掺混空气对旋转爆震主燃烧室起爆性能对比试验

2023-07-08谭峻然宫继双郑少泉道尔别克塔布斯

航空发动机 2023年2期

谭峻然，宫继双，郑少泉，道尔别克·塔布斯

（中山大学航空航天学院，广东深圳 518000）

0 引言

旋转爆震发动机因其具有单次点火便可实现持续爆震燃烧[1-2]和其自增压特性[3]近年来在众多新型推进方式上脱颖而出。

20 世纪50 年代起，各国便对旋转爆震作为动力来源的可行性展开了研究[4]。俄罗斯的Bykovkii等[5-7]针对旋转爆震发动机的可行性，对多种不同燃料（乙炔、氢气、丙烷、煤油和汽油等）和各类燃烧室构型（扩展式、等直轴流式和盘式旋转爆震燃烧室等）[8-10]展开了系统、广泛地研究；Lim、Kubicki 和Stechmann等[11-13]针对火箭发动机对比研究了氢气和甲烷在富氧空气中的爆震性能；Liu 等[14-16]利用氢气和空气进行试验研究，发现了旋转爆震波在燃烧室内不同的工作模态（单波模态、双波模态及双波对撞模态等）；Xie等[17-19]则采用富氧空气和空气作为氧化剂、氢气作为燃料开展试验研究，发现旋转爆震燃烧室（Rotating Detonation Combustor，RDC）中的声学特性对RDC 中纵向爆燃模态起到主导作用，并将燃烧状态分为快速爆燃、不稳定爆震、准稳定爆震和稳定爆震，并分析了各状态的形成机制；Zheng 等[20]利用汽油/富氧空气对长度为155～235 mm的燃烧室进行试验，发现推力和燃料比冲随燃烧室长度增加而缓慢增大；葛高杨等[21]则成功利用713 K 的高温空气和常温汽油实现了旋转爆震。

在上述文献中多采用活化能较强的燃料或使用氧气、富氧空气进行试验。而在实际航空发动机中，常常采用稳定性较好能量密度较高的液态煤油和空气分别作为燃料和氧化剂；但由于液态煤油活化性较低需要更大的起爆能量，同时要在极短的时间内完成雾化、蒸发和掺混，实现难度较高，目前只进行了少数研究。王致程等[22]通过常温煤油和富氧空气对不同宽度的环形燃烧室进行试验研究，得到了稳定旋转爆震模态，平均传播速度为1750 m/s，在试验工况内，更大的燃烧室宽度利于旋转爆震波的稳定传播；Wolanski 等[23]进行了旋转爆震发动机与直升机发动机匹配研究，使用外部气源供气，并严格控制供气速度与压缩机的供气速度相同，表明氢/空气混合物下的旋转爆震的效率比原发动机的提高了5%～7%，但气态氢和液态预燃煤油的性能较差，在试验中还发现，添加氢气可以提高爆震波传播的稳定性。

目前对于旋转爆震的研究逐渐由理论研究转向实际工程化研究，已在实验室条件下实现了气液两相旋转爆震波的起爆和传播，但针对实际工程化应用背景下的气液两相旋转爆震研究较少，影响气液两相旋转爆震波稳定传播的关键因素和模态规律需要进一步研究。

本文以涡轮发动机主燃烧室为应用背景，采用常温煤油和高温空气模拟燃烧室的工况条件，对液态燃料旋转爆震波在基于封闭燃烧室和掺混燃烧室内的传播特性和模态规律开展试验研究。

1 试验装置

1.1 旋转爆震试验系统

旋转爆震试验系统主要分为供给系统、加热系统、控制系统、点火系统、燃烧室模型、排气系统、采集系统，如图1所示。

图1 试验系统

供给系统主要分为气体（空气、氮气、氧气、氢气）供给和煤油供给。其中，氮气用于控制试验平台中的气调式减压阀和燃料的供给压力，为了保证试验中气源流量稳定，气源均由减压阀控制供给压力，由压力和音速孔板相互配合控制气体供给流量。煤油采用挤压式供油，通过设计气蚀管并标定生成拟合曲线，气蚀管上下游在规定的压力区间内，可通过上游压力直接计算出煤油流量。

采用直燃式空气加热器，通过加热系统模拟燃烧室入口条件；在试验中，通过调节氢气的流量控制空气的温度，在加热器后补入氧气保证高温空气中氧气含量与实际空气氧含量相同。

试验中使用自研的煤油/氧气射流点火器进行点火。试验系统由西门子s7-200 可编辑逻辑控制器（Programmable logic Controller,PLC）控制，由时序控制的方式触发球阀和电磁阀控制各路供给，如图2 所示。在试验中提前1 s点燃加热器保证燃烧室在热态工作时入口温度保持不变；点火器与煤油同时供给，其中点火器仅工作1 s 由于点火器可能会存在延迟，故旋转爆震波是否自持运行将通过时长来判断，煤油供应持续2 s，如果旋转爆震波持续超过1 s 将成功实现自持运行。在试验结束后空气将持续供应2 s用于吹除燃烧室内剩余燃料。

