不同當(dāng)量比下噴管對(duì)旋轉(zhuǎn)爆震特性的影響研究*

王順利，吳 云,2，金 迪，郭善廣，鐘也磐，楊興魁

（1. 空軍工程大學(xué)航空等離子體動(dòng)力學(xué)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710038；2. 西安交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院航空發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，陜西 西安 710049）

爆震燃燒是一種近似于等容燃燒的高效燃燒放熱方式。相同初始條件下，采用爆震燃燒的發(fā)動(dòng)機(jī)相比傳統(tǒng)采用等壓燃燒的發(fā)動(dòng)機(jī)具有更高的熱循環(huán)效率。旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)(rotating detonation engine,RDE)作為爆震發(fā)動(dòng)機(jī)的一種，具有工作頻率高、只需一次點(diǎn)火和結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單等優(yōu)點(diǎn)。20 世紀(jì)60 年代，Voitsckhovskii 等[1]最早進(jìn)行了旋轉(zhuǎn)爆震實(shí)驗(yàn)，獲得了連續(xù)的旋轉(zhuǎn)爆震波。Bykovskii 等[2-6]開展了多種燃料下的旋轉(zhuǎn)爆震實(shí)驗(yàn)，為后續(xù)的旋轉(zhuǎn)爆震機(jī)理研究提供了有效參考。目前，隨著日益增長(zhǎng)的高性能發(fā)動(dòng)機(jī)研制需求，旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)已經(jīng)成為國(guó)際研究的熱點(diǎn)[7-8]。噴管是發(fā)動(dòng)機(jī)的重要增推裝置，學(xué)者們相繼開展了噴管與旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室的匹配和噴管對(duì)推力性能影響的研究。

仿真方面，Shao 等[9]利用數(shù)值模擬研究了拉瓦爾噴管、收斂噴管、擴(kuò)張噴管和平直噴管對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)性能的影響，發(fā)現(xiàn)噴管能夠很大程度上提高發(fā)動(dòng)機(jī)的推進(jìn)性能，其中拉瓦爾噴管對(duì)性能的提升最明顯。Yi 等[10]針對(duì)加裝不同噴管的氫氣-空氣RDE 推力性能進(jìn)行了仿真研究，認(rèn)為擴(kuò)張噴管對(duì)RDE 提高推力、比沖以及降低總壓損失效果較好。Jourdaine 等[11]建立了H2/O2和H2/air 等2 種爆震波三維詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)模型，通過(guò)對(duì)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的分析，發(fā)現(xiàn)加裝塞式噴管有助于提高旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室壓力、比沖和燃燒效率。

實(shí)驗(yàn)方面，Kato 等[12]以氧氣和乙烯為氧化劑和燃料，研究了不同噴管對(duì)旋轉(zhuǎn)爆震特性和RDE 推力性能的影響。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，收斂噴管和收斂擴(kuò)張噴管都有助于增加RDE 推力，其中收斂擴(kuò)張噴管效果最好。高劍等[13]的噴管實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，收斂噴管對(duì)RDE 推力的提升效果最明顯，拉瓦爾噴管對(duì)推力提升也有一定作用，但加裝擴(kuò)張噴管會(huì)降低RDE 推力。Fotia 等[14]研究了塞式噴管的軸向安裝高度、中心錐體半角和中心錐體截?cái)鄬?duì)于質(zhì)量流量和推力效率的影響，發(fā)現(xiàn)塞式噴管的質(zhì)量流量和推力效率對(duì)中心錐體半角不敏感，截?cái)嗳絿姽艿闹行腻F體會(huì)降低推力效率。Rankin 等[15]采用實(shí)驗(yàn)測(cè)量和數(shù)值模擬2 種方法，證明了圓錐形中心體與RDE 下游的收斂擴(kuò)張噴管的組合可以作為一種有效的無(wú)源流動(dòng)控制技術(shù)，用來(lái)減弱爆震波對(duì)下游流場(chǎng)的周期性影響。綜上所述，噴管對(duì)于提升RDE 的推力性能有重要作用。但要使噴管更好地與爆震燃燒室匹配從而獲得更佳的總體性能，還需要研究噴管對(duì)于爆震燃燒室內(nèi)爆震波特性的影響。

