塞式喷管对旋转爆震起爆、传播与推进特性的影响

朱亦圆，王 可，赵明皓，王致程，焦中天，范 玮

(1.西北工业大学动力与能源学院，西安 710072；2.西北工业大学陕西省航空动力系统热科学重点实验室，西安 710129；3.西安航天动力研究所液体火箭发动机技术重点实验室，西安 710100)

不同于缓燃波以亚声速传播，爆震波通过激波和燃烧波的耦合，以超声速在未燃反应物中传播[1].正因其传播速度快、反应速率高，爆震燃烧接近等容过程，故基于爆震燃烧的动力装置具有热循环效率高的潜在优点[2].旋转爆震发动机(rotating detonation engine，简称RDE)作为一种可行的爆震推进方案，近年来已成为推进领域的研究热点之一[3].

早在20 世纪60 年代，Voitsekhoviskii 在圆盘形实验装置中发现了C2H2/O2的旋转爆震现象[4].随后，国内外学者围绕旋转爆震开展了大量研究.为实现旋转爆震的稳定传播，围绕燃烧室特征尺寸[5-6]、燃料和氧化剂喷注器结构[7-8]、燃料的种类[9-10]等展开了探索.随着实验测量技术和数值模拟的进步，人们逐渐阐明了旋转爆震燃烧室内详细的流场结构[11]与出口流场特征[12].

前述大量研究主要聚焦于燃烧室内爆震波的传播过程，对推进性能关注较少，燃烧室出口一般不安装尾喷管.然而，尾喷管作为喷气发动机的关键部件，使气流膨胀加速产生推力，对提高RDE 的推进性能同样必不可少.Ishihara 等[13]研究表明，与不安装喷管相比，安装喷管后旋转爆震燃烧室获得了6%～10%的推力增益.不同结构类型的尾喷管对推进性能的增益并不相同.高剑等[14]开展了不同类型尾喷管(收敛尾喷管、扩张尾喷管和收敛扩张尾喷管)以及不安装尾喷管下的旋转爆震推进性能实验.结果表明，燃烧室稳定工作范围内，收敛尾喷管的增推效果最明显，与不安装喷管时相比，推力增益为34.4%；然而，安装扩张尾喷管反而会降低推进性能.Goto 等[15]进行了RDE 地面轨道滑跑实验，整个推进装置获得的平均加速度为2.77 m/s2，混合物比冲为144 s.

安装喷管会显著提高推进性能，但尾喷管的收敛段和喉部将导致波系反射等，影响上游燃烧场和流动状态，严重时会对上游燃烧室内爆震波的传播状态产生一定影响.作为与环形爆震燃烧室匹配的喷管构型，塞式喷管自然进入了人们的视野.Jourdaine 等[12]采用三维数值模拟，研究了带有塞式喷管的旋转爆震燃烧室详细内流场，结果表明，喷管喉部反射激波向上游传播与斜激波相互作用形成碰撞点，改变了原有流场结构，并可能会增加壁面的热负荷.Ross 等[16]研究结果表明，安装塞式喷管后，燃烧室内存在与爆震波旋转方向相反的压力波，强度虽不足以产生新的爆震波，但可能影响爆震波的稳定传播.Frolov 等[17]以氢气/空气为反应物，针对大尺寸RDE 安装塞式喷管下的工作状态和推进性能开展了实验研究，发现出口阻塞比会增加燃烧室内爆震波数量；另外，还观察到一种爆震波纵向传播的特殊模态.针对无内柱燃烧室，一般采用Laval 喷管与燃烧室匹配.Peng 等[18]在安装不同喉道面积喷管的无内柱燃烧室中，观察到3种不同的传播模态，分别是单波、双波和锯齿波，喷管收缩比较小时的贫油边界会出现锯齿波模态，并且随着喷管收缩比增加，燃烧室稳定工作的当量比范围减小.Zhang 等[19]在安装Laval 喷管的燃烧室中，除观察到单波和双波模态，还得到一种新的爆震波波形，即具有两个主峰的单波模态(two dominant peak one-wave mode).他们认为，该波形由Laval 喷管收缩段产生的反射激波向上游传播形成.

