李清安, 王 可,,*, 孫田雨, 范明華, 范 瑋,

(1. 西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院, 西安 710129; 2. 陜西省航空動(dòng)力系統(tǒng)熱科學(xué)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 西安 710129)

0 引 言

脈沖爆震發(fā)動(dòng)機(jī)(PDE，Pulse Detonation Engine)是一種利用間歇式爆震燃燒產(chǎn)生的高溫高壓燃?xì)鈦?lái)獲得周期性推力的動(dòng)力裝置。按照是否自帶氧化劑，PDE可分為火箭式、吸氣式兩種類型。其中，吸氣式脈沖爆震發(fā)動(dòng)機(jī)(APDE，Air -Breathing Pulse Detonation Engine)比沖更大，在工程上更具吸引力。然而，當(dāng)APDE的進(jìn)氣道與爆震燃燒室連通后，由于爆震燃燒的自增壓作用，工作時(shí)的燃?xì)鈮毫⑦h(yuǎn)高于來(lái)流，高壓燃?xì)鈺?huì)向位于上游的進(jìn)氣道反傳。反傳的高壓和燃?xì)鈱⒏淖兩嫌瘟鲌?chǎng)結(jié)構(gòu)，不僅影響進(jìn)氣道正常工作，而且會(huì)造成較大的推力損失。

為解決該問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要對(duì)機(jī)械閥、氣動(dòng)閥(無(wú)閥)以及流體閥展開研究。機(jī)械閥采用機(jī)械作動(dòng)方式周期性地開閉閥門。閥門開啟時(shí)，空氣流入爆震室進(jìn)行填充；閥門關(guān)閉后，爆震室與進(jìn)氣道阻斷，爆震燃燒后的高溫高壓燃?xì)庵荒芟蚝笈懦霎a(chǎn)生推力。機(jī)械閥能較好地控制燃?xì)夥磦鳎嬖陂y門瞬時(shí)開合引起的進(jìn)氣道流場(chǎng)突變[1-3]、在大流量下難以高頻作動(dòng)且容易損毀(采用單管電磁閥方案時(shí))[4-5]以及額外驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)[6-8]導(dǎo)致的系統(tǒng)復(fù)雜性增加等問(wèn)題。相比于機(jī)械閥，氣動(dòng)閥(無(wú)閥)與流體閥因無(wú)作動(dòng)機(jī)構(gòu)而更易在工程中實(shí)現(xiàn)。其中，流體閥采用特殊設(shè)計(jì)的流道，使流體正向流動(dòng)順暢、逆向流動(dòng)困難，以達(dá)到單向閥的效果，從而抑制燃?xì)庖约皦毫Φ姆磦?。何小民[9]、李建中[10]以及鄭殿峰[11]在加裝了旋流器、鈍體等形式的APDE原理樣機(jī)上進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)，但一直未能達(dá)到較高的工作頻率。

王可[12]、魯唯[13]等曾在火箭式PDE上采取無(wú)閥工作方式實(shí)現(xiàn)了140Hz的穩(wěn)定工作。但火箭式PDE的工作方式與吸氣式截然不同。美國(guó)海軍研究生院[14]所進(jìn)行的無(wú)閥APDE研究中，多次提到需要設(shè)計(jì)合理的隔離段以隔離爆震室工作時(shí)產(chǎn)生的反壓。邱華[15]、彭暢新[5]、盧杰[16]等曾對(duì)不同形式的隔離段及其組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，結(jié)果表明，與來(lái)流方向呈銳角布置的刺型結(jié)構(gòu)在削減反壓時(shí)有突出效果。Sha等[17]針對(duì)激波衰減開展的研究表明，迎風(fēng)面(相對(duì)于激波運(yùn)動(dòng)方向)為鈍角的三角形削減激波的能力最佳。然而，在相同防反壓結(jié)構(gòu)下，以上研究未對(duì)不同長(zhǎng)度爆震室的反壓特性進(jìn)行探討。另外，為減小壓力反傳，王治武[18]等在進(jìn)氣道與燃燒室之間使用了一種極小間距的環(huán)縫泄去反壓。這種泄壓縫的方式與上述刺型結(jié)構(gòu)，在削減反壓上究竟孰優(yōu)孰劣，亦缺乏相關(guān)研究。

