王順利，吳 云,2，金 迪，郭善廣，鐘也磐，楊興魁

（1. 空軍工程大學(xué)航空等離子體動力學(xué)重點實驗室，陜西 西安 710038；2. 西安交通大學(xué)機械工程學(xué)院航空發(fā)動機研究所，陜西 西安 710049）

爆震燃燒是一種近似于等容燃燒的高效燃燒放熱方式。相同初始條件下，采用爆震燃燒的發(fā)動機相比傳統(tǒng)采用等壓燃燒的發(fā)動機具有更高的熱循環(huán)效率。旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動機(rotating detonation engine,RDE)作為爆震發(fā)動機的一種，具有工作頻率高、只需一次點火和結(jié)構(gòu)簡單等優(yōu)點。20 世紀(jì)60 年代，Voitsckhovskii 等[1]最早進(jìn)行了旋轉(zhuǎn)爆震實驗，獲得了連續(xù)的旋轉(zhuǎn)爆震波。Bykovskii 等[2-6]開展了多種燃料下的旋轉(zhuǎn)爆震實驗，為后續(xù)的旋轉(zhuǎn)爆震機理研究提供了有效參考。目前，隨著日益增長的高性能發(fā)動機研制需求，旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動機已經(jīng)成為國際研究的熱點[7-8]。噴管是發(fā)動機的重要增推裝置，學(xué)者們相繼開展了噴管與旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室的匹配和噴管對推力性能影響的研究。

仿真方面，Shao 等[9]利用數(shù)值模擬研究了拉瓦爾噴管、收斂噴管、擴張噴管和平直噴管對發(fā)動機推進(jìn)性能的影響，發(fā)現(xiàn)噴管能夠很大程度上提高發(fā)動機的推進(jìn)性能，其中拉瓦爾噴管對性能的提升最明顯。Yi 等[10]針對加裝不同噴管的氫氣-空氣RDE 推力性能進(jìn)行了仿真研究，認(rèn)為擴張噴管對RDE 提高推力、比沖以及降低總壓損失效果較好。Jourdaine 等[11]建立了H2/O2和H2/air 等2 種爆震波三維詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)模型，通過對流場結(jié)構(gòu)的分析，發(fā)現(xiàn)加裝塞式噴管有助于提高旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動機燃燒室壓力、比沖和燃燒效率。

實驗方面，Kato 等[12]以氧氣和乙烯為氧化劑和燃料，研究了不同噴管對旋轉(zhuǎn)爆震特性和RDE 推力性能的影響。實驗結(jié)果表明，收斂噴管和收斂擴張噴管都有助于增加RDE 推力，其中收斂擴張噴管效果最好。高劍等[13]的噴管實驗結(jié)果表明，收斂噴管對RDE 推力的提升效果最明顯，拉瓦爾噴管對推力提升也有一定作用，但加裝擴張噴管會降低RDE 推力。Fotia 等[14]研究了塞式噴管的軸向安裝高度、中心錐體半角和中心錐體截斷對于質(zhì)量流量和推力效率的影響，發(fā)現(xiàn)塞式噴管的質(zhì)量流量和推力效率對中心錐體半角不敏感，截斷塞式噴管的中心錐體會降低推力效率。Rankin 等[15]采用實驗測量和數(shù)值模擬2 種方法，證明了圓錐形中心體與RDE 下游的收斂擴張噴管的組合可以作為一種有效的無源流動控制技術(shù)，用來減弱爆震波對下游流場的周期性影響。綜上所述，噴管對于提升RDE 的推力性能有重要作用。但要使噴管更好地與爆震燃燒室匹配從而獲得更佳的總體性能，還需要研究噴管對于爆震燃燒室內(nèi)爆震波特性的影響。

基于煤油和空氣在常溫條件下的爆震較難實現(xiàn)，本實驗通過煤油預(yù)燃裂解產(chǎn)生高活性分子提高煤油活性，并采取氧含量與空氣較接近的氧氣體積分?jǐn)?shù)為30%的富氧空氣作為氧化劑，實現(xiàn)旋轉(zhuǎn)爆震并開展3 種典型噴管（收斂、擴張和收斂擴張型）對旋轉(zhuǎn)爆震波模態(tài)轉(zhuǎn)換和波速特性的影響研究。

