旋转爆震发动机(rotating detonation engine, RDE)是一种利用旋转爆震波(rotating detonation wave, RDW)在燃烧室内连续旋转传播, 高温高压燃气向出口膨胀产生推力的新型推力装置.由于爆震燃烧具有热循环效率高、能量释放率高、自增压等特性, 引起了国内外研究机构的广泛关注[1-2].近几年针对RDE的应用研究也成为热点, 对吸气式RDE[3-5]和RDE与涡轮及压气机组合的发动机[6-9]进行了研究.现有的RDE构型主要分为3种:同轴圆环形、无内柱圆筒形和圆盘形结构.不同发动机构型下, 反应物的喷注条件[10-15]、喷注结构[16-20]以及燃烧室构型[8, 21-24]、喷管构型[15, 25-26]等对RDW的传播特性有很大的影响.
反应物当量比影响反应物活性, 因此也成为影响旋转爆震波传播模态、稳定性以及爆震波参数的关键因素.对于圆环形结构的RDE, 郑权等[11]进行了汽油/富氧空气组合的旋转爆震实验研究, 得到了不同供油压力下当量比对爆震波参数的影响规律, 并发现爆震波压力的极大值出现在当量比1.1附近. Peng等[27], 彭磊等[28]使用小能量火花塞成功起爆气态H2/air旋转爆震波, 并研究了不同当量比和质量流率条件下RDE的工作模式和稳定性, 发现RDE的稳定工作范围随质量流率的增大而扩大, 且工作模式随当量比的变化而改变[29]. Xie等[30]在贫燃条件下研究了H2/air旋转爆震波的燃烧特性和工作模式, 得到了多种工作模式及不同模式的工作范围. Deng等[31]采用实验和数值模拟方法, 通过改变全局当量比, 证实了旋转爆震燃烧室内模态控制的可行性, 并研究了不同空气质量流率、燃烧室长度和出口阻塞比条件下的模态转变机制.
对于无内柱圆筒形结构的RDE, Peng等[15]进行了不同喷管收缩比下的C2H4/air旋转爆震实验, 发现随着喷管收缩比的增大, 发动机工作范围的下限增大.喷管收缩比较小时, 当量比增大, 爆震波传播稳定性增加; 喷管收缩比增大时, 当量比增大, 爆震波传播稳定性下降. Wang等[32]对比研究了H2/air旋转爆震波在空筒形与圆环形RDE的爆震特性和压力增益, 对比了不同当量比及质量流率下, 两种燃烧室结构的爆震波参数的变化.相同条件下, RDW在空筒燃烧室内的传播速度更接近于CJ速度, 且产生的压力增益更高. Anand等[21]进行了H2/air旋转爆震的实验研究, 得到富燃条件下爆震波的传播速度为90%的CJ速度.空筒形燃烧室内的旋转爆震波在高富燃条件下(当量比大于1.3)得到单波模态, 其他工况条件下为双波模态.质量流率增大使得空筒形RDE的当量比下限增大.
在圆盘形结构RDE中针对当量比的研究较少. Bykovskii等[22, 33-34]在21世纪初设计了一种新型的圆盘形发动机, 用于煤粉/空气的两相爆震实验研究, 得到了脉冲爆震波和旋转爆震波, 并研究了不同燃烧室尺寸、出口面积、反应物质量流率、当量比等条件下爆震波的传播特性, 发现增大燃烧室尺寸后, 爆震波头数也相应增大. Nakagami等[23, 35]设计了两侧(或单侧)为石英玻璃壁面的圆盘形发动机, 通过高速摄影及纹影技术观测燃烧室全流场结构, 研究爆震波的传播特性. Ishiyama等[8], Higashi等[9]将这种圆盘形燃烧室与单级离心式压气机和径流涡轮相结合, 设计了旋转爆震涡轮组合发动机, 并进行了冷流及燃烧实验.
