中心錐對液態(tài)燃料旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機工作過程與性能的影響

魏萬里，鄭權(quán)，魯江濤，翁春生，武郁文

(1.南京理工大學(xué) 瞬態(tài)物理國家重點實驗室，江蘇 南京 210094；2.淮海工業(yè)集團(tuán)有限公司，山西 長治 046012)

0 引言

旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機(RDE)是一種基于爆轟燃燒方式的新概念發(fā)動機。旋轉(zhuǎn)爆轟波在環(huán)形燃燒室內(nèi)高速傳播壓縮可燃混合氣，波后高溫高壓產(chǎn)物膨脹后從尾部高速排出產(chǎn)生推力。RDE具有熱力循環(huán)效率高、放熱速率快、結(jié)構(gòu)簡單緊湊等優(yōu)點，近年來備受國內(nèi)外關(guān)注，在航空航天推進(jìn)領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景[1-3]。由于液態(tài)燃料具有高熱值、易存儲等優(yōu)點，目前航空航天領(lǐng)域大多采用液態(tài)燃料作為推進(jìn)劑，為了RDE的工程化應(yīng)用，液態(tài)燃料RDE成為近年來推進(jìn)技術(shù)領(lǐng)域研究的熱點。

Bykovskii等[4-7]采用煤油、汽油、苯、酒精、丙酮和柴油等液態(tài)燃料開展了RDE實驗研究，采用速度補償法對發(fā)動機燃燒室內(nèi)流場進(jìn)行觀測，結(jié)果表明使用富氧空氣作為氧化劑時，氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)需大于41%才能獲得穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)爆轟波。隨著氧化劑中氧含量的降低，爆轟波的傳播速度逐漸減小。Kindracki等[8]通過添加少量氫氣的方式實現(xiàn)了貧油工況下煤油/空氣混合物旋轉(zhuǎn)爆轟波穩(wěn)定自持傳播；同時發(fā)現(xiàn)在液態(tài)煤油中加入硝酸異丙酯可以提高煤油活性，在當(dāng)量比為1.1時獲得穩(wěn)定的旋轉(zhuǎn)爆轟波，其傳播速度為1 500 m/s，速度虧損為20%～25%.Zhong等[9-10]采用煤油預(yù)燃燒裂解法研究了旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播特性及5種傳播模態(tài)，分析了富氧空氣氧含量(50%和30%)對旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播特性的影響。旋轉(zhuǎn)爆轟波起爆時間隨燃燒室寬度增加而增大，隨氧化劑噴注環(huán)縫變小而增大；旋轉(zhuǎn)爆轟傳播速度僅隨燃燒室寬度的增加而增大，傳播速度受氧化劑噴注環(huán)縫的影響較小，但是較小的氧化劑噴注環(huán)縫有利于形成雙波對撞模式。王迪等[11]采用煤油/富氧空氣開展了兩相旋轉(zhuǎn)爆轟波的起爆和穩(wěn)定傳播過程實驗研究，實驗發(fā)現(xiàn)隨著氧化劑中含氧量的增加爆轟波速度逐漸增大，基于激光散射相位多普勒分析技術(shù)對霧化流場進(jìn)行了測量，得到不同位置處煤油液滴速度和直徑的統(tǒng)計分布。劉世杰[12]和劉世杰等[13]對連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟波結(jié)構(gòu)、傳播模態(tài)及自持機理進(jìn)行了研究，詳細(xì)分析了同向傳播模式和對撞傳播模式。鄭權(quán)等[14-15]開展了汽油與富氧空氣兩相RDE實驗研究，分析了雙波對撞模態(tài)的傳播特性及發(fā)動機性能，研究了燃燒室長度對發(fā)動機性能的影響。李寶星等[16]采用時空守恒元與求解元(CE/SE)方法對汽油與富氧空氣兩相RDE進(jìn)行了數(shù)值研究，對氣體與液體兩相爆轟波在環(huán)形燃燒室內(nèi)傳播特性及其徑向上的變化進(jìn)行了分析。Wang等[17]使用CE/SE方法對不同來流總溫下的煤油空氣旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)來流總溫對旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播模態(tài)和傳播速度有較大的影響。Zheng等[18]研究了液態(tài)煤油旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播不穩(wěn)定特性，對旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播過程中的空間不穩(wěn)定、時間不穩(wěn)定與再起爆現(xiàn)象進(jìn)行了解釋。