為研究APDE反壓的傳播規(guī)律，進(jìn)一步比較上述反壓抑制結(jié)構(gòu)的優(yōu)劣，研究設(shè)計(jì)了一種帶特殊構(gòu)型的隔離段，與長(zhǎng)徑比為20的爆震室構(gòu)成的發(fā)動(dòng)機(jī)流道為基準(zhǔn)模型，同時(shí)設(shè)置4組對(duì)照模型。以化學(xué)恰當(dāng)比的H2/Air為燃料和氧化劑，研究單次爆震時(shí)的反壓傳播規(guī)律，分析所設(shè)計(jì)隔離段的防反傳機(jī)制以及爆震室長(zhǎng)徑比對(duì)反傳的影響。

1 物理模型

采用的物理模型如圖1所示。按進(jìn)氣方向，氣流先經(jīng)過(guò)隔離段，再流入爆震室。以圖1(a)為基準(zhǔn)模型，隔離段與長(zhǎng)為L(zhǎng)、直徑為D爆震室相連(長(zhǎng)徑比L/D=20)。隔離段總長(zhǎng)為10D，由內(nèi)徑為1.5D的內(nèi)涵道與內(nèi)徑為2.5D的外涵道組成。刺型肋(Thorns)位于內(nèi)涵道中，共設(shè)7級(jí)。泄壓小孔(Vents)位于刺型肋尾部，使得內(nèi)外涵道連通?；趫D1(a)，分別設(shè)置L/D=10和40的爆震室作為基準(zhǔn)模型的對(duì)照。另外，針對(duì)有/無(wú)刺型肋、有/無(wú)泄壓小孔，分別考慮圖1(b)和(c)兩種構(gòu)型，其爆震室的長(zhǎng)徑比均為20。為便于表述，表1列出了不同模型的設(shè)置及編號(hào)(ID)，表中第三列為爆震室(DC，Detonation Combustor)的長(zhǎng)徑比(L/D)。

(a) 有刺型肋與泄壓小孔

(b) 有刺型肋、無(wú)泄壓小孔

(c) 無(wú)刺型肋、有泄壓小孔

表1 模型設(shè)置Table 1 Model configurations

2 數(shù)值方法與驗(yàn)證

參考文獻(xiàn)[1, 19-23]的數(shù)值方法，采用有限體積法求解包含realizablek-ε湍流模型與組分輸運(yùn)的可壓縮雷諾平均Navier-Stokes方程組(RANS)。因不關(guān)注爆震波的結(jié)構(gòu)，在此僅考慮單步H2/Air化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，用基于Arrhenius的有限速率模型求解能量方程中的源項(xiàng)與質(zhì)量分?jǐn)?shù)，并用真實(shí)氣體狀態(tài)方程[24]求解密度。對(duì)于網(wǎng)格的尺度，實(shí)驗(yàn)測(cè)得的H2/Air混合物的胞格尺寸[25]在化學(xué)恰當(dāng)比下約為8～15mm，若欲捕捉爆震波的細(xì)微結(jié)構(gòu)，需保證反應(yīng)區(qū)長(zhǎng)度內(nèi)至少有一個(gè)網(wǎng)格。但文獻(xiàn)[26]指出，網(wǎng)格尺寸為0.5mm時(shí)，獲得的爆震波宏觀參數(shù)(包括爆震波速、von Neumann壓力、von Neumann溫度以及C-J溫度)，除von Neumann溫度外，與0.1mm網(wǎng)格的計(jì)算值最大相差不超過(guò)5%。在此，分別考慮0.5、0.4、0.25mm三種尺度的網(wǎng)格，計(jì)算獲得的爆震波C-J壓力與CEA軟件所計(jì)算出的C-J壓力的相對(duì)誤差分別為11.85%、5.69%以及4.43%。由于在隔離段中反傳的燃?xì)庖淹耆紵?，本質(zhì)上是求解帶組分輸運(yùn)的流動(dòng)問(wèn)題，而非求解爆震波傳播的細(xì)微結(jié)構(gòu),因此，綜合考慮采用的最大網(wǎng)格尺寸為0.4mm。采用上述數(shù)值方法，對(duì)文獻(xiàn)[27]中激波Ma=1.2的工況進(jìn)行模擬，所得的數(shù)值紋影與該文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)拍攝的紋影序列對(duì)比如圖2所示，可知所采用的數(shù)值方法在刺型肋結(jié)構(gòu)附近可很好地捕捉入射波與反射波的傳播規(guī)律。文獻(xiàn)[27]與本文工作采用了類似結(jié)構(gòu)，且所討論的問(wèn)題同為激波在氣流通道中的衰減規(guī)律，故本數(shù)值方法滿足要求，可用于計(jì)算爆震燃燒形成的反壓在氣流通道內(nèi)的衰減過(guò)程。