综上所述，尾喷管的存在，可以提高推进性能，但对上游燃烧室内的爆震波传播特性有较大影响，甚至诱发不稳定的工作模态.然而，已有研究大多聚焦于尾喷管对燃烧室内爆震波的影响，针对安装喷管后不同传播模态下的起爆特性和传播模态对推进性能影响的研究相对较少.针对上述问题，基于安装和未安装塞式喷管的环形旋转爆震燃烧室开展了实验研究，燃料和氧化剂分别采用乙烯和富氧空气，在不同流量和当量比下，分析对比尾喷管对上游爆震波传播模态的影响，阐明了不同传播模态下爆震波的传播特性、起爆特性和推进性能的变化规律，可为相关设计提供支撑.

1 实验装置

实验装置示意图见图1，包括旋转爆震实验件、供给系统、测量与采集系统和控制系统.旋转爆震实验件由旋转爆震燃烧室和塞式喷管组成，供给系统包括燃料、氧化剂和吹除氮气供给单元，采用的燃料和氧化剂分别为乙烯和氧气体积分数为50%的富氧空气.测量与采集系统负责压力、流量和推力数据的获取与记录，实验中所有信号指令均通过控制系统触发.

图1 实验装置示意Fig.1 Schematic of the test bench

1.1 旋转爆震燃烧室和塞式喷管

旋转爆震燃烧室和塞式喷管示意图见图2.旋转爆震燃烧室为环形结构，主要由燃烧室外环和内柱构成，内流道外壁直径为72 mm，长度为75 mm，内柱直径为34 mm.为与塞式喷管中心体平顺连接，内柱直径在燃烧室出口位置渐扩为42 mm，喷管入口面积为2 686 mm2.采用环缝-喷孔的喷注形式，氧化剂通过喉道宽度为0.4 mm 的环缝进入燃烧室，燃料经过100 个周向均布的喷孔喷注，喷孔直径为0.6 mm.塞式喷管为完全外膨胀式设计，由喷管外环和中心体构成，喉道面积为845 mm2，长度为91.2 mm，具体几何参数见表1.

图2 旋转爆震燃烧室和塞式喷管示意Fig.2 Schematic of the rotating detonation chamber with an aerospike nozzle

表1 塞式喷管的几何参数Tab.1 Geometric parameters of the aerospike nozzle

1.2 实验数据采集与时序控制

为监测供给流量，在燃料和氧化剂供给管路上各安装1 台质量流量计(测量精度为±1%).燃烧室和预爆管上各传感器的分布位置如图3 所示.燃烧室头部布置4 个高频动态压力传感器p1～p4(SINOCERA CY-YD-205 H，测量精度为±3%)，其中p1～p3 周向均布，任意两个传感器之间呈120°，p1和 p 3 位于同一轴向位置，距离喷注环缝出口13 mm，p2 与预爆管出口位于同一轴向位置，距离喷注环缝出口20 mm.p4 与p1 位于同一轴线位置，与p1 距离20 mm，具体空间位置分布见图3.为监测预爆管出口是否已形成充分发展的爆震波，在预爆管出口上游布置了2 个动态压力传感器ppre1和ppre2，间距为50 mm.在喷管喉道上游轴向距离15 mm 处，布置压阻式压力传感器pN(KELLER PA-21Y，测量精度为±1%)，以测量燃烧室对应位置处的静压；当燃烧室出口未安装喷管时，该传感器安装于p3 的正后方，与p4 位于同一排.此外，分别在燃料和氧化剂的供给腔布置压阻式压力传感器以监测喷前压力.旋转爆震燃烧室实验件整体置于动架上，动架滑块与静架滑轨相接，且整体可在滑轨上自由滑动，实验件和静架推力壁之间布置推力传感器(KISTLER 9331B)，用以测量产生的推力.传感器测得数据均由最高采样频率为1 MHz 的十六通道采集仪记录.

图3 压力传感器分布Fig.3 Distribution of the pressure transducers

单次实验的时序控制如图4 所示.首先，触发数据采集仪开始记录，并向燃烧室供给燃料和氧化剂；随后，向预爆管内填充燃料和氧化剂，填充完成后切断供给；对燃烧室供给燃料和氧化剂约330 ms 后，初步建立稳定的冷态流场，并触发点火能量约为50 mJ的火花塞点燃预爆管内的可燃混气；燃烧室内燃烧过程持续300 ms 后，关闭燃烧室供给燃料和氧化剂的通路，并打开氮气管路电磁阀，吹除燃烧室内残余的未燃气体与燃烧产物；最后，切断氮气供给并停止数据采集，完成一次实验过程.

