1 引言

旋转爆震发动机（Rotating Detonation Engine简称RDE）的燃烧室通常为圆环形，氧化剂和燃料沿轴向供给，爆震波在燃烧室内靠近喷注面处沿周向旋转传播，爆震燃烧产物沿轴向排出。旋转爆震波的传播速度极快（大于声速），燃烧区域很短，燃烧室可以更短更紧凑。爆震燃烧具有自增压效应，可以产生更高的热循环效率，旋转爆震发动机的比冲性能更高。旋转爆震发动机有潜力成为下一代新型空天动力。

俄罗斯的Bykovskii等^[1~3]最早开展了旋转爆震燃烧研究，并通过设置玻璃观察窗，首次对旋转爆震波的结构进行了拍摄尝试。美国空军实验室的Jason等^[4]在内径为3英寸和6英寸的RDE实验件上，以氢气/空气为反应物，研究了RDE的流量及混合比边界，并用高速摄相机从尾部对RDE中的火焰进行了拍摄，观察到了RDE中的旋转爆震波改变传播方向及爆震波分叉撞击现象。

国防科技大学的刘世杰和林志勇等^[5~10]在以氢气/空气为反应物的RDE方面，开展了大量的研究工作，设计了两种具有不同喷注结构的RDE实验件。他们研究了点火时机、混合效果、点火方式等对起爆过程的影响，并对比分析了不同起爆方案的可行性和优缺点。在实验中观察到了单波头、双波头和多波头的旋转爆震波，观察到了爆震波的双波对撞传播模式，并对可能存在的机理进行了一定的分析。

2014年Frolov等^[11]开展了大尺寸RDE研究工作，环形燃烧室宽度为25mm，长度310mm，获得了约5000 N的净推力。正是由于俄罗斯等人在RDE研究方面取得的成果，吸引了许多国家和机构陆续开展RDE的相关研究工作。

欧洲导弹集团（MBDA）法国公司与俄罗斯拉夫连季耶夫研究中心（LIH）开展RDE的合作研究，取得了大量的研究成果^{[12, 13]}。他们在50mm，100mm，330mm直径的发动机尺寸下分别实现了煤油/氧气（气态）、氢气（气态）/氧气（液态）、煤油/空气混合物的旋转爆震波，并在外径尺寸50mm的发动机中获得了2750N的推力，同时证实旋转爆震波对推进剂流量具有一定自适应性，通过加装喷管与局部改变推进剂流量等手段可以实现发动机推力矢量控制。

北京大学王健平等^[14]主要开展了RDE的数值和实验研究，分别开展了二维、三维，以氢气为燃料的一步化学反应、2步化学反应和基元化学反应，圆柱和广义坐标系下的数值模拟研究。对连续旋转爆震流场结构、可燃混合物成功入射、提前燃烧、入流上下极限、喷管效应、粘性效应、比冲、流量、推力、进气方式、爆震波的产生和熄灭、多波头现象形成与演化、燃烧室头部激波反射等进行了广泛、深入、细致的研究，并对RDE的热力学过程进行了分析。

南京理工大学翁春生课题组^[15]也成功获得了稳定传播的氢气/空气连续旋转爆震波，实验中RDE尾部火焰呈淡蓝色且长度较短，爆震波传播速度的变化范围为1518.5~1606.1m/s，频率变化范围为5.0~5.3kHz。南京理工大学马虎等^[16]在国家自然科学基金的支持下，针对气态和液态燃料，开展了大量的RDE地面实验研究，对RDE的点火方式，起爆过程、稳定工作条件，推力性能以及发动机结构、热防护、喷管等进行了研究。

连续旋转爆震发动机的研究已取得诸多成果，近些年进展显著。但目前仍有许多技术问题需要进一步深入研究^[17]。目前的研究中大多采用气态燃料，实际应用中可能需要采用更易储存的煤油，肼等液态燃料。目前关于以煤油为燃料的旋转爆震研究的文献较少^[18]。Brandon等^{[19, 20]}对以肼为燃料的自燃推进剂进行了脉冲爆震燃烧的初步探索，并实现了几百赫兹的脉冲爆震波。关于肼类燃料的旋转爆震燃烧，目前还没有公开发表的文献。

本文以液体火箭发动机中常用的一甲基肼和四氧化二氮（也称为自燃推进剂）为燃料和氧化剂，尝试在模型燃烧室中组织旋转爆震燃烧，以研究自燃推进剂的旋转爆震燃烧特性，探索在液体火箭发动机中应用旋转爆震燃烧方式的可能性。