圖2 實(shí)驗(yàn)[27](上)與數(shù)值紋影(下)的對(duì)比

Fig.2Comparisonbetweenexperimental[27](upper)andnumericalschlierens(lower)

計(jì)算域如圖3所示，包括隔離段、爆震室以及外場(chǎng)。需要指出，由于不關(guān)注外流場(chǎng)，其網(wǎng)格尺寸按等比數(shù)列從0.4mm逐漸過(guò)渡到2mm。圖3中也標(biāo)出了計(jì)算域中所采用的邊界條件。其中，壓力進(jìn)口邊界條件的總壓和總溫分別為202.13kPa和363K；壓力出口邊界的壓力和溫度分別為101.33kPa和288.15K；壁面絕熱、無(wú)滑移。計(jì)算時(shí)，先用給定的邊界條件計(jì)算出穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)，待計(jì)算收斂后，填充化學(xué)恰當(dāng)比的H2/Air

混合物至爆震室，并在爆震室頭部配置厚度為10mm的高溫高壓區(qū)(2000K，1.5MPa)以直接起爆。為保證收斂性，時(shí)間步長(zhǎng)為50ns，單個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)內(nèi)迭代次數(shù)為100。

圖3 計(jì)算域、網(wǎng)格及邊界條件Fig.3 Computational domain, grids and boundary conditions

3 結(jié)果與討論

圖4給出了5～295μs時(shí)間段內(nèi)，A-20、B-20和C-20在隔離段中的壓力等值線圖(上)、H2O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖與流線圖(下)。從圖中可以看到，反壓的形成直接導(dǎo)致流動(dòng)反向。在擴(kuò)張段中，C-20靠近壁面處的反流因擴(kuò)壓而減速，與A-20、B-20相比，由于C-20的流通面積更寬，來(lái)流中靠近軸線的流動(dòng)速度較慢，因此C-20中的反壓面向左凸，如圖4中35μs時(shí)刻所示。與此同時(shí)，A-20部分反流從泄壓小孔中流出。在100μs時(shí)刻，A-20與C-20部分高壓通過(guò)泄壓小孔溢向外涵道，從對(duì)應(yīng)的流線圖可知，溢向外涵道的高壓并未對(duì)流動(dòng)造成較大影響?？梢钥吹?，A-20與B-20反壓的傳播速度得到了有效降低，反壓強(qiáng)度有效削減。此外，B-20具有最佳抑制燃燒產(chǎn)物前傳的能力，如圖4中295μs時(shí)刻所示。A-10、A-40反壓的傳播規(guī)律與A-20類似，不再給出。為更好地比較反壓在各構(gòu)型中傳播規(guī)律的差異，后文將對(duì)具體數(shù)值進(jìn)行分析與說(shuō)明。