國內(nèi)外學(xué)者針對RDE推進(jìn)性能的實驗和數(shù)值研究也驗證了其具有較好的性能優(yōu)勢。Bykovskii等[19]使用氫氣/空氣獲得了發(fā)動機的最大比沖值為2 200 s.Kindracki等[20]進(jìn)行了甲烷與氧氣兩相RDE推力測試，單位面積推力達(dá)1.1～1.3×105N/m2.Frolov等[21]在外徑406 mm、長310 mm的發(fā)動機上采用氫氣與空氣混合氣體為推進(jìn)劑，獲得了約5 000 N的推力，燃料比沖約3 000 s.Zhou等[22]對RDE的熱力學(xué)性能進(jìn)行了分析，RDE的整體熱效率為26.4%，凈機械功為理想ZND模型的30%.林偉等[23]進(jìn)行了雙波模態(tài)下氫氣/空氣RDE推力測試，產(chǎn)生可靠的有效推力約808.5 N.

僅有少部分學(xué)者研究了燃燒室和尾噴管構(gòu)型對RDE工作過程和性能的影響。陳潔等[24]和孫健等[25]通過數(shù)值模擬分析了燃燒室軸向長度對發(fā)動機性能的影響。高劍等[26]通過實驗分析了燃燒室長度對氫氣/空氣RDE性能的影響。Braun等[27]采用旋轉(zhuǎn)爆轟燃燒室的出口條件作為噴管的入口條件，對光滑發(fā)散噴管、收斂發(fā)散噴管和前擴(kuò)張發(fā)散噴管進(jìn)行研究，評估了噴管長度和進(jìn)口脈動大小對噴管性能的影響。與基準(zhǔn)燃燒室相比，使用直噴管產(chǎn)生的總壓增益下降約27%，錐形噴嘴可以獲得更大的軸向平均流動角。在進(jìn)口壓力較低時，錐形噴管比貝塞爾外壁噴管更合適。在進(jìn)口壓力較高時，貝塞爾外壁噴管要優(yōu)于錐形噴管。因此，最合適的噴管由所需的總壓力增益、出口馬赫數(shù)和流動角決定。Yi等[28]分析了噴管形狀、錐角以及長度對RDE性能的影響，發(fā)現(xiàn)內(nèi)壁面漸縮型噴管獲得的發(fā)動機性能較佳，且在該噴管構(gòu)型上隨著錐角的縮小發(fā)動機推力和比沖逐漸增加。Fotia等[29]分析了不同總質(zhì)量流量下噴管對RDE性能的影響，發(fā)現(xiàn)安裝中心錐和增加燃燒室出口阻塞比有利于提升發(fā)動機性能。

目前關(guān)于RDE的研究，針對尾噴管構(gòu)型的發(fā)動機實驗研究較少。本文采用中心錐安裝于燃燒室內(nèi)壁面末端，分析中心錐內(nèi)縮距離以及錐角對液態(tài)燃料RDE工作過程和性能的影響。本文基于參考文獻(xiàn)[14-15]開展研究，前期工作針對環(huán)形陣列式RDE模型開展了不同燃燒室長度下的發(fā)動機性能分析，發(fā)現(xiàn)最佳燃燒室長度為235 mm.本文在該RDE模型上，以汽油為燃料、富氧空氣為氧化劑，分析中心錐對液態(tài)燃料RDE工作特性的影響，測量不同中心錐位置和錐角時液態(tài)燃料RDE的軸向一維推力，分析中心錐位置和錐角對發(fā)動機推力性能和比沖的影響，以期為液態(tài)燃料RDE的研究及工程化應(yīng)用提供參考。

