王 瑋，邱 華，范 瑋，熊 姹，嚴傳俊

（西北工業(yè)大學 動力與能源學院，西安 710072）

0 引 言

脈沖爆震發(fā)動機［1－2］（Pulse Detonation Engine，簡稱PDE）是一種利用脈沖式爆震波產(chǎn)生推力的新概念發(fā)動機。它具有熱循環(huán)效率高、結(jié)構(gòu)簡單、適用范圍廣等優(yōu)點。經(jīng)過多年研究，PDE在燃料的噴射與混合、穩(wěn)定點火、可靠起爆及爆震過程的精確控制等關(guān)鍵技術(shù)方面取得了很大突破。近年來出現(xiàn)了以間歇爆震燃燒取代傳統(tǒng)渦扇／渦噴發(fā)動機等壓燃燒的發(fā)動機結(jié)構(gòu)方式，即脈沖爆震渦輪組合發(fā)動機，由于爆震燃燒波的增壓作用，理論計算表明該方案發(fā)動機推進性能將大大高于現(xiàn)有傳統(tǒng)發(fā)動機。為獲得高性能的脈沖爆震發(fā)動機，當前仍有很多關(guān)鍵技術(shù)需要突破，其中最核心的是如何在最短距離獲得充分發(fā)展的爆震波。

爆震波的起爆有直接和間接兩種方式：對于碳氫燃料／空氣混合物，直接起爆點火能量為兆焦耳級［3］，與其對應(yīng)點火設(shè)備的質(zhì)量和體積也很龐大，相應(yīng)的發(fā)動機結(jié)構(gòu)復雜；間接起爆主要是指采用較低點火能量利用爆燃向爆震轉(zhuǎn)變（Deflagration to Detonation Transition，簡稱DDT）的起爆方式，這種方式的點火系統(tǒng)簡單，是目前脈沖爆震發(fā)動機普遍采用的起爆方法，由于存在DDT過程，故爆震室較長?？s短DDT轉(zhuǎn)變距離的常用方法是在爆震室內(nèi)加各種類型的障礙物，如環(huán)狀孔板［4］、Shchelkin螺紋［5］等等，相比于未加障礙物的光管，這種方式大大縮短了DDT距離，然而這離實際應(yīng)用還有差距。通過改善障礙物結(jié)構(gòu)可以進一步縮短DDT距離，然而由于DDT轉(zhuǎn)變過程的復雜性，這種優(yōu)化主要依賴于試驗。一般認為DDT距離至少大于10倍胞格尺寸，對于高碳氫燃料／空氣混合物，恰當比下的胞格尺寸一般在50mm左右［6］，由此可知，DDT距離至少在0.5m 以上，若再考慮點火位置前的燃油噴射摻混段長度，爆震室軸向長度仍大于現(xiàn)有航空發(fā)動機燃燒室長度。

在DDT轉(zhuǎn)變距離限制的條件下，為縮短爆震室軸向尺寸，可以采用曲管爆震室替代現(xiàn)有國內(nèi)外普遍研究的直管爆震室。以美國海軍研究生院單管PDE［7］和GE公司的多管脈沖爆震渦輪組合系統(tǒng)為例［8］，其爆震室軸向長度均大于0.8m。如圖1左圖所示，可以使單爆震管沿圓周斜向布置，將直管形式改變?yōu)榍苄问?，進而滿足實際應(yīng)用發(fā)動機對燃燒室尺寸的要求。

圖1 PDE直管爆震室變曲管爆震室方式Fig.1 Bending mode of straight PDE chamber to spiral

對于曲管中爆震波形成、轉(zhuǎn)變及傳播特性的研究，國內(nèi)外主要研究如何預防可燃氣體在管道爆炸，以及已充分發(fā)展的爆震波在彎曲管道中的傳播特性等，而對爆燃向爆震的轉(zhuǎn)變特性，則主要在直管中進行研究。當爆震波在彎管中傳播時，由于彎管凹壁和凸壁影響，誘導激波與化學反應(yīng)區(qū)可能發(fā)生分離，從而使爆震波衰減［9］；Thomas等人指出爆震波能否在彎曲管道中傳播與彎管的曲率半徑及管內(nèi)壓力有很大關(guān)系，曲率半徑過小將導致預混氣爆震局部熄滅，壓力過低也會促使爆震波熄滅［10］，熄滅后也有可能在彎管局部出現(xiàn)二次起爆［11］。以上研究雖未直接涉及曲管中DDT轉(zhuǎn)變特性，但有關(guān)結(jié)論仍可用來指導彎曲爆震室的設(shè)計。

筆者主要研究在縮短爆震室軸向長度的同時，如何在最短距離內(nèi)獲得充分發(fā)展的爆震波；以及對曲管爆震室內(nèi)爆震起爆以及爆震波在曲管內(nèi)的傳播性能和螺旋結(jié)構(gòu)基本幾何參數(shù)對脈沖爆震發(fā)動機性能的影響做出初步討論。

