吳博文,鄭 權(quán),黃亞坤,馮文康,翁春生

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

旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機(rotating detonation engine,RDE)作為一種基于爆轟的新型動力裝置,因其熱循環(huán)效率高和能量釋放快等優(yōu)勢[1-2],極具工程應(yīng)用前景。另外RDE還具有結(jié)構(gòu)緊湊、頻率高、工作模式簡單、只需單次點火即可持續(xù)工作等優(yōu)點[3-4]。為提高RDE工作的可靠性,如何快速可靠地起爆是RDE實際應(yīng)用的關(guān)鍵技術(shù)之一。

BYKOVSKII等[5-6]使用火花塞、電雷管、爆炸絲和預(yù)爆管等多種起爆方式對RDE進行點火,成功實現(xiàn)了旋轉(zhuǎn)爆轟波的穩(wěn)定自持傳播。KINDRACKI等[7]在對旋轉(zhuǎn)爆轟波的建立進行研究的過程中發(fā)現(xiàn),使用預(yù)爆管進行間接點火能大幅度提高點火成功率。PENG等[8]分析了點火方式對旋轉(zhuǎn)爆轟波建立時間的影響。研究發(fā)現(xiàn):提高點火能量能縮短旋轉(zhuǎn)爆轟波的建立時間。李寶星等[9-10]在不同燃燒室寬度下開展了一系列實驗研究,分析了爆轟波的起爆過程。結(jié)果表明:點火后,燃燒室內(nèi)需要經(jīng)過一個爆燃轉(zhuǎn)爆轟過程才能形成自持傳播的爆轟波。張開晨等[11]設(shè)計了以液態(tài)航空煤油為燃料的預(yù)爆器,并進行了該預(yù)爆器爆轟燃燒特性試驗研究。

由于目前的實驗手段仍然難以對RDE點火后旋轉(zhuǎn)爆轟波的形成過程進行精確觀測,一些學(xué)者通過數(shù)值模擬的方法對RDE的點火起爆過程進行了研究。祁磊等[12]利用二維可壓縮歐拉方程對RDE進行了數(shù)值研究,分析了爆轟波的發(fā)展過程。結(jié)果表明,RDE起爆后燃燒場在由不穩(wěn)定狀態(tài)到相對穩(wěn)定狀態(tài)的過程中發(fā)生了2次碰撞,當(dāng)進氣當(dāng)量比較低時,燃燒室內(nèi)未能完全發(fā)生2次碰撞過程就已經(jīng)熄爆。ZHENG等[13]對基于預(yù)爆管點火方式的RDE的起爆過程進行了三維數(shù)值模擬研究。討論了旋轉(zhuǎn)爆轟波的建立過程及不同噴注方式對起爆過程及旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播過程的影響。

目前對RDE點火起爆過程的研究大多基于火箭式RDE,對于吸氣式RDE,由于高馬赫數(shù)來流的特點,其點火起爆過程更為復(fù)雜。王超等[14-15]為論證吸氣式連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟的可行性,建立了直連式實驗裝置。為模擬Ma為4的飛行條件,采用空氣加熱器產(chǎn)生總溫度為860 K的超音速來流。結(jié)果表明,采用超音速氣流進入燃燒室的吸氣式RDE長時間工作是可行的。FROLOV等[16]在總溫度為290 K、氣流馬赫數(shù)為4～8的風(fēng)洞中,對吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機模型進行了試驗研究。孟豪龍等[17]通過實驗證明了液體煤油-空氣吸氣噴氣旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機的可行性。通過空氣加熱器產(chǎn)生總溫度為860 K的超音速空氣,模擬了Ma為4的飛行條件。WU等[18]對帶拉瓦爾進氣道的吸氣式RDE模型進行了三維數(shù)值研究。模擬結(jié)果表明,與火箭式RDE不同,吸氣式RDE中的爆轟波會誘導(dǎo)上游斜激波,這種斜激波被燃燒室入口的正常激波阻止,因此不會進一步向上游傳播。此外,文獻[18]首次分析了吸氣式RDE系統(tǒng)中的兩種不穩(wěn)定現(xiàn)象,即回流和條形新鮮燃料層。以上研究都成功使用預(yù)爆管實現(xiàn)了吸氣式RDE的點火起爆或使用數(shù)值方法對吸氣式RDE進行了研究,但是這些研究還沒有揭示吸氣式RDE的點火起爆過程。

