陸星宇，李進(jìn)平，陳 宏，俞鴻儒

（1. 中國科學(xué)院大學(xué)工程科學(xué)學(xué)院，北京 100049；2. 中國科學(xué)院力學(xué)研究所高溫氣體動力學(xué)國家重點實驗室，北京 100190）

激波風(fēng)洞是高超聲速地面實驗的主要裝備之一。在激波風(fēng)洞的各種驅(qū)動方式中，爆轟驅(qū)動具有結(jié)構(gòu)和運行簡單、實驗成本低的特點，獲得了廣泛應(yīng)用[1-3]。如圖1（a）所示，爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞主要由高壓驅(qū)動段、低壓被驅(qū)動段、噴管和真空艙組成，高壓段與低壓段之間以膜片相隔。在膜片破開的瞬間，氣體壓差導(dǎo)致一道向下游（圖中右側(cè)）傳播的激波，通過控制激波速度可將被驅(qū)動氣體（通常為空氣）恰好壓縮到實驗所需的總溫總壓，再經(jīng)過噴管加速即得到模擬所需的自由來流。

圖 1 爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞及射流起爆過程示意圖Fig. 1 Schematics of detonation driven shock tunnel and jet initiation process

激波速度受到膜片兩側(cè)壓差影響，由于爆轟驅(qū)動是利用驅(qū)動段內(nèi)的可燃?xì)怏w爆轟來獲得高壓氣體的，而爆轟與爆燃產(chǎn)生的壓力不同，所以只有確保驅(qū)動氣體瞬間起爆才能保證模擬的準(zhǔn)確性。驅(qū)動氣體的組分由實驗工況決定，一般要以可燃或惰性氣體對化學(xué)恰當(dāng)比的可燃混氣加以稀釋，以滿足不同工況需求。當(dāng)稀釋度過高時，驅(qū)動氣體就難以直接起爆，轉(zhuǎn)而出現(xiàn)爆燃，這會改變風(fēng)洞運行模式，無法發(fā)揮其優(yōu)越性能。

因此，直接起爆的稀釋度范圍決定了風(fēng)洞的模擬范圍。若將驅(qū)動氣體直接起爆的臨界稀釋度定義為“爆轟極限”，那么可以說爆轟極限越寬，模擬范圍也就越寬。爆轟極限更一般的定義是爆轟波能夠自持傳播的臨界條件，包含初始條件和邊界條件。以氫氧反向爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞為例，目前的驅(qū)動氣體爆轟極限約為2H2+O2+3.76N2，在常規(guī)運行方式下模擬來流的總溫下限為3 200 K。為了進(jìn)一步降低模擬總溫，俞鴻儒[4]提出了“小驅(qū)大”的運行方式，用該方法可以在實驗中將模擬的自由來流總溫降至2 600 K。但是，小驅(qū)大的方式導(dǎo)致來流總壓損失了50%。如果將驅(qū)動氣體的爆轟極限提高到2H2+O2+7N2，則在常規(guī)運行方式下即可模擬2 600 K 來流總溫，而不會導(dǎo)致總壓損失。由此可見，通過拓寬爆轟極限可以顯著擴(kuò)大風(fēng)洞的參數(shù)模擬范圍。

爆轟極限與點火方式的起爆能力密切相關(guān)。Matsui[5]對常壓氫/空氣混合物進(jìn)行了起爆實驗，結(jié)果表明增加起爆能量可以把氫氣的爆轟極限從V（H2）=17%～57%拓展至12%～70%。所以提高點火方式的起爆能力是拓寬驅(qū)動氣體爆轟極限的有效方法。

驅(qū)動氣體一般是利用點火管來起爆的。點火管是一根細(xì)管，一端與驅(qū)動段連通，另一端有電爆絲或火花塞。電爆絲在高壓電容的作用下瞬間爆炸，引燃點火管內(nèi)的氣體，火焰在點火管內(nèi)加速，燃燒產(chǎn)物從點火管出口噴出，形成高溫射流，如圖1（b）所示。驅(qū)動氣體在射流的作用下瞬間發(fā)生爆轟，爆轟波向驅(qū)動段上游的未燃混合氣體中傳播，同時爆轟產(chǎn)生的高溫高壓反應(yīng)產(chǎn)物沖破激波風(fēng)洞驅(qū)動段與被驅(qū)動段之間的膜片，產(chǎn)生一道向下游傳播的激波，如圖1（c）所示。