图2 试验流程

1.2 试验模型

燃烧室简化如图3 所示。燃烧室外径220 mm，内径140 mm，腔内长度为240 mm，燃烧室喉道宽度为2 mm。试验采用直射式喷嘴，燃油通过90 个均匀分布在喉道外壁的0.3 mm 小孔沿径向射入喉道。试验中采用了3 种燃烧室结构及2 种不同出口结构，分别为封闭燃烧室A（A2、A3面积为0 mm²）和带掺混结构燃烧室B（A2、A3面积分别为1137 mm²），其中带掺混结构燃烧室通过在轴向上距离喉部130 mm处沿周向在燃烧室内外壁面均匀设置多个小孔实现燃烧室能掺混空气的目的。在试验中燃烧室喉道面积A1固定为1137mm²；将采用缩小出口面积的方法模拟燃烧室收缩喷口条件，出口面积A4分别为1（出口面积为5089 mm²）和2（出口面积为2287 mm²）

图3 燃烧室简化

试验模型模拟了某离心式涡轮发动机燃烧室进口流场结构，如图4 所示；离心式压气机输出空气流量为2.6 kg/s，温度为496 K，平均流速为120 m/s 左右。发动机涡轮前温度不超过1123 K。试验中将通过改变煤油流量来控制喉部当量比。

图4 压气机出口模拟段及试验模型冷态流场

1.3 数据采集装置

在燃烧室外壁布置2个高频压力传感器（113B24）进行压力测量，为了保证传感器能稳定测量减少温漂现象，将传感器安装于长度为60 mm 的水冷套中；传感器与壁面的距离较小可以采集到爆震波峰值压力[24]。其中传感器位置及点火器位置如图5所示。通过NI USB 6366数据采集模块记录高频响数据，采样频率可达2 MHz。出口温度数据由自研的总温耙使用温度扫描系统测量，采样频率为100 Hz。

图5 点火与测量位置

此外，试验时还使用高速摄影机（50k 帧/s，分辨率为384×336）从燃烧室出口轴线处对燃烧室内的火焰形貌进行了拍摄。

2 试验结果分析与讨论

将试验中爆震波工作模态分为：稳定爆震模态（爆震波在燃烧室内稳定传播）、不稳定爆震工作模态（爆震波在燃烧室内不稳定传播）和过渡模态（爆震波在燃烧室内从不稳定模态发展至稳定模态）。

在采用封闭燃烧室时，先使用了面积为5089 mm²的模拟喷口进行了试验。不同工况工作范围如图6 所示。在此燃烧室模型（A-1）下可产生爆震波的当量比范围较窄，当当量比低于0.8时或高于1.1时均无法产生旋转爆震。在此出口面积下，燃烧室总压0.2 MPa，燃烧室进口压力为0.41 MPa，低于压气机出口工况，实现自持燃烧的出口最高温度达到了1500 K。为使燃烧室进口工况与压气机出口相近，采用2287 mm²出口面积进行相同试验（A-2），此时燃烧室总压达到了0.44 MPa，进口压力为0.46 MPa 与模拟工况相同；在缩小出口面积后可爆当量比范围同样为0.8～1.1，在完全自持燃烧时出口温度同样达到了1500 K，燃烧室内爆震模态与前者类似。

图6 不同工况工作范围

在掺混条件下（B-1）的工作范围得到了提升，爆震工作下当量比范围为0.8～1.2，并在较高当量比下呈现了稳定爆震模态。在爆震波能自持燃烧的情况下，出口最高温度平均降低了400 K，仅为1100 K。表明在有空气掺混的条件下，有利于旋转爆震的产生和稳定传播，同时能有效降低出口燃气温度。下面对2种不同燃烧室工作情况进行详细讨论。