图4 实验过程时序图Fig.4 Time sequence of the control signals for the operations

2 实验结果与讨论

2.1 传播模态分析

不论燃烧室出口是否安装喷管，均开展了流量约为200 g/s 和120 g/s 两种工况下的实验，对应当量比为0.3～1.6.安装喷管时，出现了5 种燃烧波的传播模态，分别为稳定单波模态、双波对撞模态、转变模态、周期性振荡模态和缓燃模态；未安装喷管时，仅观察到稳定单波模态、双波对撞模态和缓燃模态，如图5 所示.其中，稳定单波模态是指燃烧室内存在一个爆震波沿燃烧室周向顺时针或逆时针旋转.双波对撞模态中，燃烧室内存在两个相向运动的爆震波，发生周期性碰撞，碰撞点附近的局部高压会阻碍燃料和氧化剂进入燃烧室，导致爆震波解耦，后因供气过程恢复重新生成两个反向传播的爆震波.若二者传播速度相近，碰撞点位置几乎固定不变；如果传播速度略有差异，则碰撞点位置不断变化.转变模态是指，前期爆震波的峰值压力呈现周期性振荡，后期转变为稳定单波模态.周期性振荡模态是指，在整个工作过程中，均存在明显的峰值压力振荡.缓燃模态对应于无爆震产生的连续缓燃情形，高频动态压力传感器未监测到明显的压力脉动，该模态下可在喷管外(未安装喷管时，则是燃烧室外)观察到较长的尾焰.

图5 不同流量下燃烧波模态随当量比的变化Fig.5 Operating equivalence ratio ranges of the propagation modes at different mass flow rates

当燃烧室出口未安装喷管、流量为200 g/s 时，仅观察到稳定单波模态；总流量降低至120 g/s 时，传播模态以稳定单波模态为主，仅在当量比较高时出现双波对撞和缓燃模态，且高当量比下的缓燃边界宽于有喷管情形.然而，在燃烧室尾部安装喷管后，不同供给流量、相同当量比范围内，依次出现了上述5 种不同的传播模态，转变模态和周期性振荡模态下均会出现爆震波峰值压力振荡的现象.可以看出，两种模态均在当量比较高时出现，转变模态可认为是稳定单波模态向周期性振荡模态转变的过渡.不同流量下，出现转变模态的临界当量比范围相近(均为1.0 左右)，出现缓燃模态的当量比边界也相近(均为1.4 左右)，但出现周期性振荡模态的当量比下边界有所降低.

稳定单波模态和双波对撞模态在旋转爆震工作过程中较为常见，已有大量文献针对二者开展了较为充分的分析[6,20-21]，本文对其传播特性不再展开讨论.由图5 可知，未安装喷管时，传播模态主要为稳定单波模态，而转变模态和周期性振荡模态仅在安装喷管后出现，针对二者的分析较少.因此，下面对其进行分析讨论.

2.1.1 转变模态

当供给流量为192.1 g/s，当量比为1.0 时，压力传感器测得的p1、p2和pN在60 ms 内的压力波形如图6 所示.可以看出，约36 ms 前，测得p1和p2的峰值压力有明显振荡，之后峰值压力趋于稳定.因传感器轴向位置不同，测得的爆震波峰值压力也略有差别，p1平均峰值压力约为0.65 MPa，p2平均峰值压力约为0.89 MPa.此外，测得pN的压力波形同样表明，模态转变之前，燃烧室内静压存在小幅波动，平均室压为0.223 MPa；模态转变之后，燃烧室内静压趋于稳定，平均室压变为0.216 MPa.图7 为模态转变过程34～38 ms 间的压力波形.可以看出，p1和p2均在35 ms 左右发生峰值压力振荡，后转变为稳定的传播模态，并且爆震波后存在一个反射波波峰，以相同的传播速度跟随爆震波同向旋转.