1 實驗系統(tǒng)

實驗系統(tǒng)主要由7 部分組成，即供油系統(tǒng)、供氣系統(tǒng)、點火系統(tǒng)、時序控制系統(tǒng)、RDE、噴管和測量與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，如圖1 所示。

圖1 實驗系統(tǒng)Fig. 1 Experimental system

1.1 供油系統(tǒng)

供油控制臺(見圖2)通過內(nèi)部變頻器控制油泵壓力（預(yù)設(shè)為1.25 MPa），為RDE 提供穩(wěn)定壓力的煤油。在一定的供油壓力下，煤油流量通過噴嘴大小和數(shù)量來控制，由流量計標(biāo)定，實驗中采用的噴嘴均為丹佛斯噴嘴。

1.2 供氣系統(tǒng)

供氣系統(tǒng)（見圖3）主要用于為點火系統(tǒng)（預(yù)爆管）提供預(yù)爆所需的氫氣和氧氣，為預(yù)燃室提供空氣以及向RDE 提供爆震所需的30%富氧空氣。RDE 所需氣體均由高壓氣源供應(yīng)，流量大小由音速噴嘴和調(diào)節(jié)來流總壓控制并用流量計標(biāo)定。

圖2 供油平臺Fig. 2 Fuel supply system

圖3 供氣平臺Fig. 3 Gas supply system

1.3 點火系統(tǒng)

RDE 的點火由與燃燒室外壁連接的預(yù)爆管實現(xiàn)。氫氣和氧氣通過預(yù)爆管頂端兩側(cè)接口進(jìn)入預(yù)爆管，然后由火花塞（點火能量50 mJ）點燃，在預(yù)爆管內(nèi)完成爆燃轉(zhuǎn)變?yōu)楸鸬倪^程，于出口處形成初始爆震波用于旋轉(zhuǎn)爆震燃燒室點火。

1.4 時序控制系統(tǒng)

所有系統(tǒng)時序均由計算機集成控制，實驗過程時序如圖4 所示，先對煤油進(jìn)行預(yù)燃裂解產(chǎn)生裂解氣，裂解氣隨后與氧化劑摻混，由預(yù)爆管點火起爆。

圖4 實驗時序Fig. 4 Time sequence of the experiments

1.5 旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機

RDE 部分（見圖5）由4 段組成：預(yù)燃室、裂解室、集氣腔和爆震燃燒室。預(yù)燃室在最前端，其作用是少量煤油（預(yù)燃煤油）的完全燃燒（當(dāng)量比為1），為裂解室中的煤油（裂解煤油）提供高溫裂解環(huán)境，促進(jìn)裂解過程的進(jìn)行。裂解室內(nèi)噴入的煤油吸收預(yù)燃室煤油燃燒所產(chǎn)生的熱量，裂解成活性更高的氣態(tài)混合物，即裂解氣。爆震燃燒室噴注結(jié)構(gòu)采用噴孔-環(huán)縫型（見圖6），裂解氣集氣腔上周向布有180 個直徑為1 mm 的圓形噴注孔與爆震燃燒室相連。氧化劑（30%富氧空氣）則通過集氣腔出口寬度為0.4 mm 的環(huán)縫進(jìn)入爆震燃燒室。爆震燃燒室采用的是環(huán)形燃燒室結(jié)構(gòu)，其中，內(nèi)筒直徑為120 mm，外筒直徑為150 mm，內(nèi)外筒同心安裝，環(huán)形燃燒室寬度為15 mm，軸向長度為170 mm。

圖5 旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動機簡圖Fig. 5 Schematic diagram of the RDE

