碳?xì)淙剂闲D(zhuǎn)爆震直連試驗(yàn)研究

王超，鄭榆山，蔡建華，肖保國，劉彧，樂嘉陵

1. 中國空氣動力研究與發(fā)展中心 空天技術(shù)研究所，綿陽 621000

2. 中國空氣動力研究與發(fā)展中心 高超聲速沖壓發(fā)動機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，綿陽 621000

0 引 言

旋轉(zhuǎn)爆震是爆震波在特定流道構(gòu)型和來流條件下的傳播形式，具有放熱速度快、一次點(diǎn)火即可連續(xù)工作、循環(huán)效率高等優(yōu)勢，可縮短燃燒室長度、減輕結(jié)構(gòu)重量，在航空航天推進(jìn)領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。

旋轉(zhuǎn)爆震可以應(yīng)用于火箭發(fā)動機(jī)、沖壓發(fā)動機(jī)和渦輪發(fā)動機(jī)。在旋轉(zhuǎn)爆震沖壓發(fā)動機(jī)研究方面，Bykovskii、Wolański、Lu等提出了旋轉(zhuǎn)爆震沖壓發(fā)動機(jī)的概念。MBDA法國公司提出了基于旋轉(zhuǎn)爆震沖壓發(fā)動機(jī)的英仙座反艦巡航導(dǎo)彈方案。

Braun等分析了旋轉(zhuǎn)爆震沖壓發(fā)動機(jī)燃料比沖隨飛行馬赫數(shù)等參數(shù)的變化規(guī)律，發(fā)動機(jī)最大飛行馬赫數(shù)可達(dá)5.0，在飛行馬赫數(shù)1.5條件下以氫氣為燃料時的燃料比沖為3800 s。為驗(yàn)證旋轉(zhuǎn)爆震在高靜溫、高速來流條件下的可行性，劉世杰、王超等建立了旋轉(zhuǎn)爆震直連試驗(yàn)系統(tǒng)，采用空氣加熱器模擬燃燒室入口高溫高速來流，實(shí)現(xiàn)了氫氣旋轉(zhuǎn)爆震的穩(wěn)定工作，發(fā)現(xiàn)了單波、雙波、混合單波/雙波、對撞等多種傳播模態(tài)。劉世杰等還開展了飛行馬赫數(shù)4.5、高度18.5 km條件下的旋轉(zhuǎn)爆震沖壓發(fā)動機(jī)自由射流試驗(yàn)，樣機(jī)總長僅660 mm，實(shí)現(xiàn)了氫氣旋轉(zhuǎn)爆震的穩(wěn)定工作，爆震波傳播頻率13.42 kHz，燃料比沖2510 s。

液態(tài)碳?xì)淙剂鲜前l(fā)動機(jī)的理想燃料，但與目前廣泛使用的氫氣相比，活性相對較低，燃燒前還有霧化、蒸發(fā)等過程，旋轉(zhuǎn)爆震波穩(wěn)定自持難度較大，傳播速度較低，速度虧損較大。劉世杰等開展了乙烯燃料旋轉(zhuǎn)爆震直連試驗(yàn)，當(dāng)量比為0.79時，爆震波傳播速度為735 m/s，為C-J速度的43.7%。閻寶林等在加熱空氣中實(shí)現(xiàn)了3種液體燃料旋轉(zhuǎn)爆震的穩(wěn)定工作，爆震波傳播速度約為1065～1120 m/s。鄭權(quán)等在富氧空氣中實(shí)現(xiàn)了汽油和煤油等的旋轉(zhuǎn)爆震穩(wěn)定工作，爆震波傳播速度約1022.2～1171.8 m/s，且主要以對撞模態(tài)傳播。在乙烯和空氣旋轉(zhuǎn)爆震試驗(yàn)中，彭皓陽等發(fā)現(xiàn)恰當(dāng)化學(xué)當(dāng)量比下同向雙波模態(tài)的旋轉(zhuǎn)爆震波傳播速度可達(dá)1228.68 m/s，為C-J速度的67.4%。周勝兵等開展了氫氣、乙烯與乙炔混合燃料的旋轉(zhuǎn)爆震試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)爆震波傳播速度約為C-J速度的65%。鐘也磐等采用預(yù)裂解煤油和富氧空氣開展了旋轉(zhuǎn)爆震試驗(yàn)，爆震波傳播速度為C-J速度的45%～60%，還觀察到了傳播過程中的解耦再起爆現(xiàn)象。胡洪波等開展了煤油富燃燃?xì)馀c空氣（氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)0.29～0.37）的旋轉(zhuǎn)爆震試驗(yàn)，爆震波的傳播速度約為926.3～1034.0 m/s。Walters等開展了甲烷和空氣的旋轉(zhuǎn)爆震試驗(yàn)，爆震波的傳播速度約為C-J速度的58%～68%。在Baratta等開展的甲烷和富氧空氣的旋轉(zhuǎn)爆震試驗(yàn)中，爆震波的傳播速度約為C-J速度的60%。Prakash等開展了甲烷和氧氣旋轉(zhuǎn)爆震流場數(shù)值計算，爆震波傳播速度為C-J速度的57%～62%。