图6 转变模态下测得的压力波形Fig.6 Pressure profiles in the self-adjestive mode

图7 模态转变过程中的压力波形Fig.7 Enlargement pressure profiles during the transition process

对图6 中p1的压力波形进行频谱分析，结果如图8 所示.可以看出，模态转变之后的稳定传播过程，仅存在一个主频8 362 Hz，对应的平均传播速度可由式(1)得到.

图8 转变模态下测得的p1 压力波形频谱分析Fig.8 Frequency spectrum of the self-adjustive mode

式中：rout为燃烧室内流道外壁半径；f 为频谱分析中的主频率；n 为波数.由传感器的周向位置分布和压力波形可判断，燃烧室内的压力波均同向传播.假设燃烧室内存在单波，则可得平均波速为1 891.4 m/s，为理论CJ 速度的88.5%；若燃烧室内存在双波，则单个压力波的平均传播速度为945.7 m/s，低于爆震波波后声速(1 160.4 m/s)，即压力波为弱压缩波，这与测得的压力波形上升沿仅约为5 μs 矛盾，故为稳定的单波传播模态.受侧向膨胀[22]、掺混效果[23]和边界层[24]的影响，其传播速度通常有一定的速度亏损.前36 ms 峰值压力存在振荡时，除主频8 362 Hz 外，存在7 141 Hz 的次频，以及二阶频率16 724 Hz(为主频的2 倍)，对应的平均传播速度为1 615.3 m/s，为理论CJ 速度的75.6%，该现象亦出现在周期性振荡模态.此外，在转变为稳定单波模态的前36 ms 内，峰值压力存在明显的振荡现象，振荡频率为946 Hz.

2.1.2 周期性振荡模态

当供给流量为120.5 g/s、当量比为1.28 时，压力传感器测得的p1、p2和pN在60 ms 内压力波形如图9 所示.可以看出，p1和p2峰值压力均存在周期性的振荡，波动范围在0.25～1.50 MPa，pN亦存在小幅波动，燃烧室的平均压力为0.160 MPa，与2.1.1 小节中模态未转变前相似.相应地在20～30 ms 内，高频动态传感器的局部原始压力波形如图10(a)所示，可以看出，峰值压力的振荡具有明显的周期性.为便于观察两个压力传感器间的信号差异，将图10(a)红色虚线框内的压力波形绘制于同一坐标轴下，并分别提取p1和p2压力波形的峰值压力包络线，如图10(b)所示.可以看出，两个传感器测得的压力峰值波动类似于准正弦曲线，虽然压力传感器p1 和p2 空间分布位置呈120°，但两者峰值压力振荡相位几乎相同.

图9 周期性振荡模态下测得的压力波形Fig.9 Pressure profiles in the periodic oscillation mode

图10 周期性振荡模态下的局部压力波形Fig.10 Enlargement pressure profiles in the the periodic oscillation mode

对60 ms 内p1压力波形做频谱分析，结果如图11 所示.可以看出，传播过程中均存在两个传播频率，即主频8 301 Hz(对应平均波速为1 877.6 m/s，为理论CJ 速度的88.3%)和次频7 004 Hz(对应的平均波速为1 584.3 m/s，为理论CJ 速度的74.5%).图11左侧时频图表明，主频8 301 Hz 和次频7 004 Hz 并不连续.原因在于，爆震波压力峰值存在同相振荡，在振荡波峰附近，爆震波的传播速度较高，频率约为8 301 Hz；在振荡波谷附近，爆震波强度减弱，传播速度降低，频率降至约7 004 Hz.此外，峰值压力周期性振荡的频率为1 304 Hz，均为1 000 Hz 左右的中高频振荡.

图11 周期性振荡模态下测得的p1 压力波形频谱分析Fig.11 Frequency spectrum of the periodic oscillation mode