圖6 集氣腔剖面圖Fig. 6 The profile of the plenum chamber

1.6 噴管

實驗中使用了3 種類型的噴管：收斂噴管、擴張噴管和收斂擴張噴管，其中收斂和收斂擴張型噴管的出口和喉道與燃燒室環(huán)形通道的出口面積比分別為0.415 和0.151。而擴張噴管的出口與燃燒室環(huán)形通道面積比為2.46。中心錐體半角為30°，收斂和收斂擴張型噴管收斂段收斂半角均為21°，收斂擴張噴管擴張段擴張半角為10°。收斂噴管與擴張噴管與中心錐體軸向長度相等，收斂擴張噴管的收斂、擴張段軸向長度均為150 mm。各噴管的具體結(jié)構(gòu)如圖7 所示，其中紫色部分為燃燒室以及噴管流，噴管通過法蘭盤與燃燒室外筒后端由螺栓連接，噴管進(jìn)口與中心錐體底面平齊。

圖7 噴管側(cè)剖面圖Fig. 7 Side profiles of the nozzles

1.7 測量與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)

測量與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)主要由高頻壓力傳感器(型號為PCB 113B24)和NI-X 系列數(shù)據(jù)采集設(shè)備組成。2 個壓力傳感器嵌入式安裝在燃燒室外壁同一軸向位置，且周向呈90°，用來測量燃燒室中的動態(tài)壓力信號，2 組信號分別記為通道1(PCB1)、通道2(PCB2)，安裝位置如圖8 所示。本文實驗中，壓力信號頻率定義為單位時間內(nèi)爆震波沿環(huán)形燃燒室傳播一周的次數(shù)。鑒于本實驗測量中，單波模態(tài)下爆震波頻率在2 kHz 左右，對壓力信號的測量主要針對其頻率特征，因此NI 系統(tǒng)每個數(shù)據(jù)通道采樣頻率設(shè)置為200 kHz，完全滿足旋轉(zhuǎn)爆震壓力信號數(shù)據(jù)采集的要求。

2 實驗結(jié)果與分析

圖8 燃燒室Fig. 8 The detonation combustion chamber

實驗工況如表1 所示，F(xiàn)1、F2、F3、F4分別為預(yù)燃室空氣流量、預(yù)燃煤油流量、裂解室補油流量和爆震燃燒室30% 富氧空氣流量，γ 為當(dāng)量比，即裂解室補油流量完全燃燒所需富氧空氣流量與實際富氧空氣流量之比。通過改變裂解室補油流量改變當(dāng)量比，研究了加裝不同噴管后的裂解氣旋轉(zhuǎn)爆震特性。實驗中，預(yù)燃空氣和煤油分別以流量F1和F2進(jìn)入預(yù)燃室燃燒，產(chǎn)生的熱量對于在裂解室噴入的流量為F3的煤油進(jìn)行裂解產(chǎn)生裂解氣，裂解氣和富氧空氣通過噴孔環(huán)縫結(jié)構(gòu)注入爆震燃燒室而后由預(yù)爆管點火。其中富氧空氣噴注壓力為1.2 MPa，裂解氣噴注壓力約為0.45 MPa，溫度約為500 K，具體裂解氣參數(shù)以及成分的詳細(xì)描述見文獻(xiàn)[16-17]。

表1 實驗工況Table 1 Experimental conditions

2.1 爆震波模態(tài)

實驗中共出現(xiàn)了3 種典型爆震波模態(tài)，即單波模態(tài)、對撞點不穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)和對撞點穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)，下面主要對這3 種模態(tài)進(jìn)行分析。

2.1.1 單波模態(tài)

圖9 中給出了當(dāng)量比為0.85 時，無噴管、擴張噴管、收斂噴管和收斂擴張噴管下的爆震波壓力信號及其頻譜。從頻譜中可以看出，無噴管、擴張噴管和收斂噴管下的壓力信號頻率成分主要包括一個單一主頻和若干個能量較低的倍頻，這是單波模態(tài)的典型頻譜特征。結(jié)合時域信號的結(jié)果，可以推斷此時3 種條件下的爆震波均處于穩(wěn)定的單波模態(tài)。而加裝收斂擴張噴管時，主頻約為單波模態(tài)下的2 倍，結(jié)合時域信號判斷此時為雙波模態(tài)，雙波方向?qū)⒃谙挛挠懻摗尾B(tài)下，爆震波經(jīng)過新鮮反應(yīng)物后，波后反應(yīng)物高度降低，難以滿足新波頭產(chǎn)生的條件，而由于給定實驗工況下波前的新鮮反應(yīng)物內(nèi)反應(yīng)物活性和斜激波反傳強度沒有達(dá)到形成自持傳播的新爆震波頭的條件，因此新的爆震波頭在傳播過程中逐漸減弱消失或以遠(yuǎn)小于主爆震波的強度傳播[18]，這在頻譜上表現(xiàn)為能量較低的倍頻。