彭皓陽等結(jié)合高速攝影發(fā)現(xiàn)，帶凹腔燃燒室的回流區(qū)中存在周期性值班火焰，分析認(rèn)為值班火焰縮短了誘導(dǎo)時間，拓寬了乙烯和空氣的旋轉(zhuǎn)爆震貧燃極限。劉世杰和彭皓陽等提出了基于凹腔的旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室構(gòu)型，結(jié)合圓筒型燃燒室和Laval噴管實(shí)現(xiàn)了乙烯、甲烷在常溫空氣中的高強(qiáng)度、高傳播速度的旋轉(zhuǎn)爆震。王宇輝等也在圓筒型燃燒室中實(shí)現(xiàn)了乙烯旋轉(zhuǎn)爆震的高速傳播。

在沖壓工作條件下，高溫空氣會加劇旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室中的非爆震燃燒，可能影響爆震波的強(qiáng)度和自持傳播范圍等。針對相關(guān)問題，本文開展了模擬飛行馬赫數(shù)5.0條件下的旋轉(zhuǎn)爆震直連試驗(yàn)，在同一燃燒室中實(shí)現(xiàn)了超聲速來流條件下氣態(tài)乙烯和常溫煤油旋轉(zhuǎn)爆震的穩(wěn)定工作，分析了碳?xì)淙剂闲D(zhuǎn)爆震傳播特性，研究了當(dāng)量比對乙烯旋轉(zhuǎn)爆震波傳播頻率和強(qiáng)度的影響。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)

1.1 旋轉(zhuǎn)爆震直連試驗(yàn)系統(tǒng)

旋轉(zhuǎn)爆震直連試驗(yàn)系統(tǒng)由測控系統(tǒng)、氣源、連接管路、試驗(yàn)臺架等組成?？晒?yīng)的燃料包括氫氣、氣態(tài)碳?xì)淙剂?、煤油等。圖1為旋轉(zhuǎn)爆震直連試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?shí)物圖，空氣加熱器產(chǎn)生的高溫高壓空氣進(jìn)入轉(zhuǎn)接段和試驗(yàn)段，其中試驗(yàn)段包括超聲速噴管、隔離段、爆震燃燒室和尾噴管，截面均為環(huán)形。

圖 1 旋轉(zhuǎn)爆震直連試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig. 1 Rotating detonation direct connected test model

旋轉(zhuǎn)爆震直連試驗(yàn)使用的燃料為乙烯和常溫煤油，燃料通過沿圓周方向均勻分布的噴孔進(jìn)行噴注，噴注位置位于隔離段與爆震燃燒室之間的擴(kuò)張流道內(nèi)。燃料流量通過限流裝置和燃料供應(yīng)主管路的壓力進(jìn)行調(diào)節(jié)。采用切向安裝的熱射流管實(shí)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)爆震波的起爆，熱射流管工作介質(zhì)為氫氣和氧氣。采用PR-23SY型壓力傳感器（Keller公司）測量管路壓力，采集頻率為500 Hz，量程為12～16 MPa，精度為0.5% FS。

為分析旋轉(zhuǎn)爆震的傳播特性，在隔離段和燃燒室外壁面軸向和周向不同位置布置了PCB 113B24型高頻壓力傳感器（采集頻率2 MHz）和M7000型低頻壓力傳感器（采集頻率500 Hz，量程700 kPa，精度0.5% FS）。

