2. 北京空天技术研究所, 北京 100074
2. Beijing Aerospace Technology Institute, Beijing 100074, China
旋转爆震发动机(Rotating Detonation Engine，简称RDE)是一种采用一道或多道爆震波在燃烧室内连续周向传播进而产生推力的新型推力动力装置，它具有热效率高、结构紧凑以及连续工作的优点[1]，近年来受到广泛关注。
旋转爆震发动机研究在过去几年取得了显著的进展，主要包括旋转爆震波稳定传播时的质量流率以及当量比范围[2-5]，发动机的单双波工作模态及其影响因素[4-11]，燃料与氧化剂喷注结构对发动机工作过程的影响[2, 7-9, 11]，RDE的推力性能[12-15]以及RDE与其他发动机的组合应用[16-17]。相关实验结果表明，对于给定的燃烧室构型，发动机工作模态与质量流率、反应物活性以及出口阻塞比有关。出口阻塞比为零时，增加质量流率使得发动机从单波逐渐往双波传播过渡[7-8]；增加反应物活性，减小了旋转爆震波传播所需的临界高度，有利于切向多波的形成[6]；增加出口阻塞比，提高了燃烧室压力，使得爆震波的特征化学反应尺寸减小，也为切向多波的形成提供了条件[9]。
旋转爆震发动机的推力性能研究表明，为了实现RDE热效率高以及自增压的特性，需采用雍塞的喷管将高温高压爆震产物等熵膨胀到环境状态[12]；并且，在寻求RDE与涡轮的组合应用时，需采取措施抑制RDE出口流动的不均匀性以及添加涡轮导向器。然而，在燃烧室出口集成雍塞型喷管或涡轮导向器时，燃烧室出口的流动状态将发生改变，进而导致发动机工作模态发生变化，在一定条件下燃烧室内将产生轴向脉冲爆震现象[10]，即爆震波沿燃烧室轴向传播。此外，采用氧化剂亚声速喷注时，当燃烧室压力与反压比值较小且爆震产物在燃烧室出口发生过膨胀时也将出现轴向脉冲爆震现象[18]。Bykovskii[18]、Anand[11]以及王超[19]对环形燃烧室内的轴向脉冲爆震现象进行了较为详细的研究，认为轴向脉冲爆震主要发生在氧化剂亚声速喷注的条件下，且对应的当量比较低。然而，不同结构的燃烧室产生轴向脉冲爆震的方式存在一定的差异，Anand[11]在燃烧室出口安装收敛喷管，轴向传播的激波在出口处反射，再通过SWACER机制发展成为爆震波；而Bykovskii[18]以及王超[19]的实验结果表明，由于燃烧室内的爆震产物在出口处出现了过膨胀，进而产生了激波，波后未完全燃烧的反应物进一步燃烧释放能量，增加激波的强度并推动其往燃烧室上游传播。
轴向脉冲爆震作为旋转爆震燃烧室内的一种特殊工作模态，目前人们对其认识仍然有限，其产生条件和机制尚不明确，需进一步开展研究，以促进对RDE燃烧室内工作模态形成和转变的理解，推动RDE走向工程应用。因此，本文在已有研究的基础上，进一步探索发动机以轴向脉冲爆震模态工作时的特点，结合瞬态压力与离子信号以及高速摄影分析轴向脉冲爆震的传播过程，并采用线性声学理论对该模态下的工作频率进行预测。
1 实验设备与方法介绍实验系统示意图如图 1所示，主要由模型发动机、燃料和氧化剂供给系统、时序控制系统以及高频数据采集系统构成。RDE模型发动机内外径分别为70和80mm，长度为40mm。氧化剂与燃料分别采用环缝与小孔对撞的模式进行混合，其中燃料H2通过均匀分布在发动机内环面的90个小孔喷射入燃烧室内，氧化剂空气则通过Laval类型的环缝进入燃烧室与燃料进行快速混合，如图 2所示。燃料和氧化剂的流量通过安装在管路中的声速喷嘴进行计算，实验中的全局工作当量比采用管路中的燃料与氧化剂质量流率计算。发动机利用切向安装的预爆震管进行起爆，预爆震管内径为6mm，长度600mm，其内填充满H2和O2的混合气体，点火时刻选择为燃料和氧化剂积气腔压力处于稳定的区间。为了减少燃烧室填充阶段对预爆震管内混合气体的影响，预爆震管出口与燃烧室连接处采用薄膜隔离。此外，燃烧室出口阻塞比通过安装收敛喷管获得。
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| 图 1 实验系统示意图 Fig.1 Sketch of experimental setup |