鉴于圆盘形RDE与离心式压气机及径流涡轮良好的匹配特性, 深入了解RDE中旋转爆震波的工作过程有利于将来的工程应用.实验研究基于一套完备的圆盘形RDE测试系统, 通过固定空气的质量流率, 改变H2的质量流率, 研究不同当量比下RDW的传播模态、爆震波参数以及不同质量流率下发动机的工作范围.
1 实验系统介绍圆盘形RDE实验系统包括:模型发动机、推进剂供给系统、控制系统、测量及数据采集系统等.圆盘形实验发动机实物图见图 1(a), 图 1(b)为模型发动机的示意图, 其中, 1为空气集气腔, 2为H2集气腔, 3为扩散硅式压力变送器, 4为高频压电式压力传感器(PCB113B24), 5为离子探针, 6为低能量火花塞, 7为爆震燃烧室, 8为燃烧室出口.发动机喷注面直径d1为120 mm, 宽度δ为6.5 mm, 出口直径d2为46 mm, 出口直接与大气相连, 燃烧室通道为收敛汇聚通道.
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| 图 1 圆盘形旋转爆震发动机 Fig.1 Plane-radial rotating detonation engine |
推进剂采用气态H2/air, 采用非预混喷注方式, H2通过周向均布的120个直径0.8 mm的小孔喷注进入燃烧室, 而空气通过喉道宽度为0.5 mm的收敛扩张环缝喷注.实验采用小能量火花装置起爆模型发动机, 点火能量约为50 mJ, 点火位置如图 2(a)所示.
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| 图 2 燃烧室壁面的传感器布置 Fig.2 Sensor arrangements on both sides of the combustor |
H2, 空气集气腔及燃烧室分别安装1个扩散硅式压力变送器, 用来采集各集气腔及燃烧室内的平均压力, 如图 1(b), 图 2(b)所示.燃烧室壁面安装有2个PCB传感器、1个离子探针, 用来捕捉燃烧室内高频的压力信号及火焰信号, 如图 2所示. PCB传感器采用平齐安装方式, 减小对爆震波面的干扰, 同时能真实地反映燃烧室内的高频压力信息, 燃烧室右壁面上的传感器布置如图 2(b)所示.离子探针安装于燃烧室左壁面上, 位置与PCB1相对, 且在同一周向和径向位置, 如图 2(a)所示.
实验过程中测得的压力及离子信号皆通过NI公司的数据采集系统(USB-6366)进行采集, NI高频数采系统(DAQ)采用USB总线技术, 共有8通道同步模拟输入, 最大单通道采样频率可达2 M/s, 输入分辨率为16 bits, 实验所用采样频率为500 kHz, 满足燃烧室中高频信号的采样要求.
2 实验结果与讨论通过调节H2和空气减压阀出口的压力, 利用两支路上的限流喉道控制流量, 采用流动壅塞公式分别计算H2和空气的质量流率.采用改变H2和空气减压阀出口的压力, 分别实现对其质量流率的控制, 进而控制反应物的当量比, 研究当量比对圆盘形RDE内旋转爆震波传播特性及参数的影响.为减少对压电式压力传感器的消耗, 发动机的工作时间为0.15 s. 表 1为实验工况.实验环境温度平均为298 K, 燃烧室出口直接与大气相通, 环境压力为0.1 MPa.
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下载CSV 表 1 典型实验工况 Tab.1 Typical experimental cases |
控制空气质量流率不变, 改变H2的质量流率, 研究不同当量比条件下爆震波参数的变化.下文中出现的高频压力皆为表压值, 而燃烧室及各集气腔的压力为绝压值.
2.1.1 低当量比工况以工况#1为例, 喷注条件为:空气质量流率为206.4 g/s, 当量比为0.66.由高频压力曲线图 3(a)及p1的快速Fourier变换(fast Fourier transform, FFT)结果图 3(d)可得, 其中, 纵坐标为功率谱密度(power spectral density, PSD).该工况条件下, 发动机以单波爆震模态工作, 但传播过程不稳定, 爆震波强度呈强弱变化.其中, p1(102 mm, 0°), p2(82 mm, 90°)分别代表传感器PCB1, PCB2采集到的高频压力信号, 括号里的直径值及角度值代表传感器的安装位置, 如图 2(b)所示.