2 实验装置介绍

本研究中所采用的实验装置及系统的原理示意图如图 1所示，燃料为一甲基肼（分子式为CH₆N₂），氧化剂为四氧化二氮（分子式为N₂O₄）。燃料和氧化剂都通过储箱增压，挤压式供应至模型燃烧室，挤压气体为氮气。燃烧室入口安装有一个双通道电磁阀，阀门开启后，燃料和氧化剂同时流经电磁阀进入燃烧室。通过调节储箱压力可以改变推进剂的供应量。

模型燃烧室为圆环形，内径为30mm，外径为60mm，燃烧室总长度为140mm。推进剂的喷注器采用直孔撞击式喷嘴（燃料和氧化剂互相撞击），撞击式喷嘴的结构示意图如图 1右上角所示，共有24个撞击对，沿圆周均匀分布，撞击点所在直径约为40mm，氧化剂喷孔直径为0.4mm，燃料喷孔为0.3mm。由于一甲基肼和四氧化二氮一经接触，就会自发进行放热并燃烧，因此也被称为自燃推进剂。利用自燃推进剂进行爆震燃烧的难点在于，爆震波传播至反应物之前，它们就会自发地发生燃烧，相当于提早点火，这对于爆震燃烧是很不利的，可能会导致爆震燃烧无法形成。本实验中没有采用点火装置。

然而，如果自燃推进剂能够发生旋转爆震燃烧，则利用旋转爆震增压燃烧热循环效率高及旋转爆震发动机结构简单的优势，能够缩短现有火箭发动机的燃烧室长度、提高比冲性能，将能够实现姿轨控火箭发动机的轻质化、高性能，能够带来重大的经济效应和军事效应。

本实验中的主要测量手段为压力测量，燃料储箱和氧化剂储箱上分别安装有稳态压力传感器，可以监测储箱压力，稳态压力传感器的采样频率为1kHz，精度为1%。电磁阀出口燃料通道和氧化剂通道上都各有一个稳态压力传感器和高频动态压力传感器，用于监测喷注器喷前压力和集液腔中的压力波动情况。燃烧室身部安装有4个高频动态压力传感器，用于测量燃烧状态。传感器的编号及安装位置如图 1所示，压力传感器的量程均为0~10MPa。

由于高频动态压力传感器不带水冷装置，为了防止实验过程中传感器被烧蚀，设计中取传感器的安装平面与燃烧室内壁面相距1mm，以避免传感器直接与高温燃气接触，此外实验过程中燃烧室的工作过程不超过1s。高频动态压力传感器的型号为Kisler 6054，测量范围为0~30MPa，灵敏度为1.2×10^-13C/Pa，测量精度为0.5%，采样频率为150kHz，使用温度上限为350℃。稳态压力信号采用采集板卡采集，采集频率为1kHz。动态压力通过比利时LMS公司生产的16通道采集仪来采集，采集仪内部集成有电荷放大器，该采集仪的采样频率为102.4kHz，对应关系见表 1。

3 实验结果分析与讨论 3.1 自燃推进剂爆震燃烧现象

通过调节储箱的供给压力，可以改变燃料和氧化剂的流量，当氧化剂流量为121g/s，燃料流量为72g/s，混合比为1.68时，设定工作时间为1s，紧邻喷注器的供应电磁阀在t=0s时刻打开。8#高频动态压力传感器测得的压力数据如图 2所示。除了在初始时刻有短暂的压力峰（最高0.4MPa），随后压力值很平稳，只存在幅值很小的振荡。对图 2中的压力数据进行FFT分析，不能得到明显的频率，可见小幅值压力振荡是一种随机噪声，是燃烧随机性的表现，可以断定该工况下发生的是稳态燃烧。

当增大推进剂流量，氧化剂流量为150g/s，燃料流量为90g/s，混合比为1.67时，获得了如图 3所示的压力曲线。可以看出，图 3上的压力峰值较大，峰峰值约在0.6MPa左右，压力峰值的增压比达到6，在设定的1s时间内，压力峰的规律性较好，说明模型燃烧室在该工况下的工作状态比较有规律。

