旋转爆轰发动机(Rotating Detonation Engine,RDE)，又名连续爆轰发动机(Continuous Detonation Engine,CDE)或连续旋转爆轰发动机(Continuously Rotating Detonation Engine,CRDE)是一种基于爆轰燃烧的发动机，由于流量连续，结构紧凑，工作模式简单，工频较高，近年来其研究在逐步加强。
与脉冲爆轰发动机[1]不同，旋转爆轰发动机只需一次点火，便可连续工作,爆轰过程不会间断。在该发动机中，燃烧室一般为环形结构[2-4]或空心结构[5-7]，反应物轴向流动，爆轰波切向旋转，如图 1所示。爆轰波旋转时，会在其下游产物区域诱导产生附着的斜激波和接触间断，爆轰波、斜激波和接触间断交于爆轰波面的下游端点。接触间断是上一个循环的燃烧产物与本次循环燃烧产物的间断面，附近有较强的Kelvin-Helmholtz不稳定性，涡量较大。旋转爆轰波所处位置及其波后附近区域压强较高，会引起反应物回流；回流区域不超过整个横截面积的1%[8]，而在其他区域反应物可以正常流入燃烧室，被爆轰波消耗，这正是旋转爆轰波连续传播的重要原因。旋转爆轰波一般依靠与燃烧室切向连接的预爆轰管起爆。预爆轰管通过火花塞点火后，爆燃波经过爆燃转爆轰 (Deflagration-to-Detonation Transition,DDT)过程形成爆轰波，起爆燃烧室内的反应物，随后向燃烧室不对称发散传播，最终形成旋转爆轰波；燃烧室内往上游走，随着燃料氧化剂混合程度变差，旋转爆轰波轴向速度会逐渐减小，等于来流速度时，便轴向稳定地旋转下去。由于上游侧较差的混合，旋转爆轰波上游侧为爆燃波和曲面激波的耦合。当流量和燃烧室半径增加时，容易产生多个同向的旋转爆轰波，而波面数增加有利于减弱旋转爆轰不稳定性，稳定推进性能。数值模拟结果[9]表明起爆阶段会产生反向传播的2个压力波，当它们碰撞时会产生爆炸，诱导出新的爆轰波，一定程度上解释了实验中发现的多个旋转爆轰波现象[10]。
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| 图 1 RDE工作原理 Fig.1 Operating principle of RDE[2] |
美国空军研究实验室和创新科学方案公司使用空军研究实验室爆轰发动机研究设施的推力台架实验研究了具有不同结构喷管的旋转爆轰发动机(直径6inch)，目的为测量推力和比冲等推进性能[11]。特别比较了不同的内部喷管结构，包括钝体、塞式喷管、堵塞塞式喷管等构造。他们采用毛细管平均压力技术进行的轴向静压测量表明在环腔里存在混合区域、爆轰循环区域和稳定排气区域；通过质量流量函数测试了喷管壅塞所要求的滞止状态条件。实验数据表明，喷管壅塞或部分壅塞需要在燃烧室内产生滞止压力增加量。增压效应是当量比函数，最大滞止压力增加量可达到3%~7%，具体取决于发动机流量。出口壅塞的滞止情况可以反映比推力，并可以与测量的推力比较；结果发现计算出的比推力明显大于测量值，这是由穿过尾气的激波造成总压损失引起的。对发动机爆轰现象之后的激波/膨胀波环境的理解将有助于减小总压损失，提高推进性能。他们还改变燃烧室环腔宽度，对旋转爆轰发动机进行了推力测试，研究了尺度参数对性能的影响[12]。这些参数包括空气喷射面积膨胀比、爆轰腔的质量流密度和喷管喉部的收缩面积。该工作研究的焦点在于确认流动变量之间的关系，该关系可以帮助确认几何结构对试验中的比冲和比推力的影响。该RDE中心柱直径为138.6mm，外壳长度为114.3 mm，爆轰环腔宽度分别为7.62mm(0.3inch)，16.25mm(0.64inch)，22.86mm(0.9inch)；气动塞式喷管与燃烧室集成(见图 2)，起到了散热作用。燃料使用氢气和乙烯，流量范围为0.61~1.82kg/s，当量比范围为0.6~1.35；气体质量流量通过上游歧管的声速喷嘴测量。研究发现，通过改变发动机结构，燃料效率可以和有效总压交换；改变喷管收缩面积可以比较明显地看出此效应。图 3为部分实验数据，可以看到比冲随着质量流量增加而升高，随着当量比增加而降低。他们对乙烯/空气推进剂和氢气/空气推进剂的性能进行了对比，发现所得结果和脉冲爆轰发动机的实验数据和理论预测符合得很好。乙烯/空气推进剂的性能达到了期望结果，尽管依然存在很多技术挑战，比如重型碳氢燃料的应用。