雖然文獻[13]對基于預(yù)爆管點火方式的RDE起爆過程進行了探究,但主要集中于火箭式RDE的起爆過程,目前鮮有對于吸氣式RDE的起爆過程研究。在超聲速來流條件下建立爆轟波是相對困難的,雖然吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟燃燒室在大多數(shù)情況下都能成功實現(xiàn)起爆,但其背后的機理仍不清楚,為提高吸氣式RDE工作的可靠性,并為其起爆裝置的設(shè)計提供理論基礎(chǔ),對于吸氣式RDE的起爆機理還需要進一步研究。

1 物理模型與計算方法

1.1 物理模型

如圖1(a)所示,本文使用物理模型由隔離段和與其同軸的燃燒室組成,隔離段與燃燒室通過擴張段連接。乙烯-空氣預(yù)混氣從隔離段入口進入計算域,經(jīng)過擴張段后進入燃燒室。隔離段的外徑re1=27.5 mm,內(nèi)徑ri1=22.5 mm,軸向長度l1=50 mm。隔離段與燃燒室通過軸向長度l2=12 mm的擴張段連接。燃燒室外徑re2=30 mm,內(nèi)徑ri2=20 mm,軸向長度l3=60 mm。預(yù)爆管與燃燒室采用切向安裝,預(yù)爆管直徑6 mm,預(yù)爆管入口到預(yù)爆管與燃燒室的切點的距離l4=50 mm,預(yù)爆管切向入口與燃燒室入口距離l5=23 mm。圖1(b)為監(jiān)測點位置示意圖,圖中P1,P2,P3,P4位于預(yù)爆管中心軸線高度上;P5位于燃燒室內(nèi)距燃燒室入口5 mm處;P6位于隔離段內(nèi)距隔離段出口5 mm處。

圖1 三維計算模型與監(jiān)測點位置示意圖Fig.1 Schematic diagram of three-dimensional calculation model and location of monitoring points

1.2 數(shù)值方法

本文采用商業(yè)CFD軟件,以乙烯為燃料,純凈空氣為氧化劑。基于理想氣體假設(shè),采用密度基求解器求解三維非穩(wěn)態(tài)N-S方程,湍流模型采用k-ε兩方程模型,物理通量采用AUSM矢通量分裂法進行分解。

乙烯和空氣的化學(xué)反應(yīng)選擇總包反應(yīng),反應(yīng)速率kf采用Arrhenius公式計算:

(1)

式中:A為指前因子,T為溫度,E為活化能,R為氣體常數(shù),b為溫度系數(shù)。各個反應(yīng)參數(shù)如表1所示。

表1 化學(xué)反應(yīng)及參數(shù)Table 1 Chemical reactions and parameters

隔離段入口通入化學(xué)恰當(dāng)量比的乙烯-空氣預(yù)混氣,但是在吸氣式RDE實際工作過程中,擴張段及隔離段內(nèi)只有空氣存在,不會發(fā)生化學(xué)反應(yīng),爆轟波和火焰無法進入擴張段及隔離段,為接近吸氣式RDE實際工作狀態(tài),本文限制了燃燒室上游的化學(xué)反應(yīng)。

初始時刻,計算域冷流場采用圖1所示計算模型計算得到,燃燒室內(nèi)主流氣體靜溫約為400 K,靜壓約為0.028 MPa,馬赫數(shù)約為2.7。預(yù)爆管內(nèi)設(shè)置填充區(qū)域,如圖1(a)所示,填充區(qū)域長度為20 mm,填充區(qū)域中填充初始填充壓力分別為0.3 MPa,0.4 MPa,0.5 MPa,0.6 MPa的化學(xué)恰當(dāng)量比的乙烯-空氣混合氣體,分別記為工況1～工況4,所有算例的填充區(qū)域氣體溫度均為300 K。預(yù)爆管入口處設(shè)置厚度為3 mm的點火區(qū)域,初始時刻,點火區(qū)域的溫度為3200 K,壓力為初始填充壓力的10倍。

