王超，鄭榆山，蔡建華，肖保國，劉彧，樂嘉陵

1. 中國空氣動力研究與發(fā)展中心 空天技術研究所，綿陽 621000

2. 中國空氣動力研究與發(fā)展中心 高超聲速沖壓發(fā)動機技術重點實驗室，綿陽 621000

0 引 言

旋轉爆震是爆震波在特定流道構型和來流條件下的傳播形式，具有放熱速度快、一次點火即可連續(xù)工作、循環(huán)效率高等優(yōu)勢，可縮短燃燒室長度、減輕結構重量，在航空航天推進領域具有廣闊的應用前景。

旋轉爆震可以應用于火箭發(fā)動機、沖壓發(fā)動機和渦輪發(fā)動機。在旋轉爆震沖壓發(fā)動機研究方面，Bykovskii、Wolański、Lu等提出了旋轉爆震沖壓發(fā)動機的概念。MBDA法國公司提出了基于旋轉爆震沖壓發(fā)動機的英仙座反艦巡航導彈方案。

Braun等分析了旋轉爆震沖壓發(fā)動機燃料比沖隨飛行馬赫數(shù)等參數(shù)的變化規(guī)律，發(fā)動機最大飛行馬赫數(shù)可達5.0，在飛行馬赫數(shù)1.5條件下以氫氣為燃料時的燃料比沖為3800 s。為驗證旋轉爆震在高靜溫、高速來流條件下的可行性，劉世杰、王超等建立了旋轉爆震直連試驗系統(tǒng)，采用空氣加熱器模擬燃燒室入口高溫高速來流，實現(xiàn)了氫氣旋轉爆震的穩(wěn)定工作，發(fā)現(xiàn)了單波、雙波、混合單波/雙波、對撞等多種傳播模態(tài)。劉世杰等還開展了飛行馬赫數(shù)4.5、高度18.5 km條件下的旋轉爆震沖壓發(fā)動機自由射流試驗，樣機總長僅660 mm，實現(xiàn)了氫氣旋轉爆震的穩(wěn)定工作，爆震波傳播頻率13.42 kHz，燃料比沖2510 s。

液態(tài)碳氫燃料是發(fā)動機的理想燃料，但與目前廣泛使用的氫氣相比，活性相對較低，燃燒前還有霧化、蒸發(fā)等過程，旋轉爆震波穩(wěn)定自持難度較大，傳播速度較低，速度虧損較大。劉世杰等開展了乙烯燃料旋轉爆震直連試驗，當量比為0.79時，爆震波傳播速度為735 m/s，為C-J速度的43.7%。閻寶林等在加熱空氣中實現(xiàn)了3種液體燃料旋轉爆震的穩(wěn)定工作，爆震波傳播速度約為1065～1120 m/s。鄭權等在富氧空氣中實現(xiàn)了汽油和煤油等的旋轉爆震穩(wěn)定工作，爆震波傳播速度約1022.2～1171.8 m/s，且主要以對撞模態(tài)傳播。在乙烯和空氣旋轉爆震試驗中，彭皓陽等發(fā)現(xiàn)恰當化學當量比下同向雙波模態(tài)的旋轉爆震波傳播速度可達1228.68 m/s，為C-J速度的67.4%。周勝兵等開展了氫氣、乙烯與乙炔混合燃料的旋轉爆震試驗，發(fā)現(xiàn)爆震波傳播速度約為C-J速度的65%。鐘也磐等采用預裂解煤油和富氧空氣開展了旋轉爆震試驗，爆震波傳播速度為C-J速度的45%～60%，還觀察到了傳播過程中的解耦再起爆現(xiàn)象。胡洪波等開展了煤油富燃燃氣與空氣（氧氣質量分數(shù)0.29～0.37）的旋轉爆震試驗，爆震波的傳播速度約為926.3～1034.0 m/s。Walters等開展了甲烷和空氣的旋轉爆震試驗，爆震波的傳播速度約為C-J速度的58%～68%。在Baratta等開展的甲烷和富氧空氣的旋轉爆震試驗中，爆震波的傳播速度約為C-J速度的60%。Prakash等開展了甲烷和氧氣旋轉爆震流場數(shù)值計算，爆震波傳播速度為C-J速度的57%～62%。