2.1.2 對撞點不穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)

圖9 PCB1 快速傅里葉變換結(jié)果及壓力信號放大圖（當(dāng)量比為0.85）Fig. 9 FFT results of PCB1 pressure signals and close-ups of PCB1 distribution at the equivalence ratio of 0.85

圖10 壓力信號時域(當(dāng)量比為0.73，收斂噴管)Fig. 10 Overview of the PCB distribution(equivalence ratio 0.73, convergent nozzle)

圖11 PCB1 時域信號放大圖(當(dāng)量比為0.73，收斂噴管)Fig. 11 Close-up of PCB1 distribution(equivalence ratio 0.73, convergent nozzle)

對安裝收斂噴管、當(dāng)量比為0.73 實驗條件下的壓力信號進(jìn)行處理，得到時域圖（見圖10）并進(jìn)行放大（見圖11），而后進(jìn)行傅里葉變換（見圖12）和短時傅里葉變換（見圖13）得到壓力信號主頻及其變化趨勢，圖13 中PSD 為功率譜密度（power spectral density）。此時爆震波均處于對撞點不穩(wěn)定的雙波對撞傳播模態(tài)。Bluemner 等[18]認(rèn)為這一模態(tài)的形成主要與2 個爆震波的速度差有關(guān)。此模態(tài)下，反應(yīng)物的低活性不能滿足2 個爆震波充分發(fā)展，從而形成2 個強度不同的爆震波，強度的不同表現(xiàn)為2 個爆震波傳播速度的不同，由于2 個爆震波強度相差不大，較弱爆震波并不會逐漸衰減甚至消失，因此不會形成像單波模態(tài)的類似頻率特征，而呈現(xiàn)出對撞點向強度較大爆震波周向移動的特性。對時域圖進(jìn)行放大（見圖11）可以看到，虛框內(nèi)壓力信號表現(xiàn)為單波模態(tài)的相似特征，這是由于對撞點移動至傳感器PCB1 位置附近，PCB1 位于對撞點的壓力影響區(qū)內(nèi)，在此區(qū)域內(nèi)，傳感器測得壓力信號頻率為雙波對撞的發(fā)生頻率。因為對撞點移動速度遠(yuǎn)小于爆震波傳播速度，因此在對撞點逐漸遠(yuǎn)離PCB1 安裝位置時，雙波已經(jīng)在PCB1 附近發(fā)生了多次對撞。虛框內(nèi)壓力信號峰值先增大，后減小，也說明了對撞點先向PCB1 靠近，然后遠(yuǎn)離PCB1 的過程。其中，壓力峰值最大時，對撞點正處于PCB1 安裝位置。當(dāng)對撞點遠(yuǎn)離傳感器位置時，2 個傳播速度不同的爆震波相繼經(jīng)過傳感器，爆震波壓力表現(xiàn)為雙波傳播模態(tài)。壓力信號在時域圖（見圖11）中表現(xiàn)為單波與雙波交替出現(xiàn)的現(xiàn)象，時頻圖（見圖13）呈現(xiàn)為主頻和2 倍主頻的間斷亮線，頻率在2 kHz 左右的亮點說明此時對撞點移動至PCB1 附近。此外可以在時頻圖中看到，頻率亮線間斷并不均勻，這是由于爆震波在傳播過程中的傳播速度差不斷變化，從而導(dǎo)致在此狀態(tài)下的雙波對撞模態(tài)更復(fù)雜。對無噴管、擴張噴管和收斂擴張噴管的壓力信號進(jìn)行短時傅里葉變換得到2 種實驗條件下的時頻圖（見圖14），發(fā)現(xiàn)爆震波同樣以不穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)進(jìn)行傳播。