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| 图 2 喷注结构示意图 Fig.2 Sketch of injection configuration |
本文主要采用压力、离子信号以及高速摄影的方式来对发动机是否成功起爆及其工作模态进行判断。高频压力传感器与离子探针位置如图 3所示，图中PCB1、PCB2为高频压电式压力传感器，I1为离子探针。高频压电传感器型号为PCB113B24，其谐振频率≥500kHz，上升时间≤1μs。燃料与氧化剂积气腔压力分别采用扩散硅式传感器进行测量，测量精度≤0.5%FS。高频数据采集采用NI高频数采系统，其中基于USB的NI X系列多功能DAQ凭借NI-STC3定时和同步技术具有8路同步模拟信号输入，单通道的采样频率最高可达2MHz，整个工作过程中每通道的采样频率设置为500kHz，足以捕捉到燃烧室内爆震波传播的信息。为了得到发动机工作模态的转变过程，采用高速相机(Phantom V210)从发动机尾部对燃烧室内传播的火焰进行拍摄，相机拍摄频率为47000帧/s，每幅照片分辨率为208pixel×120pixel。由于平齐安装的PCB传感器受到的热载荷严重，因此，为了保护传感器，实验工作时间设置为0.2s。
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| 图 3 传感器与离子探针安装位置 Fig.3 Position of measurement holes |
在一定的出口阻塞比条件下，增加反应物质量流率，燃烧室内将出现自持传播的轴向脉冲爆震。图 4和5分别为燃烧室出口阻塞比BR为0.6和0.7、空气质量流率为196.7g/s、当量比为1.63时，发动机以轴向脉冲爆震模态工作的压力与离子信号。
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| 图 4 质量流率196.7g/s，出口阻塞比为0.6，当量比为1.63的信号特征 Fig.4 Signal characteristics with air mass flow rate 196.7g/s, blockage ratio 0.6, equivalence ratio 1.63 |
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| 图 5 质量流率196.7g/s，出口阻塞比为0.7，当量比为1.63的信号特征 Fig.5 Signal characteristics with air mass flow rate 196.7g/s, blockage ratio 0.7, equivalence ratio 1.63 |
图 4(a)和5(a)为工作过程中的压力与离子信号，可以发现在质量流率以及当量比相同时，出口阻塞比为0.6和0.7的工作过程基本相同。在初始阶段，PCB测量得到的动态压力幅值较小，相应的离子信号也比较微弱；经过一段时间之后，发动机以爆震模态工作，测量的动态压力幅值也随之增加，相应的离子信号大大增强。此外，积气腔的平均压力表明，在未建立爆震工作模态之前，空气积气腔受到燃烧室的影响较弱，而在建立爆震工作模态之后，空气积气腔平均压力明显增加。图 4(b)和5(b)为对瞬态压力信号进行STFT处理的结果，可以明显看出，发动机在整个工作过程中出现了2种不同的工作模态，在工作初始阶段，发动机工作主频处于5000~5500Hz之间，而以爆震模态工作时，发动机的工作主频接近13000Hz。
为进一步了解发动机在不同阶段内的工作细节，将其信号放大。其中，图 4(c)与5(c)分别表示阻塞比为0.6和0.7时，发动机以非爆震模态工作时的压力与离子信号。在此阶段内，PCB测量的动态压力幅值较低且呈正弦波形，离子信号在其幅值附近有较小的波动；并且PCB1与PCB2的动态压力信号存在一定的相位差，表示该波动是沿燃烧室切向传播的。综合以上特征，推断此时燃烧室内可能发生了一阶切向的声学耦合燃烧，在该工况条件下，采用等压燃烧假设得到的燃烧产物声速约为1056m/s，计算得到声学耦合燃烧的一阶振频为4500Hz，与实际工作主频存在一定的差距，这可能是由于实际工作过程中燃料与氧化剂的混合不均匀，导致局部区域的当量比较大，从而使得燃烧室内的声速在不同的区域存在差别。