2.2 不同模态下的起爆特性

由前文分析可知，不同传播模态下，爆震波的传播特性不同.未安装喷管条件下，供给流量为200.8 g/s、当量比为1.08 时，预爆管上测得的ppre1和ppre2峰值压力之间的时间差Δtpre为0.019 ms，由两个传感器之间的距离可得压力波经过的平均传播速度为2 631 m/s，与估算的理论CJ 速度相近，可认为预爆管中已得到充分发展的爆震波.爆震波由预爆管传出后，进入物理空间更大的旋转爆震燃烧室，传播通道突扩，可能发生解耦，转变为缓燃波和前导激波向四周传播，若未发生解耦，爆震波的强度亦会有所减弱.稳定单波模态的起始过程中，测得的ppre2和p3压力波形如图12 所示.可以看出，预爆管内爆震波传入燃烧室后，测得p3有一个很高的压力峰值(如图12 约5 ms 处，约4.4 MPa).原因在于，点火之前旋转爆震燃烧室内已经填充满燃料和氧化剂，预爆管出口射流点燃可燃混气并形成爆震波，爆震波的高度接近整个燃烧室长度，压力传感器p3 靠近燃烧室头部，受侧向膨胀的影响很小，故测得的压力峰值明显高于建立稳定旋转爆震后的情形.随后，燃料和氧化剂的填充过程受阻，爆震波无法维持，解耦成为缓燃波和前导激波.待燃烧室压力下降，填充过程恢复，局部热点会触发稳定爆震过程，如图12 中红色虚线框内放大图.将预爆管出口压力传感器ppre2处得到峰值压力时刻与燃烧室内再次起爆时刻的时间间隔Δt 定义为起爆时间，燃烧室内最终形成稳定爆震的时间Δts定义为建立稳定爆震的时间，可见起爆时间与建立稳定爆震的时间相等，为2.19 ms.

图12 未安装喷管下稳定单波模态起始过程的压力波形Fig.12 Pressure profiles of the initiation process in the single-wave mode without nozzle

安装喷管条件下，供给流量为194.1 g/s、当量比为0.98 时，稳定单波模态的起始过程如图13 所示.与未安装喷管工况的起爆过程相同，预爆管出口射流点燃燃烧室内的可燃混气并形成爆震波，产生一道强度较高的爆震波并影响填充过程，爆震波解耦为缓燃波.然而，之后缓燃波转变为爆震的过程中，喷管的节流作用影响了燃料和氧化剂的喷注过程，在爆震形成的初期，爆震波的峰值压力存在几个周期的振荡之后立即转变为稳定旋转的单波模态(见图13 内红色虚线框中的放大部分)，该过程与转变模态中模态的转变过程类似.因此，建立稳定传播爆震波的时间 Δts大于未安装喷管的条件，图中起爆时间为5.53 ms，建立稳定爆震的时间为7.59 ms.

图13 安装喷管下稳定单波模态起始过程的压力波形Fig.13 Pressure profiles of the initiation process in the single-wave mode with nozzle

与周期性振荡模态起始过程相同，转变模态亦存在峰值压力的周期性振荡.因此，以周期性振荡的起爆过程为例，分析其起爆特性.安装喷管条件下，供给流量为205.6 g/s、当量比为1.15 时，周期性振荡模态起始过程如图14 所示.可以看出，起爆过程与未安装喷管时的稳定单波模态不同，缓燃转变为爆震的初期，爆震波峰值压力即存在一定振荡幅值(12～19 ms 时)，约22 ms 之后峰值压力出现了明显且稳定的周期性振荡，表明峰值压力的振荡在起爆过程已形成.由图14 可知，起爆时间为3.39 ms，与未安装喷管工况的起爆时间相近.然而，由于传播过程中未形成稳定的旋转爆震，此模态下建立稳定爆震的时间不作统计.

图14 安装喷管下周期性振荡模态起始过程的压力波形Fig.14 Pressure profiles of the initiation process in the periodic oscillation mode with nozzle

2.3 不同模态下的推进特性

稳定单波模态下，流量约为200 g/s 时，安装(流量为191.6 g/s，当量比为1.00)与未安装喷管(流量为200.8 g/s，当量比为1.08)时的燃烧室室压与推力曲线如图15 所示.可以看出，在点火之前，燃料和氧化剂的供给会产生一定的冷态推力，安装喷管时冷态推力(约40 N)略大于未安装喷管工况(约34 N).点火之后，燃烧室内室压和推力信号均有明显的过冲现象.原因在于，与稳定工作时爆震波只在燃烧室头部旋转的情形相比，预爆管初始点燃了充满整个燃烧室的可燃气体，爆震波高度大、强度高，增压效果明显，产生的高温已燃气体膨胀并向出口排出，使初始室内静压和推力出现极大值.未安装喷管时室压无明显上升，平均室压为0.094 MPa；然而，安装喷管后，室压较点火前明显上升，平均室压为0.215 MPa.取燃烧过程结束前约100 ms 内的平均推力(见图15(a))作为稳定工作下的推力，未安装喷管时为99.4 N，安装喷管后为200.7 N，推力增益为101.9%.