基于煤油和空氣在常溫條件下的爆震較難實(shí)現(xiàn)，本實(shí)驗(yàn)通過(guò)煤油預(yù)燃裂解產(chǎn)生高活性分子提高煤油活性，并采取氧含量與空氣較接近的氧氣體積分?jǐn)?shù)為30%的富氧空氣作為氧化劑，實(shí)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)爆震并開展3 種典型噴管（收斂、擴(kuò)張和收斂擴(kuò)張型）對(duì)旋轉(zhuǎn)爆震波模態(tài)轉(zhuǎn)換和波速特性的影響研究。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由7 部分組成，即供油系統(tǒng)、供氣系統(tǒng)、點(diǎn)火系統(tǒng)、時(shí)序控制系統(tǒng)、RDE、噴管和測(cè)量與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，如圖1 所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig. 1 Experimental system

1.1 供油系統(tǒng)

供油控制臺(tái)(見圖2)通過(guò)內(nèi)部變頻器控制油泵壓力（預(yù)設(shè)為1.25 MPa），為RDE 提供穩(wěn)定壓力的煤油。在一定的供油壓力下，煤油流量通過(guò)噴嘴大小和數(shù)量來(lái)控制，由流量計(jì)標(biāo)定，實(shí)驗(yàn)中采用的噴嘴均為丹佛斯噴嘴。

1.2 供氣系統(tǒng)

供氣系統(tǒng)（見圖3）主要用于為點(diǎn)火系統(tǒng)（預(yù)爆管）提供預(yù)爆所需的氫氣和氧氣，為預(yù)燃室提供空氣以及向RDE 提供爆震所需的30%富氧空氣。RDE 所需氣體均由高壓氣源供應(yīng)，流量大小由音速噴嘴和調(diào)節(jié)來(lái)流總壓控制并用流量計(jì)標(biāo)定。

圖2 供油平臺(tái)Fig. 2 Fuel supply system

圖3 供氣平臺(tái)Fig. 3 Gas supply system

1.3 點(diǎn)火系統(tǒng)

RDE 的點(diǎn)火由與燃燒室外壁連接的預(yù)爆管實(shí)現(xiàn)。氫氣和氧氣通過(guò)預(yù)爆管頂端兩側(cè)接口進(jìn)入預(yù)爆管，然后由火花塞（點(diǎn)火能量50 mJ）點(diǎn)燃，在預(yù)爆管內(nèi)完成爆燃轉(zhuǎn)變?yōu)楸鸬倪^(guò)程，于出口處形成初始爆震波用于旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室點(diǎn)火。

1.4 時(shí)序控制系統(tǒng)

所有系統(tǒng)時(shí)序均由計(jì)算機(jī)集成控制，實(shí)驗(yàn)過(guò)程時(shí)序如圖4 所示，先對(duì)煤油進(jìn)行預(yù)燃裂解產(chǎn)生裂解氣，裂解氣隨后與氧化劑摻混，由預(yù)爆管點(diǎn)火起爆。

圖4 實(shí)驗(yàn)時(shí)序Fig. 4 Time sequence of the experiments

1.5 旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)

RDE 部分（見圖5）由4 段組成：預(yù)燃室、裂解室、集氣腔和爆震燃燒室。預(yù)燃室在最前端，其作用是少量煤油（預(yù)燃煤油）的完全燃燒（當(dāng)量比為1），為裂解室中的煤油（裂解煤油）提供高溫裂解環(huán)境，促進(jìn)裂解過(guò)程的進(jìn)行。裂解室內(nèi)噴入的煤油吸收預(yù)燃室煤油燃燒所產(chǎn)生的熱量，裂解成活性更高的氣態(tài)混合物，即裂解氣。爆震燃燒室噴注結(jié)構(gòu)采用噴孔-環(huán)縫型（見圖6），裂解氣集氣腔上周向布有180 個(gè)直徑為1 mm 的圓形噴注孔與爆震燃燒室相連。氧化劑（30%富氧空氣）則通過(guò)集氣腔出口寬度為0.4 mm 的環(huán)縫進(jìn)入爆震燃燒室。爆震燃燒室采用的是環(huán)形燃燒室結(jié)構(gòu)，其中，內(nèi)筒直徑為120 mm，外筒直徑為150 mm，內(nèi)外筒同心安裝，環(huán)形燃燒室寬度為15 mm，軸向長(zhǎng)度為170 mm。

