當量比對汽油燃料兩相旋轉爆轟發動機工作特性影響實驗研究*

葛高楊，馬 元，侯世卓，夏鎮娟，馬 虎，鄧 利，周長省

（1. 南京理工大學機械工程學院，江蘇 南京 210094；2. 海軍航空大學青島校區航空機械工程與指揮系，山東 青島 266100；3. 中國工程物理研究院化工材料研究所，四川 綿陽 621999）

旋轉爆轟發動機（rotating detonation engine, RDE）是利用環形燃燒室內連續旋轉傳播的一道或者多道爆轟波掃過推進劑混合物、生成的高溫高壓爆轟產物從噴管排出從而產生推力的新型推進裝置。燃料通過環形面的微型噴嘴噴注到燃燒室內，使用火花塞或其他起爆裝置進行起爆，形成燃燒波沿環形燃燒室周向傳播，逐漸發展成為爆轟波在燃燒室內連續旋轉傳播。由于旋轉爆轟發動機具有結構簡單、推重比大、熱循環效率高等優點，近年來已成為研究熱點。液態燃料與氣態燃料相比具有更高的密度比沖，在相同體積的情況下能產生更大的沖量，因此，隨著對旋轉爆轟發動機的深入研究以及工程應用的需求，研究采用液態燃料組織燃燒的旋轉爆轟成為了關注的重點。

Bykovskii 等[1-6]對以煤油/液氧、煤油/富氧空氣、煤油/氧氣、柴油/富氧空氣以及汽油/富氧空氣為推進劑的兩相連續旋轉爆轟做了大量工作。首先，Bykovskii 等[1]在外徑204 mm、出口直徑50 mm 的圓盤型燃燒室內開展了煤油/富氧空氣、煤油/空氣以及柴油/空氣的旋轉爆轟實驗，成功獲得了連續旋轉傳播的爆轟波。Bykovskii 等[2]采用丙烷/空氣以及液態煤油/空氣，在直徑306 mm 的環形燃燒室內進行了實驗，發現這兩種推進劑活性較低，以空氣作為氧化劑無法起爆，只有在推進劑中加入氧氣（氧氣與氮氣質量比為1）才能獲得連續傳播的旋轉爆轟波。當富氧空氣流量為1.75 kg/s、丙烷流量為0.24 kg/s、當量比為1 時，獲得的爆轟波傳播速度為1.6 km/s；在富氧空氣流量為6.3 kg/s、煤油流量為0.9 kg/s、當量比為0.96 時，爆轟波傳播速度為1.5 km/s。隨后，Bykovskii 等[3]針對煤油/液氧開展了旋轉爆轟實驗，采用速度補償的方法通過觀察窗對燃燒室內流場進行了拍攝，得到了兩相連續旋轉爆轟波的結構特征。在外徑40～100 mm、寬度10～15 mm 的燃燒室內，以氧氣為氧化劑，推進劑混合物質量流量為0.1～2.9 kg/s，化學當量比0.8～1.7，實現了多種液體燃料的兩相旋轉爆轟波的穩定傳播，爆轟波傳播速度為1.1～2 km/s。在點火方面，Bykovskii 等[4]通過實驗驗證了旋轉爆轟波在煤油/空氣以及汽油/空氣混合物中連續穩定傳播的可能性，實驗結果表明爆轟燃燒室直徑必須大于306 mm，且氧化劑氣體中氧氣與氮氣的質量比大于0.41。此外，Bykovskii 等[5-6]采用航空煤油、空氣以及氫氣或者合成氣（CO/H2）進行了旋轉爆轟實驗，燃燒室外徑、寬度和長度分別為503、18 和490 mm，隨著煤油、空氣和氫氣流量的改變，爆轟波傳播模態從單波模態切換到五波模態，爆轟波速度分布在1.15～1.67 km/s，頻率范圍為0.73～4.86 kHz，實驗證明能否維持煤油燃料的旋轉爆轟狀態是由混合氣中的氫含量決定的。當燃料中氫氣的質量分數達到42%，得到的最大比沖值約為4 000 s。Frolov 等[7]采用氫氣、液態丙烷和空氣三組元推進劑在大尺寸環形燃燒室內進行了旋轉爆轟實驗，其中燃燒室外徑為406 mm、寬度為25 mm，氫氣、丙烷和空氣流量范圍分別為0.1～0.5、0.1～0.5 和5～12 kg/s，在氫氣空氣混合物實現自持傳播的旋轉爆轟后加入液態丙烷，獲得了連續旋轉傳播的兩相旋轉爆轟。