对图 3上的压力曲线进行FFT分析，结果如图 4所示。可以看出压力曲线表现出了明显的频率7340Hz，根据频率可以计算出压力峰的平均传播速度为1384m/s。取图 3中峰值压力基本达到稳定的时间段，显示P7和P8处的压力信号如图 5所示。压力的峰峰值约为0.4MPa，压力峰传播速度为1208m/s~1625m/s。该波速已经比一甲基肼/四氧化二氮燃烧产物的声速（约1100m/s）大了许多。根据热力学理论计算，纯气相且完全均匀混合的肼和四氧化二氮，在初始压力为0.1MPa，混合比1.67，初始温度为室温条件下，爆震燃烧后的参数为：爆震波传播速度2154m/s，爆震波峰值压力4.1MPa。从压力峰值看，实验值远低于计算值，但是从传播速度来看，为计算值的56%~75.4%。旋转爆震燃烧本身就会因为侧向膨胀等因素造成压力损失，纯气相的氢气/空气爆震中认为传播速度达到计算值的80%就已经发生了较理想的旋转爆震燃烧。考虑到本实验中的是纯液相非预混反应，混合难度要远大于氢气/空气，力损失会更大，传播速度达到计算值的56%~75.4%，可以认为是发生了旋转爆震燃烧。从压力峰值（平均0.4MPa，最高0.6MPa）来看，此处的旋转爆震燃烧不是很理想的爆震状态。这说明，纯液相发生理想爆震燃烧的难度较大。因为在小于1ms的时间内，液态燃料和氧化剂几乎不可能完全雾化蒸发并发生均匀混合，只有一部分参与了旋转爆震燃烧，其余液滴来不及雾化就传播至爆震燃烧区域的下游，后续发生了等压燃烧。

对测量的传播速度存在波动的原因进行分析。压力传感器的采样频率为102.4kHz，若爆震波速按1600m/s估算，则压力传感器的一个采样时间间隔内，爆震波沿周向的移动角度约为30°（用波速乘以移动时间可以得到传播距离）。由于沿周向布置的传感器数量有限，所以采样时刻压力峰不一定恰好到达传感器处，存在如图 6所示的三种情况：压力峰恰好到达、延迟到达和提早到达。除了图 6中的第一种情况，即压力峰恰好在采样时刻到达传感器处，否则传感器采集的都不是真正的“压力峰”。由于图 6中的第一种情况很难发生，而且偏差时刻也不固定，因而传感器测得的“压力峰”存在一定的波动性。以上情况是传感器测得的压力峰值随时间波动的原因之一。此外，燃烧过程本身也存在一定的随机性，也会导致实际的压力峰值产生波动。基于以上原因，根据测量的压力峰时间间隔计算出的爆震波传播速度也表现出一定的波动性，真实的波动性可能并没有图 3上显示的那么大。

此外，可以看到，图 5所示的压力峰值约为0.4MPa，图 3中压力峰值的最大值约为0.6MPa，该值低于氢气/空气旋转爆震中的压力峰值，因为自燃推进剂燃料和氧化剂均为液态，在爆震波传播周期内（时间约1ms）很难发生均匀混合，此外，部分推进剂在爆震波传播过来之前会发生自发燃烧，又会造成一部分压力损失，压力峰的峰值会比理论值损失较大。由于液态燃料在发生充分燃烧之前，需要经历雾化和蒸发过程，该过程是气态燃料燃烧所没有的，会导致液态推进剂的爆震燃烧时间被拉长，因而压力峰的上升时间会略大于气态爆震。

图 3上，经过约50ms后才出现第一次压力峰值，是因为t=0~49ms，供应电磁阀接收到打开指令后，经过一定的响应时间（约20ms）后，阀门完全开启，推进剂首先向集液腔内充填，之后才能经喷注器喷出，集液腔具有一定的容积，因而填充需要一段时间。所以49ms内，燃烧室内只有推进剂供入，而且很难发生碰撞燃烧，压力传感器基本没有测到信号。图 7所示的集液腔压力曲线，准确反应出了如上所述的填充过程。经历初始水击之后，集液腔压力趋于稳定，喷注器和燃烧室也达到预定工作状态。燃烧室内出现第一个压力峰后，经历了短暂的粗糙燃烧，燃烧表现出有规律的大幅值压力振荡。

