康楊， 李寧， 黃孝龍， 翁春生

(南京理工大學 瞬態(tài)物理國家重點實驗室， 江蘇 南京 210094)

0 引言

脈沖爆轟發(fā)動機(PDE)是一種新概念發(fā)動機，其利用脈沖式爆轟波產生的高溫、高壓燃氣來獲得推力，具有結構簡單、比沖高、推重比大、工作范圍寬等優(yōu)點，因此PDE有潛力作為下一代航空航天推進系統(tǒng)的高性能推進裝置[1]。爆轟聲波是指PDE爆轟過程中在管外沖擊波、射流誘導激波等一系列復雜波系作用下引起的介質壓力脈動而產生的脈沖式強聲波。初步研究結果顯示，以PDE為推進系統(tǒng)的有人駕駛飛機正常工作時所產生的噪聲相當于B-1B轟炸機的噪聲水平[2]?？梢姡擯DE作為一種動力裝置工作時產生的強噪音和強振動會對飛行器的結構聲疲勞、整體工作性能以及安全構成嚴重威脅。噴管技術是PDE研究的重要部分[3]。噴管不但直接影響PDE的推進性能，而且會改變爆轟聲波特性參數(shù)，進而對飛行器安全等產生影響。環(huán)形噴管是一類結構較為特殊的噴管。在火箭發(fā)動機的研究中發(fā)現(xiàn)環(huán)形噴管對于提升發(fā)動機推力和比沖性能具有較大潛力[4]；在聲學研究中也發(fā)現(xiàn)環(huán)狀的活塞換能器可實現(xiàn)較為理想的聚焦效果[5]?；诃h(huán)形噴管的爆轟聲波特性分析不但可以滿足PDE推進基礎研究需要，還有望為特種環(huán)境下脈沖聲波軍事需求提供一條新的發(fā)展途徑。

針對PDE爆轟聲波的研究最早在21世紀初開展，因此國內外在PDE爆轟聲波領域的研究相對較少。國外針對PDE爆轟聲波的研究集中在氣態(tài)燃料PDE。Boesch等[6]搭建了單管PDE和6管PDE的噪聲測試系統(tǒng)并對單管和6管PDE管外不同距離處的聲壓進行了測量。通過對單管PDE爆轟噪聲的時域特性和頻譜特性研究分析發(fā)現(xiàn)，在合適的實驗初始條件下爆轟噪聲隨傳播距離的衰減規(guī)律符合理想爆炸波理論。Allgood等[7]對以乙烯為燃料的氣態(tài)燃料PDE噪聲的指向性進行了實驗研究，并研究了PDE填充系數(shù)、工作頻率和噴管結構等影響因素對PDE噪聲的影響。Glaser等[8]利用與Allgood等相同的測試系統(tǒng)和PDE系統(tǒng)研究了填充系數(shù)、當量比和點火頻率等PDE運行參數(shù)和全內螺紋噴管、穿孔噴管、鋸齒形噴管等不同噴管結構和不同直徑引射器對PDE噪聲的影響。Shaw等[9]通過實驗測試了12英尺范圍內以氫氣為燃料的單管至4管PDE噪聲，對比了鋸齒形噴管、出口處二次空氣射流、收斂噴管、分叉出口以及Helmholtz諧振腔5種抑制噪聲的措施對PDE噪聲的影響。Anand等[10]于2018年對美國辛辛那提大學在PDE噪聲方面的研究做了系統(tǒng)總結，詳細總結了PDE工作頻率、當量比、填充系數(shù)、可燃混合物氮氣稀釋率、噴管結構等參數(shù)對PDE噪聲的影響，并對比了雙管PDE與單管PDE噪聲特性。