Kindracki 等[8]對煤油和空氣噴入環形燃燒室的霧化流場進行了實驗研究，測量了空氣的速度分布以及煤油液滴的直徑。隨后，Kindracki 等[9]開展了煤油氧氣混合物的起爆特性實驗，研究了不同管徑、點火能量以及氧化劑中不同氧含量條件下爆轟波能否直接起爆。Kindracki 等[10]采用煤油、氫氣和空氣三組元推進劑開展了旋轉爆轟實驗，燃燒室外徑和長度分別為168 和120 mm，氫氣、煤油和空氣流量范圍分別為1～10、7.45～16.5 和160～550 g/s。他們研究了燃料中氫含量對燃燒室壓力以及爆轟波傳播速度的影響，在燃料中氫氣占比57%時，爆轟波傳播速度為1 550 m/s，實驗結果表明非均相混合物的旋轉爆轟有20%～25%的速度虧損。此外，還將液態硝酸異丙酯加入煤油中，并對其提高煤油空氣混合物爆轟敏感性的影響進行了考察。

以上大多采用富氧空氣或氧氣作為氧化劑或者在液體燃料中加入氫氣，以此提高反應物的活性，獲得連續傳播的兩相旋轉爆轟波。目前，在我國對于旋轉爆轟發動機的實驗研究大多采用氣態燃料，Liu 等[11]、Xie 等[12]、Lin 等[13]、魏萬里等[14]和Deng 等[15]對采用氫氣、甲烷、乙烯以及乙炔為燃料的氣相旋轉爆轟開展了大量的實驗研究，并對爆轟波起爆、傳播模態與控制、速度虧損以及推力性能等開展了深入研究，而對液體燃料組織燃燒的兩相旋轉爆轟發動機研究較少。

鄭權等[16-17]開展了汽油/富氧空氣的旋轉爆轟實驗，成功起爆并實現了旋轉爆轟波的自持傳播，發現了單波頭、雙波頭和多波頭同時存在的混合傳播模態，且旋轉爆轟波傳播速度存在虧損。在一定范圍，旋轉爆轟波的傳播速度和壓力隨推進劑質量流量的增大而增大。此外，在富氧空氣流量為945.3 g/s、汽油流量為84.3 g/s、當量比為0.82 時，爆轟波傳播模態為雙波對撞，平均傳播速度為1 051 m/s，有效推力為607.3 N，燃料比沖為735.1 s。實驗發現，雙波對撞模態下發動機推力波動較大，推力曲線圍繞平均推力振蕩。

李寶星等[18]開展了燃料/氧化劑分別為煤油/富氧空氣的兩相旋轉爆轟實驗研究，常溫下成功實現了旋轉爆轟的起爆與自持傳播。研究發現，混合物的反應活性至關重要，當氧化劑中氧含量偏低時，旋轉爆轟波無法起爆，直至氧含量增加到39.2%時，才能形成自持傳播的爆轟波；爆轟波成功起爆后均以雙波對撞模態傳播，平均傳播速度偏低；在貧油狀態下，爆轟波傳播速度隨當量比提高而增大；當空氣質量流量大于822 g/s 時，發動機基本以緩燃形式工作。

王迪等[19]采用富氧空氣或氧氣為氧化劑對煤油兩相旋轉爆轟波的起爆和傳播過程進行了研究?；赑DA 方法對霧化流場進行了測量，發現隨著煤油液滴受到氣流剪切作用距離的增加，霧化細度和均勻度變好。當氧化劑為富氧空氣時，燃燒室在單波模態下工作，爆轟波頻率為0.904 kHz。在純氧狀態下，燃燒室在雙波模態下工作，爆轟波傳播頻率為5.882 kHz。在實驗范圍內，隨著氧化劑中含氧量的增加，爆轟波速度逐步增大。