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| 图 2 具有气动塞式喷管的直径6inch的旋转爆轰发动机设备示意图[12] Fig.2 Diagram of the six inch diameter modular research rotating detonation engine device coupled to an aerospike plug nozzle |
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| 图 3 比冲表示的燃料利用率，氢气/空气[12] Fig.3 Fuel utilization shown as specific impulse,Isp,hydrogen/air |
基于旋转爆轰发动机潜在的推进性能，我们设计了一台爆轰环腔外径100mm、内径80mm的旋转爆轰发动机燃烧室，开展了相关实验和数值模拟研究。主要目的在于弄清该发动机的燃烧特性与当量比的关系，找到其稳定工况，为下一步推力研究奠定基础。
1 数值模拟使用Ansys Fluent研究了外径100mm、内径80mm、长50mm燃烧室内的无粘预混旋转爆轰，计算区域有863878个四面体网格单元。该模型直径尺寸和实验模型一样，长度比实验模型的117mm要短一些，主要是考虑到实验中旋转爆轰为非预混燃烧，燃料氧化剂掺混需要一定流动距离。通过这个短模型的预混爆轰模拟初步判断实验中长模型进行非预混旋转爆轰的可行性。采用化学计量比的氢气空气混合物，入口流量为400g/s，沿Z轴正方向流动，入口静压1×105Pa；压力出口为1×105Pa。在初始时刻，给定一块高温高压区域(2900K，1.5×106Pa)进行起爆，并用隔板保证防止爆轰波单向传播，传播方向即最终稳定的爆轰波旋转方向，如图 4所示，为顺时针；当爆轰波旋转到将近一个周期时，去掉隔板。其他设置见文献[13]。如图 4所示，虽然起爆阶段只有1个旋转爆轰波，在发动机准稳定工作状态下，燃烧室内有3个爆轰波在同方向旋转，爆轰波外壁面上的平均速度约为1998m/s，该速度比文献[14]速度2165m/s偏小。这主要是爆轰波数量较多、流量偏小引起的。流量和爆轰波数量对爆轰波速度的影响可见文献[15-16]。多个爆轰波同向旋转是一种稳定状态，有利于提高发动机稳定性；而下文实验中出现的反向旋转状态是不稳定的，爆轰效率也不高。此外，该算例表明，在燃料混合物化学计量比为1的条件下，由于点火能量较小，在起爆阶段，新的爆轰波容易被诱导产生，导致准稳定阶段有3个旋转爆轰波。
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| 图 4 0.724ms时刻的压力和温度等值线图 Fig.4 Pressure and temperature contours at 0.724ms |
实验设备和系统示意图如图 5所示。实验系统主要由推进剂供给系统、数据采集系统、控制系统、点火系统和燃烧室等部分组成。推进剂供给系统包括6瓶氢气、1瓶氧气和1个大型压缩空气罐。氢气瓶供给最大总压为12MPa，空气罐最大供给总压为10.5MPa，主流反应物为氢气和空气，直接进入燃烧室，被旋转爆轰波燃烧；预爆轰管内的支流反应物为近化学计量比的氢气和氧气，主要用来点火，点火完毕后，立即切断支流。
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| 图 5 实验设备及示意图 Fig.5 Experimental setup and the schematic |
采集系统主要由硬件和软件2部分构成。其中硬件包括PCI同步采集板卡、PCI采集卡和高可靠性工业计算机及传感器等。系统软件中可方便对所有通道的采样频率、采样深度、数据存储目录等方便地进行设置，系统软件还可对存储的历史数据载入进行波形显示、分析。测量仪器包括有4个低频压力传感器和2个高频压力传感器PCB113B24，1台高速摄像机，1台普通速度摄像机，流量通过收敛扩张喷嘴壅塞状态计算，主流氢气和空气喷嘴喉部直径分别为2.3和6.6mm。高频压力传感器S1和S2处于同一轴向位置，夹角180°，如图 5所示。控制系统通过继电器CT817C446k控制电磁阀动作，动作时间小于6μs。点火系统由预爆轰管和高能火花塞等组成，火花塞点火频率为28Hz，预爆轰管内径10mm、长度为200mm；火花塞与预爆轰管螺纹连接，预爆轰管切向焊接在燃烧室上，预爆轰管轴线到燃烧室出口距离为50mm。火花塞点火端面和氢氧入射孔轴线重合，确保点火可靠性，燃烧室由中心柱、壳体和端盖等组成，材料为45钢，经发蓝处理，减慢生锈速率。中心柱和壳体之间为爆轰环腔，燃料氧化剂掺混、旋转爆轰、排气等过程均发生在该环腔。壳体和端盖之间为氢气流道。爆轰环腔外径为100mm，内径为80mm，轴向长度为117mm。空气通过端盖上60个直径2mm圆柱孔轴向、氢气通过2mm宽环缝径向流入环腔；2股气流为正交掺混，正交掺混设计综合考虑了掺混质量、流动损失和工艺等因素。