國內針對PDE爆轟聲波的研究起步稍晚，但是研究對象均為液態(tài)燃料PDE，這更具有實際工程意義。Zheng等[11]對管徑50 mm以汽油為燃料的PDE在不同工作頻率下的噪聲輻射特性進行了研究。章雄偉等[12]對以汽油和空氣為燃料和氧化劑的PDE噪聲信號進行了時域和頻域分析，研究結果對PDE故障診斷有著積極的意義。Xu等[13]和許桂陽等[14]搭建了汽油- 空氣兩相PDE爆轟噪聲實驗系統(tǒng)，通過理論和實驗相結合的方法對爆轟噪聲波形、聲壓級、持續(xù)時間和指向性等聲學特性進行了系統(tǒng)研究，并研究了PDE管徑、噴管、引射器和PDE裝填條件對爆轟噪聲特性的影響。黃孝龍等[15-16]在此基礎上對多管PDE爆轟噪聲聲學特性、形成機理和傳播過程進行了全面研究；通過實驗研究了單管至4管PDE的近遠場噪聲特性并考慮了多管PDE組合方式、管間距、排列方式、獨立和共用噴管、PDE工作同步性等關鍵影響因素對多管PDE爆轟噪聲特性的影響。Kang等[17-18]和康楊[19]研究了橢球型反射罩對PDE爆轟聲波的影響以及封閉空間內PDE爆轟聲波的傳播特性。

本文以氣- 液兩相PDE為基礎，在開闊空間內搭建加裝環(huán)形噴管的PDE爆轟聲波實驗系統(tǒng)，通過實驗深入研究加裝環(huán)形噴管PDE爆轟聲波的時頻域信號特征、指向性和持續(xù)時間等聲學特性，探究環(huán)形噴管對PDE爆轟聲波形成和傳播過程的影響。研究結果可推動爆轟推進技術和脈沖聲波技術的進一步研究。

1 爆轟聲波實驗系統(tǒng)

為深入研究加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波聲學特性，在自由空間內搭建氣- 液兩相脈沖爆轟聲波實驗系統(tǒng)，如圖1所示，傳感器在PDE管外布置于與爆轟管中軸線等高的θ°方向，距PDE出口距離為r。

圖1 脈沖爆轟聲波實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system for pulse detonation acoustic wave

氣- 液兩相脈沖爆轟聲波實驗系統(tǒng)由PDE、燃料供給系統(tǒng)、氧化劑供給系統(tǒng)、點火系統(tǒng)、聲波測試系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集與處理系統(tǒng)組成。實驗系統(tǒng)中，PDE管徑60 mm，管長1.7 m，環(huán)形噴管通過法蘭盤鏈接加裝在PDE尾部。實驗中以92號汽油為液態(tài)燃料，富氧空氣為氧化劑，其中氧氣與氮氣體積分數(shù)分別為40%和60%，壓縮氧氣與壓縮氮氣由高壓氣瓶提供，通過安裝在氣瓶出口的減壓器調節(jié)出口壓力來控制進氣流量。壓縮氧氣與壓縮氮氣的供給開關由三路進氣管路上的電磁閥實現(xiàn)。燃料供給系統(tǒng)采用加壓式供油，當燃料供給系統(tǒng)的電磁閥打開時，燃料經(jīng)過精細霧化噴嘴初次霧化后噴射進入爆轟管混合室，其中部分燃料直接穿過混合室內安裝的文氏管喉部，另一部分燃料液滴噴射在文氏管的光滑表面，形成一層薄油膜。當氧化劑氣流流經(jīng)文氏管喉部時，由于文氏管喉部的收縮，氣流流速加速，二次霧化文氏管表面上的油膜。由此燃料和氧化劑在混合室內充分混合，形成霧化良好且混合均勻的可燃混合物，向點火室和爆轟室內填充。實驗中測得混合室內汽油液滴的索太爾平均直徑分布在50～100 μm。實驗中可以通過調節(jié)填充壓力控制反應物流量和當量比，本文選擇氧化劑和燃料的填充壓力為0.8 MPa，當量比為1，各爆轟循環(huán)中燃料和氧化劑均勻填滿爆轟管。點火系統(tǒng)由點火控制器和高能點火頭組成，點火控制器精確控制點火的時序，高能點火頭釋放1.5 J的點火能量，點燃可爆燃料與氧化劑混合物，在PDE內部強化燃燒裝置等內部結構的作用下形成穩(wěn)定傳播的爆轟波，本文實驗中的點火頻率均為5 Hz。爆轟波逸出管口后衰減蛻化形成爆轟聲波。爆轟聲波測試系統(tǒng)采用美國PCB公司生產的733系列預極化高振幅壓力麥克風，其量程(3%失真極限)為182 dB(以20 μPa為基準)，該麥克風需配合美國PCB公司生產的426B03型前置放大器共同使用。聲傳感器在使用時先采用丹麥GRAS公司生產的42AB型聲壓校準器進行標定，確定實時靈敏度以避免因當?shù)仫L速、溫度、濕度等引起的系統(tǒng)誤差，聲壓校準器校準精度為114 dB±0.2 dB(以20 μPa為基準)。測試角度θ°和測試距離r可以根據(jù)實驗要求進行調節(jié)。測試角度的定義為：沿著爆轟發(fā)動機出口氣流主方向為0°。本文實驗中，在PDE管外與爆轟管中軸線等高的軸向方向距管口10 m、15 m、20 m和25 m處，布置PCB 733系列聲學傳感器。在偏離軸向方向的30°、60°和90°方向也進行相同的聲學測試。聲波信號通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)的信號放大器和A/D轉換器處理后由美國NI公司生產的PXIe-1062Q型記錄儀記錄，采集軟件為LabView軟件編寫的16通道信號采集分析系統(tǒng)，測試過程中數(shù)據(jù)采樣率為500 kHz。