綜上所述，研究多以常溫富氧空氣或氧氣作為氧化劑開展實驗，對液體燃料與空氣的兩相旋轉爆轟波的傳播模態與特性研究較少。這主要是因為氣液兩相旋轉爆轟實驗存在幾個難點：（1）液態燃料的破碎霧化問題，液態燃料破碎霧化后液滴顆粒直徑直接影響到爆轟波的起爆特性以及傳播特性；（2）液態燃料與氧化劑的摻混問題，摻混效果對爆轟波的傳播特性以及穩定性影響較大；（3）相比于氣態燃料，液態燃料組織燃燒的旋轉爆轟需要更大的點火能量，才能成功激發連續旋轉傳播的爆轟波；（4）以常溫空氣作為氧化劑的油氣混合物活性差，難以發展形成連續傳播的旋轉爆轟波。針對氣液兩相旋轉爆轟的難點，本文中采用高總溫空氣與汽油液滴對撞噴注，在高總溫空氣的剪切力作用下，汽油液滴迅速破碎蒸發成氣態，以此提高推進劑的摻混效果與活性；開展不同當量比下的兩相旋轉爆轟實驗，分析爆轟波的傳播模態、傳播特性以及發動機的工作特性。

1 實驗系統

兩相旋轉爆轟實驗系統主要由空氣供給系統、加熱器系統、燃油供給系統、兩相旋轉爆轟燃燒室、點火系統以及控制與采集系統組成，如圖1 所示。

圖1 實驗系統Fig. 1 Schematic diagram of the experimental system

1.1 推進劑供給系統

空氣供給系統主要包括高壓氣源、球閥、過濾器、減壓閥、流量計以及電磁閥，通過調節減壓閥出口壓力控制空氣流量，流量設計范圍為0.5～2 kg/s。汽油存儲在高壓油罐中，在高壓氮氣的擠壓作用下，汽油依次通過過濾器、球閥、液體渦輪流量計、單向閥以及電磁閥，最后通過周向均勻分布的高壓霧化噴嘴噴注進入燃燒室，以此提高霧化效果，冷流狀態下霧化后的最小液滴粒徑可達到20 μm。實驗中，通過控制高壓油罐內的壓力達到控制汽油流量的目的，汽油流量最大可達到200 g/s。空氣和汽油流量由流量計進行監測，通斷時間通過電磁閥進行控制。

1.2 加熱器系統

加熱器系統由高壓氫氣罐、高壓氧氣罐、球閥、減壓閥、限流喉道、電磁閥、單向閥以及點火裝置組成。加熱器的燃料和氧化劑分別為氫氣和空氣，實驗過程中采用火花塞放電對冷流空氣和氫氣預混氣進行點火，加熱冷流空氣至高總溫，通過在加熱器出口補充氧氣保持高溫空氣中的氧含量不變。加熱器具有穩定可靠、加熱速度快等優點，最大可加熱質量流量2 kg/s 的空氣至1 000 K。

1.3 兩相旋轉爆轟燃燒室

圖2 是兩相旋轉爆轟發動機實物，其中爆轟燃燒室采用一端封閉一端開口的等直圓環形結構，燃燒室外徑和內徑分別為202 和166 mm，環形通道寬度為18 mm，軸向長度為155 mm。空氣與汽油采用環縫與噴嘴對撞噴注的方式進行混合，其中汽油通過周向均勻分布的36 個高壓微細霧化噴嘴沿軸向噴注，而空氣則通過收縮擴張型環縫進入燃燒室，如圖3(a)所示。汽油和空氣的流量通過安裝在管路中的流量計進行測量，實驗中的全局當量比采用管路中的汽油與氧氣質量流量進行計算。