按照點火管出口處氣體燃燒模態(tài)的不同，一般將點火管分為兩類：爆轟點火管和射流點火管，兩者分別利用爆轟波和熱射流起爆驅(qū)動氣體。Inada 等[6]認(rèn)為兩類點火管的本質(zhì)區(qū)別在于點火火焰鋒面中是否存在爆轟胞格的橫波結(jié)構(gòu)，有橫波結(jié)構(gòu)則歸為爆轟起爆，否則視作射流起爆。這種區(qū)分是從被起爆氣體的胞格形成機制角度來考量的，在爆轟起爆中，點火氣體形成的爆轟波本身有胞格結(jié)構(gòu)，使被起爆氣體能夠直接“承襲”其橫波，進(jìn)而過渡為自身的爆轟結(jié)構(gòu)。而射流起爆過程中，射流火焰并未直接提供胞格，被起爆氣體的胞格結(jié)構(gòu)可能來自于局部爆炸或射流的激波。射流的產(chǎn)生有不同的方法，既可以利用爆轟敏感性低的混氣爆燃直接獲得射流，也可以用爆轟敏感性高的氣體先形成爆轟，再強行破壞胞格結(jié)構(gòu)來獲得射流，破壞方法包括在點火管出口設(shè)置膜片或使點火管出口直徑小于爆轟穩(wěn)定傳播的臨界直徑等。

爆轟點火管的電爆絲常常無法直接引發(fā)爆轟，而是需要經(jīng)歷一個爆燃轉(zhuǎn)爆轟（deflagration-todetonation transition，DDT）的過程，所以提高爆轟點火管起爆能力的主要方法在于加速DDT。Shchelkin[7]提出了一種非常有效的DDT 加速方法—內(nèi)螺紋型面。Shchelkin 方法的有效性得到了實驗驗證[8]，并且在脈沖爆轟發(fā)動機和爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞點火管上廣泛應(yīng)用[9]。加速DDT 的另一個方法是在流道中設(shè)置障礙物，Lee 等[10]對障礙物參數(shù)進(jìn)行了大量實驗研究，細(xì)節(jié)參見文獻(xiàn)[11-13]。Akbar 等[14]研究了利用添加劑加速航空煤油DDT 的方法，但效果不顯著。Li 等[15]對脈沖爆轟發(fā)動機加速DDT 的方法進(jìn)行了綜述。

射流點火管則更加復(fù)雜，起爆能力的影響因素尚未完全明確。張欣玉等[16]分析了點火管長度和內(nèi)部障礙物對點火管起始爆轟能力的影響，結(jié)論認(rèn)為點火管縮徑形成的射流點火具有較強點火能力，且點火能力主要取決于點火管長度，越長點火越強，而擾流結(jié)構(gòu)反而削弱點火能力。林偉等[17-18]研究了壁面反射和射流速度對起爆能力的影響，認(rèn)為射流與壁面越接近、射流速度越高，則起爆能力越強。

雖然前人的研究取得了相當(dāng)?shù)倪M(jìn)展，但目前爆轟起始問題仍缺乏普適性的定量規(guī)律，甚至定性的機理描述也缺乏統(tǒng)一的認(rèn)識[19]。以射流起爆為例，最早發(fā)現(xiàn)射流直接起爆現(xiàn)象的Knystautas 等[20]認(rèn)為強湍流導(dǎo)致的熱燃燒產(chǎn)物與未燃?xì)怏w劇烈摻混是起爆的決定性因素，Bezmelnitsin 等[21]和Medvedev 等[22]則認(rèn)為激波與射流火焰的相互作用才是起爆的根本原因。關(guān)于各種起爆機理的假說詳見Thomas 等的綜述[23]。

由于現(xiàn)有理論在指導(dǎo)爆轟驅(qū)動點火管起爆能力優(yōu)化這種復(fù)雜工程問題方面存在困難，此類研究仍以實驗為主。本文中，基于前人的一些定性經(jīng)驗，圍繞提高爆轟驅(qū)動點火管起爆能力這一目標(biāo)，就點火管口徑、單/雙點火管、點火氣體爆轟敏感性3 種因素對起爆能力的影響開展實驗研究。