環(huán)形噴管結構示意圖如圖2所示，環(huán)形噴管的外壁是一個擴張型噴管，內錐是實心圓錐，圓錐頂點在擴張噴管中軸線上，圓錐底面與擴張噴管出口平齊。圖2中，d1、d2和d3分別為擴張噴管小徑、擴張噴管大徑和環(huán)形噴管內錐底面直徑，L1和L2分別為噴管管長和環(huán)形噴管內錐長度。環(huán)形噴管的具體參數(shù)如表1所示。圖3所示為環(huán)形噴管實物圖。

圖2 環(huán)形噴管結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of annular nozzle

表1 環(huán)形噴管結構尺寸參數(shù)

圖3 環(huán)形噴管實物圖Fig.3 View of annular nozzle

2 實驗結果討論與分析

爆轟聲波是一種典型的脈沖噪聲，PDE出口結構對爆轟聲波的時頻特性、峰值聲壓、指向性和持續(xù)時間等聲學特性具有重要影響。本文選取多次重復性實驗條件下的典型爆轟聲波信號進行分析，探討環(huán)形噴管對爆轟聲波聲學特性的影響。

2.1 時頻特性分析

首先對不同角度下加裝環(huán)形噴管爆轟聲波波形進行研究。圖4所示為0°、30°、60°和90°方向20 m測點處加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波波形圖。從圖4中可以看出，加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波在不同角度處的噪聲波形差異顯著。

圖4 不同方向上加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波波形圖Fig.4 Acoustic waveform of detonation acoustic waveof pulse detonation engine with annular nozzle in different directions