圖2 兩相旋轉爆轟發動機Fig. 2 Two-phase rotating detonation engine

圖3 噴注結構以及傳感器分布Fig. 3 Schematic diagram of injection configuration and sensor instrumentation

主要通過測量的壓力信號對旋轉爆轟波的傳播特性進行分析，燃燒室外殼測量孔位置如圖3 所示?？諝夤苈放c汽油集油腔分別安裝有擴散硅式壓力變送器P-air 和P-fuel，測量空氣以及集油腔內的平均壓力，如圖2 所示。此壓力變送器具有響應時間快、測量精度高的優點。燃燒室外壁面分別安裝有4 個高頻動態壓力傳感器和1 個擴散硅式壓力變送器，用來測量燃燒室內高頻瞬態壓力以及燃燒室的平均壓力。高頻動態壓力傳感器和擴散硅式壓力變送器均采用平齊安裝的方式，以減小對爆轟波面的干擾。高頻壓力傳感器P1、P2 和P3 在相同周向位置，分別位于空氣環縫下游8、24 和40 mm 處，擴散硅式壓力變送器P-c 距環縫24 mm，其中P4 與P2 在相同軸向位置，周向間隔90°，P-c 與P4 軸對稱分布。

1.4 點火系統

利用垂直安裝的預爆轟管對汽油空氣混合物進行起爆，預爆轟管內徑為20 mm，長度為600 mm，內充一定濃度的H2/O2預混氣，以達到足夠的起爆能量。點火時刻選擇為汽油集油腔和空氣管路壓力處于穩定的區間。為了減少填充階段燃燒室對預爆轟管內混合氣體的影響，預爆轟管出口與燃燒室連接處采用薄膜隔離，點火位置如圖3 所示。實驗環境溫度為293 K，燃燒室出口直接與大氣相通，環境壓力為1 個標準大氣壓。

1.5 控制與采集系統

采用自主開發的時序控制程序實現電磁閥的通斷控制和火花塞狀態的控制，其中時序控制精度達毫秒級。高頻數據采集系統由高頻壓力傳感器及NI 公司X 系列多功能高頻壓力采集模塊組成，其中NI 高頻數據采集系統采用NI-STC3 定時同步與USB 總線技術，數據采集卡型號為USB-4716，共有8 通道同步模擬信號輸入，單通道采樣頻率高達2×106s?1，ADC 位數為16 位，能夠捕捉瞬態的旋轉爆轟波傳播信號。

圖4 為兩相RDE 點火實驗工作時序，其中藍色箭頭向上表示打開，紅色箭頭向下表示關閉。實驗過程中，先打開空氣與加熱器氫氧管路的電磁閥，隨后開啟采集系統，幾十毫秒后使用火花塞對加熱器進行點火，高總溫空氣進入燃燒室作為氧化劑。空氣流量穩定后，打開汽油管路的電磁閥，同時向預爆轟管內噴注氫氣和氧氣，當集油腔壓力穩定后點火，預爆轟管內形成的初始爆轟波進入燃燒室引燃油氣混合物。Δt為兩相旋轉爆轟發動機的工作時間，實驗結束停止噴注汽油以及加熱器的氫氣和氧氣，通過持續噴注一段時間的空氣實現發動機的熄火與冷卻。為保證傳感器與發動機的使用壽命，實驗中發動機工作時間設置為1 s。

圖4 實驗時序Fig. 4 Schematic diagram of experimental time sequence

2 結果與討論

在兩相旋轉爆轟發動機實驗過程中，固定空氣質量流量以及總溫，通過改變汽油質量流量，在各種工況下進行了熱試實驗，研究了推進劑當量比對兩相RDE 內旋轉爆轟波傳播模態以及特性的影響。