彭皓陽等結合高速攝影發(fā)現(xiàn)，帶凹腔燃燒室的回流區(qū)中存在周期性值班火焰，分析認為值班火焰縮短了誘導時間，拓寬了乙烯和空氣的旋轉爆震貧燃極限。劉世杰和彭皓陽等提出了基于凹腔的旋轉爆震燃燒室構型，結合圓筒型燃燒室和Laval噴管實現(xiàn)了乙烯、甲烷在常溫空氣中的高強度、高傳播速度的旋轉爆震。王宇輝等也在圓筒型燃燒室中實現(xiàn)了乙烯旋轉爆震的高速傳播。

在沖壓工作條件下，高溫空氣會加劇旋轉爆震燃燒室中的非爆震燃燒，可能影響爆震波的強度和自持傳播范圍等。針對相關問題，本文開展了模擬飛行馬赫數(shù)5.0條件下的旋轉爆震直連試驗，在同一燃燒室中實現(xiàn)了超聲速來流條件下氣態(tài)乙烯和常溫煤油旋轉爆震的穩(wěn)定工作，分析了碳氫燃料旋轉爆震傳播特性，研究了當量比對乙烯旋轉爆震波傳播頻率和強度的影響。

1 試驗系統(tǒng)

1.1 旋轉爆震直連試驗系統(tǒng)

旋轉爆震直連試驗系統(tǒng)由測控系統(tǒng)、氣源、連接管路、試驗臺架等組成?？晒娜剂习錃?、氣態(tài)碳氫燃料、煤油等。圖1為旋轉爆震直連試驗模型實物圖，空氣加熱器產(chǎn)生的高溫高壓空氣進入轉接段和試驗段，其中試驗段包括超聲速噴管、隔離段、爆震燃燒室和尾噴管，截面均為環(huán)形。

圖 1 旋轉爆震直連試驗模型Fig. 1 Rotating detonation direct connected test model

旋轉爆震直連試驗使用的燃料為乙烯和常溫煤油，燃料通過沿圓周方向均勻分布的噴孔進行噴注，噴注位置位于隔離段與爆震燃燒室之間的擴張流道內(nèi)。燃料流量通過限流裝置和燃料供應主管路的壓力進行調節(jié)。采用切向安裝的熱射流管實現(xiàn)旋轉爆震波的起爆，熱射流管工作介質為氫氣和氧氣。采用PR-23SY型壓力傳感器（Keller公司）測量管路壓力，采集頻率為500 Hz，量程為12～16 MPa，精度為0.5% FS。

為分析旋轉爆震的傳播特性，在隔離段和燃燒室外壁面軸向和周向不同位置布置了PCB 113B24型高頻壓力傳感器（采集頻率2 MHz）和M7000型低頻壓力傳感器（采集頻率500 Hz，量程700 kPa，精度0.5% FS）。

1.2 試驗工況與時序

采用燃燒型三組元空氣加熱器模擬吸氣式發(fā)動機飛行時的高總溫來流條件。加熱器設計總溫為1250 K，加熱空氣中氧氣摩爾分數(shù)為21.0%，與標準大氣相同。

試驗中加熱器工作約3.5 s（t=18.3～20.7 s），加熱器室壓p較為平穩(wěn)，約為1.88 MPa，略高于設計值1.8 MPa，如圖2（a）所示。圖2（b）為采用總溫耙測量的超聲速噴管出口處總溫結果，18.3～20.7 s的平均總溫T為1154.4 K，略低于設計總溫1250 K。

圖 2 加熱器室壓與總溫測量結果Fig. 2 Measured results of total pressure and total temperature of air heater

圖3為旋轉爆震直連試驗時序圖。工作過程為：空氣加熱器三組元推進劑管路填充、點火和工作；進行試驗啟動判別（目的是判斷加熱器是否正常工作，判斷依據(jù)為加熱器燃燒室壓力是否達到設計壓力）；若加熱器正常工作，按照實線所示時序進行試驗（起爆管推進劑填充、旋轉爆震燃料噴注、起爆管點火起爆、旋轉爆震工作、旋轉爆震結束、加熱器結束工作），旋轉爆震工作時間可由時序中的Δt調整；若加熱器未正常工作，則不啟動后續(xù)旋轉爆震時序，試驗結束。