1 實驗系統(tǒng)介紹

實驗系統(tǒng)由液態(tài)燃料RDE、推進(jìn)劑供應(yīng)系統(tǒng)、推力測試平臺、控制系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成，如圖1所示，圖中PCB為高頻壓力傳感器。

圖1 實驗系統(tǒng)圖

圖1中的推進(jìn)劑供應(yīng)系統(tǒng)、推力測試平臺、控制系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)在參考文獻(xiàn)[14-15]已有詳細(xì)介紹，不再贅述，此處主要介紹所采用的發(fā)動機模型以及中心錐構(gòu)型。液態(tài)燃料RDE采用環(huán)形陣列式噴注結(jié)構(gòu)，16個噴嘴均勻分布在預(yù)混段外壁面。燃燒室內(nèi)徑120 mm、外徑153 mm、寬度16.5 mm、軸向長度235 mm.

如圖2所示，在距離進(jìn)氣環(huán)縫喉部65 mm軸向截面上周向等間距布置高頻壓力傳感器PCB1、PCB2和PCB3，3個傳感器周向間隔為120°.富氧空氣從集氣腔經(jīng)過環(huán)縫沿軸向進(jìn)入環(huán)形燃燒室，汽油通過高壓精細(xì)霧化噴嘴沿徑向噴注進(jìn)入燃燒室，燃料和氧化劑在燃燒室內(nèi)進(jìn)行非預(yù)混爆轟燃燒，徑向噴注的燃料顆粒與軸向噴注的氧化劑可以進(jìn)行較為充分的摻混。為提高液態(tài)燃料RDE點火成功率，使用內(nèi)徑30 mm的氫氣與氧氣預(yù)爆轟管切向安裝進(jìn)行點火起爆。圖2中，Rp為預(yù)爆轟管半徑，Ri為燃燒室內(nèi)壁面半徑，Ro為燃燒室外壁面半徑，中心錐安裝于液態(tài)燃料RDE燃燒室內(nèi)壁面末端，定義燃燒室內(nèi)壁面等直段末端與燃燒室外壁面末端的距離為l，中心錐錐角為θ,通過改變l的大小實現(xiàn)中心錐位置的移動。

圖2 PCB及中心錐結(jié)構(gòu)示意圖

實驗所采集的高頻壓力信號均使用校準(zhǔn)后的高頻壓力傳感器測得，使用限位器以及音速噴嘴和流量計相互校準(zhǔn)等措施，以確保發(fā)動機推力測試結(jié)果的準(zhǔn)確性。無法避免的發(fā)動機推力測試誤差來源主要包括發(fā)動機外壁面測壓孔和預(yù)爆轟管切向噴注孔導(dǎo)致的能量損失、發(fā)動機質(zhì)心不穩(wěn)所產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩、發(fā)動機整體高頻和低頻振動、發(fā)動機供應(yīng)管路側(cè)向牽制力、供給管路內(nèi)來流溫度變化導(dǎo)致的流量計算誤差等。

2 實驗結(jié)果分析

實驗系統(tǒng)時序如圖3所示，工作背壓為大氣壓。本文開展的研究是基于前期大量實驗研究基礎(chǔ)上進(jìn)行的深入研究，為保持實驗研究的一致可比性，選取當(dāng)量比為0.8[14]，保持燃燒室外壁面長度L=235 mm不變[15]，在燃燒室末端安裝中心錐，通過改變中心錐位置l/L，分析液態(tài)燃料旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播特性及推力性能的變化。l/L分別取值0%、8.5%、17%、25.5%、34%和42.6%，錐角θ分別為20°、30°、40°、50°、60°.實驗保持同一工況范圍，空氣流量為810 g/s±10 g/s，氧氣流量為180 g/s±5 g/s，汽油流量為80 g/s±5 g/s，全部實驗工況參數(shù)如表1所示。