1 實驗設(shè)備與方法

1.1 激波管與點火管

實驗在中國科學(xué)院力學(xué)研究所高溫氣體動力學(xué)實驗室的BBF-100 激波管上進(jìn)行，如圖2（a）所示。BBF-100 激波管內(nèi)徑為100 mm，全長為11.5 m，其中驅(qū)動段長5 m，被驅(qū)動段長6.5 m，兩段之間以滌綸薄膜隔開。驅(qū)動段內(nèi)為氫氧氮組成的可燃混合氣體，被驅(qū)動段內(nèi)為空氣。

實驗中采用了4 種不同口徑?的點火管，如圖2（b）～（e）所示。點火管的內(nèi)腔由兩段構(gòu)成，靠近電爆絲的一段長164 mm，內(nèi)徑為40 mm；與驅(qū)動段連接的一段長224 mm，內(nèi)徑分別為20、30、40 和50 mm。點火管與驅(qū)動段的軸線相互垂直，通過螺紋連接。點火管的電爆絲阻值為5～7 Ω，電爆絲的電源為600 V 直流高壓電容。

圖 2 BBF-100 激波管（a）與點火管（b）～（e）Fig. 2 BBF-100 shock tube (a) and igniters (b)-(e)

傳統(tǒng)的點火管與驅(qū)動段是連通的，點火氣體與驅(qū)動氣體相同。這種點火管的起爆極限大約在2H2+O2+3.76N2附近，繼續(xù)擴(kuò)大爆轟極限非常困難，因為點火氣體的能量受到驅(qū)動氣體的限制。為了解決這一問題，本文在點火管與驅(qū)動段之間添加了一道膜，這樣就可以在點火管內(nèi)使用化學(xué)恰當(dāng)比的混氣并提高點火管壓強，從而顯著提高點火管的起爆能力。

1.2 實驗方法

實驗前，驅(qū)動段內(nèi)填充氮氣稀釋的氫氧混合氣體，組分配比為2H2+2.47O2+5.53N2，初始壓強pd為150 kPa；被驅(qū)動段為常壓空氣；點火管內(nèi)填充不同的點火氣體，如化學(xué)恰當(dāng)比的CO-O2、H2-O2等，不同實驗中初始壓強pi不同。

定義pi/pd為“點火壓比”，無論點火管如何設(shè)計，通?？偰芡ㄟ^提高pi/pd實現(xiàn)直接起爆。若定義恰好直接起爆驅(qū)動氣體時的點火壓比為臨界壓比，則可以用臨界壓比來衡量點火管本身的起爆能力：臨界壓比越高，則起爆能力越差。例如，當(dāng)點火管出口直徑增大時，若對應(yīng)的臨界壓比降低，則認(rèn)為口徑增大有助于提高點火管的起爆能力。選擇臨界壓比而不是點火管能量作為點火管起爆能力的評價指標(biāo)主要是因為點火管能量的計算和實驗測量困難。如下文所述，實際的起爆過程中，點火管的能量并非瞬間完全釋放到驅(qū)動氣體中，而是經(jīng)過了相對漫長的過程，而且這個釋放過程還因點火氣體的燃燒模態(tài)、流道形狀等因素的差異而存在顯著區(qū)別。這種復(fù)雜性使得計算和測量直接起爆驅(qū)動氣體所需的實際點火管能量非常困難，所以選擇了從臨界壓比這個角度來衡量點火管的起爆能力。

驅(qū)動段內(nèi)是否直接起爆是通過波速來確定的。驅(qū)動段上裝有4 枚壓電傳感器，如圖2（a）所示。通過測量驅(qū)動氣體燃燒產(chǎn)生的壓力波依次經(jīng)過各個傳感器的時間差算出波速的平均值。當(dāng)各段測得的平均波速均與C-J 理論爆速很接近時（誤差小于1.5%），則認(rèn)為發(fā)生了直接起爆。

另外，在進(jìn)行單點火管實驗時，點火管出口對側(cè)的位置上也安裝了一枚壓電傳感器，用于測定點火管內(nèi)火焰加速的時間，在使用雙點火管時，該壓電傳感器由另一根點火管替代。在本研究中只關(guān)心驅(qū)動段是否能夠直接起始爆轟，因此被驅(qū)動段的壓力為常壓，未測量進(jìn)入被驅(qū)動段的激波速度。