在如圖1(a)所示的計算域中,紅色區(qū)域為計算域入口,采用壓力入口邊界條件,入口處來流總溫為860 K,總壓為0.62 MPa,馬赫數(shù)為2。藍色區(qū)域為計算域出口,出口分為兩種情況:①當(dāng)出口為亞聲速流動時,Yo由式(2)確定:

Yo=0.95Yb+0.05Y∞

(2)

式中:Yo為出口參數(shù);Yb為與出口邊界相鄰的流體單元的流動參數(shù);Y∞為無窮遠處的流動參數(shù),這里取無窮遠處為常溫常壓狀態(tài)。②當(dāng)出口為超聲速流動時,Yo=Yb。所有實體壁面設(shè)置為絕熱無滑移固壁。

1.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

考慮到計算精度和計算成本的雙重因素,對網(wǎng)格無關(guān)性進行驗證。在長200 mm、直徑6 mm的圓形通道充入初始壓力為0.6 MPa,初始溫度為300 K,當(dāng)量比為1的乙烯-空氣混合物,設(shè)定點火區(qū)p=6 MPa和T=3 200 K來觸發(fā)爆轟波,圖2為t=80 μs時刻的壓力云圖。分別在50 mm,75 mm,100 mm,125 mm,150 mm,175 mm處設(shè)置壓力監(jiān)測點,圖3為各監(jiān)測點壓力隨時間變化曲線。通過各監(jiān)測點壓力峰值的時間間隔可計算得爆轟波的平均速度,可以看出,不同網(wǎng)格分辨率下的壓力輪廓和爆轟前緣位置是相同的。

圖2 不同網(wǎng)格尺寸的壓力云圖Fig.2 Pressure contours with different grid sizes

圖3 不同網(wǎng)格尺寸各個監(jiān)測點壓力Fig.3 Monitoring pressure at each monitoring point with different grid sizes

不同尺寸網(wǎng)格下,在t=80 μs時刻的特征參數(shù)及爆轟波平均速度與理論值的對比如表2所示。表中,Δv為速度誤差。結(jié)果表明,Δx=0.5 mm的計算結(jié)果與Δx=0.2 mm的相近,可滿足本文計算精度要求。因此,選擇網(wǎng)格大小為Δx=0.5 mm,并選取固定時間步長Δt=0.1 μs。

表2 數(shù)值模擬計算值與C-J理論值的結(jié)果對比Table 2 Results of numerical simulation compared with C-J theoretical values

2 結(jié)果與分析

2.1 起爆初始階段分析

點火后,預(yù)爆管內(nèi)迅速形成一道初始爆轟波并向環(huán)形燃燒室傳播,圖4為工況4預(yù)爆管中心軸線截面壓力云圖的局部放大圖。如圖4(a)所示,t=18 μs時刻爆轟波在經(jīng)過預(yù)爆管與燃燒室的連接點后,爆轟波局部因擾動而逐漸彎曲,爆轟波的強度也隨著彎曲程度的加劇迅速減弱,甚至出現(xiàn)解耦現(xiàn)象。隨著爆轟波的傳播擾動范圍逐漸增大,t=21 μs時刻的擾動最終使整個爆轟波波面呈弓形彎曲。對于不同的初始填充壓力,起爆初始階段觀察到的現(xiàn)象類似。

圖4 工況4中預(yù)爆管中心軸線截面壓力云圖局部放大圖Fig.4 Local enlarged drawing of pressure contour of central axis section of pre-detonation tube in Case 4

圖5為工況4中預(yù)爆管中心軸線截面的壓力云圖,爆轟波進入環(huán)形燃燒室衰減明顯,t=22 μs時刻,爆轟波與環(huán)形燃燒室內(nèi)壁面相撞,隨后爆轟波形成一強一弱兩部分,分別向逆時針方向(記為正方向)與順時針方向(記為反方向)傳播。