圖4(a)為0°方向的爆轟聲波波形，該噪聲波形存在2個噪聲峰值，第1個噪聲峰值為沖擊聲波，第2個噪聲峰值為射流聲波。射流聲波在沖擊聲波后0.61 ms到達，2個噪聲峰值相近，其聲壓值約為170 Pa。在射流聲波后，爆轟聲波聲壓下降至負壓，負壓持續(xù)時間4.53 ms，負向壓力峰值為84 Pa。圖4(b)為30°方向的爆轟聲波波形，該噪聲波形存在1個沖擊聲波峰值和一個射流聲波壓力平臺。從圖4(b)中可以看出：30°方向的爆轟聲波的沖擊聲波峰值為495.5 Pa；當沖擊聲波峰值到達后，爆轟聲波壓力下降到當?shù)芈晧焊浇淞髀暡ㄒ驳竭_測點，射流聲波與沖擊聲波到達時間相差0.62 ms，射流聲波到達測點后形成一個持續(xù)時長達1.45 ms的壓力平臺，射流聲波壓力平臺的聲壓在150～170 Pa范圍內波動。射流聲波壓力平臺的出現(xiàn)是由于當爆轟管內爆轟燃氣射流傳播出環(huán)形噴管的環(huán)形出口后，環(huán)形爆轟燃氣射流與周圍大氣作用產生的射流聲波向偏向PDE軸線方向30°角度傳播時會產生到達時間差，從而使得射流聲波的持續(xù)時間變長，出現(xiàn)射流聲波壓力平臺。射流聲波壓力平臺后，測點處爆轟聲波聲壓逐漸下降至負壓，負壓峰值為112 Pa，負壓持續(xù)時間為4.23 ms。圖4(c)為60°方向的爆轟聲波波形，與30°方向爆轟聲波波形類似，該噪聲波形存在1個沖擊聲波峰值和一個射流聲波壓力平臺，沖擊聲波峰值為597 Pa，射流聲波在沖擊聲波后0.68 ms到達，射流聲波壓力平臺聲壓波動范圍為65～112 Pa，持續(xù)時間為1.37 ms。射流聲波到達平臺后爆轟聲波逐漸下降至負壓，且負壓存在多個波谷，負壓峰值為123 Pa，負壓持續(xù)時間為6 ms。圖4(d)為90°方向的爆轟聲波波形，該噪聲波形存在2個沖擊聲波峰值和一個射流聲波壓力平臺。2個沖擊聲波峰值分別為1 053 Pa和1 045 Pa，到達測點時間相差1 ms。第1個沖擊聲波到達測點后形成了一個完整的負壓后第2個沖擊聲波才到達測點，2個沖擊聲波之間的負向壓力峰值為109 Pa，持續(xù)時間為0.49 ms。射流聲波在第1個沖擊聲波峰值后1.59 ms到達，射流聲波壓力平臺聲壓波動范圍為61～101 Pa，持續(xù)時間為1.14 ms。射流聲波之后爆轟聲波聲壓降至負壓，負壓持續(xù)時間4.66 ms。

從圖4中可以看出，加裝了環(huán)形噴管的爆轟聲波在不同測試角度測點處的波形差別較大。30°、60°和90°方向沖擊聲波的上升沿陡峭，上升沿時間均為10 μs，而0°方向沖擊聲波上升沿時間為135 μs，由此可見0°方向沖擊聲波能量相對較弱。沖擊聲波峰值聲壓隨著傳播角度的增大而增大，最大沖擊聲波峰值出現(xiàn)在90°方向，其值為0°方向沖擊聲波峰值的6.17倍。射流聲波的峰值聲壓隨著傳播角度的增大而減小，最大射流聲波峰值出現(xiàn)在0°方向。射流聲波與沖擊聲波的時間間隔也隨著傳播角度的增大而增大，由0°方向的0.61 ms增長到90°方向的1.59 ms，表明90°方向上引起沖擊聲波的沖擊波在未蛻化成聲波之前的傳播速度最大。從圖4中還可以看出，爆轟聲波的負相壓力峰值聲壓變化不大，最大負相壓力峰值和最長負相壓力持續(xù)時間均在60°方向，最小負壓峰值在0°方向，最短負相壓力持續(xù)時間在30°方向，其差值分別為39 Pa和1.77 ms。