圖 3 試驗時序圖Fig. 3 Experimental test time sequence

表 1 試驗工況Table 1 Experiment condition

2 結果與討論

2.1 乙烯旋轉爆震傳播過程分析

以4#試驗為例分析直連試驗結果（乙烯當量比為0.72）。試驗過程中的加熱器室壓p，隔離段壁面壓力p、p、p以及爆震燃燒室壓力p～p隨時間的變化如圖4所示。加熱器室壓p平均值為1.92 MPa，與設計值1.80 MPa基本一致。

根據(jù)圖4（a）可知，加熱器穩(wěn)定工作時間為3.51 s（15.53～19.04 ms）。在加熱器穩(wěn)定工作時間段內(nèi)，隔離段壓力保持不變。假設超聲速噴管和隔離段中為等熵流動，當?shù)貧饬黢R赫數(shù)Ma由下式計算：

圖 4 4#試驗壓力測量結果Fig. 4 Pressure results of test 4#

式中，p、Ma和分別為壓力、馬赫數(shù)和比熱比。

根據(jù)加熱器穩(wěn)定工作階段的加熱器室壓p以及隔離段壁面壓力p、p、p，可得隔離段3個傳感器所在位置的氣流馬赫數(shù)分別為2.477、2.411和2.411。其中，隔離段第1個壓力測點距超聲速噴管出口約20 mm，氣流馬赫數(shù)2.477與超聲速噴管設計馬赫數(shù)2.5吻合較好；在隔離段第2、3個壓力測點處，隔離段內(nèi)外壁面均受邊界層發(fā)展影響，氣流壓力升高、速度稍有降低。

圖4（b）為4#試驗爆震燃燒室不同位置壁面壓力隨時間的變化。在17.33 s時刻，爆震燃燒室壓力p～p迅速升高，最大值約為隔離段入口壓力的3.9倍，燃燒放熱持續(xù)時間（即旋轉爆震持續(xù)時間）為370 ms（t=17.33～17.70 s）。

圖5（a）為 高 頻 壓 力 傳 感 器PCB1、PCB2、PCB3的原始電壓信號。受高溫爆震燃燒產(chǎn)物的影響，原始電壓信號在試驗過程中發(fā)生了溫漂現(xiàn)象，PCB1、PCB3處未能輸出有效電壓信號（電壓值接近–10 V），僅傳感器PCB2可持續(xù)工作。根據(jù)高頻壓力波形，旋轉爆震波持續(xù)時間約為360 ms（0.19～0.55 s）。根據(jù)高頻采集系統(tǒng)和低頻采集系統(tǒng)的時間同步關系，旋轉爆震工作時間為17.14～17.50 s；而基于壁面壓力判斷的旋轉爆震工作時間為17.33～17.70 s，共370 ms，與基于高頻壓力判斷的旋轉爆震工作時間基本一致。

圖 5 4#試驗高頻壓力Fig. 5 High frequency pressure of test 4#

式中，D為燃燒室平均直徑，N為爆震波波頭數(shù)目。

由于僅有一個PCB傳感器正常工作，無法判斷爆震波波頭數(shù)目。若燃燒室中存在2個同向傳播的爆震波，爆震波傳播速度為1375 m/s；若存在3個同向傳播的爆震波，則爆震波傳播速度為917 m/s。在忽略溫度和壓力影響的情況下，C-J速度主要受當量比的影響。當量比為0.72、常溫常壓條件下乙烯和空氣的C-J速度為1700 m/s，2個爆震波時的傳播速度為C-J速度的80.9%，速度虧損約20.1%；3個爆震波時的傳播速度為C-J速度的53.9%，速度虧損約46.1%。參考文獻[8-18]的結果，碳氫燃料爆震波的平均傳播速度約為735～1226 m/s，為C-J速度的43.7%～68%。假設4#試驗中爆震波波頭數(shù)目為3個，爆震波傳播速度917 m/s，為C-J速度的53.9%，與文獻結果較為吻合。

圖 6 4#試驗旋轉爆震波傳播頻率Fig. 6 Rotating detonation propagation frequency results of test 4#