圖5 旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)簡(jiǎn)圖Fig. 5 Schematic diagram of the RDE

圖6 集氣腔剖面圖Fig. 6 The profile of the plenum chamber

1.6 噴管

實(shí)驗(yàn)中使用了3 種類型的噴管：收斂噴管、擴(kuò)張噴管和收斂擴(kuò)張噴管，其中收斂和收斂擴(kuò)張型噴管的出口和喉道與燃燒室環(huán)形通道的出口面積比分別為0.415 和0.151。而擴(kuò)張噴管的出口與燃燒室環(huán)形通道面積比為2.46。中心錐體半角為30°，收斂和收斂擴(kuò)張型噴管收斂段收斂半角均為21°，收斂擴(kuò)張噴管擴(kuò)張段擴(kuò)張半角為10°。收斂噴管與擴(kuò)張噴管與中心錐體軸向長(zhǎng)度相等，收斂擴(kuò)張噴管的收斂、擴(kuò)張段軸向長(zhǎng)度均為150 mm。各噴管的具體結(jié)構(gòu)如圖7 所示，其中紫色部分為燃燒室以及噴管流，噴管通過(guò)法蘭盤與燃燒室外筒后端由螺栓連接，噴管進(jìn)口與中心錐體底面平齊。

圖7 噴管側(cè)剖面圖Fig. 7 Side profiles of the nozzles

1.7 測(cè)量與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)

測(cè)量與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)主要由高頻壓力傳感器(型號(hào)為PCB 113B24)和NI-X 系列數(shù)據(jù)采集設(shè)備組成。2 個(gè)壓力傳感器嵌入式安裝在燃燒室外壁同一軸向位置，且周向呈90°，用來(lái)測(cè)量燃燒室中的動(dòng)態(tài)壓力信號(hào)，2 組信號(hào)分別記為通道1(PCB1)、通道2(PCB2)，安裝位置如圖8 所示。本文實(shí)驗(yàn)中，壓力信號(hào)頻率定義為單位時(shí)間內(nèi)爆震波沿環(huán)形燃燒室傳播一周的次數(shù)。鑒于本實(shí)驗(yàn)測(cè)量中，單波模態(tài)下爆震波頻率在2 kHz 左右，對(duì)壓力信號(hào)的測(cè)量主要針對(duì)其頻率特征，因此NI 系統(tǒng)每個(gè)數(shù)據(jù)通道采樣頻率設(shè)置為200 kHz，完全滿足旋轉(zhuǎn)爆震壓力信號(hào)數(shù)據(jù)采集的要求。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

圖8 燃燒室Fig. 8 The detonation combustion chamber

實(shí)驗(yàn)工況如表1 所示，F(xiàn)1、F2、F3、F4分別為預(yù)燃室空氣流量、預(yù)燃煤油流量、裂解室補(bǔ)油流量和爆震燃燒室30% 富氧空氣流量，γ 為當(dāng)量比，即裂解室補(bǔ)油流量完全燃燒所需富氧空氣流量與實(shí)際富氧空氣流量之比。通過(guò)改變裂解室補(bǔ)油流量改變當(dāng)量比，研究了加裝不同噴管后的裂解氣旋轉(zhuǎn)爆震特性。實(shí)驗(yàn)中，預(yù)燃空氣和煤油分別以流量F1和F2進(jìn)入預(yù)燃室燃燒，產(chǎn)生的熱量對(duì)于在裂解室噴入的流量為F3的煤油進(jìn)行裂解產(chǎn)生裂解氣，裂解氣和富氧空氣通過(guò)噴孔環(huán)縫結(jié)構(gòu)注入爆震燃燒室而后由預(yù)爆管點(diǎn)火。其中富氧空氣噴注壓力為1.2 MPa，裂解氣噴注壓力約為0.45 MPa，溫度約為500 K，具體裂解氣參數(shù)以及成分的詳細(xì)描述見文獻(xiàn)[16-17]。

表1 實(shí)驗(yàn)工況Table 1 Experimental conditions

2.1 爆震波模態(tài)

