燃燒室構型對旋轉爆震波傳播特性的影響

趙明皓，王可，王致程，朱亦圓，李清安，范瑋

1. 西北工業大學 動力與能源學院，西安 710072

2. 西北工業大學 陜西省航空動力系統熱科學重點實驗室，西安 710129

一般而言，燃燒有兩種形式：緩燃(Deflagration)和爆震(Detonation)。緩燃燃燒的觸發和傳播依賴于高溫已燃氣體向相鄰未燃混合物的傳熱傳質過程，火焰傳播速度較慢，一般為幾米每秒到幾十米每秒，且在燃燒的同時伴隨膨脹，故絕大多數情況下實現的是等壓循環?，F有的航空航天動力裝置中均采用緩燃燃燒，經過百年的發展，技術水平已經相當成熟，進一步提高熱效率的空間幾乎不存在。爆震燃燒的觸發和傳播依賴于前導激波對未燃混合物的壓縮效應導致的溫度和壓力大幅提高，傳播速度高達幾千米每秒，產物來不及膨脹便已完成燃燒，接近于等容燃燒。從工程熱力學的角度，等容循環比等壓循環的熱效率更高。換言之，如能將爆震燃燒應用到動力裝置中，有望進一步降低耗油率。此外，爆震燃燒具有自增壓特性，可以省去常規航空航天發動機的增壓部件，進一步簡化系統結構。近年來，爆震燃燒及其應用已成為空天動力領域的研究熱點。

采用爆震燃燒的動力裝置主要包括脈沖爆震發動機(Pulsed Detonation Engine，PDE)、駐定爆震發動機(Standing Detonation Engine， SDE)和旋轉爆震發動機(Rotating Detonation Engine，RDE)。其中，PDE工作時，需要經歷周期性的進氣、點火、起爆、傳播和排氣過程，在應用中面臨著高頻起爆和周期性推力輸出等問題，一定程度上限制了PDE的發展和應用。SDE只能在高馬赫數下工作，對實驗條件要求較為苛刻，有關的實驗研究偏少。RDE只需一次起爆即可實現爆震波的連續傳播，且推力輸出接近于穩態，近年來受到廣泛關注，國內外多家單位均開展了相關研究。

當前，圍繞RDE的研究主要集中在噴注器設計、燃料種類、燃燒室構型、傳播模態、起爆特性和噴管優化等方面。燃燒室構型決定了RDE的整體設計方向，當其改變時，即使在相同的來流條件下，也可能得到完全不同的實驗結果。因此，燃燒室構型是一個重要的研究內容。進一步研究燃燒室構型對旋轉爆震波傳播特性的影響，對發展RDE具有重要意義。

環形燃燒室構型在RDE的研究中最為常見，即燃燒室是由外環和內柱組成的環形腔體結構。2014年，Bykovskii等提出了環形燃燒室的相關設計準則，指出燃燒室寬度應大于1/2倍的胞格尺寸，燃燒室直徑應大于40倍的胞格尺寸，并得到了George等的實驗驗證。然而，該設計準則未能給出燃燒室構型的最優設計條件，各國學者就環形燃燒室的寬度和直徑對爆震波傳播特性的影響進行了相關研究。結果表明，在供給條件一定的前提下，當燃燒室寬度和直徑較小時，受邊界層和胞格尺寸的影響，不利于形成穩定的旋轉爆震波；當燃燒室寬度和直徑增加時，一方面爆震波在燃燒室旋轉一周的用時增加，相應的噴注器填充壓力高于燃燒室局部室壓的時間增加，有助于燃燒室內可燃混合物的填充混合，對旋轉爆震波的形成有利，另一方面，燃燒室橫截面積增加，會降低上游新鮮混合物的填充高度，不利于燃燒室的穩定工作。因此，在確定環形燃燒室寬度和直徑時，需綜合考慮多重因素的共同影響。