表1 為實驗工況表，固定空氣質量流率為1 110 g/s 以及空氣總溫為713 K，研究兩相旋轉爆轟發動機的當量比工作范圍。在當量比0.79～1.25 范圍，燃燒室內均得到了連續自持傳播的旋轉爆轟波，傳播模態為雙波對撞和單波共存的混合模態以及單波模態，爆轟波傳播頻率范圍為1.6～1.9 kHz；降低當量比至0.61～0.66，爆轟波傳播穩定性變差，表現為間斷爆轟以及零星爆轟；進一步降低當量比至0.53，爆轟波起爆失敗。隨著推進劑當量比的提高，爆轟波的傳播頻率先增大后減小，在當量比1.19 附近達到最大。在空氣質量流量為1 110.0 g/s、汽油質量流量為85.7 g/s、空氣總溫為713 K、當量比為1.19 的工況下，燃燒室內獲得了連續穩定自持傳播的旋轉爆轟波，爆轟波傳播頻率為1 900.9 Hz，傳播模態為單波爆轟，此工況為最佳工況。

表1 實驗工況Table 1 Experimental conditions

2.1 發動機工作過程

當汽油質量流量為62.4 g/s、空氣質量流量為1 110.0 g/s、推進劑當量比為0.84 時，加熱空氣總溫至713 K（即工況5），對兩相旋轉爆轟發動機的工作過程進行研究，該工況下發動機成功起爆。在實驗過程中，由于高頻壓力傳感器受到高溫爆轟燃燒產物的影響，測得的高頻壓力原始信號出現溫度漂移現象。為便于分析爆轟波的傳播過程，對高頻原始壓力信號進行了高通濾波處理，處理后的高頻壓力曲線p2如圖5 所示，圖中pc、pair以及pfuel分別是燃燒室、空氣噴注以及集油腔內的平均壓力。由圖可見，P2 處的高頻周期性壓力躍升信號表明燃燒室內成功獲得了連續自持傳播的旋轉爆轟波，在發動機整個工作過程中，高頻壓力信號較穩定，沒有出現大幅度的爆轟波熄滅現象，爆轟波壓力峰值存在一定的波動。

圖5 工況5 的壓力曲線Fig. 5 Pressure curves in case 5

圖6 為點火初期燃燒室內壓力信號。冷流空氣通過加熱器加熱后進入環形燃燒室，打開汽油管路電磁閥，集油腔壓力逐漸上升，當空氣噴注壓力以及集油腔壓力達到穩定狀態后，采用填充一定濃度氫氧預混氣的預爆轟管進行點火，預爆轟管內形成的初始爆轟波擊穿薄膜進入環形燃燒室引燃汽油空氣混合物。燃燒室穩壓傳感器在4 173.096 ms 時采集第1 個壓力尖峰，壓力峰值約為0.22 MPa，為初始爆轟波進入環形燃燒室引起。初始爆轟波進入燃燒室后引燃汽油空氣混合物，壓力信號出現波動，但并沒有直接形成爆轟波，而是經過約3.06 ms 后，高頻壓力傳感器采集到了第1 個壓力躍升信號，壓力峰值約為0.46 MPa。這主要是因為實驗采用垂直安裝的預爆轟管作為點火裝置，初始爆轟波進入環形燃燒室后發生衍射衰退為緩燃波，沿燃燒室周向相反方向傳播，隨后在燃燒室曲率、推進劑噴注以及邊界層發展等湍流作用下，火焰燃燒鋒面加速與前導激波耦合，最終在4 176.156 ms 時形成連續旋轉傳播的爆轟波。

圖6 工況5 的RDE 起始階段Fig. 6 Initiation stage of RDE in case 5

在5 114.812 ms 時，關閉汽油管路電磁閥，集油腔壓力逐漸降低，而此時空氣管路壓力基本不變，致使波前汽油空氣混合物當量比下降，爆轟波強度逐漸降低，表現為爆轟波壓力峰值的持續衰減，如圖7 所示。關閉汽油管路電磁閥并未導致爆轟波的瞬時熄滅或解耦，而是逐漸衰減至熄滅。主要原因是，汽油管路以及集油腔內剩余的汽油維持爆轟波繼續傳播了一段時間，這說明旋轉爆轟波具有自適應當量比變化的能力。由圖可見，在約5 189.456 ms 時，剩余的汽油耗盡，發動機熄火，持續通冷流空氣進行爆轟燃燒產物吹除以及發動機冷卻。

