不同當量比下噴管對旋轉爆震特性的影響研究*

王順利，吳 云,2，金 迪，郭善廣，鐘也磐，楊興魁

（1. 空軍工程大學航空等離子體動力學重點實驗室，陜西 西安 710038；2. 西安交通大學機械工程學院航空發動機研究所，陜西 西安 710049）

爆震燃燒是一種近似于等容燃燒的高效燃燒放熱方式。相同初始條件下，采用爆震燃燒的發動機相比傳統采用等壓燃燒的發動機具有更高的熱循環效率。旋轉爆震發動機(rotating detonation engine,RDE)作為爆震發動機的一種，具有工作頻率高、只需一次點火和結構簡單等優點。20 世紀60 年代，Voitsckhovskii 等[1]最早進行了旋轉爆震實驗，獲得了連續的旋轉爆震波。Bykovskii 等[2-6]開展了多種燃料下的旋轉爆震實驗，為后續的旋轉爆震機理研究提供了有效參考。目前，隨著日益增長的高性能發動機研制需求，旋轉爆震發動機已經成為國際研究的熱點[7-8]。噴管是發動機的重要增推裝置，學者們相繼開展了噴管與旋轉爆震燃燒室的匹配和噴管對推力性能影響的研究。

仿真方面，Shao 等[9]利用數值模擬研究了拉瓦爾噴管、收斂噴管、擴張噴管和平直噴管對發動機推進性能的影響，發現噴管能夠很大程度上提高發動機的推進性能，其中拉瓦爾噴管對性能的提升最明顯。Yi 等[10]針對加裝不同噴管的氫氣-空氣RDE 推力性能進行了仿真研究，認為擴張噴管對RDE 提高推力、比沖以及降低總壓損失效果較好。Jourdaine 等[11]建立了H2/O2和H2/air 等2 種爆震波三維詳細化學反應模型，通過對流場結構的分析，發現加裝塞式噴管有助于提高旋轉爆震發動機燃燒室壓力、比沖和燃燒效率。

實驗方面，Kato 等[12]以氧氣和乙烯為氧化劑和燃料，研究了不同噴管對旋轉爆震特性和RDE 推力性能的影響。實驗結果表明，收斂噴管和收斂擴張噴管都有助于增加RDE 推力，其中收斂擴張噴管效果最好。高劍等[13]的噴管實驗結果表明，收斂噴管對RDE 推力的提升效果最明顯，拉瓦爾噴管對推力提升也有一定作用，但加裝擴張噴管會降低RDE 推力。Fotia 等[14]研究了塞式噴管的軸向安裝高度、中心錐體半角和中心錐體截斷對于質量流量和推力效率的影響，發現塞式噴管的質量流量和推力效率對中心錐體半角不敏感，截斷塞式噴管的中心錐體會降低推力效率。Rankin 等[15]采用實驗測量和數值模擬2 種方法，證明了圓錐形中心體與RDE 下游的收斂擴張噴管的組合可以作為一種有效的無源流動控制技術，用來減弱爆震波對下游流場的周期性影響。綜上所述，噴管對于提升RDE 的推力性能有重要作用。但要使噴管更好地與爆震燃燒室匹配從而獲得更佳的總體性能，還需要研究噴管對于爆震燃燒室內爆震波特性的影響。

基于煤油和空氣在常溫條件下的爆震較難實現，本實驗通過煤油預燃裂解產生高活性分子提高煤油活性，并采取氧含量與空氣較接近的氧氣體積分數為30%的富氧空氣作為氧化劑，實現旋轉爆震并開展3 種典型噴管（收斂、擴張和收斂擴張型）對旋轉爆震波模態轉換和波速特性的影響研究。

1 實驗系統

實驗系統主要由7 部分組成，即供油系統、供氣系統、點火系統、時序控制系統、RDE、噴管和測量與數據采集系統，如圖1 所示。

圖1 實驗系統Fig. 1 Experimental system

1.1 供油系統

供油控制臺(見圖2)通過內部變頻器控制油泵壓力（預設為1.25 MPa），為RDE 提供穩定壓力的煤油。在一定的供油壓力下，煤油流量通過噴嘴大小和數量來控制，由流量計標定，實驗中采用的噴嘴均為丹佛斯噴嘴。