圖5 工況4中預(yù)爆管中心軸線截面壓力云圖Fig.5 Pressure contour of central axis section of pre-detonation tube in Case 4

如圖5(b)所示,t=24 μs時刻內(nèi)壁面上形成一道初始反射激波,由于預(yù)爆管內(nèi)的反應(yīng)產(chǎn)物壓力仍然遠大于燃燒室內(nèi)波后氣體的壓力,此時爆轟管內(nèi)的高壓氣體不斷向燃燒室內(nèi)膨脹,在膨脹氣流的作用下,初始反射激波分成反射激波1(RSW1)與反射激波2(RSW2),向外壁面反射。另外,膨脹氣流會在爆轟波旋轉(zhuǎn)一周經(jīng)過預(yù)爆管時破壞旋轉(zhuǎn)爆轟波的結(jié)構(gòu),導(dǎo)致爆轟波熄滅,因此本文計算模型中,預(yù)爆管切向入口到燃燒室入口的距離(l5)大于爆轟波波頭高度,以確保旋轉(zhuǎn)爆轟波成功起爆。正方向上,燃燒室內(nèi)形成一道沿正方向傳播的爆轟波1(DW1),DW1在燃燒室外壁面曲率的作用下,在外壁面形成了高壓區(qū)域1(HPZ1),RSW1向外壁面?zhèn)鞑ヅcHPZ1耦合。反方向上如圖5(c)所示,初始爆轟波引燃了反方向上的混合物并形成爆燃,紅色虛線所勾勒的波面為初始爆轟波剛進入燃燒室時發(fā)生衍射、解耦產(chǎn)生的激波1(SW1),由于失去了化學(xué)反應(yīng)區(qū)的能量支持,SW1強度大幅降低。t=34 μs時刻RSW2在向外壁面?zhèn)鞑サ倪^程中與SW1耦合形成激波2(SW2)。

2.2 未起爆過程分析

初始起爆階段,工況1～工況4均經(jīng)歷了2.1節(jié)描述的發(fā)展過程,形成DW1、SW2,工況1中燃燒室內(nèi)未形成穩(wěn)定傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波。圖6為工況1初始爆轟波進入燃燒室后的壓力、溫度云圖,中間為壓力云圖,兩側(cè)為溫度云圖。

圖6 工況1中預(yù)爆管中心軸線截面壓力、溫度云圖Fig.6 Pressure and Temperature contour of central axis section of pre-detonation tube in Case 1

由于工況1中初始爆轟波的強度較小,DW1在火焰中心處出現(xiàn)解耦,解耦后火焰速度降低,記解耦后的前導(dǎo)激波為激波3(SW3)。受黏性影響,壁面處氣體軸向速度較低,小于火焰的傳播速度,因而壁面處火焰能夠維持在燃燒室內(nèi),而中心處的氣流軸向速度較高,大于火焰的傳播速度,因此中心處火焰被高速來流吹向下游并排出燃燒室,如圖6(c)所示,最終形成了中心處凹陷的“U”型火焰。

圖7(a)為工況1中與燃燒室同軸半徑為25 mm的環(huán)形截面展開面的溫度云圖(環(huán)形燃燒室中心處);圖7(b)為燃燒室內(nèi)z=13 mm、z=23 mm截面及5%乙烯質(zhì)量分數(shù)等值面溫度云圖,該圖能反映燃燒室內(nèi)乙烯的分布情況。

如圖7(a)所示,SW2、SW3后均存在一條未燃燃料帶,未燃燃料帶三維空間結(jié)構(gòu)如圖7(b)所示,形成該結(jié)構(gòu)的原因是“U”型火焰的中心火焰滯后于壁面處,壁面處的燃料先被消耗。未燃燃料帶受激波的壓縮作用,溫度和壓力高于新鮮的冷流氣體。

圖7 工況1中燃燒室中心截面溫度與乙烯分布情況Fig.7 Temperature and ethylene distribution in the central section of combustion chamber in Case 1