圖7 工況5 的RDE 熄火階段Fig. 7 Flameout stage of RDE in case 5

2.2 爆轟波傳播模態

當汽油質量流量為57.3 g/s、空氣質量流量為1 110.0 g/s、推進劑當量比為0.79（即工況4）時，旋轉爆轟波的傳播模態為單波與雙波對撞的混合模態。圖8 為P2、P4 處的高頻壓力信號的局部放大圖，爆轟波壓力峰值較低，且存在較大波動。由圖可見，在4 325.38～4 336.0 ms 時，P2、P4 處的每個壓力尖峰基本重合，對比傳感器的位置（見圖3），判斷環形燃燒室內存在兩道傳播方向相反的爆轟波，周期性發生對撞，此時爆轟波傳播模態為雙波對撞，且對撞點在P2 和P4 之間。進一步發現，在每個雙波對撞周期內，第1 個壓力峰值遠低于第2 個壓力峰值。這主要是因為，第1 個壓力尖峰是由爆轟波解耦后的透射激波引起的，壓力峰值較低。由于燃燒室寬度遠大于空氣噴注環縫，燃燒室頭部存在回流區吸附爆轟燃燒產物，兩道相向傳播的透射激波在P2 和P4 間碰撞后，在新鮮油氣混合物以及局部熱點的支持下，透射激波與火焰鋒面耦合迅速發展形成爆轟波，表現為第2 個較高的壓力峰值。重新形成的兩道爆轟波繼續向前傳播，在另一個相位點發生碰撞后透射，透射激波在沒有新鮮油氣混合物的支持下，旋轉爆轟波發生解耦，周而復始，形成了雙波對撞周期內壓力峰值強弱交替的現象。

圖8 工況4 雙波對撞點位于P2 和P4 之間的局部壓力分布Fig. 8 Local pressure distributions of two-wave collision point locating between P2 and P4 in case 4

在4 503.128～4 510.272 ms 時，對高頻壓力信號進行分析，發現在爆轟波傳播過程中雙波對撞點存在偏移的現象，如圖9 所示。這可能是因為，在爆轟波雙波對撞過程中，每個對撞周期后燃燒室內的局部壓力以及透射激波的強度存在差異，進而影響了汽油空氣的噴注狀態以及摻混效果，導致新鮮油氣混合層高度以及活性存在空間差異，因此爆轟波雙波對撞點產生了偏移。在4 511.236 ms 時，雙波對撞模態衰減為單道爆轟波，這主要是因為上個周期P2 處壓力過高，抑制了新鮮空氣和汽油的噴注以及摻混過程，導致P2 處積累的預混反應物層高度較低。當順時針（定義從燃燒室出口觀察）傳播的透射激波再次傳播到P2 處，由于可燃氣體層高度以及活性較低，透射激波沒有得到增強，難以發展形成新的爆轟波，因此燃燒室內僅存在一道逆時針傳播的爆轟波。但單波模態維持時間較短，隨著爆轟產物膨脹排出燃燒室，P2 處的壓力低于空氣噴注總壓，空氣恢復噴注，前導激波在新鮮油氣混合物以及局部熱點的支持下發展形成新的爆轟波，爆轟波傳播模態恢復為雙波對撞。

圖9 工況4 模態轉變過程中的局部壓力分布Fig. 9 Local pressure distributions during mode transition in case 4

進一步提高推進劑當量比至1.19，此時汽油質量流量為85.7 g/s、空氣質量流量為1 110.0 g/s、空氣總溫為713 K（即工況8），對旋轉爆轟波的傳播模態進行分析。圖10 為P2、P4 處的高頻壓力信號的局部放大圖，壓力信號出現周期性陡升驟降趨勢，表明燃燒室內存在連續旋轉傳播的爆轟波。傳感器P2 和P4 相位差為90°，測量的相鄰壓力尖峰的時間差Δt2恰好為Δt1的3 倍，因此推斷爆轟波以單波模態在燃燒室內傳播。根據傳感器的位置分布，爆轟波傳播方向為順時針。此外，爆轟波壓力尖峰后存在峰值較低的壓力振蕩（見圖10 中區域O），這是由于該工況處于富油狀態，汽油中重組分含量較高。在高總溫空氣的剪切力作用下，汽油液滴中的輕組分以及部分重組分破碎蒸發形成氣態汽油，爆轟波優先掃過氣態汽油與空氣的混合物，波后區域仍剩余部分汽油重組分小液滴以兩相湍流燃燒方式與新鮮空氣組織燃燒，因此形成了爆轟波后的低峰值壓力振蕩。