圖5給出了基準(zhǔn)模型A-20中軸線上各時(shí)刻的靜壓分布，下方的序號(hào)0～7標(biāo)記了刺型肋不同級(jí)數(shù)對(duì)應(yīng)的軸向位置。在5μs時(shí)刻，因直接起爆，爆震室頭部的高壓分兩部分傳播：一部分為向下游傳播的爆震波，一部分為向上游傳播的反壓。由5μs和35μs時(shí)刻的波形，可粗略估算出爆震波波速約為2183.3m/s，與CEA軟件計(jì)算出的C-J爆震波波速1965.6m/s的相對(duì)誤差為11.1%。分析認(rèn)為，過(guò)驅(qū)爆震是起爆初期爆震室頭部波速較高的可能原因。由于隔離段中無(wú)可燃混氣維持反壓的強(qiáng)度，當(dāng)反壓抵達(dá)第1級(jí)刺型肋時(shí)，其靜壓峰值降低了61.2%；當(dāng)反壓抵達(dá)第2、3級(jí)刺型肋時(shí)，其靜壓峰值分別降低了39.7%和30.9%。隨后，反壓在持續(xù)傳播過(guò)程中，強(qiáng)度并未發(fā)生顯著變化，如圖5中295～650μs時(shí)刻所示。

按照?qǐng)D5的方式，可得到各模型反壓傳播至各級(jí)刺型肋時(shí)(即圖5中紅色虛線1～7位置；C-20無(wú)刺型肋，取與其他模型相同的幾何位置)所對(duì)應(yīng)的靜壓在中軸線上的分布。各模型反壓抵達(dá)各級(jí)刺型肋的時(shí)刻如表2所示。從表2最右列可以看出：(1) C-20的反壓抵達(dá)第7級(jí)刺型肋所需時(shí)間最短，反傳速度最快；A-10的反壓抵達(dá)第7級(jí)刺型肋所需時(shí)間最長(zhǎng)，反傳速度最慢。(2) A-40的反壓傳播速度稍快于A-20，A-20與B-20的反壓傳播速度比較接近，這說(shuō)明刺型肋能較為有效地控制反壓的傳播速度。(3) 在有刺型肋時(shí)，爆震室長(zhǎng)徑比越大，所含的燃料與氧化劑越多，反壓的傳播速度越快。(4)有刺型肋、且爆震室長(zhǎng)徑比相同時(shí)，無(wú)泄壓孔的反壓傳播速度更快。

表2 反壓抵達(dá)各級(jí)刺型肋的時(shí)刻(單位: μs)Table 2 Arrival time of back-pressure at different stages of the thorns(unit: μs)

(a) A-20 (b) B-20 (c) C-20

圖5 基準(zhǔn)模型(A-20)各時(shí)刻中軸線上的靜壓分布

Fig.5Staticpressurehistoryalongthecentralaxisofthebasemodel(A-20)

為進(jìn)一步比較不同模型的優(yōu)劣，在反壓傳播至各級(jí)刺型肋的標(biāo)記位置(即圖6中紅色虛線1～7位置)，分別對(duì)各模型中軸線上的靜壓曲線提取特征參數(shù)——“反壓波頭峰值”和“隔離段壓力峰值”進(jìn)行分析。反壓波頭峰值指的是隔離段反壓波頭的壓力最大值(圖6左箭頭所指處)。反壓波頭總存在這樣的峰值，相對(duì)于來(lái)流靜壓明顯增加、隨后又有一定幅度的降低，同時(shí)該峰值隨壓力波的反傳逐漸降低，因此將其作為特征參數(shù)之一。隔離段壓力峰值指的是各時(shí)刻下整個(gè)隔離段中軸線壓力曲線的最大值(圖6右箭頭所指處)。隔離段壓力峰值和反壓波頭峰值的數(shù)值可能相同，也可能不同，區(qū)別在于，反壓波頭峰值所對(duì)應(yīng)的壓力波傳播方向相對(duì)于來(lái)流反向，而隔離段壓力峰值所對(duì)應(yīng)的壓力波傳播方向并不確定，需要結(jié)合流場(chǎng)進(jìn)行具體分析。