1.2 供氣系統

供氣系統（見圖3）主要用于為點火系統（預爆管）提供預爆所需的氫氣和氧氣，為預燃室提供空氣以及向RDE 提供爆震所需的30%富氧空氣。RDE 所需氣體均由高壓氣源供應，流量大小由音速噴嘴和調節來流總壓控制并用流量計標定。

圖2 供油平臺Fig. 2 Fuel supply system

圖3 供氣平臺Fig. 3 Gas supply system

1.3 點火系統

RDE 的點火由與燃燒室外壁連接的預爆管實現。氫氣和氧氣通過預爆管頂端兩側接口進入預爆管，然后由火花塞（點火能量50 mJ）點燃，在預爆管內完成爆燃轉變為爆震的過程，于出口處形成初始爆震波用于旋轉爆震燃燒室點火。

1.4 時序控制系統

所有系統時序均由計算機集成控制，實驗過程時序如圖4 所示，先對煤油進行預燃裂解產生裂解氣，裂解氣隨后與氧化劑摻混，由預爆管點火起爆。

圖4 實驗時序Fig. 4 Time sequence of the experiments

1.5 旋轉爆轟發動機

RDE 部分（見圖5）由4 段組成：預燃室、裂解室、集氣腔和爆震燃燒室。預燃室在最前端，其作用是少量煤油（預燃煤油）的完全燃燒（當量比為1），為裂解室中的煤油（裂解煤油）提供高溫裂解環境，促進裂解過程的進行。裂解室內噴入的煤油吸收預燃室煤油燃燒所產生的熱量，裂解成活性更高的氣態混合物，即裂解氣。爆震燃燒室噴注結構采用噴孔-環縫型（見圖6），裂解氣集氣腔上周向布有180 個直徑為1 mm 的圓形噴注孔與爆震燃燒室相連。氧化劑（30%富氧空氣）則通過集氣腔出口寬度為0.4 mm 的環縫進入爆震燃燒室。爆震燃燒室采用的是環形燃燒室結構，其中，內筒直徑為120 mm，外筒直徑為150 mm，內外筒同心安裝，環形燃燒室寬度為15 mm，軸向長度為170 mm。

圖5 旋轉爆震發動機簡圖Fig. 5 Schematic diagram of the RDE

圖6 集氣腔剖面圖Fig. 6 The profile of the plenum chamber

1.6 噴管

實驗中使用了3 種類型的噴管：收斂噴管、擴張噴管和收斂擴張噴管，其中收斂和收斂擴張型噴管的出口和喉道與燃燒室環形通道的出口面積比分別為0.415 和0.151。而擴張噴管的出口與燃燒室環形通道面積比為2.46。中心錐體半角為30°，收斂和收斂擴張型噴管收斂段收斂半角均為21°，收斂擴張噴管擴張段擴張半角為10°。收斂噴管與擴張噴管與中心錐體軸向長度相等，收斂擴張噴管的收斂、擴張段軸向長度均為150 mm。各噴管的具體結構如圖7 所示，其中紫色部分為燃燒室以及噴管流，噴管通過法蘭盤與燃燒室外筒后端由螺栓連接，噴管進口與中心錐體底面平齊。

圖7 噴管側剖面圖Fig. 7 Side profiles of the nozzles

1.7 測量與數據采集系統

測量與數據采集系統主要由高頻壓力傳感器(型號為PCB 113B24)和NI-X 系列數據采集設備組成。2 個壓力傳感器嵌入式安裝在燃燒室外壁同一軸向位置，且周向呈90°，用來測量燃燒室中的動態壓力信號，2 組信號分別記為通道1(PCB1)、通道2(PCB2)，安裝位置如圖8 所示。本文實驗中，壓力信號頻率定義為單位時間內爆震波沿環形燃燒室傳播一周的次數。鑒于本實驗測量中，單波模態下爆震波頻率在2 kHz 左右，對壓力信號的測量主要針對其頻率特征，因此NI 系統每個數據通道采樣頻率設置為200 kHz，完全滿足旋轉爆震壓力信號數據采集的要求。