圖3 旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機實驗時序圖

表1 實驗工況

2.1 旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播特性分析

圖4所示為工況1的高頻壓力整體分布。圖4中紅色方框1和2對應(yīng)的局部放大圖分別如圖5和圖6所示。從圖5中的高頻壓力信號可以看出，PCB2處壓力峰值較高，PCB1和PCB3測得的壓力峰值較低，每一對PCB2壓力峰值之間均存在兩對PCB1和PCB3，而且PCB1和PCB3的幅值相近并基本重合。根據(jù)高頻壓力傳感器安裝相對位置以及高頻壓力信號特征，可以判斷該工況下為雙波對撞模態(tài)。圖5顯示的局部高頻壓力分布雙波對撞點位于PCB2，該模態(tài)下燃燒室內(nèi)存在兩個傳播方向相反的爆轟波頭，周期性發(fā)生對撞。在前期大量的實驗研究中發(fā)現(xiàn)，在該發(fā)動機模型上雙波對撞模態(tài)長期存在[14-15]，文獻(xiàn)[12-13]也對雙波對撞模態(tài)進(jìn)行了深入研究。

圖4 工況1的高頻壓力分布

圖5 雙波對撞點穩(wěn)定于PCB2(圖4中方框1)

圖6 雙波對撞點穩(wěn)定于PCB3(圖4中方框2)

雙波對撞點位于PCB2處的傳播過程如圖7所示。定義某個雙波對撞周期內(nèi)，未對撞之前的爆轟波分別為M和N，旋轉(zhuǎn)爆轟波M和N同時存在且傳播方向相反，于PCB2附近發(fā)生對撞后，兩個爆轟波的前導(dǎo)激波分別透射進(jìn)入彼此的爆轟產(chǎn)物區(qū)，形成透射激波m和n；此時透射激波傳播速度較小，對撞后透射激波m和n按原方向繼續(xù)傳播。隨著透射激波m和n的傳播，可燃?xì)怏w層高度逐漸增加，此時透射激波m和n接觸到的新鮮可燃?xì)怏w層，為上一輪爆轟波N和M的爆轟產(chǎn)物接觸面上的新鮮可燃?xì)怏w，接觸面上存在提前燃燒現(xiàn)象。該氣體層已具有較高溫度，在激波擾動下更容易形成旋轉(zhuǎn)爆轟波。透射激波m和n逐漸增強為爆轟波M′和N′，于PCB2對稱點處再次發(fā)生對撞，形成透射激波m′和n′，繼而重復(fù)上述傳播過程。軸向新鮮可燃?xì)怏w的快速噴注、穩(wěn)定可燃?xì)怏w層的快速建立，以及對撞后透射激波保持足夠的強度，能夠快速誘燃可燃?xì)怏w層并使透射激波增強為新的爆轟波，這些條件是實現(xiàn)雙波對撞傳播模態(tài)的關(guān)鍵[13]。圖8所示為工況1下PCB2所測得的高頻壓力信號短時傅里葉變換(STFT)分析結(jié)果，STFT結(jié)果顯示旋轉(zhuǎn)爆轟波的頻率f=1 823.3 Hz.