爆轟的起爆具有一定的隨機性，在臨界狀態(tài)附近這種隨機性尤為顯著。為了確保實驗結(jié)果可靠，臨界壓比的判定以3 次相同工況實驗均直接起爆為標(biāo)準(zhǔn)，當(dāng)重復(fù)性實驗中出現(xiàn)一次爆燃或DDT 時，則視為該工況對應(yīng)的壓比小于臨界壓比。

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 點火管口徑

為了確定在爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞這種環(huán)境中，點火管出口直徑對起爆能力的影響，對圖2(b)～(e)所示的4 根點火管進(jìn)行了驅(qū)動氣體起爆實驗，4 根點火管出口直徑與驅(qū)動段直徑之比分別為0.2、0.3、0.4 和0.5(驅(qū)動段直徑為100 mm)，點火氣體均為2CO+O2。

各點火管在不同點火壓比下測得的驅(qū)動段平均波速如圖3 所示。實驗表明，隨著點火管口徑的增加，對應(yīng)的臨界壓比逐漸降低，說明點火管口徑與點火管的起爆能力呈正相關(guān)。圖中的4 條虛線分別對應(yīng)4 個點火管的臨界壓比，當(dāng)點火管的壓比超過臨界壓比時，測得的驅(qū)動氣體波速均在C-J 理論爆速1 700 m/s 附近，低于該值時則爆速散布程度急劇增加，可能出現(xiàn)直接起爆、DDT 或爆燃3 種情況。

定性而言，實驗結(jié)果與前人研究結(jié)論一致。Dorofeev 等[24]對H2-air 混合物進(jìn)行過大尺度的射流起爆實驗，當(dāng)氫空氣為化學(xué)恰當(dāng)比時，射流直徑要大于等于200 mm 才能實現(xiàn)射流起爆。Carnasciali 等[25]研究了點火氣體與被起爆氣體組分不同時的起爆過程，認(rèn)為射流管道的出口直徑對起爆的影響規(guī)律與爆轟起爆中的臨界管徑類似，當(dāng)管徑超過某個值時才可能實現(xiàn)爆轟起爆。臨界管徑定義如下：在一根等截面直管與無限大空間連通，管道和空間中充滿相同的可燃混氣，當(dāng)管道直徑不低于某個臨界值時，一道從管道傳入空間中的平面爆轟波就能在進(jìn)入無限大空間后發(fā)展為球爆轟，這個臨界值便稱為臨界管徑。目前一般認(rèn)為當(dāng)管徑大于臨界管徑時，爆轟波穩(wěn)定傳播所需的細(xì)節(jié)波系結(jié)構(gòu)才能存在。Lieberman 等[26]研究了射流管徑對C3H8-O2混合物爆轟極限的影響，當(dāng)射流管徑從3 mm 增大到19 mm 時，可以起始爆轟的極限氮氣稀釋度從30%增長到40%。

定量角度，點火管口徑與驅(qū)動段之比從0.2 增大到0.5 時，臨界壓比從6.8 降至2.5，降幅較顯著?？梢姡瑪U(kuò)大點火管口徑在提高起爆能力方面具有實用意義。

增大點火管口徑也會引入其他問題，比如開孔直徑增大會降低驅(qū)動段的管壁強度。為了避免使用口徑過大的點火管，又對點火氣體爆轟敏感性在提高起爆能力方面的作用進(jìn)行了研究。

圖 3 不同點火管的驅(qū)動氣體爆燃壓力波或爆轟波速度分布Fig. 3 Driver gas deflagration pressure wave or detonationwave velocity distribution of different igniters

2.2 點火氣體爆轟敏感性

驅(qū)動氣體的爆轟敏感性對起爆的影響顯而易見，其爆轟敏感性越強，相應(yīng)的爆轟極限就越寬。當(dāng)驅(qū)動氣體相同時，點火氣體的爆轟敏感性也可能對起爆有重要影響。為了確定點火氣體爆轟敏感性的影響，本文中選取了爆轟敏感性極強和極弱的2 種氣體：H2和CO。在所有可燃?xì)怏w中，H2的爆轟敏感性僅次于C2H2，化學(xué)恰當(dāng)比的氫氧混氣在很小的點火能量下即可直接起始爆轟。CO 的爆轟敏感性則非常弱，CO-O2的反應(yīng)中沒有鏈分支反應(yīng)，無法形成支鏈爆炸，所以純凈的CO-O2化學(xué)恰當(dāng)比混氣甚至無法形成自持爆轟，無論外界提供的起爆能量有多高[27]。