圖10 工況8 的局部壓力分布Fig. 10 Local pressure distributions in case 8

2.3 爆轟波傳播特性

為進一步分析旋轉爆轟波的傳播特性，對工況4 下P2 處的高頻壓力信號進行頻域與時域分析，分別采用快速傅里葉變換(FFT)和短時傅里葉變換(STFT)進行處理。通過FFT 得到的功率譜密度隨頻率的分布如圖11 所示，FFT 的旋轉爆轟波傳播頻率振蕩范圍為1 544.0～1 663.7 Hz，功率譜密度最大的主頻為1 613.7 Hz。FFT 可以得到高頻壓力信號的振蕩主頻分布，但無法反映壓力信號的時頻特性，STFT 結果反映了高頻壓力信號在不同時刻的振蕩特性，如圖12 所示。由圖可見，旋轉爆轟波的平均傳播頻率約為1 625.6 Hz，在發動機工作過程中，旋轉爆轟波的傳播頻率圍繞平均頻率振蕩，振蕩范圍為1 543.7～1 651.4 Hz，與FFT 得到的結果基本一致。關閉汽油管路電磁閥后，波前反應物當量比降低，爆轟波強度逐漸降低，導致爆轟波傳播速度降低，傳播頻率降低（見圖12～13 中的熄火階段）。

圖11 工況4 的FFT 結果Fig. 11 FFT results in case 4

圖12 工況4 的STFT 結果Fig. 12 STFT results in case 4

捕捉P2 處的高頻壓力信號的尖峰時刻，對爆轟波每個傳播周期內的傳播速度進行計算，得到的瞬時傳播速度隨時間的分布如圖13 所示。由圖可見，旋轉爆轟波傳播速度范圍為897.4～989.6 m/s，平均傳播頻率為1 614.7 Hz，與FFT 以及STFT 得到的結果較吻合。

圖13 工況4 的爆轟波傳播速度Fig. 13 Propagation velocities of detonation wave in case 4

圖14～15 分別為工況8 下P2 處的高頻壓力信號的FFT 和STFT 結果。FFT 結果顯示，爆轟波振蕩主頻的分布范圍為1 885.7～1 924.3 Hz，功率譜密度最大的主頻為1 900.9 Hz。由此可見，工況8 的爆轟波傳播頻率高于工況4 的，且主頻分布更加集中，說明工況8 的爆轟波傳播穩定性高于工況4 的。STFT 結果顯示，在發動機工作前期，爆轟波傳播頻率較穩定，沒有出現明顯的頻率振蕩，爆轟波平均傳播頻率約為1 892.1 Hz。在發動機工作后期，爆轟波傳播頻率出現輕微上升的現象。其原因可能為，隨著發動機工作時間的增加，燃燒室壁面溫度上升，汽油液滴蒸發速率提高，燃料中氣態汽油占比增加，推進劑混合物的活性提高，導致旋轉爆轟波傳播頻率增加，但發動機工作時間較短，頻率波動量較小。圖16 為爆轟波瞬時傳播速度隨時間的分布，旋轉爆轟波的傳播速度范圍為1 054.6～1 155.9 m/s，基于平均傳播速度計算得到的平均傳播頻率為1 891.5 Hz，與FFT 以及STFT 得到的結果吻合較好。該工況下CJ 爆轟速度為1 817.2 m/s，受到燃燒室壁面曲率、燃料的蒸發與摻混、側向膨脹等影響，爆轟波傳播速度存在嚴重虧損。在發動機工作后期，爆轟波瞬時速度略微上升，與STFT 結果中瞬時頻率的變化趨勢基本一致。