人們在環形燃燒室構型的基礎上去掉內柱，提出了空桶形燃燒室構型，并通過數值計算和實驗驗證了該方案的可行性。取消內柱的限制后，不僅使內柱和外環之間的反射激波消失，增強爆震波的穩定性，而且省去了對內柱的冷卻，進一步簡化了燃燒室的結構。Zhang等通過減少內柱長度將環形燃燒室變為空桶形燃燒室，發現隨著內柱長度的減少，空氣/氫氣旋轉爆震燃燒的工作范圍和穩定性顯著提高。Wang等對比了不同燃燒室寬度(當燃燒室寬度與外環半徑相等時，燃燒室為空桶形構型)對爆震波傳播特性的影響，發現增大燃燒室寬度可提高旋轉爆震波傳播的穩定性。

Liu和Peng等提出了凹腔形燃燒室，即在環形燃燒室的內柱上增加凹腔結構，并通過實驗研究了凹腔的軸向位置和深度對旋轉爆震波傳播的影響。結果表明，凹腔可促進回流區的形成，有助于拓寬爆震波穩定傳播的工作范圍；在一定范圍內增加凹腔的深度，可拓寬工作范圍，超過臨界值則會導致新鮮混氣的提前燃燒，進而縮小工作范圍；此外，凹腔的軸向位置也會對工作范圍產生影響，但與燃料種類有關。

目前，基于特定的燃燒室構型，人們就某一特征參數對旋轉爆震波傳播特性的影響開展了諸多研究，但在相同供給條件下，比較不同燃燒室構型對旋轉爆震波傳播特性影響的研究尚不充分。因此，本文分別采用了3種燃燒室構型(包括環形、空桶形和凹腔形燃燒室)，在相同的供給條件下，研究了燃燒室構型對旋轉爆震波傳播特性的影響，可為RDE燃燒室設計和優化提供參考。

1 實驗裝置

1.1 旋轉爆震實驗系統

如圖1所示，實驗系統由供給單元、采集與控制單元以及旋轉爆震燃燒室(Rotating Detonation Chamber，RDC)組成。氧化劑采用氧氣體積分數40%的富氧空氣，由4組氣瓶并聯供給，且初始壓力大于10 MPa，以保證供給流量的穩定。燃料為乙烯，氣源由兩組氣瓶并聯組成，初始壓力大于5 MPa。在氣源和旋轉爆震燃燒室之間的管路上裝有減壓閥、流量計和電磁閥等，用以控制和測量氣體流量。流量計為層流質量流量計，測量精度為±1%。

圖1 實驗系統示意圖Fig.1 Schematic of experimental system

圖2為旋轉爆震燃燒室示意圖，燃燒室外徑72 mm、長81 mm。燃燒室頭部采用噴孔-環縫噴注方式，其中，燃料通過120個直徑為0.5 mm的均布噴孔進行噴注，氧化劑則通過具有收縮擴張型面的環縫進行噴注，環縫喉道高度為0.5 mm。共設計了5個燃燒室，分別為空桶形燃燒室、兩個環形燃燒室(內柱半徑分別為21 mm和17 mm，相應的燃燒室寬度分別為15 mm和19 mm)以及兩個凹腔形燃燒室(凹腔部分的內柱半徑為17 mm，凹腔出口的內柱半徑為21 mm，凹腔長度分別為50 mm和58 mm)。需要指出，兩個環形燃燒室之間的區別是燃燒室寬度，而兩個凹腔形燃燒室之間的區別是凹腔長度，且凹腔處燃燒室的寬度和凹腔出口處燃燒室的寬度分別與兩個環形燃燒室的寬度相等。燃燒室的詳細參數及編號(ID)見表1。所有燃燒室的出口處均未安裝尾噴管，以減小尾噴管對爆震波傳播特性的影響。采用切向安裝的預爆管點火，預爆管中的氧化劑和燃料分別為氧氣和乙烯。預爆管直徑6 mm、長300 mm。在預爆管前段安裝了長度為150 mm的Shchelkin螺旋結構，以促進緩燃向爆震的轉變。

圖2 旋轉爆震燃燒室示意圖Fig.2 Schematic of rotating detonation combustor

表1 燃燒室的詳細結構參數Table 1 Detailed structural parameters of combustor

旋轉爆震燃燒室安裝在滑塊上，可以沿線性滑軌雙向自由移動，通過推力傳感器(KISTLER 9331B，測量精度±1%)能夠直接測量出燃燒室產生的推力。在每次實驗前，利用可拆卸的推力校驗裝置，對實驗臺架的推力誤差進行校驗。校驗結果表明，30～60 N推力范圍內的測量誤差小于3%。

