的工作范圍介于其他3個燃燒室之間，相應(yīng)的當量比范圍為0.36～0.90。表明在環(huán)形燃燒室中，增加燃燒室寬度可以拓寬穩(wěn)定爆震模態(tài)的工作范圍；在凹腔形燃燒室中，增加凹腔長度，亦可拓寬穩(wěn)定爆震模態(tài)的工作范圍，但凹腔形燃燒室穩(wěn)定爆震模態(tài)的工作范圍介于兩個環(huán)形燃燒室之間——上限與以凹腔部分的半徑作為內(nèi)柱半徑的環(huán)形燃燒室相同，下限則與以凹腔出口處的半徑作為內(nèi)柱半徑的環(huán)形燃燒室相同。與其他類型的燃燒室相比，空桶形燃燒室穩(wěn)定爆震模態(tài)的工作范圍最寬且未出現(xiàn)過渡模態(tài)和雙波對撞模態(tài)，表明燃料和氧化劑的混合較為充分，有利于爆震波的形成和穩(wěn)定傳播。下面對上述3種工作模態(tài)進行詳細分析。

1) 穩(wěn)定爆震模態(tài)

在凹腔長度為50 mm的凹腔形燃燒室中，當乙烯的質(zhì)量流量為9.91 g/s時，對應(yīng)的當量比為0.57，高頻壓力傳感器和測得的壓力信號如圖6所示?？梢钥闯?，燃燒波的壓力峰值分布均勻，測得的壓力峰值在1.0 MPa左右波動，測得的壓力峰值在0.6 MPa左右波動。這主要受爆震波高度的影響，當壓力傳感器位于爆震波高度范圍內(nèi)，測得的壓力峰值較高，反之壓力峰值相對較低。壓力傳感器相對于壓力傳感器距噴注面更遠，因此，測得的壓力峰值相對較低。顯然，燃燒室在該工況下工作狀態(tài)穩(wěn)定，是典型的穩(wěn)定爆震模態(tài)。燃燒室內(nèi)爆震波頻率的計算式為

圖6 穩(wěn)定爆震模態(tài)下測得的壓力波形Fig.6 Measured pressure profiles in stable detonation mode

=1Δ

(1)

式中：Δ為同一傳感器測得的相鄰兩次爆震波之間的時間間隔，如圖7(a)所示。爆震波的頻率在7 400～8 000 Hz之間，平均值()為7 667 Hz，爆震波傳播狀態(tài)較穩(wěn)定。對該工況下壓力傳感器采集到的壓力數(shù)據(jù)進行快速傅里葉變換(Fast Fourier Transform，F(xiàn)FT)，得到的結(jié)果如圖7(b)所示，可知一階主頻為7 664 Hz，與平均頻率的相對誤差為0.04%，一致性很好。

圖7 穩(wěn)定爆震模態(tài)的頻率Fig.7 Frequency in stable detonation mode

在該工況下，雖然已經(jīng)證實燃燒室內(nèi)的爆震波可以穩(wěn)定傳播，但無法確定燃燒室內(nèi)爆震波的波頭數(shù)。因此，利用CEA程序計算該工況下的理論CJ速度，并與測量結(jié)果對比。理論計算的初始條件為：氧化劑為40%的富氧空氣，燃料為乙烯，環(huán)境溫度283 K，環(huán)境壓力0.1 MPa，當量比為0.57，計算得到的理論CJ爆震速度為1 838 m/s。該工況下爆震波平均傳播速度的計算式為

=2π

(2)

式中：為燃燒室內(nèi)壁面的半徑(此處為36 mm)；為爆震波的一階主頻(此處為7 664 Hz)。測得的爆震波平均傳播速度為1 734 m/s。假設(shè)燃燒室內(nèi)存在兩個同向旋轉(zhuǎn)的爆震波，則每個爆震波的傳播速度為平均傳播速度的一半，即867 m/s，低于1/2的CJ爆震速度，顯然是不合適的。因此，燃燒室內(nèi)只可能存在一個爆震波，相應(yīng)的爆震波速度為1 734 m/s，約為理論值的94.3%。此外，通過壓力傳感器和的周向安裝位置和測得的壓力峰值時序(→→)，可得爆震波沿逆時針方向傳播。

2) 過渡模態(tài)