穩(wěn)定工作階段的爆震波傳播頻率如圖6（a）所示，可知爆震波傳播過程總體較平穩(wěn)，平均傳播頻率為6.04 kHz。PCB壓力信號本身反映了旋轉爆震波傳播的周期特性，對原始壓力信號進行快速傅里葉變換（FFT），得到如圖6（b）所示的功率譜分布圖。通過FFT變換得到的主頻為6.0707 kHz，與上述計算方法結果吻合較好。因此，在4#試驗中，當量比為0.72時，乙烯燃料旋轉爆震穩(wěn)定工作的傳播頻率為6.04 kHz；在旋轉爆震工作過程中，隔離段入口氣流速度約保持為Ma=2.5，即模擬飛行條件下進氣道出口未受到旋轉爆震波的影響。

2.2 試驗工況的影響

在不同當量比下開展了系列試驗，在當量比0.43～0.99范圍內(nèi)均實現(xiàn)了旋轉爆震波的起爆和穩(wěn)定傳播。

圖7（a）給出了爆震燃燒室高頻壓力FFT主頻f和燃燒室沿程壁面壓力最大值p（記為燃燒室壓力）隨當量比的變化情況。爆震燃燒室高頻壓力FFT主頻f（即爆震波平均傳播頻率）和燃燒室壓力均基本隨當量比增大而線性升高，燃燒放熱強度增大。圖7（b）為隔離段出口端壓力p、p隨當量比的變化。當量比為0.43～0.64時，爆震燃燒反壓影響區(qū)域位于p測點下游；當量比增大至0.72～0.99時，燃燒室壓力提高、爆震反壓影響區(qū)域前移至p測點處。整個試驗工況范圍內(nèi)，旋轉爆震穩(wěn)定工作時隔離段壓力p保持不變，即旋轉爆震燃燒反壓區(qū)域位于隔離段p測點下游。

圖 7 不同當量比下的旋轉爆震波傳播主頻及燃燒室和隔離段壓力Fig. 7 Rotating detonation propagation frequency，and pressure in the combustor and isolator under different equivalent ratios

為進一步分析爆震波強度等隨當量比的變化，統(tǒng)計了系列試驗過程中同一燃燒室壓力測量位置的爆震波高頻壓力平均峰值，如圖8所示。

圖 8 不同當量比下的爆震波高頻壓力平均峰值Fig. 8 Averaged detonation wave pressure peaks under different equivalent ratios

隨著當量比增大，爆震波高頻壓力平均峰值先升高后降低，即爆震波相對強度隨當量比增大先升高后降低。爆震波高頻壓力平均峰值最大值對應的當量比約為0.72。

在當量比0.45～0.72范圍內(nèi)，燃料流量隨當量比增大而逐漸增大，燃燒放熱量升高，故爆震燃燒室壓力和傳播頻率逐漸增大。當量比增大至0.8、0.9時，燃燒放熱量、爆震燃燒室壓力和傳播頻率進一步升高，但爆震波高頻壓力平均峰值逐漸降低，這與較高當量比下爆震波前爆燃燃燒增加有關。原因可能在于：旋轉爆震屬于邊混合邊燃燒的過程，新一輪可燃混合氣與上一輪旋轉爆震燃燒產(chǎn)物在交界面上接觸并形成提前燃燒；當量比增大后，燃燒產(chǎn)物溫度升高，加劇了提前燃燒，從而降低了旋轉爆震的燃燒放熱量和高頻壓力平均峰值。

爆震波前可燃混合氣的提前燃燒還會導致可燃混合氣溫度升高，從而降低爆震波壓比和峰值壓力。另外，爆震燃燒室壓力升高會降低燃燒室入口氣流速度，增加可燃混合氣在旋轉爆震燃燒室內(nèi)的停留時間和因此導致的提前爆燃燃燒量，并加劇燃料噴嘴附近的局部邊界層分離以及可燃混合氣與高溫旋轉爆震燃燒產(chǎn)物的接觸時間，進一步降低爆震燃燒放熱量和爆震波強度。與當量比0.8、0.9的工況相比，當量比1.0時高頻壓力平均峰值稍有升高，可能原因是：與當量比0.8、0.9的工況相比，當量比1.0工況下旋轉爆震波前的提前爆燃不足以消耗增加的燃料流量，故高頻壓力平均峰值又稍有升高。