3.2 自燃推进剂爆震燃烧机理分析

在图 3中的第一个压力峰对应的时间段内，压力传感器7#和8#记录的压力信号如图 8所示。从t=49ms时刻开始，燃烧室内出现了一定幅值的压力振荡（压力峰值达到0.4MPa），和图 7所示的集液腔建压时刻基本吻合。该压力振荡的出现，是因为集液腔完成建压之前，阀门已经打开，燃料和氧化剂已经向燃烧室内进行充填，但是由于喷注器未达到工作压力，燃料和氧化剂无法撞击燃烧，导致在燃烧室内部有一些推进剂积存，当集液腔建压完毕时，喷注器正常工作，燃料和氧化剂经喷嘴喷射出，发生撞击燃烧，将燃烧室内积存的部分推进剂引燃，随后出现了压力振荡（爆震燃烧），持续了大约5ms。该时间段内，压力信号P7经过FFT的频率为6.5kHz，压力信号P8经过FFT的频率为11kHz。P7和P8处的频率相差很大，说明此时的燃烧状态并不稳定，发生了单双波并存的现象，这是一种过渡状态，难以持续。因此，5ms后大幅值压力振荡消失了，取而代之的是小幅压力振荡的稳态燃烧。经过约72ms的平稳燃烧后，在t=126ms时刻，又突然形成爆震波，并一直维持到t=1s。爆震波的形成没有任何征兆，仿佛是突然出现的。该工况下旋转爆震波的形成过程类似于氢气/空气旋转爆震的小能量点火起爆过程^[21]。该工况下，可能的旋转爆震形成机制是：一甲基肼和四氧化二氮经撞击式喷注器喷出后，发生撞击碰撞混合并燃烧，刚开始时（t=54ms~126ms）发生的是缓慢燃烧，燃烧室内的压力振荡幅值较小，燃烧平稳，在某一时刻（约t=126ms），燃烧室内局部混气集中形成“微爆炸”，导致火焰加速，并在很短的时间内加速至超音速，形成了爆震波。该过程类似于快速的缓燃向爆震转变过程，该工况下的这一过程完全是自发的，没有人为干预。

一甲基肼/四氧化二氮和氢气/空气的区别在于：肼和四氧化二氮一经接触就自发燃烧放热，无需热燃气或爆震波对其点火，因而在旋转爆震波传播至预混气之前，可能已经发生燃烧，因而参与爆震燃烧的混气比例减少，导致爆震波参数（波速、压力峰值）降低。但是一个有利的因素是，旋转爆震波的传播速度很快，传播一周所需的时间小于1ms，该时间小于一甲基肼/四氧化二氮的着火延迟时间（约10ms），因而在爆震波到达之前，当地的混合气只能有较少的部分（约十分之一）能够发生自燃，大部分来不及燃烧，而是被迅速传播过来的爆震波点燃并燃烧，这就解释了为什么自燃推进剂中也能够发生旋转爆震燃烧。

将t=126ms时刻7#和8#处的压力曲线进行放大，如图 9所示，能够看出缓燃向爆震转变的过程，在0.4ms内从稳态燃烧迅速转变成了大幅值的振荡燃烧。用图 9中的公式可以算出，图 9上第一个压力波的传播速度即达到了1208m/s，后两个压力峰的传播速度也在1200m/s左右，结合陡峭的压力波形及增压比，可以判定发生了爆震燃烧。虽然压力峰值的提升过程非常迅速，但是从图 9上可以看出，压力峰值的增长仍然存在一个过程。该过程反应了能量的积聚过程，刚开始形成爆震波时，由于大部分推进剂已经发生缓燃燃烧，剩余的可以爆震的混合物不足，因而产生的压力峰较小，此时的燃烧波传播速度已经很快，因而能够迅速地完成能量积累过程，经过短暂的自适应调整后，喷注器和爆震燃烧波达成一种新的平衡，较大幅值的压力振荡燃烧得以形成并维持。

3.3 增压燃烧对上游供应的压力扰动

如果将旋转爆震燃烧应用于火箭发动机的燃烧室，则一个值得关注的问题是，燃烧室内的增压燃烧导致的压力波动，会不会对上游的供应系统产生影响。在两个集液腔都安装有高频动态压力传感器，可以监测喷注器上游的压力波动。记录的氧化剂集液腔压力曲线如图 10所示（燃料集液腔的压力类似），图 10中的压力已经减去了稳定的基准压力值，只显示波动值。可以看出，喷注上游存在明显的压力波动，波动幅值约为0.4MPa，该数值与燃烧室内的爆震波压力峰值相当。虽然实验中喷注器的喷注压降较高（3MPa左右），但是并不能阻挡燃烧室中的压力振荡向喷注器上游传播。因为喷注器内流动的是液态推进剂，流速远小于声速，所以爆震燃烧产生的压力峰能够传播至喷注器上游。