實(shí)驗(yàn)中共出現(xiàn)了3 種典型爆震波模態(tài)，即單波模態(tài)、對(duì)撞點(diǎn)不穩(wěn)定的雙波對(duì)撞模態(tài)和對(duì)撞點(diǎn)穩(wěn)定的雙波對(duì)撞模態(tài)，下面主要對(duì)這3 種模態(tài)進(jìn)行分析。

2.1.1 單波模態(tài)

圖9 中給出了當(dāng)量比為0.85 時(shí)，無(wú)噴管、擴(kuò)張噴管、收斂噴管和收斂擴(kuò)張噴管下的爆震波壓力信號(hào)及其頻譜。從頻譜中可以看出，無(wú)噴管、擴(kuò)張噴管和收斂噴管下的壓力信號(hào)頻率成分主要包括一個(gè)單一主頻和若干個(gè)能量較低的倍頻，這是單波模態(tài)的典型頻譜特征。結(jié)合時(shí)域信號(hào)的結(jié)果，可以推斷此時(shí)3 種條件下的爆震波均處于穩(wěn)定的單波模態(tài)。而加裝收斂擴(kuò)張噴管時(shí)，主頻約為單波模態(tài)下的2 倍，結(jié)合時(shí)域信號(hào)判斷此時(shí)為雙波模態(tài)，雙波方向?qū)⒃谙挛挠懻?。單波模態(tài)下，爆震波經(jīng)過(guò)新鮮反應(yīng)物后，波后反應(yīng)物高度降低，難以滿足新波頭產(chǎn)生的條件，而由于給定實(shí)驗(yàn)工況下波前的新鮮反應(yīng)物內(nèi)反應(yīng)物活性和斜激波反傳強(qiáng)度沒(méi)有達(dá)到形成自持傳播的新爆震波頭的條件，因此新的爆震波頭在傳播過(guò)程中逐漸減弱消失或以遠(yuǎn)小于主爆震波的強(qiáng)度傳播[18]，這在頻譜上表現(xiàn)為能量較低的倍頻。

2.1.2 對(duì)撞點(diǎn)不穩(wěn)定的雙波對(duì)撞模態(tài)

圖9 PCB1 快速傅里葉變換結(jié)果及壓力信號(hào)放大圖（當(dāng)量比為0.85）Fig. 9 FFT results of PCB1 pressure signals and close-ups of PCB1 distribution at the equivalence ratio of 0.85

圖10 壓力信號(hào)時(shí)域(當(dāng)量比為0.73，收斂噴管)Fig. 10 Overview of the PCB distribution(equivalence ratio 0.73, convergent nozzle)

圖11 PCB1 時(shí)域信號(hào)放大圖(當(dāng)量比為0.73，收斂噴管)Fig. 11 Close-up of PCB1 distribution(equivalence ratio 0.73, convergent nozzle)