針對試驗構型開展了三維非預混旋轉爆震燃燒流場計算（乙烯當量比1.0）。對穩(wěn)定傳播階段的隔離段和燃燒室沿程壓力進行面積平均處理，并與試驗所得時間平均沿程壓力分布結果對比，如圖9所示。試驗和計算結果均捕捉到了隔離段壓力升高過程，燃燒室中形成了壓力平臺，試驗所得最大無量綱燃燒室壓力為3.9，低于計算值4.6，這與計算采用的總包化學反應模型和忽略壁面?zhèn)鳠嵊嘘P。另外，試驗中燃燒室最大壓力起始位置更靠近上游，這表明燃燒放熱位置更提前，如圖中紅色箭頭標注所示。燃燒室最大壓力起始位置更靠近上游的原因可能在于：高度較低的隔離段中存在安裝激波，使得流動分流、爆燃燃燒提前，燃燒反壓影響區(qū)域前移；同時，爆震波燃燒放熱量減少、強度降低，燃燒室最大壓力降低且位置向上游移動。

圖 9 隔離段和燃燒室沿程壓力計算結果與試驗結果對比Fig. 9 Comparison of computational and experimental results of pressure distribution in the isolator and combustor

2.3 常溫煤油旋轉爆震傳播過程初步分析

以常溫煤油為燃料初步開展了直連試驗，當量比為0.70。試驗過程中的加熱器室壓p，隔離段壁面壓力p、p、p以及爆震燃燒室沿程壓力p～p如圖10所示。在圖10（a）中，起爆后隔離段壓力p出現(xiàn)了波動，但最終恢復穩(wěn)定，且基本不受旋轉爆震的影響。原因可能包括：一方面，煤油燃料旋轉爆震波的傳播穩(wěn)定性低于乙烯；另一方面，煤油燃料的旋轉爆震波波頭數(shù)目少于乙烯，但傳播速度與乙烯基本一致，使得煤油燃料旋轉爆震波對來流的影響更為強烈，需要更長時間形成穩(wěn)定流場。其他結果與圖4類似，不再贅述。

圖 10 8#試驗壓力結果Fig. 10 Pressure results of test 8#

圖11（a）為8#試驗的高頻壓力局部放大圖，壓力具有明顯的周期性和脈動特征，判斷形成了旋轉爆震波。圖11（b）為FFT結果，主頻為3.97 kHz，判斷形成了2個爆震波。采用2.1節(jié)的方法進行計算，煤油燃料旋轉爆震波的傳播速度約為904 m/s。與工況相近、當量比為0.72的4#乙烯旋轉爆震試驗結果相比，煤油燃料旋轉爆震波波頭數(shù)目減少、傳播速度基本一致（略有降低）。

煤油燃料旋轉爆震試驗圖像如圖12（a）所示。旋轉爆震工作過程中，燃燒室火焰為透明的淡藍色，尾噴管出口無明顯火焰。圖12（b）為形成外燃（爆燃）時的圖像，尾噴管出口火焰明顯長于旋轉爆震時尾噴管出口火焰。

圖 11 8#試驗高頻壓力結果Fig. 11 High frequency pressure results of test 8#

3 結 論

在模擬飛行馬赫數(shù)5.0條件下開展了乙烯和常溫煤油旋轉爆震直連試驗，得到如下結論：

1）在乙烯當量比0.43～0.99范圍和常溫煤油當量比0.7工況下實現(xiàn)了旋轉爆震波的穩(wěn)定傳播。旋轉爆震工作期間，隔離段入口始終保持為馬赫數(shù)2.5，未受到旋轉爆震的影響。

2）通過高頻壓力測量，乙烯旋轉爆震波傳播頻率范圍為5.32～6.42 kHz，爆震燃燒室平均壓力和爆震波平均傳播頻率均隨當量比的增大而線性增大。當量比為0.72時，燃燒室內(nèi)為3個爆震波頭，速度虧損約為46%。

3）隨著乙烯當量比增大，爆震波高頻壓力平均峰值先升高后降低。當量比較高時爆震波高頻壓力平均峰值降低，可能是爆燃比例相對增大導致的。

圖 12 煤油燃料旋轉爆震試驗圖像Fig. 12 Photography of kerosene-fueled test results

4）與隔離段壁面沿程壓力相比，旋轉爆震燃燒室的壁面壓力迅速升高并形成了壓力平臺。

5）以乙烯相比，煤油為燃料時的旋轉爆震波波頭數(shù)目減少，傳播速度基本一致。