圖6 反壓波頭峰值與隔離段壓力峰值示意圖

Fig.6Schematicdiagramoftheheadback-pressureandtheisolatorpressurepeak

將各模型的反壓波頭峰值和隔離段壓力峰值按照基準(zhǔn)模型A-20歸一化處理后，可較為清晰地比較出反壓傳播至各級(jí)刺型肋時(shí)所對(duì)應(yīng)的反壓波頭峰值與隔離段壓力峰值變化的相對(duì)差異，如圖7、8所示。

由圖7可知，對(duì)于A-10、A-20和A-40，反壓波頭峰值在經(jīng)過(guò)前3級(jí)刺型肋結(jié)構(gòu)時(shí)無(wú)顯著差異，到達(dá)第4級(jí)刺型肋結(jié)構(gòu)后，A-10的反壓波頭峰值約減少為A-20的一半。而A-40的反壓波頭峰值在到達(dá)第5級(jí)刺型肋后，約增加為A-20的1.2倍。在圖8中，當(dāng)反壓傳播至第3級(jí)刺型肋時(shí)，A-10、A-20和A-40的隔離段壓力峰值就產(chǎn)生了差異。其中，A-10的隔離段壓力峰值開始相對(duì)于A-20減小，當(dāng)反壓傳播至第7級(jí)刺型肋時(shí)，約減小為A-20的40%；而A-40的隔離段壓力峰值則增加到A-20的1.2倍。以上結(jié)果表明，當(dāng)隔離段結(jié)構(gòu)相同時(shí)，爆震室長(zhǎng)徑比越大，反壓強(qiáng)度越大。原因是：一方面，爆震室長(zhǎng)徑比越大，所含的可燃混氣越多，燃燒釋放的能量更大；另一方面，爆震室長(zhǎng)徑比越大，其流動(dòng)阻力越大，排氣過(guò)程更加緩慢，抑制反壓愈加困難。

從圖7可知，對(duì)于B-20，反壓沿各級(jí)刺型肋傳播過(guò)程中，B-20的反壓波頭峰值總體上略低于A-20。而在圖8中，B-20的隔離段壓力峰值卻在反壓經(jīng)過(guò)第3級(jí)刺型肋后，增加為A-20的1.3倍，說(shuō)明泄壓小孔可有效降低隔離段壓力峰值。而對(duì)于C-20，當(dāng)反壓傳播到第2級(jí)刺型肋時(shí)，其反壓波頭峰值便已大于A-20；當(dāng)反壓傳播到第6級(jí)刺型肋時(shí)，C-20的反壓波頭峰值約為A-20的2.3倍。由圖8可知，當(dāng)反壓傳播到第2級(jí)刺型肋時(shí)，C-20的隔離段壓力峰值較A-20增加了20%左右；當(dāng)反壓繼續(xù)前傳，其隔離段壓力峰值相對(duì)于B-20有所降低，亦可說(shuō)明泄壓小孔在降低隔離段壓力峰值上有一定優(yōu)勢(shì)。以上對(duì)比說(shuō)明，刺型肋結(jié)構(gòu)在控制反壓波頭峰值上有較為突出的效果，在僅有刺型肋、無(wú)泄壓小孔時(shí)(B-20)，其抑制反壓波頭峰值的能力最為突出。然而，同樣由于無(wú)泄壓小孔，導(dǎo)致隔離段中的壓力一直維持在較高水平。