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| 图 3 低当量比下的单波传播模态 Fig.3 Single-wave propagation mode at low equivalence ratio |
图 3(c)为PCB1采集到的高频压力曲线图及处理得到的该位置的传播速度和压力峰值, 其中, pp代表压力峰值.由图 3(c)可得, 压力峰值波动较大, 较大峰值压力约为1.07 MPa, 而较低压力峰值约为0.33 MPa, 峰值压力呈现高低交替变化, 该现象也存在于圆环形RDE中[29].且在文献[29]中发现, 爆震波的传播速度同样表现出高低交替变化, 经分析这与爆震波前预混气体层高度的变化有密切关系. 图 3(b)所示为集气腔及燃烧室中的稳压曲线, 其中, pH2, pair, pc分别代表H2集气腔、空气集气腔及燃烧室的稳压值.该工况条件下当量比较低, H2的喷注压力较低, 冷流条件下, H2集气腔的绝对压力为0.17 MPa, 空气集气腔的绝对压力为0.26 MPa.起爆并连续工作后, H2集气腔的平均压力约为0.32 MPa, 小于空气集气腔的平均压力(约为0.39 MPa).说明该工况条件下, 爆震波扫过后H2恢复喷注的时间较空气的恢复时间长, 使得波前反应物层存在纯空气层, 混合效果较差, 且燃烧室压力对H2的喷注过程影响较大.因此, 可燃预混气体层的有效高度较低且不稳定, 导致爆震波的强度也呈强弱交替变化.具体表现为, 当可燃气体层较高时, 提高了反应物的掺混效果, 爆震波强度相应较大, 此时对应于爆震波峰值压力较高的循环.相应地, 爆震波后燃烧产物的压力较高, 此时H2恢复喷注的时间变长, 喷注时间缩短, 使得下一循环的爆震波高度降低, 掺混较差, 因此爆震波的压力峰值较低.此时爆震波后燃烧产物的压力也较低, H2恢复喷注的时间缩短, 喷注时间变长, 可燃气体层高度增大, 使得下一个循环的爆震波强度增大.此强弱交替现象贯穿于发动机工作的整个过程, 这也说明RDW的传播过程具有对喷注条件自适应的能力.该过程也在文献[36]中进行了详细分析, 说明RDW的自适应能力在不同结构的RDE中具有普适性.
由图 3(c)可得, 压力峰值呈高低交替现象, 且波动幅度较大, 上下波动幅值达50%以上, 传播速度随时间波动较小, 波动值约为1%, 可以忽略不计, 速度均值约为1.52 km/s, 与用FFT变换所得频率计算得到的平均速度(1.518 km/s)吻合良好.
2.1.2 高当量比工况以工况#4为例, 空气质量流率为206.4 g/s, 增加H2质量流率, 调整当量比至1.90. 图 4为该工况条件下的高频压力、速度及压力峰值曲线图.
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| 图 4 高当量比下的单波传播模态 Fig.4 Single-wave propagation mode at high equivalence ratio |
图 4(a)为工况#4下燃烧室的高频压力曲线图. 图 4(d)为高频压力p1及速度V1和压力峰值曲线图.如图所示, 爆震波以稳定的单波模态传播, 爆震波的压力峰值及传播频率波动很小. p1的平均压力峰值约为0.64 MPa, 平均速度约为1.81 km/s. 图 4(c)为同一位置, 相对安装的高频压力传感器和离子探针采集到的信号曲线.由图中压力与离子信号的上升沿对比可得, 二者吻合良好, 符合爆震波的激波面与火焰面耦合的特征.文献[37]中对圆环形RDE中火焰与压力波特性也进行了相关的研究.通过离子信号与压力信号的上升沿, 分析爆震波的建立和传播过程.由I1的FFT变换结果可得, 离子信号的主频约为5.64 kHz, 如图 4(e)所示.由公式V=πdf(V为速度, d为直径, f为频率)计算得, 直径为102 mm处火焰锋面的传播速度约为1.807 km/s, 与图 4(d)所示前导激波的传播速度吻合良好.结合图 4(c)分析, 进一步证明燃烧室内成功得到了旋转爆震波.由图 4(a)分析, p1, p2的压力峰值相近, p1的压力峰值略高, 说明该工况条件下, 爆震波的高度大于19 mm, 且保持稳定.