圖5所示為0°、30°、60°和90°方向20 m測點處加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波頻譜圖。從圖5中可以看出：不同角度下加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波信號強度隨著噪聲頻率變化的規(guī)律相似。以0°方向的爆轟聲波頻譜進行分析，如圖5(a)所示，在10～100 Hz頻段范圍內，加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波信號強度隨著頻譜中爆轟聲波頻率的增加緩慢增加后基本保持不變；在100～1 000 Hz頻段范圍內，爆轟聲波信號強度隨著爆轟聲波頻率的增加呈現(xiàn)先減弱后增強的趨勢，爆轟聲波在640 Hz頻點處出現(xiàn)波谷，波谷處對應的頻點聲壓級為68 dB；在1 000～100 kHz頻段范圍內，爆轟聲波信號強度隨著爆轟聲波頻率的增加總體上呈現(xiàn)下降的趨勢。結合圖5(b)、圖5(c)和圖5(d)可以看出，隨著測試角度的增加，100～1 000 Hz頻段范圍內的波谷頻率前移，在90°方向爆轟聲波在345 Hz處就出現(xiàn)波谷，波谷處的頻點聲壓級為74.5 dB。

圖5 不同方向上加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波頻譜圖Fig.5 Frequency spectrum of detonation acoustic waveof pulse detonation engine with annular nozzle in different directions

2.2 峰值聲壓衰減規(guī)律和指向性分析

圖6所示為0°、30°、60°和90°方向加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波峰值聲壓隨傳播距離變化曲線。從圖6中可以看出：不同角度方向上加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波峰值聲壓均隨著傳播距離的增加而下降，同時爆轟聲波峰值聲壓的衰減速度也隨著傳播距離的增加逐漸減慢；隨著測試方向角度的增大，爆轟聲波的衰減速度增快，衰減幅度也增大；0°、30°、60°和90°方向上爆轟聲波峰值聲壓的平均衰減速度分別為16.7 Pa/m、36.8 Pa/m、56.0 Pa/m和85.0 Pa/m，爆轟聲波峰值聲壓的衰減幅度分別為251 Pa、552 Pa、840 Pa和1 274 Pa?？梢姡?0°方向上加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波峰值聲壓最高，衰減速度最快，衰減幅值最大，表明90°方向上爆轟聲波輻射的能量最多。

圖6 不同方向上加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波峰值聲壓Fig.6 Peak acoustic pressure of detonation acoustic wave of pulse detonation engine with annular nozzle in different directions

圖7所示為10 m、15 m、20 m和25 m處加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波峰值聲壓的指向性圖。從圖7中可以看出，加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波峰值聲壓的指向性并不隨著傳播距離的增加而改變，不同測點處爆轟聲波峰值聲壓均在90°方向有最大值；由于環(huán)形噴管內壁和外壁與中心軸線存在一定的角度，爆轟波在內壁和外壁間來回反射并沿著環(huán)形噴管的內壁和外壁夾角方向向PDE尾部傳播。因此，PDE管內的爆轟波和高溫高壓爆轟燃氣射流傳播至環(huán)形噴管管口時的速度具有一定的方向性，這與未加裝環(huán)形噴管時PDE出口的爆轟波和燃氣射流的軸向初速度不同。可見，加裝環(huán)形噴管后改變了PDE出口原始的流場特性，在PDE出口處由爆轟波蛻化而成的沖擊聲波和緊隨其后由高溫高壓燃氣射流導致的射流聲波在90°方向上輻射了更多的噪聲能量，由此改變了爆轟聲波的指向性特性。

圖7 不同測點處的爆轟聲波指向圖Fig.7 Directivity pattern of detonation acoustic wave at different distances

2.3 A持續(xù)時間分析

在評價爆轟聲波能量時，有效持續(xù)時間和聲壓同樣重要。因此，有效持續(xù)時間成為爆轟聲波的一個重要物理參數(shù)。參考脈沖噪聲持續(xù)時間的定義，重點研究不同方向上加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波A持續(xù)時間，A持續(xù)時間是指爆轟聲波的初始或主要壓力波上升到正峰值并瞬間返回到環(huán)境壓力所用的時間。