1 試驗裝置及試驗方法

1.1 螺旋脈沖爆震管冷態(tài)實驗

通過對前期直管中采用Shchelkin螺紋障礙物實現(xiàn)爆燃向爆震轉(zhuǎn)變的研究結(jié)果進行分析表明，Shchelkin螺紋障礙物的使用將增大爆震管中冷態(tài)流動時沿程損失，增大沿程損失對縮短DDT轉(zhuǎn)變距離是有利的，因此對于其中一種曲管型式——螺旋爆震管，也有可能存在這一規(guī)律，因此有必要測量不同曲率、撓率下螺旋爆震管的冷態(tài)流阻，這可以為以后數(shù)據(jù)分析及規(guī)律總結(jié)提供一定的試驗數(shù)據(jù)參考。試驗過程中使用同一根金屬軟管（波紋管），長2000mm，通過設(shè)計加工的簡易彎曲定型架可以實現(xiàn)不同節(jié)距P和中徑D的螺旋尺寸，表1中給出了實驗中9種不同爆震管的幾何參數(shù)。

表1 實驗中不同爆震管幾何參數(shù)Table1 Geometric parameters of the 9different detonation tubes

其中R、γ分別為管內(nèi)軸線曲率半徑和撓率半徑，采用式（1）和（2）計算；α為螺旋角度，以弧度為單位，采用式（3）計算；L為螺旋段軸向長度。采用總壓探針測量不同螺旋結(jié)構(gòu)下金屬軟管進口和出口總壓，進口空氣流量由流量計測量，最終可以得出不同螺旋結(jié)構(gòu)下的流阻，總結(jié)出流阻和曲率及撓率的關(guān)系。

1.2 螺旋脈沖爆震管熱態(tài)實驗

不同曲率和撓率下的螺旋結(jié)構(gòu)對爆震管冷阻特性有影響，同樣地，也會影響該爆震管中爆燃向爆震轉(zhuǎn)變特性。

圖2是本部分研究的試驗裝置原理圖，可以看到由兩部分組成，前部分為混合點火段，后部分為爆震試驗段。試驗采用高能火花塞放電點火，點火能量為1J。

圖2 試驗裝置原理圖Fig.2 Schematic of experimental setup

混合點火段是長660mm的直管，內(nèi)有Shchelkin螺紋結(jié)構(gòu)，其主要作用是將來流空氣和燃料混合，經(jīng)火花塞放電點燃后，在Shchelkin螺紋障礙物的作用下，為后部分研究爆震管提供一定壓力和速度的進口氣流條件。在混合點火段上有兩個傳感器安裝位置（P1和P2），P1距推力壁35mm，點火位置在P1和P2之間，距P1位置210mm，P2距點火位置250mm。試驗研究過程中該結(jié)構(gòu)保持不變。爆震試驗段為長2000mm的金屬軟管，沿著爆震管方向在其上布置了5個傳感器安裝座，P3距軟管左端350mm，距P2位置515mm，P3～P7為等間距布置，間距為350mm，P7位置距離軟管出口335mm。實驗中通過簡易彎曲定型架將金屬軟管安裝成不同截距和中徑的螺旋結(jié)構(gòu)。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 冷態(tài)流阻試驗結(jié)果及分析

圖3是金屬軟管在不同幾何尺寸下試驗測量的進出口總壓恢復系數(shù)與來流空氣流量的數(shù)據(jù)。從圖中可以看到，在相同來流流量下，直管試驗段的總壓恢復系數(shù)最大，不同結(jié)構(gòu)尺寸的螺旋結(jié)構(gòu)對應(yīng)的總壓恢復系數(shù)也不同。

圖3 爆震管總壓恢復系數(shù)與來流空氣流量關(guān)系Fig.3 Total pressure recovery coefficient as a function of inlet mass flow rate

結(jié)合表1，由圖3可見，來流流量越大，螺旋管總壓恢復系數(shù)越?。辉诒３致菪苤袕讲蛔兊那闆r下，螺旋管流阻隨節(jié)距增大而減小；在保持螺旋節(jié)距不變的情況下，中徑越大螺旋管流阻越大。再者由圖3可見，螺旋2和螺旋4在相同的來流條件下總壓恢復系數(shù)相近，螺旋5～8也有類似結(jié)果。對照表1，可以發(fā)現(xiàn)螺旋2和螺旋4撓率接近，螺旋5～8這兩組螺旋結(jié)構(gòu)的曲率半徑相近?？梢钥偨Y(jié)出在D＜P／π時撓率半徑相似的螺旋結(jié)構(gòu)流阻相近，發(fā)動機總壓恢復系數(shù)受撓率影響較大；D＞P／π時曲率半徑接近螺旋結(jié)構(gòu)流阻相近，總壓恢復系數(shù)受曲率影響較大。整體上說螺旋撓率半徑越大發(fā)動機總壓恢復系數(shù)越大，流阻越小，但此規(guī)律并不是很明顯，還需要進一步研究。