2 實驗結果與分析

圖8 燃燒室Fig. 8 The detonation combustion chamber

實驗工況如表1 所示，F1、F2、F3、F4分別為預燃室空氣流量、預燃煤油流量、裂解室補油流量和爆震燃燒室30% 富氧空氣流量，γ 為當量比，即裂解室補油流量完全燃燒所需富氧空氣流量與實際富氧空氣流量之比。通過改變裂解室補油流量改變當量比，研究了加裝不同噴管后的裂解氣旋轉爆震特性。實驗中，預燃空氣和煤油分別以流量F1和F2進入預燃室燃燒，產生的熱量對于在裂解室噴入的流量為F3的煤油進行裂解產生裂解氣，裂解氣和富氧空氣通過噴孔環縫結構注入爆震燃燒室而后由預爆管點火。其中富氧空氣噴注壓力為1.2 MPa，裂解氣噴注壓力約為0.45 MPa，溫度約為500 K，具體裂解氣參數以及成分的詳細描述見文獻[16-17]。

表1 實驗工況Table 1 Experimental conditions

2.1 爆震波模態

實驗中共出現了3 種典型爆震波模態，即單波模態、對撞點不穩定的雙波對撞模態和對撞點穩定的雙波對撞模態，下面主要對這3 種模態進行分析。

2.1.1 單波模態

圖9 中給出了當量比為0.85 時，無噴管、擴張噴管、收斂噴管和收斂擴張噴管下的爆震波壓力信號及其頻譜。從頻譜中可以看出，無噴管、擴張噴管和收斂噴管下的壓力信號頻率成分主要包括一個單一主頻和若干個能量較低的倍頻，這是單波模態的典型頻譜特征。結合時域信號的結果，可以推斷此時3 種條件下的爆震波均處于穩定的單波模態。而加裝收斂擴張噴管時，主頻約為單波模態下的2 倍，結合時域信號判斷此時為雙波模態，雙波方向將在下文討論。單波模態下，爆震波經過新鮮反應物后，波后反應物高度降低，難以滿足新波頭產生的條件，而由于給定實驗工況下波前的新鮮反應物內反應物活性和斜激波反傳強度沒有達到形成自持傳播的新爆震波頭的條件，因此新的爆震波頭在傳播過程中逐漸減弱消失或以遠小于主爆震波的強度傳播[18]，這在頻譜上表現為能量較低的倍頻。

2.1.2 對撞點不穩定的雙波對撞模態

圖9 PCB1 快速傅里葉變換結果及壓力信號放大圖（當量比為0.85）Fig. 9 FFT results of PCB1 pressure signals and close-ups of PCB1 distribution at the equivalence ratio of 0.85

圖10 壓力信號時域(當量比為0.73，收斂噴管)Fig. 10 Overview of the PCB distribution(equivalence ratio 0.73, convergent nozzle)

圖11 PCB1 時域信號放大圖(當量比為0.73，收斂噴管)Fig. 11 Close-up of PCB1 distribution(equivalence ratio 0.73, convergent nozzle)