為了明確點火氣體的爆轟敏感性對點火過程的影響，進(jìn)行了點火觀察實驗。利用Photron 高速相機對上述2 種點火氣體的射流過程進(jìn)行了拍攝，采樣頻率為100 000 s-1。實驗中將激波管被驅(qū)動段端蓋打開，將相機放在端蓋后面，沿管道軸向拍攝上游的射流，拍攝角度如圖2（a）所示。為了保護(hù)相機并提高圖像清晰度，將主膜片換成了2 cm 厚的有機玻璃。此外，還利用點火管出口對面處的壓電傳感器P5 測量了從發(fā)出點火信號到點火壓力波到達(dá)傳感器P5 的時間。

表1 給出了不同條件下的點火管火焰?zhèn)鞑r間，表中tp為初始時刻（電源信號觸發(fā)時刻）到傳感器P5 測到射流沖擊波的時間，tf為初始時刻到火焰面到達(dá)傳感器P5 的時間（通過高速攝影判斷），tp和tf從壓力波和火焰面2 個角度反映了火焰?zhèn)鞑サ目炻?，下?biāo)m 表示多次實驗的平均值，σ 為樣本標(biāo)準(zhǔn)差，標(biāo)準(zhǔn)差越大說明隨機性越強。

表 1 點火管火焰?zhèn)鞑r間Table 1 Igniter flame propagation time

觀測發(fā)現(xiàn)點火氣體的爆轟敏感性對射流形態(tài)有決定性影響，上述2 種點火組分的燃燒模態(tài)完全不同：低敏感性的2CO+O2形成了典型的爆燃射流，火焰?zhèn)鞑r間長達(dá)12 ms，說明火焰面?zhèn)鞑ニ俣嚷?。高速攝影觀察到膜片破碎后很長一段時間才出現(xiàn)明亮的火焰，隨后是火舌狀的燃燒產(chǎn)物射流，火焰形態(tài)呈現(xiàn)出湍流射流的特征，如圖4（a）所示。點火管膜片殘骸的邊緣不規(guī)則且有大量熔融顆粒，如圖4（b）所示，這是壓力破膜殘骸的典型特征，說明火焰面的傳播速度低于聲速。高敏感性的2H2+O2則發(fā)展成了爆轟，火焰?zhèn)鞑r間僅約0.4 ms，比前者小一個量級，而且壓力波和燃燒產(chǎn)物幾乎同時到達(dá)傳感器P5，說明激波與化學(xué)反應(yīng)面可能是耦合的，符合爆轟波的特征。高速攝影捕捉到的圖像中射流火焰面整齊，形狀類似于球爆轟，如圖4（c）所示。點火管膜片殘骸邊緣整齊干凈，是爆轟波剪切破膜的典型特征，見圖4（d）。

在明確了點火氣體爆轟敏感性對射流的影響后，為了進(jìn)一步對比這兩種爆轟敏感性不同的氣體在起爆能力方面的差異，對點火管進(jìn)行了起爆實驗。實驗以化學(xué)恰當(dāng)比H2-O2和CO-O2作為點火氣體，分別使用了縮頸的 30 mm 點火管和等徑的 40 mm 點火管，點火管內(nèi)型面參數(shù)見圖2。

測得的驅(qū)動氣體波速隨點火壓比的分布如圖5 所示。圖5（a）為縮頸點火管的實驗結(jié)果，數(shù)據(jù)顯示點火氣體為2CO+O2時臨界壓比為3.5，而點火氣體為2H2+O2時臨界壓比則為4.9，爆轟敏感性低的混氣起爆能力更強。等徑點火管的結(jié)果則不然，如圖5（b）所示，2H2+O2對應(yīng)的臨界壓比約為3.0，而2CO+O2對應(yīng)的臨界壓比則約為3.1，幾乎處于同一水平，說明在起爆能力方面，點火氣體爆轟敏感性并不能唯一地決定起爆能力，點火管內(nèi)型面對起爆能力也有重要作用。