對(duì)安裝收斂噴管、當(dāng)量比為0.73 實(shí)驗(yàn)條件下的壓力信號(hào)進(jìn)行處理，得到時(shí)域圖（見圖10）并進(jìn)行放大（見圖11），而后進(jìn)行傅里葉變換（見圖12）和短時(shí)傅里葉變換（見圖13）得到壓力信號(hào)主頻及其變化趨勢(shì)，圖13 中PSD 為功率譜密度（power spectral density）。此時(shí)爆震波均處于對(duì)撞點(diǎn)不穩(wěn)定的雙波對(duì)撞傳播模態(tài)。Bluemner 等[18]認(rèn)為這一模態(tài)的形成主要與2 個(gè)爆震波的速度差有關(guān)。此模態(tài)下，反應(yīng)物的低活性不能滿足2 個(gè)爆震波充分發(fā)展，從而形成2 個(gè)強(qiáng)度不同的爆震波，強(qiáng)度的不同表現(xiàn)為2 個(gè)爆震波傳播速度的不同，由于2 個(gè)爆震波強(qiáng)度相差不大，較弱爆震波并不會(huì)逐漸衰減甚至消失，因此不會(huì)形成像單波模態(tài)的類似頻率特征，而呈現(xiàn)出對(duì)撞點(diǎn)向強(qiáng)度較大爆震波周向移動(dòng)的特性。對(duì)時(shí)域圖進(jìn)行放大（見圖11）可以看到，虛框內(nèi)壓力信號(hào)表現(xiàn)為單波模態(tài)的相似特征，這是由于對(duì)撞點(diǎn)移動(dòng)至傳感器PCB1 位置附近，PCB1 位于對(duì)撞點(diǎn)的壓力影響區(qū)內(nèi)，在此區(qū)域內(nèi)，傳感器測(cè)得壓力信號(hào)頻率為雙波對(duì)撞的發(fā)生頻率。因?yàn)閷?duì)撞點(diǎn)移動(dòng)速度遠(yuǎn)小于爆震波傳播速度，因此在對(duì)撞點(diǎn)逐漸遠(yuǎn)離PCB1 安裝位置時(shí)，雙波已經(jīng)在PCB1 附近發(fā)生了多次對(duì)撞。虛框內(nèi)壓力信號(hào)峰值先增大，后減小，也說(shuō)明了對(duì)撞點(diǎn)先向PCB1 靠近，然后遠(yuǎn)離PCB1 的過(guò)程。其中，壓力峰值最大時(shí)，對(duì)撞點(diǎn)正處于PCB1 安裝位置。當(dāng)對(duì)撞點(diǎn)遠(yuǎn)離傳感器位置時(shí)，2 個(gè)傳播速度不同的爆震波相繼經(jīng)過(guò)傳感器，爆震波壓力表現(xiàn)為雙波傳播模態(tài)。壓力信號(hào)在時(shí)域圖（見圖11）中表現(xiàn)為單波與雙波交替出現(xiàn)的現(xiàn)象，時(shí)頻圖（見圖13）呈現(xiàn)為主頻和2 倍主頻的間斷亮線，頻率在2 kHz 左右的亮點(diǎn)說(shuō)明此時(shí)對(duì)撞點(diǎn)移動(dòng)至PCB1 附近。此外可以在時(shí)頻圖中看到，頻率亮線間斷并不均勻，這是由于爆震波在傳播過(guò)程中的傳播速度差不斷變化，從而導(dǎo)致在此狀態(tài)下的雙波對(duì)撞模態(tài)更復(fù)雜。對(duì)無(wú)噴管、擴(kuò)張噴管和收斂擴(kuò)張噴管的壓力信號(hào)進(jìn)行短時(shí)傅里葉變換得到2 種實(shí)驗(yàn)條件下的時(shí)頻圖（見圖14），發(fā)現(xiàn)爆震波同樣以不穩(wěn)定的雙波對(duì)撞模態(tài)進(jìn)行傳播。

圖12 PCB1 壓力信號(hào)傅里葉變換結(jié)果(當(dāng)量比為0.73，收斂噴管)Fig. 12 FFT results of PCB1(equivalence ratio 0.73, convergent nozzle)

圖13 PCB1 壓力信號(hào)的短時(shí)傅里葉變換結(jié)果(當(dāng)量比為0.73，收斂噴管)Fig. 13 STFT results of PCB1(equivalence ratio 0.73, convergent nozzle)

圖14 PCB1 壓力信號(hào)的短時(shí)傅里葉變換結(jié)果（當(dāng)量比為0.73）Fig. 14 The STFT results of PCB1 (equivalence ratio 0.73)

2.1.3 對(duì)撞點(diǎn)穩(wěn)定的雙波對(duì)撞傳播模態(tài)