對安裝收斂噴管、當量比為0.73 實驗條件下的壓力信號進行處理，得到時域圖（見圖10）并進行放大（見圖11），而后進行傅里葉變換（見圖12）和短時傅里葉變換（見圖13）得到壓力信號主頻及其變化趨勢，圖13 中PSD 為功率譜密度（power spectral density）。此時爆震波均處于對撞點不穩定的雙波對撞傳播模態。Bluemner 等[18]認為這一模態的形成主要與2 個爆震波的速度差有關。此模態下，反應物的低活性不能滿足2 個爆震波充分發展，從而形成2 個強度不同的爆震波，強度的不同表現為2 個爆震波傳播速度的不同，由于2 個爆震波強度相差不大，較弱爆震波并不會逐漸衰減甚至消失，因此不會形成像單波模態的類似頻率特征，而呈現出對撞點向強度較大爆震波周向移動的特性。對時域圖進行放大（見圖11）可以看到，虛框內壓力信號表現為單波模態的相似特征，這是由于對撞點移動至傳感器PCB1 位置附近，PCB1 位于對撞點的壓力影響區內，在此區域內，傳感器測得壓力信號頻率為雙波對撞的發生頻率。因為對撞點移動速度遠小于爆震波傳播速度，因此在對撞點逐漸遠離PCB1 安裝位置時，雙波已經在PCB1 附近發生了多次對撞。虛框內壓力信號峰值先增大，后減小，也說明了對撞點先向PCB1 靠近，然后遠離PCB1 的過程。其中，壓力峰值最大時，對撞點正處于PCB1 安裝位置。當對撞點遠離傳感器位置時，2 個傳播速度不同的爆震波相繼經過傳感器，爆震波壓力表現為雙波傳播模態。壓力信號在時域圖（見圖11）中表現為單波與雙波交替出現的現象，時頻圖（見圖13）呈現為主頻和2 倍主頻的間斷亮線，頻率在2 kHz 左右的亮點說明此時對撞點移動至PCB1 附近。此外可以在時頻圖中看到，頻率亮線間斷并不均勻，這是由于爆震波在傳播過程中的傳播速度差不斷變化，從而導致在此狀態下的雙波對撞模態更復雜。對無噴管、擴張噴管和收斂擴張噴管的壓力信號進行短時傅里葉變換得到2 種實驗條件下的時頻圖（見圖14），發現爆震波同樣以不穩定的雙波對撞模態進行傳播。

圖12 PCB1 壓力信號傅里葉變換結果(當量比為0.73，收斂噴管)Fig. 12 FFT results of PCB1(equivalence ratio 0.73, convergent nozzle)

圖13 PCB1 壓力信號的短時傅里葉變換結果(當量比為0.73，收斂噴管)Fig. 13 STFT results of PCB1(equivalence ratio 0.73, convergent nozzle)

圖14 PCB1 壓力信號的短時傅里葉變換結果（當量比為0.73）Fig. 14 The STFT results of PCB1 (equivalence ratio 0.73)

2.1.3 對撞點穩定的雙波對撞傳播模態

如圖15 所示，當量比為1.02 時，擴張噴管條件下，爆震波仍保持單波模態；無噴管、加裝收斂噴管和收斂擴張噴管實驗條件下，爆震波主頻在4 kHz 左右，約為單波模態下的2 倍，結合壓力信號時域圖分析，得到此時爆震波以對撞點穩定的雙波對撞模態傳播。此模態下，隨著當量比的提高，反應物活性提高，2 個反向傳播的爆震波得以充分發展，形成2 個強度相近的可自持傳播的爆震波，從而在燃燒室內產生周期性對撞，形成穩定的雙波對撞模態。以收斂擴張噴管條件下為例，如圖15（d）以及圖16 所示，PCB1 處的壓力信號頻率約為單波模態下傳播頻率的2 倍（4 kHz），PCB2 處的頻率則與單波模態下的傳播頻率相近。時域圖（見圖17）中可以看到一個周期內存在有2 個爆震波。其中，Δt1、Δt2分別為兩波傳播一周所用的時間，此模態下，Δt1=Δt2即兩波傳播速度相等但爆震波傳播方向相反，因此爆震波必然會在燃燒室的某一點處形成周期性的穩定對撞。PCB 測量到的壓力信號振蕩特征和PCB 測壓點與對撞點的夾角有關[19]。從圖16 可以看出，位于該對撞點附近的PCB2 測得的壓力信號表現出與單波模態相似的特征，4 kHz 左右的能量較低的亮線說明PCB2 與對撞點處并不完全重合，而是存在較小夾角。與PCB2 成90°角安裝的PCB1 表現為穩定的雙波模態。時域上，PCB2 處的壓力信號一個周期內只觀察到了一個壓力峰值，頻域上，該處的壓力信號主頻與單波模態時的類似，只有一個2 kHz 左右的主頻。爆震波壓力方面，可以看到PCB2 處的壓力峰值略大于PCB1 的峰值。這是因為2 道爆震波的對撞瞬間釋放了大量能量，使得對撞點處的壓力有所提升，對撞后爆震波強度需要重新經歷一個由弱到強的發展過程，壓力相比對撞時會降低，這一結論也與劉世杰等[19]的實驗結果相符。