空气质量流率不变, 与当量比为0.66的工况相比, 当量比为1.90时RDW传播更加稳定, 爆震波的压力峰值及传播速度更高, 这主要是因为:(1)当量比增大, H2的质量流率上升, H2喷注射流的穿透深度增大, 使得H2与空气的混合效果提高.且相比于当量比为0.66的工况, 当量比为1.90时爆震波前的预混气体层有效高度提高, 使得爆震波的强度增大, 爆震波的峰值压力及传播速度明显提高; (2) H2喷注压力提高, 由图 4(b)可得, 冷流条件下, H2集气腔压力约为0.33 MPa, 而RDW稳定传播后, H2集气腔压力约为0.47 MPa, 与低当量比条件下H2集气腔的压力相较(如图 3(b)所示), 有明显的提高. H2集气腔压力的提高, 一方面使得爆震波扫过区域H2恢复喷注的时间缩短, 混合效果及预混气体层的有效高度提高, 另一方面, 使得H2集气腔及H2喷注过程受燃烧室高频压力振荡的影响变小, 喷注过程更加稳定, 爆震波高度及传播过程也更加稳定.综上所述, 当量比的提高使得爆震波传播更加稳定, 且爆震波的压力峰值及速度更高.
2.2 当量比对爆震波传播模态的影响单波模态下的传播情况在2.1节已有详细分析, 在此不再赘言, 该小节主要研究改变当量比条件, 得到的另外几种传播模态.
2.2.1 双波模态保持空气质量流率206.4 g/s不变, 改变H2的质量流率, 调整当量比为0.95, 实验工况代号#2.该工况条件下, 圆盘形RDE以稳定双波模态工作. 图 5为该工况条件下的各参数曲线图.
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| 图 5 双波传播模态 Fig.5 Dual-wave propagation mode |
由图 5(a)及(c), 并结合两个高频压力传感器的安装位置判断, 该工况条件下, 旋转爆震波以稳定的双波模态传播, 传播频率约为9.19 kHz.燃烧室中存在两道爆震波, 由图 5(a)燃烧室的高频压力曲线图可得, 相邻压力波形相近且峰值波动较小, 说明燃烧室中的两道爆震波强度一致.由图 5(b)可得, 爆震波的压力峰值和传播速度随时间的波动很小, 平均压力峰值约为0.42 MPa, 平均传播速度约为1.47 km/s.
2.2.2 不对称双波模态相同空气质量流率(206.4 g/s)条件下, 改变当量比为1.39时, 得到一种不稳定的传播模态, 即不对称双波模态. 图 6(a)为该不稳定传播模态的高频压力p1, 对应时刻的传播频率和压力峰值的变化曲线. 图 6(b), (c)分别为同一监测点处频率及压力峰值随时间的分布图.
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| 图 6 不对称双波模态 Fig.6 Asymmetric dual-wave mode |
由图 6(a)可得, 该工况条件下, 高频压力曲线的周期性及压力峰值较稳定工况差. RDW的传播频率呈规律性波动, 如图 6(b)所示, 频率值波动较大, 且波动具有一定的规律性, 存在明显的低频振荡, 振荡频率约为300 Hz.同样, 压力峰值随时间也有相似的波动趋势, 如图 6(c)所示, 能大概看出低频振荡趋势, 但趋势没有频率振荡明显.且压力峰值的波动幅度随时间有所增大, 在1.135 s之前, 压力幅值波动范围约为0.3~0.6 MPa, 而之后的波动幅值增大, 在1.15 s附近的波动幅值达到0.2~0.7 MPa左右.说明该传播模态并不能一直相对稳定地传播下去, 而是会随着时间的推移发生缓慢变化. Anand等[13, 38]在圆环形RDE中同样发现了低频振荡, 分析该低频振荡现象可能是由RDW的高频压力振荡引起空气集气腔中的Helmholtz兹共振, 使得空气喷注过程发生显著波动, 进而影响爆震波的强度.对于本文中发现的低频振荡成因, 将会在未来的工作中深入研究.