1.2 數據采集與操作流程

圖3為高頻壓力傳感器分布，在燃燒室外環布置3個間隔為120°的高頻壓力傳感器～(測量精度±3%)，對旋轉爆震波的峰值壓力進行測量；在預爆管出口處安裝兩個間距為100 mm的高頻壓力傳感器(和)，以監測預爆管內的爆震波壓力。此外，在燃料和氧化劑進入燃燒室之前，通過兩個壓阻式傳感器(KELLER PA-21Y，測量精度±1%)分別監測氧化劑和燃料的供給壓力。所有測量數據均通過采樣頻率為1 MHz 的16通道采集儀進行采集。

圖3 壓力傳感器的分布位置Fig.3 Distribution of pressure transducers

實驗操作流程如圖4所示。首先，開啟數據采集控制系統(以該時刻為零點)，50 ms后燃燒室內開始供給氧化劑和燃料；在250 ms時，向預爆管中填充氧化劑和燃料，并在150 ms后切斷預爆管的供給；然后，觸發點火系統點燃預爆管內的反應物(此時燃燒室內的氧化劑和燃料已經供給穩定)，并關閉點火系統。在500 ms的燃燒過程之后，切斷旋轉爆震燃燒室內的氧化劑和燃料供給，關閉數據采集控制系統，單次點火實驗結束。前人研究表明，從點火到建立穩定旋轉爆震波的時間間隔不超過207 ms，設置500 ms的燃燒時間大于穩定爆震波的建立時間。

圖4 實驗的操作流程Fig.4 Time sequence of experiments

2 結果分析與討論

2.1 工作模態

固定氧化劑的質量流量為139.2±1.5 g/s，通過改變乙烯的質量流量以調節當量比。在此基礎上開展實驗，研究了燃燒室構型對旋轉爆震波工作模態的影響。如圖5所示，燃燒室內的工作模態可分為3種：穩定爆震模態，即爆震波在燃燒室內穩定傳播；雙波對撞模態，即爆震波在燃燒室內以雙波對撞的形式傳播；過渡模態，即燃燒室內先出現雙波對撞模態，后發展為穩定爆震模態，是爆震波模態轉變的臨界點。

圖5 不同傳播模態的工作范圍Fig.5 Operating ranges of different propagation modes

采用空桶形燃燒室時，在當量比為0.34～1.36 的范圍內，燃燒室內的工作模態均為穩定爆震模態；而采用其他4個燃燒室構型時，隨著當量比的增加，工作模態依次為穩定爆震模態、過渡模態和雙波對撞模態。其中，在寬度為15 mm的環形燃燒室中，穩定爆震模態的工作范圍最小，相應的當量比范圍為0.44～0.75；在寬度為19 mm的環形燃燒室和長度為58 mm的凹腔形燃燒室中，穩定爆震模態的工作范圍最大，當量比上限為1.00；在長度為50 mm的凹腔形燃燒室中，穩定爆震模態的工作范圍介于其他3個燃燒室之間，相應的當量比范圍為0.36～0.90。表明在環形燃燒室中，增加燃燒室寬度可以拓寬穩定爆震模態的工作范圍；在凹腔形燃燒室中，增加凹腔長度，亦可拓寬穩定爆震模態的工作范圍，但凹腔形燃燒室穩定爆震模態的工作范圍介于兩個環形燃燒室之間——上限與以凹腔部分的半徑作為內柱半徑的環形燃燒室相同，下限則與以凹腔出口處的半徑作為內柱半徑的環形燃燒室相同。與其他類型的燃燒室相比，空桶形燃燒室穩定爆震模態的工作范圍最寬且未出現過渡模態和雙波對撞模態，表明燃料和氧化劑的混合較為充分，有利于爆震波的形成和穩定傳播。下面對上述3種工作模態進行詳細分析。