圖7 雙波對撞點位于PCB2的傳播過程示意圖

圖8 工況1基于PCB2的STFT結(jié)果

受氧化劑和燃料動態(tài)填充摻混過程的影響、燃燒室內(nèi)周向不同位置可燃?xì)怏w層高度的變化，以及可燃混氣的濃度和液滴大小分布差異，導(dǎo)致雙波對撞點產(chǎn)生偏移。在該發(fā)動機模型上雙波對撞點僅穩(wěn)定于PCB3和PCB2附近，未發(fā)現(xiàn)穩(wěn)定于PCB1附近的現(xiàn)象。這是因為預(yù)爆轟管的切向噴注孔靠近PCB1，且切向噴注孔直徑(16 mm)與燃燒室寬度(16.5 mm)相近，旋轉(zhuǎn)爆轟波或透射激波順時針傳播至PCB1處，受預(yù)爆管切向噴注孔的剝離作用會發(fā)生衰減。如圖7中預(yù)爆轟管內(nèi)紅色箭頭所示，旋轉(zhuǎn)爆轟波成功起爆后，預(yù)爆轟管內(nèi)無新鮮可燃混氣填充，每一個雙波對撞周期內(nèi)，透射激波m或爆轟波M′經(jīng)過切向噴注孔時均會被削弱，導(dǎo)致透射激波或爆轟波傳播至預(yù)爆轟管內(nèi)發(fā)生衰減。同一雙波對撞周期內(nèi)反方向的透射激波n或爆轟波N′受到的影響較小，導(dǎo)致對撞點的偏移無法穩(wěn)定于PCB1附近。因此在保證旋轉(zhuǎn)爆轟波能夠成功起爆的前提下，應(yīng)盡量縮小預(yù)爆轟管的切向噴注孔尺寸。同時從圖5和圖6中可以看出，雙波對撞點處爆轟波壓力峰值大小變化較大。這是因為雙波對撞點處的瞬時高溫高壓抑制了新鮮可燃?xì)怏w層的軸向填充過程，導(dǎo)致可燃?xì)怏w層的高度無法在短時間內(nèi)得到恢復(fù)，需要經(jīng)過一個或多個自持傳播周期才能恢復(fù)。燃燒室內(nèi)氧化劑和燃料為動態(tài)填充摻混過程，隨著周向位置和時間的變化可燃混氣濃度和液滴粒徑大小分布均存在差異，也會導(dǎo)致液態(tài)燃料旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播過程的時間和空間不穩(wěn)定性。

工況6下的高頻壓力整體分布如圖9所示。該工況下雙波對撞模態(tài)傳播過程高度不穩(wěn)定，不斷出現(xiàn)短暫熄爆再起爆和對撞點偏移現(xiàn)象。熄爆再起爆過程伴隨著爆轟波衰減、激波的增強，以及對撞點的偏移。圖9中紅色方框內(nèi)為兩處較明顯的熄爆再起爆現(xiàn)象，黑色方框部分為快速傅里葉變換(FFT)分析的結(jié)果。對該工況下PCB3所測得的高頻壓力信號進(jìn)行FFT分析，結(jié)果顯示旋轉(zhuǎn)爆轟波的頻率f=1 705.6 Hz，與工況1相比明顯降低。前期實驗研究發(fā)現(xiàn)在該發(fā)動機模型上，以汽油為燃料的旋轉(zhuǎn)爆轟波頭高度為55～70 mm[14].隨著中心錐位置的前移，燃燒室內(nèi)壁面等直段與中心錐連接處的突擴(kuò)部位產(chǎn)生的膨脹波，會透過斜激波區(qū)域的亞音速高溫燃?xì)馇皞饔绊懭紵翌^部旋轉(zhuǎn)爆轟波的傳播穩(wěn)定性。隨著l/L的增大燃燒室內(nèi)壁面等直段距離縮短，突擴(kuò)段的膨脹波對旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播穩(wěn)定性的影響增大，液態(tài)燃料旋轉(zhuǎn)爆轟波穩(wěn)定性降低，透射激波m′和n′的衰減，出現(xiàn)了短暫的中斷現(xiàn)象。

圖9 工況6的高頻壓力分布

圖10給出了爆轟波傳播頻率和波速隨l/L的變化趨勢，爆轟波傳播速度和頻率隨中心錐位置的前移呈下降趨勢。隨著中心錐位置的前移，燃燒室內(nèi)壁面等直段與中心錐連接處的突擴(kuò)段與燃燒室頭部的距離變短，突擴(kuò)段產(chǎn)生的膨脹波對旋轉(zhuǎn)爆轟波自持傳播穩(wěn)定性的影響逐漸增強，導(dǎo)致旋轉(zhuǎn)爆轟波速度和頻率逐漸降低；當(dāng)l/L>25.5%時出現(xiàn)熄爆再起爆現(xiàn)象，爆轟波傳播速度下降速率增大。同時，雙波對撞模態(tài)下爆轟波傳播一周要經(jīng)過爆轟波對撞、透射激波傳播、透射激波增強等不同過程，也會導(dǎo)致較大的速度虧損。