对喷注器上游的压力曲线进行FFT，结果如图 11所示。FFT结果没有表现出明显的频率，而且幅值较小（相对于图 4中的FFT幅值），这说明虽然燃烧室内的压力波动传至喷注器上游，但经过喷注器调制后，原有的频率已经消失，只剩下无规律的压力扰动。这对于发动机而言是一个信号消息，因为没有明显频率的压力扰动对供应系统的影响则要小得多。如果将来进行旋转爆震发动机的设计，需要考虑燃烧室内压力波动向上游的传播特性。受限于试验条件，本实验中没能够测量该压力扰动向喷注器上游的传播距离。

3.4 流量及混合比的影响

降低氧化剂的供应流量至130g/s，燃料流量保持为90g/s不变，混合比为1.45，脉动压力传感器测得的压力曲线如图 12所示，阀门开启后t=0.4s时刻，燃烧室内出现了峰峰值压力约0.6MPa的有规律压力振荡，经过频率分析和压力峰值分析，为旋转爆震燃烧。当两个集液腔均完成建压的时刻（约t=0.25s），燃烧室内出现了一个压力尖峰，如图 12中所示的局部放大图，这一点与图 3所示的工况类似。之后的爆震波形成过程则并不相同，将图 12中t=0.32~0.4s的压力曲线进行放大，如图 13所示。可以看出，从最初的小幅值压力振荡转变为幅值较大的压力振荡，经历了约60ms的缓慢增长过程，该时间远大于图 7中的转变时间，区别在于氧化剂流量更小。随着氧化剂流量的减小，混合比更加偏离化学恰当比，燃烧释放出的能量更低，因而形成爆震波需要经历更长的能量积累时间。

改变燃料和氧化剂的流量，重新进行热点火实验，统计模型燃烧室在不同流量和混合比下的燃烧状态，如图 14所示。虚线将图 14中的工况分成了四个象限，其中左侧上方的象限内的工况基本都能够成功实现爆震燃烧状态。数据存在如下规律：偏富燃状态下（氧燃比 < 1.7），自燃推进剂更容易形成旋转爆震燃烧；但是当总流量较低时，所有混合比下均无法形成爆震燃烧。

旋转爆震燃烧是一种剧烈的能量释放形式，爆震波峰处的温度和压力很高，则其能量向四周耗散的速率也很快，因而必须得到足够快的能量补充，旋转爆震燃烧才能够得以维持。即在爆震波抵达时刻，需要准备好足够量的可燃混合物，以供爆震波燃烧，补充迅速消耗掉的能量，以上过程周而复始，爆震波才得以稳定旋转传播。所以燃料和氧化剂的总流量密度不能太低，根据图 14上的数据来计算，本实验中的发生爆震燃烧时的最小流量密度为103.7kg/(s∙m²)。

本实验中采用的撞击式喷注器，其设计混合比为2.0（高室压条件下），即在设计室压下，氧燃比=2.0时的雾化混合效果最好，但是在设计混合比下却并不能发生旋转爆震燃烧，在偏离设计状态的富燃工况下却更容易发生旋转爆震燃烧。造成这一现象的原因可能是，四氧化二氮的沸点为21.15℃，临界压强为10MPa，本实验中的燃烧室没有喉部，室压接近大气压，实验环境温度约23℃，则四氧化二氮经喷嘴喷出，大部分迅速气化为气态，不能与一甲基肼发生有效混合，为了增强混合效果，则需要增大燃料的供应量，即达到总体混合比偏离设计点的富燃状态，才能够满足近喷注面处实际参与燃烧的氧化剂和燃料的混合比接近设计值，达到爆震燃烧需要的条件。

4 结论

通过本实验研究，得到的主要结论如下：

（1）在内直径30mm，外直径60mm的圆环形燃烧室内，自燃推进剂能够组织旋转爆震燃烧，平均传播速度达到1384m/s，大于自燃推进剂的声速。

（2）燃烧室中的增压燃烧产生的压力振荡会向喷注器上游传播，但是压力振荡经过喷注器调制后，原有的频率特征消失了。

（3）在本文中采用的撞击式喷注器下，发生旋转爆震燃烧需要足够大的供应流量密度，此外富燃状态下容易发生旋转爆震燃烧。