這兩組實驗反映出點火管內(nèi)型面對火焰的激勵作用具有選擇性：在縮徑型面的點火管中爆燃的起爆能力更強，在等徑型面的點火管中爆轟和爆燃的起爆能力不相上下。一種可能的解釋是，縮頸處形成的壓力波反射有利于爆燃火焰的強化，促進(jìn)了未燃?xì)怏w與燃燒產(chǎn)物的摻混，提高了火焰?zhèn)鞑ニ俣?，使得爆燃射流變得更猛烈，所以縮頸型面的點火管中爆燃射流的起爆能力更強。在等徑型面的點火管中，由于沒有了阻礙，爆燃失去了重要的火焰強化邊界條件，而爆轟的傳播則基本未受影響，因此爆燃在起爆能力方面的相對優(yōu)勢消失。

圖 4 射流火焰與膜片F(xiàn)ig. 4 Jet flame and diaphragms

圖 5 不同點火氣體組分對應(yīng)的驅(qū)動氣體爆燃壓力波或爆轟波速度分布Fig. 5 Driver gas deflagration pressure wave or detonation wave velocity distribution for different ignition gas components

綜上所述，本組實驗得到的主要結(jié)論如下：（1）點火氣體的爆轟敏感性決定了點火管內(nèi)的燃燒模態(tài)，敏感性越高越容易形成爆轟，敏感性越低越容易出現(xiàn)爆燃；（2）點火管內(nèi)型面對火焰的激勵作用呈現(xiàn)出選擇性，在縮徑型面的點火管中爆燃的起爆能力更強，在等徑型面的點火管中爆轟和爆燃的起爆能力大體持平。

2.3 單/雙點火管

雙點火管能夠提高單位時間內(nèi)輸入驅(qū)動段的能量，而且2 個點火管的射流相互撞擊也有利于爆轟的產(chǎn)生。為了驗證雙點火管在起爆能力方面的提升效果，對雙點火管進(jìn)行了起爆實驗。實驗中，在驅(qū)動段上安裝了2 根點火管，口徑分別為30 mm 和20 mm，即圖2（c）和（b）。兩點火管同軸，出口相對。實驗前，兩根點火管同時充氣，初始壓強也完全相同。為了保證摻混的均勻程度，燃料（H2或CO）和O2是各分2 次緩慢充入的，早期的重復(fù)性實驗表明這種充氣方法能夠保證點火管內(nèi)氣體均勻預(yù)混。驅(qū)動段工況與2.1 節(jié)中的參數(shù)相同。

圖6 給出了兩種點火氣體的起爆結(jié)果統(tǒng)計，其中圖6（a）和（b）對應(yīng)的點火氣體分別為2H2+O2和2CO+O2。每張圖中除了給出了 20 mm+ 30 mm 雙點火管的驅(qū)動段氣體波速，還給出了使用 30 mm 單點火管時的數(shù)據(jù)作為對比。

圖 6 單/雙點火管的驅(qū)動氣體爆燃壓力波或爆轟波速度分布Fig. 6 Driver gas deflagration pressure wave or detonation wave velocity distribution in single/double igniters

實驗結(jié)果顯示，當(dāng)點火氣體為2H2+O2時，單點火管和雙點火管對應(yīng)的臨界壓比分別為4.9 和3.7，雙點火管的起爆能力明顯更強。相反，在點火氣體為2CO+O2時，雙點火管可靠起爆的臨界壓比約為4，而單點火管的臨界壓比為3.5，雙點火管起爆能力比單點火管低。

在點火氣體為2CO+O2時，雙點火管之所以沒有體現(xiàn)出更強的起爆能力，是由于2 個點火管的射流沒有實現(xiàn)同步。理想情況下，2CO+O2的2 個射流應(yīng)該同時沖破點火管膜片，射流在驅(qū)動段內(nèi)相撞，如圖7（a）所示。而實際情況卻是右邊的射流率先進(jìn)入了驅(qū)動段，還搶先抵達(dá)了對面點火管的出口，如圖7（b）所示。圖7（b）對應(yīng)的真實過程如圖7（d）～（g）所示：右邊射流率先射入驅(qū)動段，并且快速膨脹。這個射流是未燃點火氣體和燃燒產(chǎn)物的混合湍流，當(dāng)射流遇到從對面管壁反射的激波后，被壓縮的未燃?xì)怏w被瞬間點燃，形成了圖7（f）中火焰左端的明亮區(qū)。之后，右射流的火焰繼續(xù)向左側(cè)發(fā)展，直到右射流火焰到達(dá)左側(cè)管壁時，左射流依然沒有出現(xiàn)，如圖7（g）所示。