圖9、10分別為反壓沿隔離段各級(jí)刺型肋傳播時(shí)，反壓波頭峰值和隔離段壓力峰值相對(duì)于反壓傳播至前一級(jí)刺型肋時(shí)的衰減率。從圖中可見，在本研究的所有模型中，反壓在經(jīng)過(guò)0～1級(jí)位置時(shí)，反壓波頭峰值和隔離段壓力峰值相對(duì)于起爆壓力均衰減了約60%。其原因：一是通道擴(kuò)張使反壓膨脹降壓；二是與爆震相比，缺乏化學(xué)反應(yīng)釋放的能量來(lái)維持反壓的強(qiáng)度。當(dāng)反壓于0～3級(jí)刺型肋之間傳播時(shí)，A-10、A-20與A-40的反壓波頭峰值衰減率幾乎相同，其反壓波頭峰值在反壓于3～4級(jí)刺型肋之間傳播時(shí)才開始產(chǎn)生差異，如圖9所示。當(dāng)反壓于3～4級(jí)刺型肋之間傳播時(shí)，A-10的反壓波頭峰值仍維持著近40%的衰減率，而當(dāng)反壓在4～5級(jí)刺型肋之間傳播時(shí)，A-40的反壓波頭峰值的衰減率為負(fù)。當(dāng)反壓在6～7級(jí)刺型肋之間傳播時(shí)，A-10、A-20以及A-40也出現(xiàn)了不同程度的負(fù)衰減率。對(duì)于隔離段壓力峰值，A-10一直維持著約20%的衰減率，而A-20、A-40則維持著5%～10%的衰減率，如圖10所示。當(dāng)反壓于2～4級(jí)刺型肋之間傳播時(shí)，隔離段壓力峰值亦出現(xiàn)了負(fù)衰減率。對(duì)于壓力峰值出現(xiàn)負(fù)衰減率的原因，將在下文討論。

圖7 按A-20歸一化的反壓波頭峰值Fig.7 Head back-pressure peaks normalized by A-20

圖8 按A-20歸一化的隔離段壓力峰值Fig.8 Isolator pressure peaks normalized by A-20

圖9 反壓波頭峰值沿各級(jí)刺型肋的衰減率Fig.9 Decay rate of head back-pressure peaks along various stages of thorns

圖10 隔離段壓力峰值沿各級(jí)刺型肋的衰減率Fig.10 Decay rate of isolator pressure peaks along various stages of thorns

從圖9可以看到，對(duì)于不同隔離段結(jié)構(gòu)(A-20、B-20與C-20)，當(dāng)反壓在1～3級(jí)刺型肋之間傳播時(shí)，B-20的反壓波頭峰值衰減率略高于A-20；當(dāng)反壓經(jīng)過(guò)第4級(jí)刺型肋后，A-20的反壓波頭峰值衰減得更快。對(duì)于C-20，其反壓波頭峰值的衰減率普遍比A-20低10%左右，再次說(shuō)明刺型肋結(jié)構(gòu)可更為有效地降低反壓波頭峰值。從圖10可以看到，當(dāng)反壓在2～4級(jí)刺型肋之間傳播時(shí)，B-20的隔離段壓力峰值出現(xiàn)了負(fù)衰減率。其余時(shí)刻，其隔離段壓力峰值衰減率與A-20幾乎相同。對(duì)于C-20，當(dāng)反壓在1～2級(jí)刺型肋之間傳播時(shí)，其隔離段壓力峰值衰減率約為A-20的一半；當(dāng)反壓在4～7級(jí)刺型肋之間傳播時(shí)，其衰減率與A-20幾乎一致。說(shuō)明對(duì)于整個(gè)隔離段而言，當(dāng)爆震室長(zhǎng)度一定時(shí)，在反壓傳播的初期，壓力峰值的衰減率主要受隔離段結(jié)構(gòu)的影響，隨后，衰減率主要取決于反傳距離。