1) 穩定爆震模態

在凹腔長度為50 mm的凹腔形燃燒室中，當乙烯的質量流量為9.91 g/s時，對應的當量比為0.57，高頻壓力傳感器和測得的壓力信號如圖6所示?？梢钥闯?，燃燒波的壓力峰值分布均勻，測得的壓力峰值在1.0 MPa左右波動，測得的壓力峰值在0.6 MPa左右波動。這主要受爆震波高度的影響，當壓力傳感器位于爆震波高度范圍內，測得的壓力峰值較高，反之壓力峰值相對較低。壓力傳感器相對于壓力傳感器距噴注面更遠，因此，測得的壓力峰值相對較低。顯然，燃燒室在該工況下工作狀態穩定，是典型的穩定爆震模態。燃燒室內爆震波頻率的計算式為

圖6 穩定爆震模態下測得的壓力波形Fig.6 Measured pressure profiles in stable detonation mode

=1Δ

(1)

式中：Δ為同一傳感器測得的相鄰兩次爆震波之間的時間間隔，如圖7(a)所示。爆震波的頻率在7 400～8 000 Hz之間，平均值()為7 667 Hz，爆震波傳播狀態較穩定。對該工況下壓力傳感器采集到的壓力數據進行快速傅里葉變換(Fast Fourier Transform，FFT)，得到的結果如圖7(b)所示，可知一階主頻為7 664 Hz，與平均頻率的相對誤差為0.04%，一致性很好。

圖7 穩定爆震模態的頻率Fig.7 Frequency in stable detonation mode

在該工況下，雖然已經證實燃燒室內的爆震波可以穩定傳播，但無法確定燃燒室內爆震波的波頭數。因此，利用CEA程序計算該工況下的理論CJ速度，并與測量結果對比。理論計算的初始條件為：氧化劑為40%的富氧空氣，燃料為乙烯，環境溫度283 K，環境壓力0.1 MPa，當量比為0.57，計算得到的理論CJ爆震速度為1 838 m/s。該工況下爆震波平均傳播速度的計算式為

=2π

(2)

式中：為燃燒室內壁面的半徑(此處為36 mm)；為爆震波的一階主頻(此處為7 664 Hz)。測得的爆震波平均傳播速度為1 734 m/s。假設燃燒室內存在兩個同向旋轉的爆震波，則每個爆震波的傳播速度為平均傳播速度的一半，即867 m/s，低于1/2的CJ爆震速度，顯然是不合適的。因此，燃燒室內只可能存在一個爆震波，相應的爆震波速度為1 734 m/s，約為理論值的94.3%。此外，通過壓力傳感器和的周向安裝位置和測得的壓力峰值時序(→→)，可得爆震波沿逆時針方向傳播。

2) 過渡模態

在長度為50 mm的凹腔形燃燒室中，當乙烯的質量流量為18.69 g/s時，對應的當量比為1.08，高頻壓力傳感器測得的壓力信號如圖8所示?？梢钥闯?，先后出現兩種爆震波傳播模態，在0～51 ms時間范圍內，燃燒波以雙波對撞的形式傳播；在51～100 ms時間范圍內，燃燒波以穩定爆震模態傳播。

對圖8中雙波對撞模態下測得的壓力波形放大，結果如圖9所示?？梢钥闯?，對于Ⅰ區域，在壓力傳感器測得的相鄰壓力峰值之間，壓力傳感器測得了兩個同步出現的壓力尖峰，說明此時雙波對撞點在壓力傳感器附近；對于Ⅱ區域，雙波對撞點轉到了壓力傳感器附近；而對于Ⅲ區域，雙波對撞點又重新回到了壓力傳感器附近。這說明，此時燃燒室內雖然發生著雙波對撞過程，但是對撞的兩個燃燒波速度不同。一個速度較高，是爆震波；而另一個速度相對較低，可能是緩燃波或弱爆震波。在一個傳播周期內，速度高的爆震波旋轉傳播的距離較長，而速度低的燃燒波旋轉傳播的距離較短，進而導致雙波對撞點改變。也從側面說明，此時的雙波對撞模態不穩定，極易發生模態轉變。

圖8 過渡模態p1的壓力波形Fig.8 Measured p1 pressure profiles in transition mode

圖9 過渡模態中雙波對撞的壓力波形Fig.9 Pressure profiles of counter-rotating wave in transition mode