圖12 PCB1 壓力信號傅里葉變換結(jié)果(當(dāng)量比為0.73，收斂噴管)Fig. 12 FFT results of PCB1(equivalence ratio 0.73, convergent nozzle)

圖13 PCB1 壓力信號的短時傅里葉變換結(jié)果(當(dāng)量比為0.73，收斂噴管)Fig. 13 STFT results of PCB1(equivalence ratio 0.73, convergent nozzle)

圖14 PCB1 壓力信號的短時傅里葉變換結(jié)果（當(dāng)量比為0.73）Fig. 14 The STFT results of PCB1 (equivalence ratio 0.73)

2.1.3 對撞點穩(wěn)定的雙波對撞傳播模態(tài)

如圖15 所示，當(dāng)量比為1.02 時，擴張噴管條件下，爆震波仍保持單波模態(tài)；無噴管、加裝收斂噴管和收斂擴張噴管實驗條件下，爆震波主頻在4 kHz 左右，約為單波模態(tài)下的2 倍，結(jié)合壓力信號時域圖分析，得到此時爆震波以對撞點穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)傳播。此模態(tài)下，隨著當(dāng)量比的提高，反應(yīng)物活性提高，2 個反向傳播的爆震波得以充分發(fā)展，形成2 個強度相近的可自持傳播的爆震波，從而在燃燒室內(nèi)產(chǎn)生周期性對撞，形成穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)。以收斂擴張噴管條件下為例，如圖15（d）以及圖16 所示，PCB1 處的壓力信號頻率約為單波模態(tài)下傳播頻率的2 倍（4 kHz），PCB2 處的頻率則與單波模態(tài)下的傳播頻率相近。時域圖（見圖17）中可以看到一個周期內(nèi)存在有2 個爆震波。其中，Δt1、Δt2分別為兩波傳播一周所用的時間，此模態(tài)下，Δt1=Δt2即兩波傳播速度相等但爆震波傳播方向相反，因此爆震波必然會在燃燒室的某一點處形成周期性的穩(wěn)定對撞。PCB 測量到的壓力信號振蕩特征和PCB 測壓點與對撞點的夾角有關(guān)[19]。從圖16 可以看出，位于該對撞點附近的PCB2 測得的壓力信號表現(xiàn)出與單波模態(tài)相似的特征，4 kHz 左右的能量較低的亮線說明PCB2 與對撞點處并不完全重合，而是存在較小夾角。與PCB2 成90°角安裝的PCB1 表現(xiàn)為穩(wěn)定的雙波模態(tài)。時域上，PCB2 處的壓力信號一個周期內(nèi)只觀察到了一個壓力峰值，頻域上，該處的壓力信號主頻與單波模態(tài)時的類似，只有一個2 kHz 左右的主頻。爆震波壓力方面，可以看到PCB2 處的壓力峰值略大于PCB1 的峰值。這是因為2 道爆震波的對撞瞬間釋放了大量能量，使得對撞點處的壓力有所提升，對撞后爆震波強度需要重新經(jīng)歷一個由弱到強的發(fā)展過程，壓力相比對撞時會降低，這一結(jié)論也與劉世杰等[19]的實驗結(jié)果相符。

圖15 PCB1 壓力信號的傅里葉變換結(jié)果（當(dāng)量比為1.02）Fig. 15 FFT results of PCB1 (equivalence ratio 1.02)

圖16 PCB2 信號的短時傅里葉變換結(jié)果（當(dāng)量比為1.02，收斂擴張噴管）Fig. 16 STFT results of PCB2(equivalence ratio 1.02, convergent-divergent nozzle)

圖17 PCB1 壓力信號放大圖（當(dāng)量比為1.02，收斂擴張噴管）Fig. 17 Close-up of PCB distribution(equivalence ratio 1.02, convergent-divergent nozzle)