图 6(d)和(e)分别为p1的FFT变换和短时Fourier变换(short-time Fourier transform, STFT).结果表明, 在该不稳定模态的整个工作过程中, 燃烧室的主频并不单一, 由FFT变换得到了4个密度值较大的频率值, 分别约为6, 9.4, 12和15.5 kHz, 多个主频值进一步说明该工况条件下RDW的传播过程不稳定.
2.3 不同质量流率条件下RDE的工作范围实验研究表明, 不同质量流率条件下, 当量比对爆震波传播模态的影响规律不同, 如图 7所示.
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| 图 7 当量比对传播模态的影响 Fig.7 Effect of equivalence ratio on propagation mode |
由图 7可得, 不同质量流率条件下, 当量比对RDW传播模态的影响规律不同, 这是因为质量流率同样是影响RDW传播模态的一个重要因素.实验选取了4组不同质量流率条件下改变当量比的研究工作, 并得出以下结果:
(1) 空气质量流率小于100 g/s时, 当量比的改变并未使RDW的传播模态发生改变.在成功起爆的工况范围内, RDW皆以单波模态传播.这主要是因为质量流率较低, 波前反应气体层较低, 不足以维持两道爆震波的传播.
(2) 空气质量流率大于150 g/s时, 随着当量比的改变, RDW的传播模态随之改变.由图 7可得, 随着当量比的增大, RDW的传播模态由单波模态向双波模态转变, 再转变为不对称双波模态, 最后又回到单波模态.
(3) 空气质量流率大于300 g/s时, 随着当量比的增大, RDW的传播模态仍旧从低当量比时的单波模态, 转变为双波模态, 但随着当量比的继续增大, 双波模态转变为三波模态, 最后转变为不对称双波模态, 高当量比下未经历单波模态的转变, 这与之前较低质量流率条件的变化趋势有所差异.
(4) 由图 7可得, 随着质量流率的增加, 双波工作模态的当量比下限降低, 如图 7中左边斜线所示.而随着质量流率的增大, 不对称双波模态的当量比上限增大, 如图 7中右斜线所示.而双波与不对称双波模态的边界线受质量流率的影响较小, 不同质量流率下两种传播模态的分界线所对应的当量比约为1.3, 如图 7中中间线所示.
3 结论通过对圆盘形RDE的实验研究, 统计当量比对爆震波传播模态及爆震波参数的影响规律, 得到以下结论:
(1) 质量流率不变, 同一种传播模态下, 随着当量比的增大, RDW的传播过程更加稳定, 且爆震波的压力峰值及传播速度增大, 爆震波高度增大且更加稳定.
(2) 空气质量流率为206.4 g/s时, 当量比的改变使得爆震波的传播模态发生改变, 得到了3种典型的传播模态:单波模态、同向双波模态及不对称双波模态.且在不对称双波模态中发现了低频振荡现象, 振荡频率约为300 Hz.
(3) 不同质量流率条件下, 当量比对传播模态的影响规律不同.空气质量流率小于100 g/s时, RDW皆以单波模态形式传播.空气质量流率大于150 g/s时, 随着当量比的增大, RDW的传播模态由单波模态向双波模态转变, 再转变为不对称双波模态, 最后又回到单波模态.空气质量流率继续增大, 燃烧室中发现了同向三波传播模态.
(4) 随着质量流率的增加, 双波模态的当量比下限降低, 不对称双波模态的当量比上限增大, 而双波与不对称双波模态的分界线受质量流率的影响较小, 不同质量流率条件下两种模态的分界线所对应的当量比约为1.3.
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