1.2 試驗(yàn)工況與時序

采用燃燒型三組元空氣加熱器模擬吸氣式發(fā)動機(jī)飛行時的高總溫來流條件。加熱器設(shè)計總溫為1250 K，加熱空氣中氧氣摩爾分?jǐn)?shù)為21.0%，與標(biāo)準(zhǔn)大氣相同。

試驗(yàn)中加熱器工作約3.5 s（t=18.3～20.7 s），加熱器室壓p較為平穩(wěn)，約為1.88 MPa，略高于設(shè)計值1.8 MPa，如圖2（a）所示。圖2（b）為采用總溫耙測量的超聲速噴管出口處總溫結(jié)果，18.3～20.7 s的平均總溫T為1154.4 K，略低于設(shè)計總溫1250 K。

圖 2 加熱器室壓與總溫測量結(jié)果Fig. 2 Measured results of total pressure and total temperature of air heater

圖3為旋轉(zhuǎn)爆震直連試驗(yàn)時序圖。工作過程為：空氣加熱器三組元推進(jìn)劑管路填充、點(diǎn)火和工作；進(jìn)行試驗(yàn)啟動判別（目的是判斷加熱器是否正常工作，判斷依據(jù)為加熱器燃燒室壓力是否達(dá)到設(shè)計壓力）；若加熱器正常工作，按照實(shí)線所示時序進(jìn)行試驗(yàn)（起爆管推進(jìn)劑填充、旋轉(zhuǎn)爆震燃料噴注、起爆管點(diǎn)火起爆、旋轉(zhuǎn)爆震工作、旋轉(zhuǎn)爆震結(jié)束、加熱器結(jié)束工作），旋轉(zhuǎn)爆震工作時間可由時序中的Δt調(diào)整；若加熱器未正常工作，則不啟動后續(xù)旋轉(zhuǎn)爆震時序，試驗(yàn)結(jié)束。

圖 3 試驗(yàn)時序圖Fig. 3 Experimental test time sequence

表 1 試驗(yàn)工況Table 1 Experiment condition

2 結(jié)果與討論

2.1 乙烯旋轉(zhuǎn)爆震傳播過程分析

以4#試驗(yàn)為例分析直連試驗(yàn)結(jié)果（乙烯當(dāng)量比為0.72）。試驗(yàn)過程中的加熱器室壓p，隔離段壁面壓力p、p、p以及爆震燃燒室壓力p～p隨時間的變化如圖4所示。加熱器室壓p平均值為1.92 MPa，與設(shè)計值1.80 MPa基本一致。

根據(jù)圖4（a）可知，加熱器穩(wěn)定工作時間為3.51 s（15.53～19.04 ms）。在加熱器穩(wěn)定工作時間段內(nèi)，隔離段壓力保持不變。假設(shè)超聲速噴管和隔離段中為等熵流動，當(dāng)?shù)貧饬黢R赫數(shù)Ma由下式計算：

圖 4 4#試驗(yàn)壓力測量結(jié)果Fig. 4 Pressure results of test 4#

式中，p、Ma和分別為壓力、馬赫數(shù)和比熱比。

根據(jù)加熱器穩(wěn)定工作階段的加熱器室壓p以及隔離段壁面壓力p、p、p，可得隔離段3個傳感器所在位置的氣流馬赫數(shù)分別為2.477、2.411和2.411。其中，隔離段第1個壓力測點(diǎn)距超聲速噴管出口約20 mm，氣流馬赫數(shù)2.477與超聲速噴管設(shè)計馬赫數(shù)2.5吻合較好；在隔離段第2、3個壓力測點(diǎn)處，隔離段內(nèi)外壁面均受邊界層發(fā)展影響，氣流壓力升高、速度稍有降低。

圖4（b）為4#試驗(yàn)爆震燃燒室不同位置壁面壓力隨時間的變化。在17.33 s時刻，爆震燃燒室壓力p～p迅速升高，最大值約為隔離段入口壓力的3.9倍，燃燒放熱持續(xù)時間（即旋轉(zhuǎn)爆震持續(xù)時間）為370 ms（t=17.33～17.70 s）。