已有研究表明，當燃料和氧化劑混合較差時，接近旋轉爆震波的臨界傳播極限，容易出現雙波對撞現象。此時，雖然新鮮可燃混氣的全局當量比為1.08，但受燃燒室構型的影響，混合效果不好。加之在剛啟動時，燃燒室內溫度較低，新鮮可燃混氣的化學反應速率較低，難以形成穩定的爆震模態，因此，在最開始僅能實現雙波對撞的傳播模態，燃燒室內不斷重復“起爆-傳播-對撞-解耦”的過程。然而，隨著工作時間增加，燃燒室內的溫度不斷升高，新鮮混氣在燃燒前的初始溫度提高，相應地提高了化學反應速率。傳播速度較高的爆震波，強度進一步增加，波后壓力亦提高，對燃料和氧化劑供給腔的壅塞時間增長。因此，雙波對撞后，速度較低的燃燒波對應的波前新鮮混氣填充高度較低，不利于燃燒波的起爆，進而導致燃燒波強度進一步降低。反觀速度較高的爆震波，發生對撞后，波前新鮮混氣的填充高度較高，足夠維持爆震波的穩定傳播，且爆震波強度進一步增加，故逐漸取代了速度較低的燃燒波。同時，燃燒室內由雙波對撞模態轉變為穩定爆震模態。模態轉變后的壓力曲線與圖6中穩定爆震模態相似，僅在爆震波壓力和速度上存在略微差別，不再贅述。需要指出，當前研究在非預混條件下進行，燃料和氧化劑混合效果不如預混條件，化學反應速率對傳播特性的影響可能更為顯著。

3) 雙波對撞模態

在寬度為15 mm的環形燃燒室中，當乙烯的質量流量為23.4 g/s時，對應的當量比為1.37，高頻壓力傳感器、和測得的壓力波形如圖10所示?？梢钥闯?，燃燒室內形成了穩定的雙波對撞模態，其中，兩個燃燒波分別記為和。壓力傳感器測得的壓力峰值較高，在0.9 MPa 左右波動，且在相鄰的壓力峰值之間，壓力傳感器和均測得了兩個同步出現的壓力尖峰，幅值在0.3 MPa上下。

圖10 雙波對撞模態下測得的壓力波形Fig.10 Measured pressure profiles in counter-rotating wave mode

圖11為雙波對撞模態的示意圖。在發生雙波對撞之前，燃燒室內存在兩個相向運動的爆震波和，相應的壓力峰值在0.3 MPa左右；隨后，在Collision 1位置發生對撞，并解耦為緩燃波；對撞后的兩個燃燒波和沿相反的方向傳播，并分別通過壓力傳感器和；此后，燃燒波逐漸加速為爆震波，并在Collision 2位置再次發生碰撞，在對撞點附近，爆震波的壓力峰值相對較高，在0.9 MPa左右。顯然，兩個對撞的燃燒波連續兩次經過同一個對撞點時所用的時間Δ為該模態下的一個周期。在每個對撞周期內，燃燒室內既存在緩燃波，又存在爆震波，同時還有緩燃波向爆震波的轉變過程。根據式(3)，并采用Collision 2位置附近壓力傳感器測得的壓力數據，計算一個周期內燃燒波的平均傳播速度，結果如圖12所示。

圖11 雙波對撞模態的示意圖Fig.11 Sketch of counter-rotating wave mode

圖12 傳播速度的分布Fig.12 Propagation velocities distribution

(3)

可以看出，在一個周期內，傳播速度在1 400～1 500 m/s之間波動，平均值為1 453 m/s，遠低于穩定爆震模態的平均傳播速度，僅為理論值的66.8%，速度虧損較大。這是因為，在該模態下燃燒室內的爆震波不斷重復“起爆-傳播-對撞-解耦”的過程，無法形成穩定傳播的旋轉爆震波，導致速度虧損較大且不利于穩定工作。

2.2 工作特性

雙波對撞模態和過渡模態屬于不穩定的爆震波傳播狀態，在實際應用中應當設法避免。因此，圍繞可以形成穩定爆震模態的工況進行了分析，以揭示燃燒室構型對起爆、傳播和推進特性的影響。