圖15 PCB1 壓力信號的傅里葉變換結果（當量比為1.02）Fig. 15 FFT results of PCB1 (equivalence ratio 1.02)

圖16 PCB2 信號的短時傅里葉變換結果（當量比為1.02，收斂擴張噴管）Fig. 16 STFT results of PCB2(equivalence ratio 1.02, convergent-divergent nozzle)

圖17 PCB1 壓力信號放大圖（當量比為1.02，收斂擴張噴管）Fig. 17 Close-up of PCB distribution(equivalence ratio 1.02, convergent-divergent nozzle)

2.1.4 不同噴管結構下的模態轉換分析

對不同噴管結構下的爆震波壓力信號進行對比分析，發現當量比為0.73 時，無噴管和加裝噴管條件下爆震波均以對撞點不穩定的雙波對撞模態傳播。隨著當量比的提升，不同噴管結構下的模態轉換有顯著差異。當量比提高至0.85，加裝收斂擴張噴管條件下的傳播模態轉變為對撞點穩定的雙波對撞模態；無噴管、加裝擴張噴管以及加裝收斂噴管條件下的爆震波模態轉變為單波模態。當量比繼續提升至1.02 及以上時，無噴管、加裝收斂噴管以及加裝收斂擴張噴管條件下的爆震波模態均為對撞點穩定的雙波對撞模態；加裝擴張噴管條件下，爆震波繼續保持單波模態。可以發現，加裝收斂噴管和收斂擴張噴管后，旋轉爆震波在實驗條件下基本以對撞點穩定的雙波對撞模態傳播，這種現象的出現與收斂噴管和收斂擴張噴管對燃燒室流場的作用有關[20]。

鄧利等[20]認為噴管對于爆震波模態的影響主要是阻塞比對燃燒室內反應物高度的影響以及反射激波在反應物中誘發局部熱點，進而誘發爆震波傳播模態轉換，并通過仿真結果描述了爆震波由單波轉換為雙波的過程。本實驗中，煤油預燃裂解氣和30%富氧空氣通過噴孔-環縫注入燃燒室，加裝收斂噴管和收斂擴張噴管時，出口阻塞比增加造成了背壓的提高，從而促進了出口反射激波的形成和爆震波拖尾斜激波的反傳。從而激波的反傳與前端的新鮮混合物作用誘導局部熱點的形成，并出現新的爆震波頭。由于30%富氧空氣下的裂解氣活性較低，波后混合物高度不足，因此熱點在波后無法形成自持傳播的新爆震波頭，而波前反應物有足夠的高度，使得波前熱點逐步發展成與初始爆震波方向相反的新爆震波頭，最終形成雙波對撞模態。因此在本文實驗條件下，爆震波在加裝收斂和收斂擴張噴管后主要以雙波對撞模態傳播。此模態下，兩爆震波發生對撞后形成與原傳播方向相同的透射激波，透射激波在新鮮反應物中逐步發展為新的爆震波并再次發生對撞，循環往復。當量比為0.73 時，由于當量比較低使得反應物活性進一步降低，不足以維持對撞點穩定的雙波對撞模態，從而使得反向傳播的雙波出現了不同程度的減弱，形成了速度差，這就使得雙波對撞點沿爆震波波速較高的方向周向旋轉，表現為對撞點不穩定的雙波對撞模態。加裝擴張噴管后，燃燒室出口壓力降低，流速增加，從而削弱了反傳的斜激波，降低了由此誘導新的爆震波頭的可能性，因此擴張噴管條件下爆震波主要以單波模態傳播。