在長度為50 mm的凹腔形燃燒室中，當乙烯的質(zhì)量流量為18.69 g/s時，對應(yīng)的當量比為1.08，高頻壓力傳感器測得的壓力信號如圖8所示?？梢钥闯?，先后出現(xiàn)兩種爆震波傳播模態(tài)，在0～51 ms時間范圍內(nèi)，燃燒波以雙波對撞的形式傳播；在51～100 ms時間范圍內(nèi)，燃燒波以穩(wěn)定爆震模態(tài)傳播。

對圖8中雙波對撞模態(tài)下測得的壓力波形放大，結(jié)果如圖9所示?？梢钥闯?，對于Ⅰ區(qū)域，在壓力傳感器測得的相鄰壓力峰值之間，壓力傳感器測得了兩個同步出現(xiàn)的壓力尖峰，說明此時雙波對撞點在壓力傳感器附近；對于Ⅱ區(qū)域，雙波對撞點轉(zhuǎn)到了壓力傳感器附近；而對于Ⅲ區(qū)域，雙波對撞點又重新回到了壓力傳感器附近。這說明，此時燃燒室內(nèi)雖然發(fā)生著雙波對撞過程，但是對撞的兩個燃燒波速度不同。一個速度較高，是爆震波；而另一個速度相對較低，可能是緩燃波或弱爆震波。在一個傳播周期內(nèi)，速度高的爆震波旋轉(zhuǎn)傳播的距離較長，而速度低的燃燒波旋轉(zhuǎn)傳播的距離較短，進而導(dǎo)致雙波對撞點改變。也從側(cè)面說明，此時的雙波對撞模態(tài)不穩(wěn)定，極易發(fā)生模態(tài)轉(zhuǎn)變。

圖8 過渡模態(tài)p1的壓力波形Fig.8 Measured p1 pressure profiles in transition mode

圖9 過渡模態(tài)中雙波對撞的壓力波形Fig.9 Pressure profiles of counter-rotating wave in transition mode

已有研究表明，當燃料和氧化劑混合較差時，接近旋轉(zhuǎn)爆震波的臨界傳播極限，容易出現(xiàn)雙波對撞現(xiàn)象。此時，雖然新鮮可燃混氣的全局當量比為1.08，但受燃燒室構(gòu)型的影響，混合效果不好。加之在剛啟動時，燃燒室內(nèi)溫度較低，新鮮可燃混氣的化學(xué)反應(yīng)速率較低，難以形成穩(wěn)定的爆震模態(tài)，因此，在最開始僅能實現(xiàn)雙波對撞的傳播模態(tài)，燃燒室內(nèi)不斷重復(fù)“起爆-傳播-對撞-解耦”的過程。然而，隨著工作時間增加，燃燒室內(nèi)的溫度不斷升高，新鮮混氣在燃燒前的初始溫度提高，相應(yīng)地提高了化學(xué)反應(yīng)速率。傳播速度較高的爆震波，強度進一步增加，波后壓力亦提高，對燃料和氧化劑供給腔的壅塞時間增長。因此，雙波對撞后，速度較低的燃燒波對應(yīng)的波前新鮮混氣填充高度較低，不利于燃燒波的起爆，進而導(dǎo)致燃燒波強度進一步降低。反觀速度較高的爆震波，發(fā)生對撞后，波前新鮮混氣的填充高度較高，足夠維持爆震波的穩(wěn)定傳播，且爆震波強度進一步增加，故逐漸取代了速度較低的燃燒波。同時，燃燒室內(nèi)由雙波對撞模態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)榉€(wěn)定爆震模態(tài)。模態(tài)轉(zhuǎn)變后的壓力曲線與圖6中穩(wěn)定爆震模態(tài)相似，僅在爆震波壓力和速度上存在略微差別，不再贅述。需要指出，當前研究在非預(yù)混條件下進行，燃料和氧化劑混合效果不如預(yù)混條件，化學(xué)反應(yīng)速率對傳播特性的影響可能更為顯著。

3) 雙波對撞模態(tài)

在寬度為15 mm的環(huán)形燃燒室中，當乙烯的質(zhì)量流量為23.4 g/s時，對應(yīng)的當量比為1.37，高頻壓力傳感器、和測得的壓力波形如圖10所示?？梢钥闯?，燃燒室內(nèi)形成了穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)，其中，兩個燃燒波分別記為和。壓力傳感器測得的壓力峰值較高，在0.9 MPa 左右波動，且在相鄰的壓力峰值之間，壓力傳感器和均測得了兩個同步出現(xiàn)的壓力尖峰，幅值在0.3 MPa上下。