圖8為工況1中燃燒室中心截面壓力和溫度云圖。t=105 μs時,SW2與SW3相撞;t=111 μs時,激波的相撞使局部壓力、溫度升高,相撞區(qū)域出現(xiàn)自燃;t=114 μs時,相撞區(qū)域發(fā)生自起爆現(xiàn)象形成爆轟波2(DW2),局部最高壓力上升至2 MPa左右。

圖8 工況1中燃燒室中心截面壓力、溫度云圖Fig.8 Pressure and temperature contour of central section of combustion chamber in Case 1

圖9為工況1中燃燒室中心截面壓力云圖,自起爆后,爆轟波開始向上游傳播。其中一部分波面波前為冷流氣體,一部分波面波前為未燃燃料帶。由圖9(a)和圖9(b)可知,爆轟波在向上游傳播了一段時間后,對撞中心區(qū)域波面壓力低于兩側(cè),這是因為未燃燃料帶初始溫度和壓力高于冷流氣體。DW2隨后形成正向傳播的爆轟波3(DW3)與反向傳播的爆轟波4(DW4),DW3、DW4壓力峰值均在t=162 μs前呈下降趨勢,在t=162 μs后呈上升趨勢,這與爆轟波波前燃料的溫度和壓力變化有關(guān)。

圖9 工況1中燃燒室中心截面壓力云圖Fig.9 Pressure contour of the central section of combustion chamber in Case 1

圖10為工況1中燃燒室中心截面壓力和溫度云圖。t=186 μs時,DW3、DW4相撞,由于DW3、DW4波前均不存在新鮮燃料,相撞后均熄滅,同時透射形成激波4(SW4)沿DW3的方向傳播,激波5(SW5)沿DW4的方向傳播。SW4、SW5失去了化學(xué)反應(yīng)區(qū)的能量支持,強度迅速降低,t=252 μs時SW4、SW5相撞,但此時自起爆不再發(fā)生。由于吸氣式RDE的來流速度較大,爆燃的傳播速度不足以支持火焰停留在燃燒室內(nèi),短時間內(nèi)火焰被吹出燃燒室,工況1點火起爆失敗。

圖10 工況1中燃燒室中心截面壓力、溫度云圖Fig.10 Pressure and temperature contour of the central section of combustion chamber in Case 1

2.3 成功起爆過程分析

工況2～工況4均成功獲得穩(wěn)定傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波,與工況1相比,工況2～工況4增大了預(yù)爆管的初始填充壓力,初始爆轟波強度增加,點火能量增加。工況2～工況4起爆過程相近,因此本節(jié)主要介紹工況4的起爆過程。圖11為工況4預(yù)爆管中心軸線截面的壓力和溫度云圖。由圖11可知,反方向上與工況1相同,出現(xiàn)中心處滯后的“U”型火焰。正方向上的爆轟波1強度相比工況1更高,但中心火焰仍出現(xiàn)滯后趨勢。

圖11 工況4中預(yù)爆管中心軸線截面的壓力、溫度云圖Fig.11 Pressure and temperature contour of central axis section of pre-detonation tube in Case 1

圖12中左圖為燃燒室內(nèi)DW1與SW2即將相撞時,工況2～工況4燃燒室中心截面溫度云圖;右圖為燃燒室z=13 mm和z=23 mm截面及5%乙烯質(zhì)量分數(shù)等值面溫度云圖。工況2～工況4均在正方向上形成爆轟波,而在反方向形成“U”型火焰,因此未燃燃料帶僅存在于SW2波后。對比圖12(a)～圖12(c)可知,DW1與SW2相撞且隨著點火能量的逐漸提高,相撞的時刻逐漸提前,然而相撞的位置并沒有發(fā)生明顯偏移,這說明點火能量提高,DW1與SW2的相對速度保持不變,“U”型火焰中心處的滯后程度降低,燃料帶凸起程度降低。

圖12 燃燒室中心截面溫度與乙烯分布情況Fig.12 Temperature and ethylene distribution in the central section of combustion chamber