2.1.4 不同噴管結(jié)構(gòu)下的模態(tài)轉(zhuǎn)換分析

對不同噴管結(jié)構(gòu)下的爆震波壓力信號進(jìn)行對比分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)量比為0.73 時，無噴管和加裝噴管條件下爆震波均以對撞點不穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)傳播。隨著當(dāng)量比的提升，不同噴管結(jié)構(gòu)下的模態(tài)轉(zhuǎn)換有顯著差異。當(dāng)量比提高至0.85，加裝收斂擴張噴管條件下的傳播模態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閷ψ颤c穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)；無噴管、加裝擴張噴管以及加裝收斂噴管條件下的爆震波模態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閱尾B(tài)。當(dāng)量比繼續(xù)提升至1.02 及以上時，無噴管、加裝收斂噴管以及加裝收斂擴張噴管條件下的爆震波模態(tài)均為對撞點穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)；加裝擴張噴管條件下，爆震波繼續(xù)保持單波模態(tài)。可以發(fā)現(xiàn)，加裝收斂噴管和收斂擴張噴管后，旋轉(zhuǎn)爆震波在實驗條件下基本以對撞點穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)傳播，這種現(xiàn)象的出現(xiàn)與收斂噴管和收斂擴張噴管對燃燒室流場的作用有關(guān)[20]。

鄧?yán)萚20]認(rèn)為噴管對于爆震波模態(tài)的影響主要是阻塞比對燃燒室內(nèi)反應(yīng)物高度的影響以及反射激波在反應(yīng)物中誘發(fā)局部熱點，進(jìn)而誘發(fā)爆震波傳播模態(tài)轉(zhuǎn)換，并通過仿真結(jié)果描述了爆震波由單波轉(zhuǎn)換為雙波的過程。本實驗中，煤油預(yù)燃裂解氣和30%富氧空氣通過噴孔-環(huán)縫注入燃燒室，加裝收斂噴管和收斂擴張噴管時，出口阻塞比增加造成了背壓的提高，從而促進(jìn)了出口反射激波的形成和爆震波拖尾斜激波的反傳。從而激波的反傳與前端的新鮮混合物作用誘導(dǎo)局部熱點的形成，并出現(xiàn)新的爆震波頭。由于30%富氧空氣下的裂解氣活性較低，波后混合物高度不足，因此熱點在波后無法形成自持傳播的新爆震波頭，而波前反應(yīng)物有足夠的高度，使得波前熱點逐步發(fā)展成與初始爆震波方向相反的新爆震波頭，最終形成雙波對撞模態(tài)。因此在本文實驗條件下，爆震波在加裝收斂和收斂擴張噴管后主要以雙波對撞模態(tài)傳播。此模態(tài)下，兩爆震波發(fā)生對撞后形成與原傳播方向相同的透射激波，透射激波在新鮮反應(yīng)物中逐步發(fā)展為新的爆震波并再次發(fā)生對撞，循環(huán)往復(fù)。當(dāng)量比為0.73 時，由于當(dāng)量比較低使得反應(yīng)物活性進(jìn)一步降低，不足以維持對撞點穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)，從而使得反向傳播的雙波出現(xiàn)了不同程度的減弱，形成了速度差，這就使得雙波對撞點沿爆震波波速較高的方向周向旋轉(zhuǎn)，表現(xiàn)為對撞點不穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)。加裝擴張噴管后，燃燒室出口壓力降低，流速增加，從而削弱了反傳的斜激波，降低了由此誘導(dǎo)新的爆震波頭的可能性，因此擴張噴管條件下爆震波主要以單波模態(tài)傳播。

2.2 不同噴管下的波速特性

本文中，爆震波波速定義為爆震波沿環(huán)形燃燒室的周向傳播速度。圖18 為單波模態(tài)下的壓力信號，兩相鄰壓力波峰值時間間隔為Δt，在Δt時間內(nèi)，爆震波沿環(huán)形燃燒室旋轉(zhuǎn)一周后再次到達(dá)PCB1 的安裝位置。由此可導(dǎo)出爆震波波速：