圖10 雙波對撞模態(tài)下測得的壓力波形Fig.10 Measured pressure profiles in counter-rotating wave mode

圖11為雙波對撞模態(tài)的示意圖。在發(fā)生雙波對撞之前，燃燒室內(nèi)存在兩個相向運動的爆震波和，相應(yīng)的壓力峰值在0.3 MPa左右；隨后，在Collision 1位置發(fā)生對撞，并解耦為緩燃波；對撞后的兩個燃燒波和沿相反的方向傳播，并分別通過壓力傳感器和；此后，燃燒波逐漸加速為爆震波，并在Collision 2位置再次發(fā)生碰撞，在對撞點附近，爆震波的壓力峰值相對較高，在0.9 MPa左右。顯然，兩個對撞的燃燒波連續(xù)兩次經(jīng)過同一個對撞點時所用的時間Δ為該模態(tài)下的一個周期。在每個對撞周期內(nèi)，燃燒室內(nèi)既存在緩燃波，又存在爆震波，同時還有緩燃波向爆震波的轉(zhuǎn)變過程。根據(jù)式(3)，并采用Collision 2位置附近壓力傳感器測得的壓力數(shù)據(jù)，計算一個周期內(nèi)燃燒波的平均傳播速度，結(jié)果如圖12所示。

圖11 雙波對撞模態(tài)的示意圖Fig.11 Sketch of counter-rotating wave mode

圖12 傳播速度的分布Fig.12 Propagation velocities distribution

(3)

可以看出，在一個周期內(nèi)，傳播速度在1 400～1 500 m/s之間波動，平均值為1 453 m/s，遠低于穩(wěn)定爆震模態(tài)的平均傳播速度，僅為理論值的66.8%，速度虧損較大。這是因為，在該模態(tài)下燃燒室內(nèi)的爆震波不斷重復(fù)“起爆-傳播-對撞-解耦”的過程，無法形成穩(wěn)定傳播的旋轉(zhuǎn)爆震波，導(dǎo)致速度虧損較大且不利于穩(wěn)定工作。

2.2 工作特性

雙波對撞模態(tài)和過渡模態(tài)屬于不穩(wěn)定的爆震波傳播狀態(tài)，在實際應(yīng)用中應(yīng)當設(shè)法避免。因此，圍繞可以形成穩(wěn)定爆震模態(tài)的工況進行了分析，以揭示燃燒室構(gòu)型對起爆、傳播和推進特性的影響。

1) 起爆特性

氧化劑的質(zhì)量流量保持不變，當量比控制在0.66左右。由2.1節(jié)可知，在5個燃燒室內(nèi)，燃燒波均以穩(wěn)定爆震模態(tài)傳播，分別重復(fù)5組實驗，研究起爆特性。在預(yù)爆管出口處，兩個壓力傳感器(和)測得的爆震波速度為2 532 m/s，接近CJ速度。因此，可以認為在預(yù)爆管出口處已經(jīng)形成了充分發(fā)展的爆震波。實驗中，根據(jù)燃燒波的傳播速度和峰值壓力兩方面綜合判斷旋轉(zhuǎn)爆震波是否已穩(wěn)定傳播。首先，考察測得的燃燒波傳播速度是否接近理論值；其次，考察燃燒波的峰值壓力與公開文獻中同工況下的旋轉(zhuǎn)爆震波壓力是否接近。當同時滿足上述兩個條件時，可認為燃燒室內(nèi)形成了穩(wěn)定傳播的旋轉(zhuǎn)爆震波。綜上，將預(yù)爆管出口處壓力傳感器測得壓力信號的時刻記為，將燃燒室內(nèi)形成穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)爆震波的時刻記為，取時間間隔Δ(Δ=-)作為爆震波的建立時間。如圖13所示，在空桶形燃燒室中，旋轉(zhuǎn)爆震波的建立時間為2.42 ms。受采集儀采樣頻率和壓力傳感器安裝位置的影響，爆震波建立時間的計算誤差小于0.04 ms。

圖13 旋轉(zhuǎn)爆震起始過程的壓力波形Fig.13 Pressure profiles of initiation process of rotating detonation