圖5（a）為 高 頻 壓 力 傳 感 器PCB1、PCB2、PCB3的原始電壓信號。受高溫爆震燃燒產(chǎn)物的影響，原始電壓信號在試驗(yàn)過程中發(fā)生了溫漂現(xiàn)象，PCB1、PCB3處未能輸出有效電壓信號（電壓值接近–10 V），僅傳感器PCB2可持續(xù)工作。根據(jù)高頻壓力波形，旋轉(zhuǎn)爆震波持續(xù)時間約為360 ms（0.19～0.55 s）。根據(jù)高頻采集系統(tǒng)和低頻采集系統(tǒng)的時間同步關(guān)系，旋轉(zhuǎn)爆震工作時間為17.14～17.50 s；而基于壁面壓力判斷的旋轉(zhuǎn)爆震工作時間為17.33～17.70 s，共370 ms，與基于高頻壓力判斷的旋轉(zhuǎn)爆震工作時間基本一致。

圖 5 4#試驗(yàn)高頻壓力Fig. 5 High frequency pressure of test 4#

式中，D為燃燒室平均直徑，N為爆震波波頭數(shù)目。

由于僅有一個PCB傳感器正常工作，無法判斷爆震波波頭數(shù)目。若燃燒室中存在2個同向傳播的爆震波，爆震波傳播速度為1375 m/s；若存在3個同向傳播的爆震波，則爆震波傳播速度為917 m/s。在忽略溫度和壓力影響的情況下，C-J速度主要受當(dāng)量比的影響。當(dāng)量比為0.72、常溫常壓條件下乙烯和空氣的C-J速度為1700 m/s，2個爆震波時的傳播速度為C-J速度的80.9%，速度虧損約20.1%；3個爆震波時的傳播速度為C-J速度的53.9%，速度虧損約46.1%。參考文獻(xiàn)[8-18]的結(jié)果，碳?xì)淙剂媳鸩ǖ钠骄鶄鞑ニ俣燃s為735～1226 m/s，為C-J速度的43.7%～68%。假設(shè)4#試驗(yàn)中爆震波波頭數(shù)目為3個，爆震波傳播速度917 m/s，為C-J速度的53.9%，與文獻(xiàn)結(jié)果較為吻合。

圖 6 4#試驗(yàn)旋轉(zhuǎn)爆震波傳播頻率Fig. 6 Rotating detonation propagation frequency results of test 4#

穩(wěn)定工作階段的爆震波傳播頻率如圖6（a）所示，可知爆震波傳播過程總體較平穩(wěn)，平均傳播頻率為6.04 kHz。PCB壓力信號本身反映了旋轉(zhuǎn)爆震波傳播的周期特性，對原始壓力信號進(jìn)行快速傅里葉變換（FFT），得到如圖6（b）所示的功率譜分布圖。通過FFT變換得到的主頻為6.0707 kHz，與上述計算方法結(jié)果吻合較好。因此，在4#試驗(yàn)中，當(dāng)量比為0.72時，乙烯燃料旋轉(zhuǎn)爆震穩(wěn)定工作的傳播頻率為6.04 kHz；在旋轉(zhuǎn)爆震工作過程中，隔離段入口氣流速度約保持為Ma=2.5，即模擬飛行條件下進(jìn)氣道出口未受到旋轉(zhuǎn)爆震波的影響。

2.2 試驗(yàn)工況的影響

在不同當(dāng)量比下開展了系列試驗(yàn)，在當(dāng)量比0.43～0.99范圍內(nèi)均實(shí)現(xiàn)了旋轉(zhuǎn)爆震波的起爆和穩(wěn)定傳播。

圖7（a）給出了爆震燃燒室高頻壓力FFT主頻f和燃燒室沿程壁面壓力最大值p（記為燃燒室壓力）隨當(dāng)量比的變化情況。爆震燃燒室高頻壓力FFT主頻f（即爆震波平均傳播頻率）和燃燒室壓力均基本隨當(dāng)量比增大而線性升高，燃燒放熱強(qiáng)度增大。圖7（b）為隔離段出口端壓力p、p隨當(dāng)量比的變化。當(dāng)量比為0.43～0.64時，爆震燃燒反壓影響區(qū)域位于p測點(diǎn)下游；當(dāng)量比增大至0.72～0.99時，燃燒室壓力提高、爆震反壓影響區(qū)域前移至p測點(diǎn)處。整個試驗(yàn)工況范圍內(nèi)，旋轉(zhuǎn)爆震穩(wěn)定工作時隔離段壓力p保持不變，即旋轉(zhuǎn)爆震燃燒反壓區(qū)域位于隔離段p測點(diǎn)下游。