圖10 頻率和波速隨l/L的分布

2.2 高頻推力分析

旋轉(zhuǎn)爆轟波在燃燒室內(nèi)沿周向傳播，其波后高溫高壓產(chǎn)物在斜激波和膨脹波的作用下，在燃燒室迅速膨脹至發(fā)動機出口后高速排出、產(chǎn)生推力。圖11顯示了工況1的推力隨時間變化曲線。由圖11可見，高頻推力采集系統(tǒng)觸發(fā)時間為500 ms時刻，在800 ms時刻開始空氣和氧氣噴注，在900 ms時刻點火起爆發(fā)動機推力瞬間增大。因?qū)嶒炂脚_存在軸向彈性限位裝置，以及高頻推力傳感器的工作特性導(dǎo)致推力載荷無法瞬間達(dá)到電位平衡，推力曲線表現(xiàn)出高峰值的振蕩現(xiàn)象，約幾百毫秒后推力曲線進(jìn)入平穩(wěn)階段。在2 400 ms時關(guān)閉燃料和氧氣，持續(xù)噴注空氣對發(fā)動機進(jìn)行冷卻吹除，推力曲線經(jīng)過約40 ms振蕩后降至低位，發(fā)動機工作時間為1.5 s.對推力曲線進(jìn)行積分如圖12所示，選取穩(wěn)定工作范圍兩個點A和B進(jìn)行線性擬合，可得平均總推力F=943.9 N，環(huán)形燃燒室截面積為7.07×10-3m2，單位面積質(zhì)量流率為1.53×105g/(m2·s)，單位面積推力為1.34×105N/m2，燃料比沖為1 142.5 s.

圖11 工況1的推力隨時間分布

圖12 工況1的推力和推力面積積分隨時間分布

2.3 中心錐位置和錐角對發(fā)動機性能的影響

開展6種中心錐位置l/L和5種錐角θ下的RDE一維軸向推力測試。保持中心錐錐角θ=30°不變，圖13所示為發(fā)動機推力和燃料比沖隨中心錐位置的變化趨勢，可見與圖10所示的旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播速度和頻率變化趨勢基本一致。由圖13可見：當(dāng)l/L=0%時，發(fā)動機推力和燃料比沖為6種實驗工況中的最大值；隨著中心錐位置的前移，旋轉(zhuǎn)爆轟燃燒室內(nèi)斜激波區(qū)域的高溫燃?xì)廨S向等直膨脹距離變短，且受中心錐頭部突擴(kuò)段膨脹波的影響，旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播速度逐漸降低；當(dāng)l/L>25.5%時，燃燒室內(nèi)壁面等直段距離達(dá)到臨界值，受膨脹波影響燃燒室頭部旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播穩(wěn)定性變差，開始出現(xiàn)短暫熄爆再起爆現(xiàn)象，導(dǎo)致旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播速度突降。旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播速度的降低以及高溫燃?xì)廨S向膨脹有效距離的變短，發(fā)動機出口截面高溫燃?xì)獾妮S向分速度降低，導(dǎo)致發(fā)動機推力和燃料比沖隨之降低。