在实验中，各流路动作时序为：0时刻开通主流和支流，50ms时刻点火且在100ms时结束点火，160ms时刻切断支流，t时刻(0.7~20s)切断主流氢气，(t+2)s时刻切断空气。空气最后切断，可以保证残余产物被吹扫干净，并对燃烧室起到冷却作用。由于实验时间较短，通常小于20s，未设计冷却系统。为了保护压力传感器免遭高温破坏，当安装有PCB压力传感器实验时，旋转爆轰时间被控制在0.7s左右；而进行十几秒较长时间实验时，燃烧室内不进行接触式测量。
2.1 近化学计量比下的旋转爆轰氢气和空气来流总压分别为4.3和4.4MPa时，压力传感器S2采集到的压力曲线如图 6所示。爆轰产物高温使得压力曲线零点漂移严重。图 6标记了旋转爆轰波的10个周期3.595ms，1个旋转爆轰周期约为360μs。爆轰环腔外径为100mm，可以计算得到旋转爆轰波速度约为872m/s。该速度比文献[16]中数据偏低，表明燃料和氧化剂掺混质量不好或存在多个反向旋转爆轰波。掺混质量不好会降低单位质量反应物放热，爆轰波互相碰撞会增加能量损失，都会降低旋转爆轰波速度。高速摄影拍摄到了多个旋转爆轰波交替碰撞的情形。从图 7可以看出，0.34ms时刻有3个旋转爆轰波，但是在0.34ms后无法看到左下角那个，可能是爆轰波太弱所致。在0.36~0.40ms之间，当2个爆轰波碰撞时，碰撞区域反应速率和温度迅速提高，该区域很亮。碰撞后，每个旋转爆轰波变弱并反向传播，发暗。由此，可以推断，在该实验条件下，多个反向旋转爆轰波的产生降低了爆轰波平均速度，爆轰效率偏低，发动机尾焰较长，约为250mm，如图 8所示。该条件下实验进行了17s，火焰基本稳定，未发现高温产物对燃烧室结构造成破坏。
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| 图 6 传感器S2记录的旋转爆轰波压力曲线，氢气和空气流量分别为10 和350g/s Fig.6 Pressure traces of rotating detonation by S2,where mass flow rates of hydrogen and air are 10 and 350g/s,respectively |
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| 图 7 高速摄影拍摄到的旋转爆轰波，50000fps Fig.7 Rotating detonation events captured by a high speed camera,50000fps |
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| 图 8 旋转爆轰发动机尾焰，氢气和空气流量分别为10和350g/s Fig.8 Exhaust plume of rotating detonation engine,where mass flow rates of hydrogen and air are 10 and 350g/s,respectively |
此外，在当量比1附近，燃料氧化剂混合物点火能量较低，容易起爆。当湍流引起反应物区域不稳定，或激波碰到反应物区域时，容易诱导出新的反向传播的爆轰波或爆炸产生新的旋转爆轰波。图 6和7的实验结果均说明了这一点。因此，提高反应物活化能对爆轰波的稳定传播并抑制新爆炸发生具有重要意义。而在数值模拟中，忽略了湍流或不稳定气流、发动机振动和掺混等因素对旋转爆轰波的影响，因此没有产生反向旋转爆轰波。