图15 稳定单波模态下测得的燃烧室压力和推力曲线Fig.15 Static pressure and thrust in the single-wave mode

由前文可知，转变模态发生转变过程前和周期性振荡模态中，爆震波的峰值压力均存在明显的振荡过程.转变模态中，发生转变后传播模态变为稳定的单波，针对转变点前后的变化可对比分析周期性振荡和稳定传播过程之间燃烧室室压和推力的差异.转变模态下(流量为192.1 g/s，当量比为1.02)，燃烧室室压和推力曲线如图16 所示.可以看出，模态转变前，pN的幅值变化范围较大，使喷管入口气流的非稳态特性增强；转变之后，尽管pN变得更稳定，但平均室压有所下降，由0.223 MPa 变为0.216 MPa，下降了3.1%.推力曲线上模态转变过程不明显，但转变前后推力仍有一定差异，分别取约100 ms 内的平均推力，模态转变前为216.3 N，模态转变后为199.8 N，下降了7.6%.周期性振荡模态下(供给流量为205.6 g/s，当量比为1.14)，燃烧室室压和推力曲线如图17 所示.与转变模态转变前相似，室压在整个工作过程中均存在一定的波动，平均室压为0.237 MPa，对应的平均推力约为229.7 N.需要注意，与图15(b)相比，图16 和图17 推力曲线明显变粗，表明爆震波峰值压力出现振荡时，对应的推力曲线振荡加剧.尽管转变模态下爆震波最终以稳定单波模态传播，燃烧室压力的波动不明显，但推力曲线的振荡幅值并未减弱，说明峰值压力周期性振荡引起的推力振荡无法快速消除.

图16 转变模态下的燃烧室室压和推力曲线Fig.16 Static pressure and thrust in the self-adjestive mode

图17 周期性振荡模态下的燃烧室室压和推力曲线Fig.17 Static pressure and thrust in the periodic oscillation mode

尽管周期性振荡过程中室压和推力均略大于稳定单波过程，但亦会造成喷管入口气流的非稳态特性增大，导致推力下降.此外，周期性振荡模态下，爆震波峰值压力和燃烧室室压存在周期性振荡，使推力振荡加剧，在实际工作中，应避免产生此模态.

3 结论

针对燃烧室出口安装塞式喷管与否，开展了200 g/s 和120 g/s 两种流量下的旋转爆震实验研究，得到了不同当量比下的旋转爆震波传播模态、起爆特性和推进性能，主要结论如下：

(1) 两种流量下，燃烧室出口未安装喷管时，传播模态以稳定单波模态为主；安装喷管时，随着当量比增加，出现了5 种不同的传播模态，分别为稳定单波模态、双波对撞模态、转变模态、周期性振荡模态和缓燃模态.

(2) 转变模态和周期性振荡模态下，均观察到峰值压力的周期振荡现象，周向均布的3 个传感器测得的峰值压力振荡几乎同相，振荡频率约为1 000 Hz；转变模态下，在转变点之后发展为稳定单波模态.

(3) 与未安装喷管的稳定单波模态起爆过程相比，安装喷管后，由于喷管的节流作用，稳定单波模态的起爆过程存在峰值压力振荡向无振荡的转变，与转变模态中的模态转变类似，稳定爆震的建立时间明显增加；周期性振荡模态下，起爆时间与未安装喷管工况相近，但峰值压力存在周期性振荡.

(4) 在相同供给流量和当量比条件下，安装喷管后的推力明显提高，典型工况下比未安装喷管时增加了101.9%；转变模态下，转变点前的室压和推力均略大于转变后稳定单波模态，推力下降了7.6%；周期性振荡模态下，燃烧室工作过程中室压始终存在小幅波动，增加了喷管入口气流的非稳态特性，造成推力损失；并且，峰值压力的周期性振荡会造成推力输出的不稳定，应避免产生此模态.