2.2 熱態(tài)爆震試驗結(jié)果及分析

發(fā)動機流阻越大，越有利于可爆混合物混合均勻。根據(jù)冷態(tài)流阻實驗，螺旋5、6、7和8四種結(jié)構(gòu)，流阻較大，且在相同來流條件下流阻相近，故研究表1中螺旋5～8四種結(jié)構(gòu)，這樣在研究螺旋爆震室的結(jié)構(gòu)參數(shù)對發(fā)動機性能影響時，可以盡量減小流阻的影響。

對于所有不同結(jié)構(gòu)的爆震試驗段，熱態(tài)試驗過程中都供給相同的進口空氣流量，約為0.075kg／s，燃油為汽油，當量比約在1.1附近，直管發(fā)動機點火頻率為5Hz，螺旋爆震管發(fā)動機點火頻率為2Hz，由于點火間隔時間較長，因此可以忽略工作循環(huán)間的影響，即認為本實驗是單次試驗。

圖4是直管爆震發(fā)動機以5Hz頻率工作時，壓電式壓力傳感器所采集到的壓力信號曲線。從圖4中的壓力信號可以看出在傳感器6位置所得壓力已經(jīng)超過1.4MPa，傳感器7的位置所得壓力峰值已經(jīng)大于1.6MPa，均接近同等工況下C－J點爆震波壓力（1.86MPa），符合弱爆震壓力特征。

圖5是螺旋1結(jié)構(gòu)爆震發(fā)動機以2Hz頻率工作時，壓力傳感器所采集到的壓力信號。由圖5可見傳感器5位置壓力峰值大于1.4MPa，傳感器6、7位置壓力峰值接近2MPa，即傳感器5位置以后壓力峰值均大于C－J爆震壓力的80%，符合爆震形成壓力特征。

圖4 直管試驗所測得壓力波形圖Fig.4 Experimental pressure profiles of straight PDE

圖5 螺旋5結(jié)構(gòu)爆震發(fā)動機試驗壓力波形圖Fig.5 Experimental pressure profiles of spiral5PDE

其它3種螺旋結(jié)構(gòu)脈沖爆震發(fā)動機熱態(tài)試驗，同樣可以得到類似圖5的壓力曲線，在這里不再重復。綜合以上結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)螺旋結(jié)構(gòu)爆震發(fā)動機可以穩(wěn)定、連續(xù)工作。

圖6是5種結(jié)構(gòu)下P4～P7位置的壓力波形圖，由圖6（a）可見，對于結(jié)構(gòu)為直管的爆震試驗段，P4～P6位置的壓力信號存在較長的上升沿，壓力階躍出現(xiàn)在P7位置，P7位置壓力峰值為1.6MPa，根據(jù)圖中P6和P7壓力曲線時間間隔，壓縮波在位置P6和P7間的傳播速度為667m／s，可以認為爆震波未在P7位置前形成。由圖6中四種螺旋結(jié)構(gòu)壓力曲線（圖6（b）～（e））可見，各螺旋結(jié)構(gòu)P4位置壓力曲線存在較長的上升沿，這表明火花放電點火后形成的初始擾動或壓縮波傳到了P4位置，另一方面點火產(chǎn)生的初始火焰不斷加速，最終在P5位置前某處迅速形成局部爆炸，爆炸產(chǎn)生的壓縮波向爆震管上游和下游傳播，向下游傳播的壓縮波最終趕上初始火花放電形成的初始擾動，從而形成前導激波繼續(xù)向下游傳播，該激波由緊隨其后的火焰前鋒驅(qū)動。各螺旋結(jié)構(gòu)P4～P5位置間壓縮波傳播速度在470～570m／s之間，該前導激波傳播速度不斷增加，在P5～P6位置間其平均傳播速度為810～880m／s，基本達到CJ爆震波傳播速度的一半，同時P6位置壓力峰值約為2.0MPa，高于CJ壓力，由于試驗采用的是空氣和液態(tài)汽油的兩相可爆混合物，可以認為P6位置已形成非理想爆震，進一步地，該平均波速又繼續(xù)升高到P6～P7位置間的1270～1410m／s。

因此，相比于直管，當前試驗采用的螺旋結(jié)構(gòu)可以形成爆震，且可以縮短DDT距離，采用螺旋結(jié)構(gòu)后，爆震波形成位置提前到P6處，距點火位置1.73m，爆震管水平長度縮短了0.78～1.28m。