圖 7 不同當(dāng)量比下的旋轉(zhuǎn)爆震波傳播主頻及燃燒室和隔離段壓力Fig. 7 Rotating detonation propagation frequency，and pressure in the combustor and isolator under different equivalent ratios

為進(jìn)一步分析爆震波強(qiáng)度等隨當(dāng)量比的變化，統(tǒng)計了系列試驗(yàn)過程中同一燃燒室壓力測量位置的爆震波高頻壓力平均峰值，如圖8所示。

圖 8 不同當(dāng)量比下的爆震波高頻壓力平均峰值Fig. 8 Averaged detonation wave pressure peaks under different equivalent ratios

隨著當(dāng)量比增大，爆震波高頻壓力平均峰值先升高后降低，即爆震波相對強(qiáng)度隨當(dāng)量比增大先升高后降低。爆震波高頻壓力平均峰值最大值對應(yīng)的當(dāng)量比約為0.72。

在當(dāng)量比0.45～0.72范圍內(nèi)，燃料流量隨當(dāng)量比增大而逐漸增大，燃燒放熱量升高，故爆震燃燒室壓力和傳播頻率逐漸增大。當(dāng)量比增大至0.8、0.9時，燃燒放熱量、爆震燃燒室壓力和傳播頻率進(jìn)一步升高，但爆震波高頻壓力平均峰值逐漸降低，這與較高當(dāng)量比下爆震波前爆燃燃燒增加有關(guān)。原因可能在于：旋轉(zhuǎn)爆震屬于邊混合邊燃燒的過程，新一輪可燃混合氣與上一輪旋轉(zhuǎn)爆震燃燒產(chǎn)物在交界面上接觸并形成提前燃燒；當(dāng)量比增大后，燃燒產(chǎn)物溫度升高，加劇了提前燃燒，從而降低了旋轉(zhuǎn)爆震的燃燒放熱量和高頻壓力平均峰值。

爆震波前可燃混合氣的提前燃燒還會導(dǎo)致可燃混合氣溫度升高，從而降低爆震波壓比和峰值壓力。另外，爆震燃燒室壓力升高會降低燃燒室入口氣流速度，增加可燃混合氣在旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室內(nèi)的停留時間和因此導(dǎo)致的提前爆燃燃燒量，并加劇燃料噴嘴附近的局部邊界層分離以及可燃混合氣與高溫旋轉(zhuǎn)爆震燃燒產(chǎn)物的接觸時間，進(jìn)一步降低爆震燃燒放熱量和爆震波強(qiáng)度。與當(dāng)量比0.8、0.9的工況相比，當(dāng)量比1.0時高頻壓力平均峰值稍有升高，可能原因是：與當(dāng)量比0.8、0.9的工況相比，當(dāng)量比1.0工況下旋轉(zhuǎn)爆震波前的提前爆燃不足以消耗增加的燃料流量，故高頻壓力平均峰值又稍有升高。

針對試驗(yàn)構(gòu)型開展了三維非預(yù)混旋轉(zhuǎn)爆震燃燒流場計算（乙烯當(dāng)量比1.0）。對穩(wěn)定傳播階段的隔離段和燃燒室沿程壓力進(jìn)行面積平均處理，并與試驗(yàn)所得時間平均沿程壓力分布結(jié)果對比，如圖9所示。試驗(yàn)和計算結(jié)果均捕捉到了隔離段壓力升高過程，燃燒室中形成了壓力平臺，試驗(yàn)所得最大無量綱燃燒室壓力為3.9，低于計算值4.6，這與計算采用的總包化學(xué)反應(yīng)模型和忽略壁面?zhèn)鳠嵊嘘P(guān)。另外，試驗(yàn)中燃燒室最大壓力起始位置更靠近上游，這表明燃燒放熱位置更提前，如圖中紅色箭頭標(biāo)注所示。燃燒室最大壓力起始位置更靠近上游的原因可能在于：高度較低的隔離段中存在安裝激波，使得流動分流、爆燃燃燒提前，燃燒反壓影響區(qū)域前移；同時，爆震波燃燒放熱量減少、強(qiáng)度降低，燃燒室最大壓力降低且位置向上游移動。