图 4(d)和5(d)为发动机以爆震模态工作时的瞬态压力与离子信号放大图。在该工作阶段内，PCB1与PCB2的信号在同一时刻几乎是重合的。考虑PCB1与PCB2的位置分布，推断此时燃烧室可能存在均匀分布的同向三波或轴向传播的爆震波2种情况。为进一步分辨发动机的工作模态，结合该工况对应的尾部高速摄影对爆震波的传播方向进行分析。图 6(a)~(h)为图 5对应工况下的连续8张尾部高速摄影。首先，图 6显示的荧光图亮度变化表明，在每个时刻燃烧室周向位置都充满火焰，这与燃烧室内爆震波切向传播的尾部高速摄影存在明显区别[20]；其次，图 6中的荧光亮度显示燃烧室内的燃烧存在明显的周期行为，其中图 6(a)~(d)为一个周期，而(e)~(h)为下一个周期。由于高速摄影拍摄频率为47000帧/s，由此计算的工作频率约为11750Hz，与压力信号的主频相近。因此，综合压力信号以及发动机尾部高速摄影，判定燃烧室内存在轴向传播的爆震波。
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| 图 6 质量流率196.7g/s，出口阻塞比为0.7，当量比为1.63的尾部高速摄影 Fig.6 High speed images under the condition of the air mass flow rate 196.7g/s, blockage ratio 0.7, and equivalence ratio 1.63 |
环形燃烧室的轴向脉冲爆震传播与脉冲爆震发动机工作类似，但环形燃烧室的轴向脉冲爆震模态不需要额外的点火源，而是依靠激波与火焰的相互作用完成轴向脉冲爆震的引发。图 7为轴向脉冲爆震的传播示意图。从燃烧室入口反射的激波向下游传播至PCB2处(如图 7(b)中的Ⅰ过程)，PCB2检测出压力上升信号(如图 7(a)中的P2压力尖峰)；向燃烧室出口传播的激波在燃烧室出口处经收敛段反射后向燃烧室入口传播(对应图 7(b)中的Ⅱ→Ⅲ过程)，在经过PCB2时再次检测出压力上升信号(如图 7(a)中的P1压力尖峰)；反传激波继续向燃烧室入口传播，由于此时燃烧室入口已被填充一定量的新鲜反应物，反传激波与火焰以及壁面相互作用后，可触发新的爆震波并向燃烧室入口传播(对应图 7(b)中的Ⅳ过程)。由于燃烧室下游没有新鲜反应物维持爆震波传播，因此爆震波在燃烧室入口反射后解耦，以激波形态再次向燃烧室出口传播，重复过程Ⅰ和Ⅱ。图 7(a)的压力信号表明，从燃烧室尾部反射的激波强度较弱，如图中的P1点；而从燃烧室头部反射的激波强度较强，如图中的P2点。
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| 图 7 轴向工作模态 Fig.7 Longitudinal pulse detonation mode |
考虑轴向爆震在环形燃烧室内的传播过程，并结合Anand[11]以及Bykovskii[18]提出的轴向脉冲爆震形成机制，从出口反传回燃烧室内的激波在靠近燃烧室头部时发展成为爆震波，并伴随剧烈的燃烧发光现象。Bykovskii[18]采用速度补偿法得到了轴向脉冲爆震状态时的火焰传播过程，如图 8所示。其中红色虚线a、b为激波传播过程，而红色实线c、d为火焰传播过程，可以发现在激波回传阶段，火焰与激波逐渐加速并耦合，该阶段与图 7(b)中Ⅳ阶段对应；Anand[11]也通过对轴向激波时间与位置的分析，提出反传的激波在靠近燃烧室头部时通过SWACER机制放大成为爆震波。结合高速摄影图 6，燃烧室内出现周期性强弱交替的发光现象，对比图 8的火焰传播过程，可以推断出图 6(d)和(h)对应的高亮时刻处于图 7(b)中的Ⅳ阶段，此时激波加速成爆震波。当爆震波传到燃烧室头部并消耗完新鲜混合物后，在头部反射的激波缺少能量供给而逐渐减速。从尾部高速摄影也可以看出，在剧烈发光之后燃烧室内的发光强度急剧降低，如图 6(d)和(e)所示，表明激波发展为爆震波的过程中消耗完新鲜反应物，并在燃烧室头部反射后解耦。此外，对Ⅳ→Ⅰ过程和Ⅱ→Ⅲ过程中的平均波速进行了计算，Ⅳ→Ⅰ过程的平均波速约为1400m/s(取对应的传播距离为PCB2传感器距燃烧室入口截面距离的2倍)，而Ⅱ→Ⅲ过程平均波速约为800m/s(取对应的传播距离为PCB2传感器距燃烧室出口截面距离的2倍)，这也表明激波在燃烧室头部进行了加速，而在往下游传播时速度逐渐下降。