而點火氣體為2H2+O2的雙點火管則出現(xiàn)了圖7（c）中預(yù)期的雙射流對撞。圖7（h）～（k）為這一過程的時序照片：圖7（i）對應(yīng)時刻右側(cè)射流進(jìn)入驅(qū)動段，圖7（j）時刻左側(cè)射流進(jìn)入驅(qū)動段，圖7（k）為2 個射流相向膨脹的瞬間，兩者最終將在驅(qū)動段中相撞。

由表1 中的火焰?zhèn)鞑r間標(biāo)準(zhǔn)差可以看出，點火管內(nèi)的火焰?zhèn)鞑r間存在一定的波動性，當(dāng)2 個點火管的傳播時間相差過大時就無法保證射流同步性了?；邳c火管膜片的耐壓水平和高速攝影獲得的火焰圖像，可以估計出沖擊波和射流火焰面在驅(qū)動段管道內(nèi)的傳播速度在1 200～2 700 m/s 的范圍內(nèi)，驅(qū)動段管道直徑為100 mm，則火焰面從點火管出口到達(dá)對側(cè)壁面的時間為0.04～0.08 ms。由表1 可知，2H2+O2的工況中標(biāo)準(zhǔn)差在0.02 ms 左右，能保證2 個射流在驅(qū)動段內(nèi)相遇，而2CO+O2的火焰?zhèn)鞑r間標(biāo)準(zhǔn)差為1～2 ms，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出了0.04～0.08 ms 的范圍，因此后者的射流顯然無法同步。

實驗還發(fā)現(xiàn)火焰加速的隨機性在雙點火管中被顯著放大，導(dǎo)致在很大的點火壓比范圍內(nèi)起爆與否是隨機的。圖6 中以虛線標(biāo)記出了單/雙點火管起爆成功的工況中的最小點火壓比（pi/pd）y，min和起爆失敗工況的最大點火壓比（pi/pd）n，max，當(dāng)點火壓比處在兩者之間時起爆結(jié)果是隨機的。圖6 中單點火管只在很窄的點火壓比范圍內(nèi)會出現(xiàn)起爆結(jié)果的不確定性，而使用雙點火管時這個隨機的壓比范圍則大得多。

綜上所述，使用雙點火管確實能夠提高起爆能力，但前提是保證2 個點火管的射流同步性。為了滿足射流同步性，點火組分要選擇爆轟敏感性高的氣體（如化學(xué)恰當(dāng)比的氫氧）。

圖 7 雙點火管射流過程((a)～(c)為示意圖, (d)～(g)為2CO+O2 時序照片,（h)～(k)為2H2+O2 時序照片)Fig. 7 Double igniters jet process ((a)-(c) are schematics, (d)-(g) are sequential photos of 2CO+O2 jets,(h)-(k) are sequential photos of 2H2+O2 jets)

3 結(jié) 論

基于拓展爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞的模擬范圍這一需求，從提高點火管起爆能力來拓寬驅(qū)動氣體爆轟極限的角度入手，對點火管口徑、點火氣體爆轟敏感性、單/雙點火管3 種因素對起爆能力的影響進(jìn)行了實驗研究，主要結(jié)論如下：

（1）點火管口徑增大能夠提高起爆能力，在本研究的范圍內(nèi)，口徑增大對臨界壓比的降低效果較顯著。

（2）點火氣體爆轟敏感性對起爆能力有影響：點火管為縮徑內(nèi)型面時，低敏感性氣體起爆能力更強；為等徑內(nèi)型面時兩種爆轟敏感性不同的點火氣體起爆能力大體持平。

（3）雙點火管能夠提高起爆能力，但必須保證射流同步，為保證同步性需使用化學(xué)恰當(dāng)比氫氧等爆轟敏感性強的點火氣體。

在爆轟驅(qū)動激波風(fēng)洞的實際應(yīng)用中，如果驅(qū)動氣體平均分子量?。ㄈ绾瑲淞亢芨撸瑒t建議使用等徑雙點火管、H2-O2點火氣體；若驅(qū)動氣體平均分子量大（如氮氧等比例很高），則推薦采用縮頸單點火管、CO-O2作為點火氣體。如需進(jìn)一步提高點火能量，則可以采用增大點火管口徑和提高點火管充氣壓強的方法。