如圖15 所示，當(dāng)量比為1.02 時(shí)，擴(kuò)張噴管條件下，爆震波仍保持單波模態(tài)；無(wú)噴管、加裝收斂噴管和收斂擴(kuò)張噴管實(shí)驗(yàn)條件下，爆震波主頻在4 kHz 左右，約為單波模態(tài)下的2 倍，結(jié)合壓力信號(hào)時(shí)域圖分析，得到此時(shí)爆震波以對(duì)撞點(diǎn)穩(wěn)定的雙波對(duì)撞模態(tài)傳播。此模態(tài)下，隨著當(dāng)量比的提高，反應(yīng)物活性提高，2 個(gè)反向傳播的爆震波得以充分發(fā)展，形成2 個(gè)強(qiáng)度相近的可自持傳播的爆震波，從而在燃燒室內(nèi)產(chǎn)生周期性對(duì)撞，形成穩(wěn)定的雙波對(duì)撞模態(tài)。以收斂擴(kuò)張噴管條件下為例，如圖15（d）以及圖16 所示，PCB1 處的壓力信號(hào)頻率約為單波模態(tài)下傳播頻率的2 倍（4 kHz），PCB2 處的頻率則與單波模態(tài)下的傳播頻率相近。時(shí)域圖（見圖17）中可以看到一個(gè)周期內(nèi)存在有2 個(gè)爆震波。其中，Δt1、Δt2分別為兩波傳播一周所用的時(shí)間，此模態(tài)下，Δt1=Δt2即兩波傳播速度相等但爆震波傳播方向相反，因此爆震波必然會(huì)在燃燒室的某一點(diǎn)處形成周期性的穩(wěn)定對(duì)撞。PCB 測(cè)量到的壓力信號(hào)振蕩特征和PCB 測(cè)壓點(diǎn)與對(duì)撞點(diǎn)的夾角有關(guān)[19]。從圖16 可以看出，位于該對(duì)撞點(diǎn)附近的PCB2 測(cè)得的壓力信號(hào)表現(xiàn)出與單波模態(tài)相似的特征，4 kHz 左右的能量較低的亮線說(shuō)明PCB2 與對(duì)撞點(diǎn)處并不完全重合，而是存在較小夾角。與PCB2 成90°角安裝的PCB1 表現(xiàn)為穩(wěn)定的雙波模態(tài)。時(shí)域上，PCB2 處的壓力信號(hào)一個(gè)周期內(nèi)只觀察到了一個(gè)壓力峰值，頻域上，該處的壓力信號(hào)主頻與單波模態(tài)時(shí)的類似，只有一個(gè)2 kHz 左右的主頻。爆震波壓力方面，可以看到PCB2 處的壓力峰值略大于PCB1 的峰值。這是因?yàn)? 道爆震波的對(duì)撞瞬間釋放了大量能量，使得對(duì)撞點(diǎn)處的壓力有所提升，對(duì)撞后爆震波強(qiáng)度需要重新經(jīng)歷一個(gè)由弱到強(qiáng)的發(fā)展過(guò)程，壓力相比對(duì)撞時(shí)會(huì)降低，這一結(jié)論也與劉世杰等[19]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果相符。

圖15 PCB1 壓力信號(hào)的傅里葉變換結(jié)果（當(dāng)量比為1.02）Fig. 15 FFT results of PCB1 (equivalence ratio 1.02)

圖16 PCB2 信號(hào)的短時(shí)傅里葉變換結(jié)果（當(dāng)量比為1.02，收斂擴(kuò)張噴管）Fig. 16 STFT results of PCB2(equivalence ratio 1.02, convergent-divergent nozzle)

圖17 PCB1 壓力信號(hào)放大圖（當(dāng)量比為1.02，收斂擴(kuò)張噴管）Fig. 17 Close-up of PCB distribution(equivalence ratio 1.02, convergent-divergent nozzle)

2.1.4 不同噴管結(jié)構(gòu)下的模態(tài)轉(zhuǎn)換分析

對(duì)不同噴管結(jié)構(gòu)下的爆震波壓力信號(hào)進(jìn)行對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)量比為0.73 時(shí)，無(wú)噴管和加裝噴管條件下爆震波均以對(duì)撞點(diǎn)不穩(wěn)定的雙波對(duì)撞模態(tài)傳播。隨著當(dāng)量比的提升，不同噴管結(jié)構(gòu)下的模態(tài)轉(zhuǎn)換有顯著差異。當(dāng)量比提高至0.85，加裝收斂擴(kuò)張噴管條件下的傳播模態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閷?duì)撞點(diǎn)穩(wěn)定的雙波對(duì)撞模態(tài)；無(wú)噴管、加裝擴(kuò)張噴管以及加裝收斂噴管條件下的爆震波模態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閱尾B(tài)。當(dāng)量比繼續(xù)提升至1.02 及以上時(shí)，無(wú)噴管、加裝收斂噴管以及加裝收斂擴(kuò)張噴管條件下的爆震波模態(tài)均為對(duì)撞點(diǎn)穩(wěn)定的雙波對(duì)撞模態(tài)；加裝擴(kuò)張噴管條件下，爆震波繼續(xù)保持單波模態(tài)?？梢园l(fā)現(xiàn)，加裝收斂噴管和收斂擴(kuò)張噴管后，旋轉(zhuǎn)爆震波在實(shí)驗(yàn)條件下基本以對(duì)撞點(diǎn)穩(wěn)定的雙波對(duì)撞模態(tài)傳播，這種現(xiàn)象的出現(xiàn)與收斂噴管和收斂擴(kuò)張噴管對(duì)燃燒室流場(chǎng)的作用有關(guān)[20]。