1) 起爆特性

氧化劑的質量流量保持不變，當量比控制在0.66左右。由2.1節可知，在5個燃燒室內，燃燒波均以穩定爆震模態傳播，分別重復5組實驗，研究起爆特性。在預爆管出口處，兩個壓力傳感器(和)測得的爆震波速度為2 532 m/s，接近CJ速度。因此，可以認為在預爆管出口處已經形成了充分發展的爆震波。實驗中，根據燃燒波的傳播速度和峰值壓力兩方面綜合判斷旋轉爆震波是否已穩定傳播。首先，考察測得的燃燒波傳播速度是否接近理論值；其次，考察燃燒波的峰值壓力與公開文獻中同工況下的旋轉爆震波壓力是否接近。當同時滿足上述兩個條件時，可認為燃燒室內形成了穩定傳播的旋轉爆震波。綜上，將預爆管出口處壓力傳感器測得壓力信號的時刻記為，將燃燒室內形成穩定旋轉爆震波的時刻記為，取時間間隔Δ(Δ=-)作為爆震波的建立時間。如圖13所示，在空桶形燃燒室中，旋轉爆震波的建立時間為2.42 ms。受采集儀采樣頻率和壓力傳感器安裝位置的影響，爆震波建立時間的計算誤差小于0.04 ms。

圖13 旋轉爆震起始過程的壓力波形Fig.13 Pressure profiles of initiation process of rotating detonation

在不同燃燒室構型下，爆震波建立時間的分布如圖14所示?？梢钥闯?，在5個燃燒室構型中，爆震波的建立時間均在8 ms以內，即燃燒室構型的改變對起爆特性的影響較小。在當量比為0.66時，5個燃燒室構型均能形成穩定的旋轉爆震波，說明燃燒室內的氧化劑和燃料混合相對較好，當預爆管內的爆震波傳入燃燒室后，極易引燃可燃混合物并快速建立穩定傳播的旋轉爆震波。此外，當新鮮混合物經過空桶形燃燒室頭部的突擴區域時，流速較低，易于形成回流區，有利于燃料和氧化劑的混合，故縮短了起爆時間。

圖14 不同燃燒室內的爆震波建立時間分布Fig.14 Initiation times of rotating detonation waves in different combustors

2) 傳播特性

對圖5中穩定爆震模態的壓力數據進行快速傅里葉變換。在不同當量比下，由一階主頻計算得到的爆震波速度分布如圖15 所示?？梢钥闯?，在不同燃燒室構型下，隨著當量比的增加，旋轉爆震波的傳播速度呈先增加后減小的趨勢。值得注意的是，在空桶形燃燒室中，旋轉爆震波的最高傳播速度出現在化學恰當比附近；在其他4種燃燒室構型中，最高傳播速度出現在當量比0.8附近，上述現象與燃燒室構型對混合過程的影響有關。對于空桶形燃燒室，存在較大回流區，燃料和氧化劑混合較為充分，故在化學恰當比附近的爆震波傳播速度最高。相反，在環形或凹腔形燃燒室中，形成的回流區較小甚至無法形成回流區，不利于燃料和氧化劑的混合。在當量比為0.8時，爆震波經過區域的局部當量比可能接近于1，故傳播速度較高，與Zhang等的實驗結果吻合。

圖15 穩定爆震模態的平均傳播速度Fig.15 Average propagation velocities in stable detonation mode

在當量比相同的情況下，燃燒室構型的改變導致爆震波傳播速度發生變化。在空桶形燃燒室中，旋轉爆震波的傳播速度最高，寬度為19 mm的環形燃燒室次之，寬度為15 mm的環形燃燒室的爆震波傳播速度最低，而兩個凹腔形燃燒室的爆震波傳播速度介于兩個環形燃燒室之間。這主要是由于燃燒室寬度不同所致，根據前人的研究，旋轉爆震波在燃燒室內外壁面分別會發生膨脹和壓縮，使得內壁面的爆震波速度和強度降低，而外壁面的爆震波速度和強度增加，且隨燃燒室寬度的增加，上述影響越發明顯，造成了爆震波速度的變化。

為進一步說明燃燒室構型對爆震波傳播特性的影響，計算爆震波傳播速度的標準偏差，其表達式為

(4)