2.1 封闭燃烧室爆震波分析

当控制煤油流量在47 g/s 时，此时当量比为0.8，高频压力传感器采集到的信号如图7 所示。燃烧室内爆震波呈现不稳定传播模态，此时燃烧室内旋转爆震波并未实现自持传播，在点火器的作用下仅工作了0.6 s左右。此时燃烧室内爆震波峰值压力变化较大，最高达到了0.8 MPa，在中间出现多次爆震波的解耦，此时压力峰值较低仅为0.2 MPa左右。在此工况条件下，燃烧室内发生双波或3波对撞，同时伴随着1个或2 个缓燃波，在对撞后缓燃波和较弱的爆震波会在短时间内解耦。同时在重新起爆后多次观测到短时间的双爆震波同向传播，但由于燃料得不到及时的补充并不能维持爆震波稳定同向传播因此发生了解耦现象。燃料较少导致新鲜混合气体不能及时得到补充，爆震波在形成后不能持续接触新鲜预混气而发生解耦或衰退为缓燃波；爆震波解耦后的燃烧室内由于没有或减少了预混气的消耗，燃料得到了补充，燃烧室内重新起爆产生爆震波并传播；此时燃烧室内不断重复着“起爆-传播-解耦”的过程。而当点火器停止工作后，不能重新起爆新鲜混合气导致发动机的熄灭。

图7 低当量比下不稳定爆震模态

当提高煤油流量使当量比处于0.9～1.1 时，燃烧室内呈现过渡模态，最初在点火器的持续工作下，燃烧室工作初期呈现不稳定爆震模态，燃烧室内会发生双波对撞或3 波混合的情况。封闭燃烧室的过渡模态如图8 所示。旋转爆震波持续的时间为1.382 s，成功自持运行；PCB传感器在0.31 s时检测到压力波动，此时点火器开始工作，经过0.17 s 后传感器检测到第1 个爆震波峰值信号，此时燃烧室内成功产生旋转爆震。在热态工作前期传感器测得最高峰值压力高于后期峰值压力，这是由于初期呈现的不稳定爆震模态，当爆震波的对撞点转移至传感器点位时，由于爆震波对撞瞬间产生较大的压力波动，导致对撞点处压力峰值会显著提升。

图8 封闭燃烧室的过渡模态

3 波对撞模态如图9 所示，为初期不稳定状态下发生的3 波对撞现象。此时燃烧室内存在3 个爆震波，其中1 号波沿顺时针旋转，2、3 号波沿逆时针旋转；1 分别会与2、3 发生碰撞，图中0.7305～0.7325 s时1、2 号爆震波对撞点位于ai1 传感器处，当1 与2 对撞后将持续传播，随后与3 对撞。由于爆震波波速不同，对撞点会发生转移；对撞点发生位移时，ai1 处测得压力信号会逐渐由单个高峰分裂为2 个较高峰，此时说明1、2 对撞点沿逆时针发生移动。在对撞发生后，会互相进入对方的燃烧产物区域，此处可燃混合物得不到及时的补充爆震波会在一定程度上衰弱；而在3 波对撞中，1 号波在单个旋转周期内会与2、3 分别经历2 次，即一共发生2×2 次对撞，在连续的对撞中1 号爆震波强度大幅降低，但由于与另两波逆向而行，能在对撞后接触新鲜可燃气，因此能在多个周期后持续传播。而跟在2 号爆震波后的波3，一直处于波2 的燃后物质内接触的新鲜可燃气较少，同时由于波1 与波2 对撞后进一步侵蚀波3 前的新鲜可燃气，波3由于接触不到足够的新鲜可燃气在4个周期后逐渐消失；燃烧室随后变为双波对撞模态，3 波对撞模态在这个工况下并不能稳定持续的工作。

图9 3波对撞模态

在点火器作用下的不稳定传播状态，会发生多波的解耦或缓燃波传播的现象。如图10 所示。图中第0.67 s 时发生了双波对撞现象，ai1 所测得的峰值信号从较低的2 个变为较高的单个高峰，意味着1、2号波对撞点转移至ai1 传感器处。但在持续的对撞下，1 号爆震波持续衰弱并解耦，在第0.673 s 时燃烧室内仅存在单个2 号爆震波，而同向上存在的缓燃波逐渐加速耦合形成与2 号波同向的爆震波，此时燃烧室内呈现双波同向传播模态。但在点火器的作用下此模态不会持续很久，新形成的爆震波会使燃烧室重新进入多波对撞模态。在此时燃烧室内会不断重复爆震波的对撞与稳定传播的转变。

图10 双波对撞向双波同向转变

双波对撞的拍摄画面如图11 所示。在此时的点火器持续工作中，画面显示点火器处呈现较大的火焰。画面中其中1个对撞点位于ai1下方，在第1张图对撞时，对撞点呈现较亮蓝光，随后爆震波逆向传播，各爆震波亮度弱于对撞时所产生的光。