鄧?yán)萚20]認(rèn)為噴管對(duì)于爆震波模態(tài)的影響主要是阻塞比對(duì)燃燒室內(nèi)反應(yīng)物高度的影響以及反射激波在反應(yīng)物中誘發(fā)局部熱點(diǎn)，進(jìn)而誘發(fā)爆震波傳播模態(tài)轉(zhuǎn)換，并通過(guò)仿真結(jié)果描述了爆震波由單波轉(zhuǎn)換為雙波的過(guò)程。本實(shí)驗(yàn)中，煤油預(yù)燃裂解氣和30%富氧空氣通過(guò)噴孔-環(huán)縫注入燃燒室，加裝收斂噴管和收斂擴(kuò)張噴管時(shí)，出口阻塞比增加造成了背壓的提高，從而促進(jìn)了出口反射激波的形成和爆震波拖尾斜激波的反傳。從而激波的反傳與前端的新鮮混合物作用誘導(dǎo)局部熱點(diǎn)的形成，并出現(xiàn)新的爆震波頭。由于30%富氧空氣下的裂解氣活性較低，波后混合物高度不足，因此熱點(diǎn)在波后無(wú)法形成自持傳播的新爆震波頭，而波前反應(yīng)物有足夠的高度，使得波前熱點(diǎn)逐步發(fā)展成與初始爆震波方向相反的新爆震波頭，最終形成雙波對(duì)撞模態(tài)。因此在本文實(shí)驗(yàn)條件下，爆震波在加裝收斂和收斂擴(kuò)張噴管后主要以雙波對(duì)撞模態(tài)傳播。此模態(tài)下，兩爆震波發(fā)生對(duì)撞后形成與原傳播方向相同的透射激波，透射激波在新鮮反應(yīng)物中逐步發(fā)展為新的爆震波并再次發(fā)生對(duì)撞，循環(huán)往復(fù)。當(dāng)量比為0.73 時(shí)，由于當(dāng)量比較低使得反應(yīng)物活性進(jìn)一步降低，不足以維持對(duì)撞點(diǎn)穩(wěn)定的雙波對(duì)撞模態(tài)，從而使得反向傳播的雙波出現(xiàn)了不同程度的減弱，形成了速度差，這就使得雙波對(duì)撞點(diǎn)沿爆震波波速較高的方向周向旋轉(zhuǎn)，表現(xiàn)為對(duì)撞點(diǎn)不穩(wěn)定的雙波對(duì)撞模態(tài)。加裝擴(kuò)張噴管后，燃燒室出口壓力降低，流速增加，從而削弱了反傳的斜激波，降低了由此誘導(dǎo)新的爆震波頭的可能性，因此擴(kuò)張噴管條件下爆震波主要以單波模態(tài)傳播。

2.2 不同噴管下的波速特性

本文中，爆震波波速定義為爆震波沿環(huán)形燃燒室的周向傳播速度。圖18 為單波模態(tài)下的壓力信號(hào)，兩相鄰壓力波峰值時(shí)間間隔為Δt，在Δt時(shí)間內(nèi)，爆震波沿環(huán)形燃燒室旋轉(zhuǎn)一周后再次到達(dá)PCB1 的安裝位置。由此可導(dǎo)出爆震波波速：

圖18 PCB1 壓力信號(hào)放大圖（當(dāng)量比為0.85，無(wú)噴管）Fig. 18 Close-up of PCB distribution(equivalence ratio 0.85, no nozzle installed)

式中：D為燃燒室外徑，f為爆震波頻率。

由上述方法計(jì)算了各工況下爆震波波速如圖19 所示。由上述分析可知，當(dāng)量比為0.73 時(shí)，爆震波處于對(duì)撞點(diǎn)不穩(wěn)定的雙波對(duì)撞傳播模態(tài)。此時(shí)，由于同一位置爆震波狀態(tài)的周期性變化會(huì)使得爆震波頻率的計(jì)算值偏高，因此，本文中對(duì)不同噴管下的波速特性進(jìn)行比較時(shí)，主要選取當(dāng)量比0.85、1.02 和1.30 下的爆震波速進(jìn)行分析。