圖14 工況8 的FFT 結果Fig. 14 FFT results in case 8

圖16 工況8 的爆轟波傳播速度Fig. 16 Propagation velocities of detonation wave in case 8

2.4 發動機工作特性

為研究當量比對兩相旋轉爆轟發動機工作特性的影響，通過固定空氣質量流量以及空氣總溫，改變汽油質量流量，開展了各種工況的熱試實驗，得到了旋轉爆轟波傳播模態隨當量比的變化（見表1）。當量比較低時，爆轟波傳播穩定性較差，傳播模態多表現為零星爆轟以及間斷爆轟，降低當量比至0.53，發動機起爆失敗。這主要是因為，低當量比條件下汽油質量流量低，從而可燃反應物中氣態汽油濃度較低，且存在嚴重的空間分布不均勻性，導致爆轟波傳播穩定性較差。當量比處于0.79～0.97 時，爆轟波傳播模態為雙波對撞與單波的混合模態，進一步增加當量比至1.06～1.25 的富油狀態，爆轟波傳播模態轉變為單波模態。發生模態轉變的原因可能為：雙波對撞的關鍵條件之一是新鮮反應物層的快速建立，高當量比時爆轟波峰值壓力較高，導致波后局部區域處于壅塞狀態，抑制了新鮮反應物層的形成，因此爆轟波從混合模態轉變為單波模態。

圖17 為燃燒室平均絕對壓力以及爆轟波平均傳播頻率隨當量比變化的曲線。從實驗數據分布可見，燃燒室壓力和爆轟波傳播頻率均隨著當量比的增加呈現先增大后減小的趨勢，極大值出現在當量比1.19 附近，即為輕微富油時。這主要是因為：一方面，在高總溫空氣的剪切力作用下，仍剩余部分汽油重組分以小液滴形態存在，沒有參與爆轟燃燒；另一方面，由于徑向噴注的空氣導致軸向噴注的高速霧化汽油顆粒之間碰撞聚合加劇，部分汽油顆粒吸附在燃燒室外壁面上，導致實際反應物當量比低于實驗給定值，因此在當量比1.19 時，實際參與反應的推進劑當量比接近理想化學當量比，實驗結果最佳。

圖17 燃燒室絕對壓力和爆轟波傳播頻率隨當量比的分布Fig. 17 Distributions of absolute pressure in combustor and propagation frequency of detonation wave with equivalent ratio

3 結 論

為了研究當量比對汽油燃料兩相旋轉爆轟發動機工作特性的影響，開展了高總溫空氣與汽油燃料的旋轉爆轟實驗研究，結論如下。

（1）當量比為0.61～1.25 時，發動機成功起爆并實現了旋轉爆轟波的自持傳播，降低當量比至0.53，爆轟波起爆失敗。

（2）隨著當量比的增大，爆轟波傳播穩定性提高，傳播模態發生變化。當量比為0.61～0.66 時，爆轟波傳播穩定性較差，傳播模態為零星爆轟或間斷爆轟；提高當量比為0.79～0.97 時，爆轟波以雙波對撞與單波的混合模態在燃燒室內連續傳播；當量比為1.06～1.25 的輕微富油時，爆轟波傳播模態從混合模態轉變為較為穩定的單波模態。

（3）燃燒室平均絕對壓力與爆轟波平均傳播頻率均隨著當量比的增加呈現先增大后減小的趨勢，極大值出現在當量比1.19 附近。在此當量比時，獲得了最佳實驗結果，旋轉爆轟波的平均傳播頻率為1 900.9 Hz，平均傳播速度為1 110.8 m/s，爆轟波傳播速度存在嚴重虧損。

（4）實驗采用高溫空氣與汽油液滴對撞噴注，以此提高推進劑的摻混效果與活性，它對汽油霧化液滴細小程度與反應物混合均勻程度的影響有待進一步研究。