另外，推測(cè)出現(xiàn)負(fù)衰減率的原因是由于刺型肋的存在：當(dāng)其受到反壓沖擊，將在隔離段中形成壓力振蕩[28]，該過(guò)程本質(zhì)上是加速隔離段與爆震室的壓力平衡。選取的特征參數(shù)——“反壓波頭峰值”和“隔離段壓力峰值”僅是給定時(shí)刻下的瞬態(tài)參數(shù)，并非平衡后的穩(wěn)定值，因此在計(jì)算衰減率時(shí)出現(xiàn)了負(fù)數(shù)。在圖9、10中，無(wú)刺型肋的C-20未出現(xiàn)負(fù)衰減率，可以很好地證明這一點(diǎn)。

爆震起始后，形成的高壓同時(shí)向兩個(gè)方向傳播，一部分為沿下游方向傳播的爆震波，一部分為沿上游反傳的壓力波。當(dāng)爆震波在爆震室中傳播時(shí)(尚未傳出爆震室)，隔離段與爆震室的壓力分布如圖11所示。此時(shí)，爆震波的壓力最高，約在1.5MPa及以上量級(jí)；爆震波后的已燃?xì)怏w壓力較低，約在300～400kPa量級(jí)；來(lái)流以及未燃?xì)怏w的壓力最低，約在100～200kPa量級(jí)。因此，在爆震波尚未傳出爆震室時(shí)，高壓只能反傳，以平衡前后不同的壓力。

圖11 隔離段與爆震室中的典型壓力分布

Fig.11Typicalpressuredistributioninanisolatorandadetonationcombustor

在反傳過(guò)程中，反壓可通過(guò)與來(lái)流的動(dòng)量交換而衰減，也可通過(guò)在隔離段中設(shè)置合適的結(jié)構(gòu)提升其衰減率；然而在爆震波傳出爆震室前，波后高壓的已燃?xì)怏w便成為了維持反壓強(qiáng)度的來(lái)源。因此，在采用大長(zhǎng)徑比的爆震室時(shí)，填充的可燃混氣更多，爆震波在爆震室中的傳播時(shí)間亦更長(zhǎng)，故抑制反壓的難度越大。需要指出，爆震波相對(duì)于未燃?xì)怏w以Ma=5～8的速度向下游傳播的同時(shí)，反壓的起始強(qiáng)度較大，傳播速度大于當(dāng)?shù)芈曀?，在隨后的傳播過(guò)程中強(qiáng)度有所衰減，直到衰減為以當(dāng)?shù)芈曀龠M(jìn)行傳播的弱波，而未燃?xì)怏w的聲速與來(lái)流的當(dāng)?shù)芈曀倩鞠嗤?。換言之，反壓的傳播速度并未遠(yuǎn)小于爆震波的傳播速度，因此即使爆震波在爆震室中傳播的時(shí)間極短，反壓亦將在隔離段中傳播相當(dāng)長(zhǎng)的距離，進(jìn)而改變了反壓波后的流場(chǎng)，這無(wú)疑對(duì)防反壓提出了非常嚴(yán)峻的要求。本研究采用特殊設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)，雖在一定程度上抑制了反壓前傳速度、削減了反壓波頭峰值和隔離段壓力峰值，但當(dāng)隔離段的壓力降低后，隔離段與爆震室形成了新的壓力梯度，反壓會(huì)源源不斷地從爆震室中產(chǎn)生，直到爆震波從爆震室傳出、膨脹波進(jìn)入爆震室后，才可得到緩解。也就是說(shuō)，當(dāng)來(lái)流壓力一定時(shí)，爆震產(chǎn)生的反傳高壓，仍需依賴于排氣過(guò)程，而長(zhǎng)徑比越小的爆震室，其排氣過(guò)程越迅速，反壓降低得越快，對(duì)比圖7～10中A-10、A-20和A-40的壓力峰值曲線和衰減率，都能很好地證明這一點(diǎn)：A-10率先進(jìn)入排氣過(guò)程，其隔離段壓力峰值也最早開始下降，且一直維持著較高的衰減率；而A-40較遲進(jìn)入排氣過(guò)程，其隔離段維持較高壓力峰值的時(shí)間也最長(zhǎng)。