從圖19 可以看出，當(dāng)量比在1.02 以上時(shí)，加裝收斂噴管和收斂擴(kuò)張噴管后的爆震波速要高于無(wú)噴管和加裝擴(kuò)張噴管時(shí)的波速。在無(wú)噴管和加裝擴(kuò)張噴管時(shí)，波速基本在化學(xué)恰當(dāng)比附近（1.02）達(dá)到最大值，其原因是靠近化學(xué)恰當(dāng)比時(shí)的反應(yīng)物活性相對(duì)更高，更有利于波后化學(xué)反應(yīng)的進(jìn)行，為爆震波快速傳播提供更多能量。但是，加裝收斂和收斂擴(kuò)張噴管后波速峰值點(diǎn)出現(xiàn)時(shí)對(duì)應(yīng)的當(dāng)量比要偏離于恰當(dāng)比，這可能與出口阻塞比的增加導(dǎo)致局部當(dāng)量比變化有關(guān)。相同實(shí)驗(yàn)條件下，加裝收斂噴管和收斂擴(kuò)張噴管后，燃燒室壓力增加，從而減小了噴注與燃燒室的壓力比值，影響了燃燒室內(nèi)新鮮混合物的混合，使得燃燒室內(nèi)局部當(dāng)量比發(fā)生變化，從而導(dǎo)致波速最大值偏離化學(xué)恰當(dāng)比。需要說(shuō)明的是，雖然改變噴管類型沒(méi)有對(duì)爆震波結(jié)構(gòu)產(chǎn)生決定性影響，但是波速特性仍發(fā)生了上述變化，這可能與30%富氧空氣下混合物的活性較低有關(guān)[21]，此時(shí)裂解氣爆震波速對(duì)噴管結(jié)構(gòu)的變化相比于高活性反應(yīng)物要更加敏感。實(shí)驗(yàn)中波速始終保持在1 000 m/s 以下，相比于其他氣態(tài)碳?xì)淙剂陷^低，這是由于裂解氣成分較為復(fù)雜且煤油裂解氣活性相對(duì)較低，實(shí)驗(yàn)中的旋轉(zhuǎn)爆震效率有待進(jìn)一步測(cè)量。

圖19 爆震波波速隨當(dāng)量比的變化Fig. 19 Detonation wave velocity varied with equivalence ratio

3 結(jié) 論

（1）實(shí)驗(yàn)成功實(shí)現(xiàn)了30%富氧空氣為氧化劑條件下的無(wú)噴管和加裝收斂噴管、收斂擴(kuò)張噴管、擴(kuò)張噴管下的煤油預(yù)燃裂解氣旋轉(zhuǎn)爆震連續(xù)自持傳播。

（2）在實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)了3 種爆震波傳播模態(tài)，即單波、對(duì)撞點(diǎn)不穩(wěn)定的雙波對(duì)撞和對(duì)撞點(diǎn)穩(wěn)定的雙波對(duì)撞模態(tài)。當(dāng)量比在0.73～1.30 變化時(shí)，受出口流場(chǎng)的影響，不同噴管下爆震波的模態(tài)轉(zhuǎn)換有顯著差異，加裝收斂和收斂擴(kuò)張噴管導(dǎo)致的阻塞比增加會(huì)促使新波頭的產(chǎn)生，導(dǎo)致爆震波主要以雙波對(duì)撞模態(tài)傳播，而加裝擴(kuò)張噴管下爆震波主要以單波模態(tài)傳播。

（3）在使用30%富氧空氣作為氧化劑的條件下，裂解氣旋轉(zhuǎn)爆震波速對(duì)加裝噴管和噴管類型比較敏感。加裝收斂噴管和收斂擴(kuò)張噴管會(huì)使得波速最大值偏離化學(xué)恰當(dāng)比。相同條件下，加裝收斂擴(kuò)張噴管后的波速相對(duì)加裝其他噴管和無(wú)噴管時(shí)的波速有一定提升。