圖13 推力和燃料比沖隨l/L的分布

保持中心錐l/L=0%不變，圖14所示為發(fā)動機推力和燃料比沖隨中心錐錐角θ變化趨勢圖。由圖14可見，隨著中心錐錐角逐漸增大，中心錐軸向長度逐漸變短，爆轟產(chǎn)物受中心錐外壁面的約束作用逐漸減弱。高溫燃?xì)庠趶较蚍较蛏涎杆倥蛎洠鋸较蚍炙俣仍龃蟆⑤S向分速度減小，發(fā)動機出口截面平均推力密度降低，發(fā)動機推力和燃料比沖逐漸降低。中心錐頭部突擴(kuò)段產(chǎn)生的膨脹波也會對外流場的高溫燃?xì)馀蛎涍^程產(chǎn)生影響，隨著突擴(kuò)段角度增大膨脹波增強，當(dāng)θ>40°時達(dá)到臨界值，發(fā)動機推力和燃料比沖下降速率增大；當(dāng)θ=20°時發(fā)動機推力和燃料比沖達(dá)到5種工況下的最大值，分別為951.6 N和1 151.8 s.圖15所示為不同中心錐錐角下發(fā)動機出口高溫燃?xì)饬鲃訝顟B(tài)。由圖15可見：在θ=20°和θ=30°工況下，中心錐軸向長度較長，突擴(kuò)段膨脹波影響作用較小，高溫燃?xì)庠谕饬鲌龅妮S向膨脹過程較為充分，尾焰整體呈淡藍(lán)色，溫度較高；當(dāng)θ=50°和θ=60°時，中心錐錐角增大、軸向長度變短，外流場的高溫燃?xì)鈴较蚺蛎涍^程增強，表現(xiàn)為尾焰形狀的變化，從尾焰顏色變化可以發(fā)現(xiàn)僅外部邊緣存在較小淡藍(lán)色區(qū)域，尾焰燃?xì)鉁囟让黠@降低。

圖14 推力和燃料比沖隨θ的分布

圖15 不同中心錐錐角下的尾焰形狀

3 結(jié)論

本文以汽油為燃料、富氧空氣為氧化劑開展了液態(tài)燃料RDE的實驗研究。測量了不同中心錐位置和錐角時發(fā)動機軸向一維推力，分析了中心錐位置和錐角對發(fā)動機推力性能和比沖的影響。所得主要結(jié)論如下：

1)在RDE模型上，空氣流量為810 g/s±10 g/s，氧氣流量為180 g/s±5 g/s，汽油流量為80 g/s±5 g/s，改變中心錐位置和錐角未對旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播模態(tài)產(chǎn)生影響，各工況下旋轉(zhuǎn)爆轟波均為雙波對撞模態(tài)。預(yù)爆轟管切向噴注孔直徑與燃燒室寬度相近，受其剝離作用影響，雙波對撞點無法穩(wěn)定于預(yù)爆轟管出口附近。在確保旋轉(zhuǎn)爆轟波能夠成功起爆的前提下，應(yīng)盡量縮小預(yù)爆轟管切向噴注孔尺寸，減小其對旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播過程的影響。

2)隨著中心錐位置l/L的增加，燃燒室內(nèi)壁面突擴(kuò)位置前移，突擴(kuò)段產(chǎn)生的膨脹波對旋轉(zhuǎn)爆轟波穩(wěn)定性的影響增強，旋轉(zhuǎn)爆轟波自持傳播的穩(wěn)定性降低，爆轟波傳播速度逐漸降低；當(dāng)l/L>25.5%時，出現(xiàn)熄爆再起爆現(xiàn)象，爆轟波傳播速度下降速率增大。

3)在l/L=0%、θ=20°工況下平均總推力為951.6 N，燃料比沖為1 151.8 s，為所有實驗工況中最大值。隨著中心錐位置l/L或θ的增大，高溫燃?xì)廨S向等直膨脹距離變短，突擴(kuò)段膨脹波影響增強。中心錐型面約束作用減弱，外流場高溫燃?xì)鈴较蚺蛎浽鰪姡l(fā)動機出口高溫燃?xì)廨S向分速度逐漸減小，發(fā)動機推力和燃料比沖逐漸降低；當(dāng)l/L>25.5%或θ>40°時，受熄爆再起爆和膨脹波增強影響，發(fā)動機推力和燃料比沖下降速率增大。