在不同螺旋結(jié)構(gòu)對爆震波形成距離的影響方面，從目前的壓力測點數(shù)據(jù)分析很難發(fā)現(xiàn)當前所研究螺旋結(jié)構(gòu)的差異性，但另一方面，可以通過波的傳播時間間接研究其差異性。表2給出了圖6試驗結(jié)果下相應(yīng)的特征時間平均值的統(tǒng)計數(shù)據(jù)，其中tdly為點火延遲時間，定義為圖2中點火位置處火花放電到傳感器P3位置壓力曲線上升到峰值10%的時間間隔；Δt4，7為波由P4位置傳到P7位置間的時間間隔，即爆震波形成及傳播時間。

點火延遲時間tdly又可細分為可爆混合物著火時間、可爆混合物著火形成的初始火核傳播時間及弱壓力擾動傳播時間，其主要取決于試驗器內(nèi)點火前的初始流場，如流速、當量比、燃油霧化特性及其分布等等。由于本實驗對于不同爆震試驗段采用的是相同空氣流量及當量比，因此對于點火延遲時間，不同試驗結(jié)構(gòu)引起的最大差異在于爆震管內(nèi)氣流流速，基于圖3及螺旋管曲率影響結(jié)果可知，在相同的流量下爆震管內(nèi)進口流速最大的是直管試驗段，以下依次為螺旋6、螺旋5、螺旋8和螺旋7。按照理論分析爆震管內(nèi)氣體流速高，則初始火核傳播速度及擾動傳播速度快，相應(yīng)的點火延遲時間應(yīng)該縮短。表2是不同試驗段特征時間的統(tǒng)計數(shù)據(jù)，其中tdly趨勢與此分析結(jié)果不同，可見在螺旋爆震管研究中不僅需要考慮流速和當量比，還應(yīng)考慮燃油霧化和螺旋上下內(nèi)壁面反射等其它因素。

表2 壓力曲線特征時間平均值Table2 Average characteristic time of pressure profiles

當壓力擾動及初始低速火焰?zhèn)鞑サ轿恢肞3下游某處時，爆震管內(nèi)可爆混合物將產(chǎn)生局部爆炸，形成復雜的激波系，不同爆震管結(jié)構(gòu)對應(yīng)的激波系及傳播方式都有很大差異，其最終將影響爆震波形成及傳播時間，即爆震波形成及傳播時間Δt4，7反映了爆震管結(jié)構(gòu)的差異，該時間越短，相應(yīng)的DDT轉(zhuǎn)變時間越短。由表2可見，相對于直管螺旋爆震管DDT時間縮短了0.415～0.589ms不等。

表3對熱態(tài)爆震實驗中所采用的螺旋爆震管流阻和爆震相關(guān)特征時間做了大小排序。根據(jù)表3排序結(jié)果可見DDT時間與冷態(tài)流阻的大小規(guī)律不同。結(jié)合表1可見，DDT時間隨著螺旋曲率減小而減小。另一方面，由于所有螺旋結(jié)構(gòu)基本都是在P6位置形成爆震波，從降低冷態(tài)流阻、縮短爆震管軸向長度來看，螺旋爆震管8是最佳的。

表3 統(tǒng)計數(shù)據(jù)大小排序Table3 Order of statistical data

以下部分研究內(nèi)容還不夠完善仍需要繼續(xù)進行研究：雖然各結(jié)構(gòu)空氣及供油量相同，螺旋結(jié)構(gòu)DDT轉(zhuǎn)變時間小于直管結(jié)構(gòu)，但各結(jié)構(gòu)不同測點位置間的波傳播時間間隔差異較大，因此有必要對具體影響因素進行深入研究。

3 結(jié) 論

（1）通過螺旋爆震管冷態(tài)流阻實驗，得到在保持螺旋管中徑不變的情況下，螺旋管流阻隨節(jié)距增大而減?。辉诒３致菪?jié)距不變的情況下，中徑越大螺旋管流阻越大；螺旋爆震管流阻隨撓率半徑增加而減??；

（2）熱態(tài)實驗結(jié)果證明了螺旋構(gòu)型的爆震管可以穩(wěn)定持續(xù)工作；相對于直管，螺旋爆震管，可以縮短DDT時間，減小DDT距離，縮短爆震管水平長度，進一步增強爆震；螺旋爆震管DDT時間和DDT距離隨著螺旋曲率半徑減小而逐漸減小；

（3）研究結(jié)果表明，存在一種最優(yōu)的螺旋結(jié)構(gòu)在降低流阻的同時，縮短DDT時間和距離。比較本文熱態(tài)試驗中的四種螺旋結(jié)構(gòu)，從減小DDT時間和距離，并降低冷態(tài)流阻和縮短爆震管水平長度而言，螺旋8為最佳結(jié)構(gòu)。

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