在設(shè)計(jì)隔離段結(jié)構(gòu)時(shí)，為減小流動(dòng)損失，考慮使內(nèi)涵道中心流通面積與爆震室通徑相同。圖12給出了在海平面大氣條件下，采用穩(wěn)態(tài)計(jì)算方法，以A-20隔離段的內(nèi)涵道進(jìn)出口為檢測(cè)截面，采用質(zhì)量加權(quán)平均與面積加權(quán)平均兩種方式提取的總壓恢復(fù)系數(shù)σ隨來(lái)流馬赫數(shù)變化的數(shù)值計(jì)算結(jié)果。由圖12可知，總壓恢復(fù)系數(shù)符合隨來(lái)流流速的提高而降低的基本規(guī)律。當(dāng)來(lái)流馬赫數(shù)為0.15時(shí)，質(zhì)量加權(quán)平均的總壓恢復(fù)系數(shù)約為99.51%，面積加權(quán)平均的總壓恢復(fù)系數(shù)約為99.37%；當(dāng)來(lái)流馬赫數(shù)為0.80時(shí)，質(zhì)量加權(quán)平均的總壓恢復(fù)系數(shù)約為90.34%，面積加權(quán)平均的總壓恢復(fù)系數(shù)約為84.96%。以上結(jié)果表明，所設(shè)計(jì)的隔離段滿足設(shè)計(jì)初衷，未造成大的流動(dòng)損失。

圖12 海平面大氣條件下隔離段總壓恢復(fù)系數(shù)隨來(lái)流馬赫數(shù)的變化

Fig.12TotalpressurerecoverycoefficientoftheisolatorversusMachnumberofincomingflowundersealevelconditions

4 結(jié) 論

本文設(shè)計(jì)了一種帶特殊構(gòu)型的隔離段，與長(zhǎng)徑比為20的爆震室構(gòu)成的發(fā)動(dòng)機(jī)流道為基準(zhǔn)模型，同時(shí)設(shè)置4組對(duì)照模型。以化學(xué)恰當(dāng)比的H2/Air為燃料和氧化劑，研究單次爆震時(shí)的反壓傳播規(guī)律，并計(jì)算了基準(zhǔn)模型的總壓恢復(fù)系數(shù)，得出以下結(jié)論：

(1) 刺型肋能有效地降低反壓的傳播速度，在削減反壓波頭峰值方面有較為突出的效果，泄壓小孔可有效降低隔離段壓力峰值。

(2) 采用相同隔離段結(jié)構(gòu)時(shí)，爆震室的長(zhǎng)徑比越大，反壓的傳播速度越快，排氣過(guò)程開始得越晚，反壓越難以抑制。

(3) 反壓相對(duì)于起爆壓力衰減60%的原因，一是通道擴(kuò)張使其膨脹降壓，二是與爆震相比，缺乏化學(xué)反應(yīng)釋放能量來(lái)維持其強(qiáng)度。在反壓傳播的初期，壓力峰值的衰減率主要受隔離段結(jié)構(gòu)的影響，隨后，其衰減率主要取決于反傳距離。

(4) 當(dāng)來(lái)流壓力一定時(shí)，爆震產(chǎn)生的反傳高壓，需依賴于排氣過(guò)程才能有效降低，而長(zhǎng)徑比越小的爆震室，排氣過(guò)程越迅速。

(5) 在海平面大氣條件下，來(lái)流馬赫數(shù)在0.15～0.80范圍內(nèi)，所設(shè)計(jì)的隔離段未造成大的流動(dòng)損失。

本文僅關(guān)注了所設(shè)計(jì)隔離段抑制反壓的效果以及反壓傳播規(guī)律，分析了隔離段內(nèi)涵道的總壓損失，未細(xì)致考慮流阻損失、流量脈動(dòng)、緩燃向爆震轉(zhuǎn)變等因素，在后續(xù)研究中將進(jìn)一步完善并綜合考慮。