圖8所示為0°、30°、60°和90°方向加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波A持續(xù)時間隨傳播距離變化曲線。從圖8中可以看出，4個測試方向上爆轟聲波的A持續(xù)時間隨著傳播距離的增加呈現(xiàn)不同的變化規(guī)律；加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波A持續(xù)時間分布在兩個范圍0.42～0.82 ms和2.46～3.11 ms。0°方向爆轟聲波的A持續(xù)時間均在2.46～3.11 ms范圍內，A持續(xù)時間隨著爆轟聲波傳播距離的增加逐漸增加。結合0°方向各測點的爆轟聲波波形可知，0°方向爆轟聲波的A持續(xù)時間由爆轟聲波的沖擊聲波和射流聲波共同決定。加裝環(huán)形噴管后PDE出口輻射至0°方向的沖擊波能量較弱，當沖擊聲波的波形還未下降到環(huán)境壓力時射流聲波就到達測點，又引起當?shù)卦肼晧毫Φ纳?，因?°方向的爆轟聲波A持續(xù)時間由沖擊聲波和射流聲波共同決定。隨著爆轟聲波傳播距離的增大，射流聲波與沖擊聲波到達測點的時間差增加，由此造成0°方向爆轟聲波A持續(xù)時間隨傳播距離增加而增加。30°方向爆轟聲波的A持續(xù)時間隨著傳播距離的變化規(guī)律是4個測試方向上最特殊的，30°方向的前2個測點，即10 m和15 m測點處的爆轟聲波A持續(xù)時間分別為2.62 ms和3.02 ms，其爆轟聲波的A持續(xù)時間與0°方向各測點的A持續(xù)時間的決定因素一致，也是由沖擊聲波和射流聲波共同決定的。而在20 m和25 m測點處，爆轟聲波的A持續(xù)時間分別降到了0.54 ms和0.42 ms，這是因為在這2個測點的爆轟聲波A持續(xù)時間只由沖擊聲波決定。PDE出口處沖擊波和高溫高壓燃氣射流輻射在30°方向的沖擊波能量比0°方向強，30°方向的沖擊聲波與射流聲波傳播速度差值較大，隨著傳播距離的增加，射流聲波與沖擊聲波到達測點的時間間隔增大，因此在20 m和25 m測點處沖擊聲波到達后衰減至環(huán)境壓力甚至負壓后射流聲波才到達測點，此時爆轟聲波的A持續(xù)時間僅由沖擊聲波決定。60°和90°方向所有測點處爆轟聲波的A持續(xù)時間均在0.42～0.82 ms范圍內，這是因為PDE出口處沖擊波和高溫高壓燃氣射流在60°和90°方向輻射的能量較30°方向更多，因此在60°和90°方向所有的測點處爆轟聲波的A持續(xù)時間均由沖擊聲波決定。

圖8 不同方向上加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波A持續(xù)時間Fig.8 A duration of detonation acoustic waves of pulse detonation engine with annular nozzle in different directions

3 結論

本文搭建了氣- 液兩相爆轟聲波實驗測量系統(tǒng)，系統(tǒng)研究了加裝環(huán)形噴管的脈沖爆轟發(fā)動機爆轟聲波的波形、頻譜特性、峰值聲壓、指向性和A持續(xù)時間等聲學特性。得出主要結論如下：

1)在本文實驗條件下，環(huán)形噴管對爆轟聲波的聲學特性有重要的影響。加裝了環(huán)形噴管的爆轟聲波在不同測試角度測點處的噪聲波形差別較大。

2)30°、60°和90°方向爆轟聲波的上升沿陡峭，而0°方向的爆轟聲波上升沿持續(xù)時間相對較長，由此可見加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波在0°方向的噪聲能量相對較弱。在90°方向上加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波峰值聲壓最高，衰減速度最快，衰減幅值最大，同時爆轟聲波顯示出明顯的90°方向凸出的指向性。表明環(huán)形噴管改變了爆轟聲波的能量分布，使得爆轟聲波在90°方向輻射的能量最多。

3)加裝環(huán)形噴管的PDE爆轟聲波A持續(xù)時間隨著傳播角度的增大而逐漸減小。研究結果可推動PDE聲學問題的機理研究并為脈沖爆轟聲波的軍事應用提供試驗驗證。