圖13為工況4中80 μs和90 μs時刻環(huán)形燃燒室中心截面溫度、壓力、反應(yīng)速率云圖。如圖13(a)所示,t=80 μs時DW1與SW2已經(jīng)相撞,相撞區(qū)域的溫度與壓力都有所提升。在DW1與SW2相撞以及未燃燃料帶的共同影響下,相撞區(qū)域的反應(yīng)速率相較于非相撞區(qū)域大幅度提高。如圖13(b)所示,t=90 μs時DW1與SW2相撞后,反向激波透射進入正向爆轟波后,雖然反向透射激波仍具有一定強度,但除圖13(b)反應(yīng)速率云圖所示的部分波面存在化學(xué)反應(yīng),燃燒室中其余區(qū)域化學(xué)反應(yīng)已完全停止,導(dǎo)致此現(xiàn)象的原因是透射激波前已無新鮮燃料。

圖13 工況4中燃燒室中心截面壓力、溫度、反應(yīng)速率云圖Fig.13 Pressure,temperature and reaction rate contour of central section of the combustion chamber in Case 4

圖14為工況4中105～150 μs時刻燃燒室中心截面壓力云圖。從圖中可知爆轟波波頭逐漸穩(wěn)定于燃燒室頭部。與工況1的現(xiàn)象相似,爆轟波強度先下降后上升,t=150 μs時,波頭壓力峰值上升至1.24 MPa左右。t=158 μs左右爆轟波與透射激波相撞,隨后旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播進入穩(wěn)定階段。

圖14 工況4中燃燒室中心截面壓力云圖Fig.14 Pressure contour of the central section of combustion chamber in Case 4

在工況1中,SW2和SW3相撞后,兩側(cè)波后均存在未燃燃料帶,如圖9(a)所示,爆轟波繼續(xù)傳播將未燃燃料帶耗盡,導(dǎo)致再次對撞后爆轟波熄滅。而工況2～工況4中,DW1并未退化成爆燃,僅反向SW2波后存在未燃燃料帶,DW1繼續(xù)傳播并最終發(fā)展成穩(wěn)定傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波。

圖15為監(jiān)測點P1、P2、P3、P4的壓力隨時間變化圖。對于工況4,如圖15(a)所示,t=24.6 μs,48.2 μs,75.5 μs時刻,DW1依次經(jīng)過P1,P2,P3點,根據(jù)爆轟波掃過各監(jiān)測點的時間間隔,可以計算出P1至P2段爆轟波的平均速度約為1 663.1 m/s,P2至P3段爆轟波的平均速度約為1 437.7 m/s,爆轟波波速降低了13.55%。受預(yù)爆管內(nèi)初始爆轟波后高溫燃氣影響,P1點監(jiān)測到的波后壓力小于P2、P3點監(jiān)測得到的波后壓力,隨著預(yù)爆管內(nèi)壓力逐漸降低,P1～P3監(jiān)測點壓力趨于一致,如圖15(a)中140 μs時刻所示。A、B、C、D點所測得的壓力上升為雙波對撞后的透射激波,其中A、B、C為DW1產(chǎn)生的透射激波,D點為SW2所產(chǎn)生的透射激波。P4點壓力隨時間變化曲線上,E點為SW2掃過P4點,F點為反方向上外壁面處的HPZ2掃過P4點,如圖11(b)所示,SW2領(lǐng)先于HPZ2傳播。

對于工況2,t=29.8 μs,57.3 μs,87.4 μs時刻,DW1依次經(jīng)過P1、P2、P3點。計算得P1至P2段爆轟波的平均速度約為1 436.4 m/s,P2至P3段爆轟波的平均速度約為1 312.3 m/s,爆轟波波速降低了8.60%。對于工況3,t=29.3 μs,55.1 μs,84.0 μs時刻,DW1依次經(jīng)過P1、P2、P3點,計算得P1至P2段爆轟波的平均速度約為1 531.01 m/s,P2至P3段爆轟波的平均速度約為1 366.8 m/s,爆轟波波速降低了10.99%。圖15(a)中A、B、C、D、E、F所對應(yīng)的現(xiàn)象,在圖15(b)和圖15(c)上也能觀察到。