当燃烧室出口阻塞比以及质量通量满足一定条件时，环形燃烧室将会出现轴向传播的爆震波，不同质量通量以及出口阻塞比条件下发动机的工作频率如图 9所示。对于出口阻塞比为0.6和0.7的几何约束条件，在质量通量小于一定值时，发动机以切向单波模态工作；而增加质量通量，发动机将从切向单波模态往轴向脉冲爆震模态转变，对于本文工况，转变的临界质量通量处于200kg/(m2·s)附近。Anand[11]对燃烧室出口添加收敛喷管导致轴向脉冲爆震的现象进行了较为详细的研究，认为轴向脉冲爆震产生时空气积气腔与燃烧室的平均压力比值需满足一定条件。而在本文实验条件下，质量通量高于200kg/(m2·s)时，燃烧室以轴向脉冲爆震模态工作，这是因为增加质量通量将导致燃烧室平均压力上升，燃烧室内形成的新鲜混气层的活性提高，有利于在图 7(b)的Ⅳ过程中触发新的爆震波。此外，增加质量通量将同时增加积气腔与燃烧室内的压力，使得其压力比值满足一定条件，与Anand[11]的实验结果是相容的。此外，图 9也表明发动机以轴向脉冲爆震模态工作时，其工作频率随质量通量的增加而增加。
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| 图 9 轴向脉冲工作模态频率 Fig.9 Operation frequency at longitudinal pulse detonation mode |
爆震波在环形燃烧室切向传播时，由于燃料与氧化剂混合不均匀、爆震波高度随质量流率的变化等因素，很难对发动机工作频率进行预测。然而，RDE以轴向脉冲爆震模态工作时，其平均传播速度与燃烧产物中的声速接近，因此可利用线性声学理论的假设对其传播频率进行计算。燃烧室进气面积与出口流通面积相对于燃烧室的截面积较小，在利用线性声学理论[21]时，可将燃烧室头部与尾部当做固体壁面来对待，则轴向模态不稳定燃烧的频率fn可通过式(1)进行计算：
(1)
其中，n为整数1，代表轴向传播模态阶数；c0为燃烧室内介质的声速；L为燃烧室长度，其等效长度为44mm。
由于实验采用的当量比基本在1.4~1.6附近，采用CEA计算声速c0为1056m/s，此时计算的一阶振频fn为12000Hz。采用式(1)计算的频率与出口阻塞比为0.6和0.7的实验结果对比如图 10所示。从图中可以看出，出口阻塞比为0.6与0.7的实验频率与采用线性声学理论的计算结果最大误差小于15%，这表明采用线性声学理论可以对发动机出现轴向脉冲爆震模态的工作频率进行较好的预测。
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| 图 10 线性声学理论计算偏差 Fig.10 Deviation between the linear acoustictheory and the experimental results |
(1) 在本文研究的2种出口阻塞比(0.6、0.7)条件下，增加空气混合物的质量通量超过200kg/(m2·s)时，环形燃烧室内将出现轴向传播的爆震波，且发动机工作频率将随反应物质量通量的增加而增加；
(2) 发动机以轴向脉冲爆震模态工作时，将伴随一段切向模态的声学耦合燃烧阶段，然后出现轴向传播的爆震波；
(3) 经燃烧室出口收敛型面反射的激波将在燃烧室头部发展成为爆震波；
(4) 轴向爆震波在传播过程中经历解耦与重新发展的过程，其总体传播速度与燃烧产物的声速相当，采用线性声学理论可对该模态下的发动机工作频率进行较好的预测。
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