式中：為爆震波通過壓力傳感器的次數。為避免隨機誤差，取爆震波穩定傳播段100 ms內的數據作為樣本總體，爆震波在該時間段內通過壓力傳感器大約800次，保證了樣本的可靠性。標準偏差的統計結果如圖16所示，可以看出，隨著當量比的增加，爆震波傳播速度的標準偏差呈增加趨勢。由圖5可知，當量比增加時，燃燒室內的旋轉爆震波趨于不穩定，易形成雙波對撞，因此速度波動較大，速度標準差也相應增加。在當量比相同的情況下(當量比0.34除外)，空桶形燃燒室構型的旋轉爆震波傳播速度標準差要小于其他4個燃燒室構型，同樣得益于燃料和氧化劑的混合效果較好。

圖16 不同燃燒室內的傳播速度標準偏差Fig.16 Sample standard deviation distributions of propagation velocities in different combustors

3) 推進特性

在寬度為19 mm的環形燃燒室中，當乙烯的質量流量為9.8 g/s時，對應的當量比為0.56，推力傳感器測得的推力如圖17所示。將推力信號分為4個階段：在Ⅰ階段中，當燃燒室未開始供給氧化劑和燃料時，相應的推力為0 N；在Ⅱ階段中，隨著氧化劑和燃料的供給，推力信號開始振蕩，記錄到平均值為8.11 N的推力，稱之為冷態推力；在Ⅲ階段中，預爆管內的爆震波引燃整個燃燒室積聚的未燃混合物，形成了高達1 200 N的瞬時推力。隨后，燃燒室內的爆震波開始穩定傳播，推力峰值明顯降低并趨于穩定。穩定后的峰值推力約為150 N，遠低于起爆階段的瞬時推力，這是因為在爆震波穩定傳播時，未燃混合物僅能填充燃燒室的頭部區域，相應的爆震波高度較低，產生的瞬時推力較小。此外，在起爆階段，推力信號振幅較大，為避免對推力評估的影響，取熄火前100 ms的平均推力作為該工況下的推力值，對應的平均推力為45.64 N；在Ⅳ階段，隨著主管路的供給停止，燃燒室熄火，相應的推力信號也逐漸回到零點。需要指出，實驗中燃燒室出口未安裝尾噴管，高溫燃燒產物并未實現高效膨脹，平均推力較小。

圖17 原始推力測量結果Fig.17 Measured raw thrust datas

實驗過程中，固定氧化劑的質量流量不變，乙烯的質量流量隨當量比而改變。在不同當量比下，直接比較推力值，會因流量的變化導致基準變化。因此，采用比沖來衡量不同燃燒室構型下的推進特性。比沖計算表達式為

(5)

圖18 不同燃燒室內穩定爆震模態下測得的比沖Fig.18 Specific impulse distributions in stable detonation mode in different combustors

3 結 論

采用乙烯和氧氣體積分數40%的富氧空氣，在氧化劑的質量流量為139.2±1.5 g/s，當量比為0.34～1.36的供給條件下，研究了現有的5個燃燒室構型對旋轉爆震波傳播特性的影響，得到以下結論：

1) 在5個燃燒室構型中，成功實現了旋轉爆震波的穩定傳播，并觀察到3種工作模態，即穩定爆震模態、過渡模態和雙波對撞模態；空桶形燃燒室內的穩定爆震模態對應的當量比范圍最寬，寬度為19 mm的環形燃燒室次之，寬度為15 mm的環形燃燒室最窄，兩個凹腔形燃燒室的工作范圍介于兩個環形燃燒室之間，且工作范圍隨凹腔長度的增加而增加，但窄于寬度為19 mm的環形燃燒室的工作范圍。

2) 在當量比為0.66時，燃燒室構型的改變對旋轉爆震波起爆特性的影響較小，穩定旋轉爆震波的建立時間均在8 ms以內。此外，在空桶形燃燒室中，受頭部回流區的影響，燃料和氧化劑的混合效果較好，旋轉爆震波的起爆時間最短。

3) 隨著當量比的增加，旋轉爆震波的傳播速度呈先增加后減小的趨勢；在不同燃燒室構型中，空桶形燃燒室的爆震波傳播速度最高且較為穩定，寬度為19 mm的環形燃燒室次之，寬度為15 mm 的環形燃燒室傳播速度最低。在不安裝尾噴管的這5個燃燒室構型中，對比沖的影響因素主要為燃燒室出口面積，出口面積越大，相應的比沖越小。