圖15 各個監(jiān)測點壓力Fig.15 Monitoring pressure at each monitoring point

2.4 穩(wěn)定階段分析

點火能量的大小只對起爆過程產(chǎn)生影響,因此工況2～工況4在穩(wěn)定階段特征參數(shù)基本一致,以工況4為例,圖16為t=1.2 ms時最終穩(wěn)定的旋轉(zhuǎn)爆轟波,旋轉(zhuǎn)爆轟波為單波模態(tài)。爆轟波的壓力峰值在1.77 MPa左右,波頭高度約20 mm。圖17為監(jiān)測點P5、P6壓力隨時間變化曲線,P5壓力曲線上2個壓力峰值之間的時間間隔計算可得RDW在0.22～1.2 ms,平均頻率為997.71 Hz,平均波速為1 570 m/s。該工況下CJ爆轟速度為 1 794.6 m/s,平均波速為CJ爆轟速度的87.5%。對于P6壓力曲線,上游斜激波在0.2 ms左右傳播至P6點的位置,由旋轉(zhuǎn)爆轟波引發(fā)的上游斜激波傳播進入隔離段,且在隔離段內(nèi)不斷向上游移動,形成螺旋狀激波。

圖16 工況4穩(wěn)定的旋轉(zhuǎn)爆轟波Fig.16 Stable rotational detonation wave of Case 4

圖17 穩(wěn)定階段監(jiān)測點壓力Fig.17 Pressure at the monitoring point in the stable phase

圖18為預(yù)爆管中心軸線截面壓力云圖。

圖18 預(yù)爆管中心軸線截面壓力云圖Fig.18 Pressure cloud diagram of the central axis section of pre-detonation tube

如圖18所示,t=738 μs時,旋轉(zhuǎn)爆轟波在傳播到預(yù)爆管出口時,發(fā)生衍射現(xiàn)象,激波與管壁相撞后,在管內(nèi)不斷反射形成一道入射激波并向預(yù)爆管入口傳播,入射激波與預(yù)爆管入口相撞形成一道反射激波;t=804 μs時刻,反射激波進入燃燒室。此時旋轉(zhuǎn)爆轟波未傳播至預(yù)爆管出口處,反射激波對旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播影響較小。穩(wěn)定階段,該現(xiàn)象周期性發(fā)生。

3 結(jié)束語

本文針對基于預(yù)爆管點火方式的吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機起爆特性開展了三維數(shù)值模擬,改變預(yù)爆管內(nèi)點火能量,分析了初始起爆階段、未起爆過程、成功起爆過程以及穩(wěn)定階段的爆轟波傳播特性,主要結(jié)論如下:

①初始爆轟波進入環(huán)形燃燒室后,形成正向爆轟波和反向激波,初始爆轟波部分波陣面與燃燒室內(nèi)壁面相撞后形成兩道反射激波,兩道反射激波分別與正向爆轟波和反向激波耦合,沿原方向繼續(xù)傳播。

②未成功起爆過程中,初始爆轟波強度較弱,正向爆轟波退化為激波。正、反方向激波后均存在未燃燃料帶,激波對撞形成局部熱點,并演變?yōu)閮蓚€傳播方向相反的爆轟波。爆轟波將燃燒室內(nèi)燃料耗盡,并在再次對撞后熄滅。

③成功起爆過程中,初始爆轟波強度較強,正向爆轟波未解耦。正向爆轟波與反向激波對撞后,僅反向激波后存在未燃燃料帶,反向激波透射進入正向爆轟波后衰減消失,正向爆轟波形成穩(wěn)定傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波。

④穩(wěn)定傳播階段,旋轉(zhuǎn)爆轟波為單波模態(tài)。旋轉(zhuǎn)爆轟波每次經(jīng)過預(yù)爆管出口,形成一道向預(yù)爆管內(nèi)傳播的入射激波,該激波與預(yù)爆管入口相撞形成反射激波,并回傳至燃燒室,反射激波未影響旋轉(zhuǎn)爆轟波穩(wěn)定傳播。