2.2 不同噴管下的波速特性

本文中，爆震波波速定義為爆震波沿環形燃燒室的周向傳播速度。圖18 為單波模態下的壓力信號，兩相鄰壓力波峰值時間間隔為Δt，在Δt時間內，爆震波沿環形燃燒室旋轉一周后再次到達PCB1 的安裝位置。由此可導出爆震波波速：

圖18 PCB1 壓力信號放大圖（當量比為0.85，無噴管）Fig. 18 Close-up of PCB distribution(equivalence ratio 0.85, no nozzle installed)

式中：D為燃燒室外徑，f為爆震波頻率。

由上述方法計算了各工況下爆震波波速如圖19 所示。由上述分析可知，當量比為0.73 時，爆震波處于對撞點不穩定的雙波對撞傳播模態。此時，由于同一位置爆震波狀態的周期性變化會使得爆震波頻率的計算值偏高，因此，本文中對不同噴管下的波速特性進行比較時，主要選取當量比0.85、1.02 和1.30 下的爆震波速進行分析。

從圖19 可以看出，當量比在1.02 以上時，加裝收斂噴管和收斂擴張噴管后的爆震波速要高于無噴管和加裝擴張噴管時的波速。在無噴管和加裝擴張噴管時，波速基本在化學恰當比附近（1.02）達到最大值，其原因是靠近化學恰當比時的反應物活性相對更高，更有利于波后化學反應的進行，為爆震波快速傳播提供更多能量。但是，加裝收斂和收斂擴張噴管后波速峰值點出現時對應的當量比要偏離于恰當比，這可能與出口阻塞比的增加導致局部當量比變化有關。相同實驗條件下，加裝收斂噴管和收斂擴張噴管后，燃燒室壓力增加，從而減小了噴注與燃燒室的壓力比值，影響了燃燒室內新鮮混合物的混合，使得燃燒室內局部當量比發生變化，從而導致波速最大值偏離化學恰當比。需要說明的是，雖然改變噴管類型沒有對爆震波結構產生決定性影響，但是波速特性仍發生了上述變化，這可能與30%富氧空氣下混合物的活性較低有關[21]，此時裂解氣爆震波速對噴管結構的變化相比于高活性反應物要更加敏感。實驗中波速始終保持在1 000 m/s 以下，相比于其他氣態碳氫燃料較低，這是由于裂解氣成分較為復雜且煤油裂解氣活性相對較低，實驗中的旋轉爆震效率有待進一步測量。

圖19 爆震波波速隨當量比的變化Fig. 19 Detonation wave velocity varied with equivalence ratio

3 結 論

（1）實驗成功實現了30%富氧空氣為氧化劑條件下的無噴管和加裝收斂噴管、收斂擴張噴管、擴張噴管下的煤油預燃裂解氣旋轉爆震連續自持傳播。

（2）在實驗中發現了3 種爆震波傳播模態，即單波、對撞點不穩定的雙波對撞和對撞點穩定的雙波對撞模態。當量比在0.73～1.30 變化時，受出口流場的影響，不同噴管下爆震波的模態轉換有顯著差異，加裝收斂和收斂擴張噴管導致的阻塞比增加會促使新波頭的產生，導致爆震波主要以雙波對撞模態傳播，而加裝擴張噴管下爆震波主要以單波模態傳播。

（3）在使用30%富氧空氣作為氧化劑的條件下，裂解氣旋轉爆震波速對加裝噴管和噴管類型比較敏感。加裝收斂噴管和收斂擴張噴管會使得波速最大值偏離化學恰當比。相同條件下，加裝收斂擴張噴管后的波速相對加裝其他噴管和無噴管時的波速有一定提升。