在不同燃燒室構(gòu)型下，爆震波建立時間的分布如圖14所示?？梢钥闯觯?個燃燒室構(gòu)型中，爆震波的建立時間均在8 ms以內(nèi)，即燃燒室構(gòu)型的改變對起爆特性的影響較小。在當量比為0.66時，5個燃燒室構(gòu)型均能形成穩(wěn)定的旋轉(zhuǎn)爆震波，說明燃燒室內(nèi)的氧化劑和燃料混合相對較好，當預(yù)爆管內(nèi)的爆震波傳入燃燒室后，極易引燃可燃混合物并快速建立穩(wěn)定傳播的旋轉(zhuǎn)爆震波。此外，當新鮮混合物經(jīng)過空桶形燃燒室頭部的突擴區(qū)域時，流速較低，易于形成回流區(qū)，有利于燃料和氧化劑的混合，故縮短了起爆時間。

圖14 不同燃燒室內(nèi)的爆震波建立時間分布Fig.14 Initiation times of rotating detonation waves in different combustors

2) 傳播特性

對圖5中穩(wěn)定爆震模態(tài)的壓力數(shù)據(jù)進行快速傅里葉變換。在不同當量比下，由一階主頻計算得到的爆震波速度分布如圖15 所示?？梢钥闯?，在不同燃燒室構(gòu)型下，隨著當量比的增加，旋轉(zhuǎn)爆震波的傳播速度呈先增加后減小的趨勢。值得注意的是，在空桶形燃燒室中，旋轉(zhuǎn)爆震波的最高傳播速度出現(xiàn)在化學(xué)恰當比附近；在其他4種燃燒室構(gòu)型中，最高傳播速度出現(xiàn)在當量比0.8附近，上述現(xiàn)象與燃燒室構(gòu)型對混合過程的影響有關(guān)。對于空桶形燃燒室，存在較大回流區(qū)，燃料和氧化劑混合較為充分，故在化學(xué)恰當比附近的爆震波傳播速度最高。相反，在環(huán)形或凹腔形燃燒室中，形成的回流區(qū)較小甚至無法形成回流區(qū)，不利于燃料和氧化劑的混合。在當量比為0.8時，爆震波經(jīng)過區(qū)域的局部當量比可能接近于1，故傳播速度較高，與Zhang等的實驗結(jié)果吻合。

圖15 穩(wěn)定爆震模態(tài)的平均傳播速度Fig.15 Average propagation velocities in stable detonation mode

在當量比相同的情況下，燃燒室構(gòu)型的改變導(dǎo)致爆震波傳播速度發(fā)生變化。在空桶形燃燒室中，旋轉(zhuǎn)爆震波的傳播速度最高，寬度為19 mm的環(huán)形燃燒室次之，寬度為15 mm的環(huán)形燃燒室的爆震波傳播速度最低，而兩個凹腔形燃燒室的爆震波傳播速度介于兩個環(huán)形燃燒室之間。這主要是由于燃燒室寬度不同所致，根據(jù)前人的研究，旋轉(zhuǎn)爆震波在燃燒室內(nèi)外壁面分別會發(fā)生膨脹和壓縮，使得內(nèi)壁面的爆震波速度和強度降低，而外壁面的爆震波速度和強度增加，且隨燃燒室寬度的增加，上述影響越發(fā)明顯，造成了爆震波速度的變化。

為進一步說明燃燒室構(gòu)型對爆震波傳播特性的影響，計算爆震波傳播速度的標準偏差，其表達式為

(4)

式中：為爆震波通過壓力傳感器的次數(shù)。為避免隨機誤差，取爆震波穩(wěn)定傳播段100 ms內(nèi)的數(shù)據(jù)作為樣本總體，爆震波在該時間段內(nèi)通過壓力傳感器大約800次，保證了樣本的可靠性。標準偏差的統(tǒng)計結(jié)果如圖16所示，可以看出，隨著當量比的增加，爆震波傳播速度的標準偏差呈增加趨勢。由圖5可知，當量比增加時，燃燒室內(nèi)的旋轉(zhuǎn)爆震波趨于不穩(wěn)定，易形成雙波對撞，因此速度波動較大，速度標準差也相應(yīng)增加。在當量比相同的情況下(當量比0.34除外)，空桶形燃燒室構(gòu)型的旋轉(zhuǎn)爆震波傳播速度標準差要小于其他4個燃燒室構(gòu)型，同樣得益于燃料和氧化劑的混合效果較好。

圖16 不同燃燒室內(nèi)的傳播速度標準偏差Fig.16 Sample standard deviation distributions of propagation velocities in different combustors