图11 双波对撞拍摄画面

随着点火器的熄灭，燃烧室内呈现双波同向传播。同向双爆震波压力信号如图12 所示。此时旋转爆震波较为稳定，未发生模态的转变。此时的爆震波峰值信号较为稳定，峰值压力波动在0.1 MPa 以内。同向双爆震波FFt 分析如图13 所示。fft 分析显示此时燃烧室内爆震波主频为2487 Hz，由于存在2 个同向的爆震波，此时爆震波平均波速为860 m/s。同向双爆震波拍摄画面如图14 所示。图中所示为单个爆震波行走半周画面，2个图像相隔3帧画面；单个爆震波行走半周约为20 帧，从高速摄影拍摄所算得波速约为860 m/s。在图14 同向双爆震波拍摄画面的时刻点火器已停止运行，但画面中显示点火器位置仍有较小火焰射出，这是因为此时点火器内腔压未与燃烧室同步略高于燃烧室静压，残留的高温可燃混合物泄露进燃烧室内；此时点火器能量很小不足以点燃燃烧室内新鲜可燃物，但残留的火焰波动可帮助判断爆震波略过此处。从图12中可见，竖直向下的火焰在爆震波略过时，火焰会在爆震波的作用下沿逆时针吹散，当爆震波扫过后火焰会重新变回竖直向下的形态。由于没有点火器的影响，燃烧室内较难产生新的爆震波，此时发动机内双爆震波同向传播稳定运行。

图12 同向双爆震波压力信号

图13 同向双爆震波FFt分析

图14 同向双爆震波拍摄画面

2.2 带掺混结构燃烧室爆震波分析

使用补气面积为1137.2 mm²的燃烧室B 进行试验，控制空气质量流量2.6 kg/s保持不变，通过控制煤油流量改变发动机头部当量比。此时燃烧室喉部空气流量为0.86 kg/s，掺混空气总量约为1.74 kg/s。

当控制煤油流量为66 g/s 时，此时掺混燃烧室头部当量比为1.1。燃烧室内呈现稳定3 波同向传播，其压力信号如图15 所示。此时爆震波的峰值压力波动较低仅在0.1 MPa之内，呈稳定传播模态；起爆初期在点火器的作用下，很快便进入3 波稳定传播模态，说明有空气掺混的条件下有利与燃烧室旋转爆震波稳定传播。3 波稳态下的fft 分析如图16 所示。此时燃烧室内主频为4274 Hz，根据主频测得单个爆震波波速约为983 m/s。同向3 波高速摄影图片如图17 所示。此时点火器已完全没有火焰，需要通过爆震波旋转传播时的亮光进行判断；可以看到3 个爆震波相互距离较为平均，约为120°；单个爆震波传播一周所需帧数为36 帧，换算为速度967 m/s。在较高当量比下掺混燃烧室内旋转爆震波较为稳定。

图15 3波同向传播压力信号

图17 同向3波高速摄影图片

降低煤油流量至53 g/s 时，此时对应头部当量比为0.87，燃烧室内贫油运行，此时燃烧室内进入不稳定工作模态（如图18 所示），旋转爆震波仅运行了0.6 s，传感器在1.5 s 时已经检测到点火器压力波动，但难以形成旋转爆震，0.8 s后才成功起爆形成多波传播。5 爆震波fft 分析如图19 所示。燃烧室内旋转爆震波主频较高，为5997 Hz。传感器压力信号如图20所示。此时燃烧室内呈5 波同向运行，但此时的爆震波波速较低仅为828 m/s；并且爆震波并不能长时间稳定传播，其中5 个爆震波压力峰值差距较大，最高压差达到了0.2 MPa；由于燃烧室内波头较多而喉道处处于贫油状态，新鲜混合气不足以支撑多个波头以较强的形态运行，导致在每个传播周期中均存在弱爆震波。在维持一段时间多波稳定运行后，新鲜混合气严重不足，爆震波强度降低但未解耦；等混合气重新补充后爆震波再一次以较强形态在燃烧室同向传播。最后由于煤油的停止供应，爆震波强度慢慢降低最后解耦，燃烧室停止工作。

图18 封闭燃烧室不稳定工作模态

图19 5爆震波fft分析

图20 5波同向压力信号

掺混燃烧室内，爆震波以多波头的形式稳定传播，模态转变仅在最初起爆时发生，并在极短时间内完成向稳定多波传播的转变。

拥有掺混结构的燃烧室能拓宽燃烧室的工作范围，当量比范围从0.8～1.0 提升至0.8～1.2。这可能是由于掺混结构的引入，空气从燃烧室后部径向射入，对燃烧室内轴向喷射的气流产生了扰动，有些许空气从补气孔倒流回燃烧室前端参与到爆震波的燃烧当中，从而提高了燃烧室的工作范围，使不改变燃烧室前端结构的情况下能使燃烧室富油运行。