圖18 PCB1 壓力信號放大圖（當(dāng)量比為0.85，無噴管）Fig. 18 Close-up of PCB distribution(equivalence ratio 0.85, no nozzle installed)

式中：D為燃燒室外徑，f為爆震波頻率。

由上述方法計算了各工況下爆震波波速如圖19 所示。由上述分析可知，當(dāng)量比為0.73 時，爆震波處于對撞點不穩(wěn)定的雙波對撞傳播模態(tài)。此時，由于同一位置爆震波狀態(tài)的周期性變化會使得爆震波頻率的計算值偏高，因此，本文中對不同噴管下的波速特性進(jìn)行比較時，主要選取當(dāng)量比0.85、1.02 和1.30 下的爆震波速進(jìn)行分析。

從圖19 可以看出，當(dāng)量比在1.02 以上時，加裝收斂噴管和收斂擴張噴管后的爆震波速要高于無噴管和加裝擴張噴管時的波速。在無噴管和加裝擴張噴管時，波速基本在化學(xué)恰當(dāng)比附近（1.02）達(dá)到最大值，其原因是靠近化學(xué)恰當(dāng)比時的反應(yīng)物活性相對更高，更有利于波后化學(xué)反應(yīng)的進(jìn)行，為爆震波快速傳播提供更多能量。但是，加裝收斂和收斂擴張噴管后波速峰值點出現(xiàn)時對應(yīng)的當(dāng)量比要偏離于恰當(dāng)比，這可能與出口阻塞比的增加導(dǎo)致局部當(dāng)量比變化有關(guān)。相同實驗條件下，加裝收斂噴管和收斂擴張噴管后，燃燒室壓力增加，從而減小了噴注與燃燒室的壓力比值，影響了燃燒室內(nèi)新鮮混合物的混合，使得燃燒室內(nèi)局部當(dāng)量比發(fā)生變化，從而導(dǎo)致波速最大值偏離化學(xué)恰當(dāng)比。需要說明的是，雖然改變噴管類型沒有對爆震波結(jié)構(gòu)產(chǎn)生決定性影響，但是波速特性仍發(fā)生了上述變化，這可能與30%富氧空氣下混合物的活性較低有關(guān)[21]，此時裂解氣爆震波速對噴管結(jié)構(gòu)的變化相比于高活性反應(yīng)物要更加敏感。實驗中波速始終保持在1 000 m/s 以下，相比于其他氣態(tài)碳?xì)淙剂陷^低，這是由于裂解氣成分較為復(fù)雜且煤油裂解氣活性相對較低，實驗中的旋轉(zhuǎn)爆震效率有待進(jìn)一步測量。

圖19 爆震波波速隨當(dāng)量比的變化Fig. 19 Detonation wave velocity varied with equivalence ratio

3 結(jié) 論

（1）實驗成功實現(xiàn)了30%富氧空氣為氧化劑條件下的無噴管和加裝收斂噴管、收斂擴張噴管、擴張噴管下的煤油預(yù)燃裂解氣旋轉(zhuǎn)爆震連續(xù)自持傳播。

（2）在實驗中發(fā)現(xiàn)了3 種爆震波傳播模態(tài)，即單波、對撞點不穩(wěn)定的雙波對撞和對撞點穩(wěn)定的雙波對撞模態(tài)。當(dāng)量比在0.73～1.30 變化時，受出口流場的影響，不同噴管下爆震波的模態(tài)轉(zhuǎn)換有顯著差異，加裝收斂和收斂擴張噴管導(dǎo)致的阻塞比增加會促使新波頭的產(chǎn)生，導(dǎo)致爆震波主要以雙波對撞模態(tài)傳播，而加裝擴張噴管下爆震波主要以單波模態(tài)傳播。

（3）在使用30%富氧空氣作為氧化劑的條件下，裂解氣旋轉(zhuǎn)爆震波速對加裝噴管和噴管類型比較敏感。加裝收斂噴管和收斂擴張噴管會使得波速最大值偏離化學(xué)恰當(dāng)比。相同條件下，加裝收斂擴張噴管后的波速相對加裝其他噴管和無噴管時的波速有一定提升。