2.2 旋转爆轰或爆燃与当量比的关系当量比是指可燃混合气中实际含有的燃料量与所含空气量理论上可完全燃烧的燃料量之比。理论上，只有在一定的当量比范围内，爆轰才可能发生。一般地，旋转爆轰发动机为非预混燃烧，无论燃烧室喷嘴结构如何设计，组分掺混效果显然低于理想状态，因此旋转爆轰的实际工作当量比范围小于预混爆轰的当量比范围。实验中发现，当量比大于2时，起爆阶段燃烧室内瞬间燃烧方式为爆燃；由于高频压力传感器只能捕捉动态压力信号，无法捕捉基本稳定的流场压力信息，所以采集到的压力曲线并无高频周期性的压力波形信号，如图 9(a)所示(氢气和空气来流总压分别为4.3和0.9MPa)。爆燃波传播速度较慢，火焰无法稳定在燃烧室内部，被高速气流吹向下游，依靠中心柱钝体尾部稳定火焰，为爆燃火焰，如图 9(b)所示；相对于爆轰，爆燃化学反应速率较低，反应区域较长，火焰长度约为1.5m。该工况下，燃烧方式其实为部分预混燃烧，中心柱钝体附近为爆燃，远离钝体区域存在扩散燃烧，燃烧热被大量浪费，推进性能不好，同时导致尾焰较长。
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| 图 9 部分预混燃烧，氢气和空气流量分别为10和72g/s Fig.9 Partially-premixed combustion,where mass flow rates of hydrogen and air are 10 and 72g/s,respectively |
当量比减小到0.58及以下时，燃烧室内只存在1个旋转爆轰波准稳态传播，由于没有反向爆轰波作用，爆轰波平均速度比当量比1时的速度快很多。图 10(b)(氢气和空气来流总压分别为4.3和8MPa)中的爆轰波平均周期约为0.257ms，对应速度约为1222m/s。短时间傅里叶变换显示的旋转爆轰频率约为4057Hz，对应爆轰波速度约为1274m/s。该速度小于数值模拟速度1998m/s，考虑到当量比、掺混效率、粘性损失和热传导等，这是符合预估规律的。在0.49s之后，由于稳压室体积不够大，氢气流量下降，导致旋转爆轰频率下降，周期性变弱，爆轰更不稳定；图 10(d)中0.49s以后稳定频率信号很弱，与图 10(c)压力信号符合。当旋转爆轰发动机在当量比小于0.58条件下工作时，由于爆轰燃烧效率高，沿轴向反应区域极短，反应物在燃烧室内基本被消耗掉。因此其尾焰极短，可忽略不计。如图 11所示，该试验进行了14s，未发现燃烧室烧蚀；可以看到燃烧室内存在剧烈爆轰燃烧，但燃烧室以外几乎没有火焰。这些均表明旋转爆轰发动机燃烧效率极高，火焰极短，火焰稳定性好，有利于飞行器宽范围内变马赫数飞行，有利于红外隐身。
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| 图 10 压力传感器S1和S2采集到的压力曲线，氢气和空气流量分别为10和636g/s Fig.10 Pressure traces recorded by S1 and S2,where mass flow rates of hydrogen and air are 10 and 636g/s,respectively |
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| 图 11 旋转爆轰发动机尾焰，氢气和空气流量分别为10和636g/s Fig.11 Exhaust plume of rotating detonation engine,where mass flow rates of hydrogen and air are 10 and 636g/s,respectively |
研究了旋转爆轰发动机燃烧和流动特性与当量比的关系，结论如下：
(1) 当量比1附近，当湍流引起反应物区域不稳定，或激波碰到反应物区域时，容易诱导出新的反向传播的爆轰波或爆炸产生新的旋转爆轰波，会有多个爆轰波反向旋转，爆轰波速度不超过1000m/s。
(2) 当量比大于2时，由于氧化剂严重缺乏，燃烧方式为爆燃和扩散燃烧，火焰稳定在中心体尾部。
(3) 当量比小于0.58时，由于反应物点火能量相对较高，不稳定气流或激波很难起爆新爆轰波，故燃烧室内只有一个旋转爆轰波，工作较为稳定；当量比为0.55时，对应爆轰波速度约为1274m/s。
下一步将开展旋转爆轰发动机的热测量、推力测量、光学观测、燃烧室和喷管结构优化等工作，为未来研究吸气式煤油基旋转爆轰发动机提供科技支撑。
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