圖 9 隔離段和燃燒室沿程壓力計算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig. 9 Comparison of computational and experimental results of pressure distribution in the isolator and combustor

2.3 常溫煤油旋轉(zhuǎn)爆震傳播過程初步分析

以常溫煤油為燃料初步開展了直連試驗(yàn)，當(dāng)量比為0.70。試驗(yàn)過程中的加熱器室壓p，隔離段壁面壓力p、p、p以及爆震燃燒室沿程壓力p～p如圖10所示。在圖10（a）中，起爆后隔離段壓力p出現(xiàn)了波動，但最終恢復(fù)穩(wěn)定，且基本不受旋轉(zhuǎn)爆震的影響。原因可能包括：一方面，煤油燃料旋轉(zhuǎn)爆震波的傳播穩(wěn)定性低于乙烯；另一方面，煤油燃料的旋轉(zhuǎn)爆震波波頭數(shù)目少于乙烯，但傳播速度與乙烯基本一致，使得煤油燃料旋轉(zhuǎn)爆震波對來流的影響更為強(qiáng)烈，需要更長時間形成穩(wěn)定流場。其他結(jié)果與圖4類似，不再贅述。

圖 10 8#試驗(yàn)壓力結(jié)果Fig. 10 Pressure results of test 8#

圖11（a）為8#試驗(yàn)的高頻壓力局部放大圖，壓力具有明顯的周期性和脈動特征，判斷形成了旋轉(zhuǎn)爆震波。圖11（b）為FFT結(jié)果，主頻為3.97 kHz，判斷形成了2個爆震波。采用2.1節(jié)的方法進(jìn)行計算，煤油燃料旋轉(zhuǎn)爆震波的傳播速度約為904 m/s。與工況相近、當(dāng)量比為0.72的4#乙烯旋轉(zhuǎn)爆震試驗(yàn)結(jié)果相比，煤油燃料旋轉(zhuǎn)爆震波波頭數(shù)目減少、傳播速度基本一致（略有降低）。

煤油燃料旋轉(zhuǎn)爆震試驗(yàn)圖像如圖12（a）所示。旋轉(zhuǎn)爆震工作過程中，燃燒室火焰為透明的淡藍(lán)色，尾噴管出口無明顯火焰。圖12（b）為形成外燃（爆燃）時的圖像，尾噴管出口火焰明顯長于旋轉(zhuǎn)爆震時尾噴管出口火焰。

圖 11 8#試驗(yàn)高頻壓力結(jié)果Fig. 11 High frequency pressure results of test 8#

3 結(jié) 論

在模擬飛行馬赫數(shù)5.0條件下開展了乙烯和常溫煤油旋轉(zhuǎn)爆震直連試驗(yàn)，得到如下結(jié)論：

1）在乙烯當(dāng)量比0.43～0.99范圍和常溫煤油當(dāng)量比0.7工況下實(shí)現(xiàn)了旋轉(zhuǎn)爆震波的穩(wěn)定傳播。旋轉(zhuǎn)爆震工作期間，隔離段入口始終保持為馬赫數(shù)2.5，未受到旋轉(zhuǎn)爆震的影響。

2）通過高頻壓力測量，乙烯旋轉(zhuǎn)爆震波傳播頻率范圍為5.32～6.42 kHz，爆震燃燒室平均壓力和爆震波平均傳播頻率均隨當(dāng)量比的增大而線性增大。當(dāng)量比為0.72時，燃燒室內(nèi)為3個爆震波頭，速度虧損約為46%。

3）隨著乙烯當(dāng)量比增大，爆震波高頻壓力平均峰值先升高后降低。當(dāng)量比較高時爆震波高頻壓力平均峰值降低，可能是爆燃比例相對增大導(dǎo)致的。

圖 12 煤油燃料旋轉(zhuǎn)爆震試驗(yàn)圖像Fig. 12 Photography of kerosene-fueled test results

4）與隔離段壁面沿程壓力相比，旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室的壁面壓力迅速升高并形成了壓力平臺。

5）以乙烯相比，煤油為燃料時的旋轉(zhuǎn)爆震波波頭數(shù)目減少，傳播速度基本一致。