3) 推進特性

在寬度為19 mm的環(huán)形燃燒室中，當乙烯的質(zhì)量流量為9.8 g/s時，對應(yīng)的當量比為0.56，推力傳感器測得的推力如圖17所示。將推力信號分為4個階段：在Ⅰ階段中，當燃燒室未開始供給氧化劑和燃料時，相應(yīng)的推力為0 N；在Ⅱ階段中，隨著氧化劑和燃料的供給，推力信號開始振蕩，記錄到平均值為8.11 N的推力，稱之為冷態(tài)推力；在Ⅲ階段中，預(yù)爆管內(nèi)的爆震波引燃整個燃燒室積聚的未燃混合物，形成了高達1 200 N的瞬時推力。隨后，燃燒室內(nèi)的爆震波開始穩(wěn)定傳播，推力峰值明顯降低并趨于穩(wěn)定。穩(wěn)定后的峰值推力約為150 N，遠低于起爆階段的瞬時推力，這是因為在爆震波穩(wěn)定傳播時，未燃混合物僅能填充燃燒室的頭部區(qū)域，相應(yīng)的爆震波高度較低，產(chǎn)生的瞬時推力較小。此外，在起爆階段，推力信號振幅較大，為避免對推力評估的影響，取熄火前100 ms的平均推力作為該工況下的推力值，對應(yīng)的平均推力為45.64 N；在Ⅳ階段，隨著主管路的供給停止，燃燒室熄火，相應(yīng)的推力信號也逐漸回到零點。需要指出，實驗中燃燒室出口未安裝尾噴管，高溫燃燒產(chǎn)物并未實現(xiàn)高效膨脹，平均推力較小。

圖17 原始推力測量結(jié)果Fig.17 Measured raw thrust datas

實驗過程中，固定氧化劑的質(zhì)量流量不變，乙烯的質(zhì)量流量隨當量比而改變。在不同當量比下，直接比較推力值，會因流量的變化導(dǎo)致基準變化。因此，采用比沖來衡量不同燃燒室構(gòu)型下的推進特性。比沖計算表達式為

(5)

圖18 不同燃燒室內(nèi)穩(wěn)定爆震模態(tài)下測得的比沖Fig.18 Specific impulse distributions in stable detonation mode in different combustors

3 結(jié) 論

采用乙烯和氧氣體積分數(shù)40%的富氧空氣，在氧化劑的質(zhì)量流量為139.2±1.5 g/s，當量比為0.34～1.36的供給條件下，研究了現(xiàn)有的5個燃燒室構(gòu)型對旋轉(zhuǎn)爆震波傳播特性的影響，得到以下結(jié)論：

1) 在5個燃燒室構(gòu)型中，成功實現(xiàn)了旋轉(zhuǎn)爆震波的穩(wěn)定傳播，并觀察到3種工作模態(tài)，即穩(wěn)定爆震模態(tài)、過渡模態(tài)和雙波對撞模態(tài)；空桶形燃燒室內(nèi)的穩(wěn)定爆震模態(tài)對應(yīng)的當量比范圍最寬，寬度為19 mm的環(huán)形燃燒室次之，寬度為15 mm的環(huán)形燃燒室最窄，兩個凹腔形燃燒室的工作范圍介于兩個環(huán)形燃燒室之間，且工作范圍隨凹腔長度的增加而增加，但窄于寬度為19 mm的環(huán)形燃燒室的工作范圍。

2) 在當量比為0.66時，燃燒室構(gòu)型的改變對旋轉(zhuǎn)爆震波起爆特性的影響較小，穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)爆震波的建立時間均在8 ms以內(nèi)。此外，在空桶形燃燒室中，受頭部回流區(qū)的影響，燃料和氧化劑的混合效果較好，旋轉(zhuǎn)爆震波的起爆時間最短。

3) 隨著當量比的增加，旋轉(zhuǎn)爆震波的傳播速度呈先增加后減小的趨勢；在不同燃燒室構(gòu)型中，空桶形燃燒室的爆震波傳播速度最高且較為穩(wěn)定，寬度為19 mm的環(huán)形燃燒室次之，寬度為15 mm 的環(huán)形燃燒室傳播速度最低。在不安裝尾噴管的這5個燃燒室構(gòu)型中，對比沖的影響因素主要為燃燒室出口面積，出口面積越大，相應(yīng)的比沖越小。