康楊， 李寧， 黃孝龍， 翁春生

(南京理工大學(xué) 瞬態(tài)物理國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 江蘇 南京 210094)

0 引言

脈沖爆轟發(fā)動機(jī)(PDE)是一種新概念發(fā)動機(jī)，其利用脈沖式爆轟波產(chǎn)生的高溫、高壓燃?xì)鈦慝@得推力，具有結(jié)構(gòu)簡單、比沖高、推重比大、工作范圍寬等優(yōu)點(diǎn)，因此PDE有潛力作為下一代航空航天推進(jìn)系統(tǒng)的高性能推進(jìn)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(dǎo)激波等一系列復(fù)雜波系作用下引起的介質(zhì)壓力脈動而產(chǎn)生的脈沖式強(qiáng)聲波。初步研究結(jié)果顯示，以PDE為推進(jìn)系統(tǒng)的有人駕駛飛機(jī)正常工作時(shí)所產(chǎn)生的噪聲相當(dāng)于B-1B轟炸機(jī)的噪聲水平[2]。可見，當(dāng)PDE作為一種動力裝置工作時(shí)產(chǎn)生的強(qiáng)噪音和強(qiáng)振動會對飛行器的結(jié)構(gòu)聲疲勞、整體工作性能以及安全構(gòu)成嚴(yán)重威脅。噴管技術(shù)是PDE研究的重要部分[3]。噴管不但直接影響PDE的推進(jìn)性能，而且會改變爆轟聲波特性參數(shù)，進(jìn)而對飛行器安全等產(chǎn)生影響。環(huán)形噴管是一類結(jié)構(gòu)較為特殊的噴管。在火箭發(fā)動機(jī)的研究中發(fā)現(xiàn)環(huán)形噴管對于提升發(fā)動機(jī)推力和比沖性能具有較大潛力[4]；在聲學(xué)研究中也發(fā)現(xiàn)環(huán)狀的活塞換能器可實(shí)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(jìn)基礎(chǔ)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(jì)初開展，因此國內(nèi)外在PDE爆轟聲波領(lǐng)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(jìn)行了測量。通過對單管PDE爆轟噪聲的時(shí)域特性和頻譜特性研究分析發(fā)現(xiàn)，在合適的實(shí)驗(yàn)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(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，并研究了PDE填充系數(shù)、工作頻率和噴管結(jié)構(gòu)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(dāng)量比和點(diǎn)火頻率等PDE運(yùn)行參數(shù)和全內(nèi)螺紋噴管、穿孔噴管、鋸齒形噴管等不同噴管結(jié)構(gòu)和不同直徑引射器對PDE噪聲的影響。Shaw等[9]通過實(shí)驗(yàn)測試了12英尺范圍內(nèi)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(xué)在PDE噪聲方面的研究做了系統(tǒng)總結(jié)，詳細(xì)總結(jié)了PDE工作頻率、當(dāng)量比、填充系數(shù)、可燃混合物氮?dú)庀♂屄?、噴管結(jié)構(gòu)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(nèi)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(shí)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(jìn)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(jìn)行了時(shí)域和頻域分析，研究結(jié)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(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，通過理論和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法對爆轟噪聲波形、聲壓級、持續(xù)時(shí)間和指向性等聲學(xué)特性進(jìn)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(chǔ)上對多管PDE爆轟噪聲聲學(xué)特性、形成機(jī)理和傳播過程進(jìn)行了全面研究；通過實(shí)驗(yàn)研究了單管至4管PDE的近遠(yuǎn)場噪聲特性并考慮了多管PDE組合方式、管間距、排列方式、獨(dú)立和共用噴管、PDE工作同步性等關(guān)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(nèi)PDE爆轟聲波的傳播特性。

本文以氣- 液兩相PDE為基礎(chǔ)，在開闊空間內(nèi)搭建加裝環(huán)形噴管的PDE爆轟聲波實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，通過實(shí)驗(yàn)深入研究加裝環(huán)形噴管PDE爆轟聲波的時(shí)頻域信號特征、指向性和持續(xù)時(shí)間等聲學(xué)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(jié)果可推動爆轟推進(jìn)技術(shù)和脈沖聲波技術(shù)的進(jìn)一步研究。

1 爆轟聲波實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

為深入研究加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波聲學(xué)特性，在自由空間內(nèi)搭建氣- 液兩相脈沖爆轟聲波實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由PDE、燃料供給系統(tǒng)、氧化劑供給系統(tǒng)、點(diǎn)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(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)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?dú)怏w積分?jǐn)?shù)分別為40%和60%，壓縮氧氣與壓縮氮?dú)庥筛邏簹馄刻峁?，通過安裝在氣瓶出口的減壓器調(diào)節(jié)出口壓力來控制進(jìn)氣流量。壓縮氧氣與壓縮氮?dú)獾墓┙o開關(guān)由三路進(jìn)氣管路上的電磁閥實(shí)現(xiàn)。燃料供給系統(tǒng)采用加壓式供油，當(dāng)燃料供給系統(tǒng)的電磁閥打開時(shí)，燃料經(jīng)過精細(xì)霧化噴嘴初次霧化后噴射進(jìn)入爆轟管混合室，其中部分燃料直接穿過混合室內(nèi)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(dāng)氧化劑氣流流經(jīng)文氏管喉部時(shí)，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(nèi)充分混合，形成霧化良好且混合均勻的可燃混合物，向點(diǎn)火室和爆轟室內(nèi)填充。實(shí)驗(yàn)中測得混合室內(nèi)汽油液滴的索太爾平均直徑分布在50～100 μm。實(shí)驗(yàn)中可以通過調(diào)節(jié)填充壓力控制反應(yīng)物流量和當(dāng)量比，本文選擇氧化劑和燃料的填充壓力為0.8 MPa，當(dāng)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(diǎn)火系統(tǒng)由點(diǎn)火控制器和高能點(diǎn)火頭組成，點(diǎn)火控制器精確控制點(diǎn)火的時(shí)序，高能點(diǎn)火頭釋放1.5 J的點(diǎn)火能量，點(diǎn)燃可爆燃料與氧化劑混合物，在PDE內(nèi)部強(qiáng)化燃燒裝置等內(nèi)部結(jié)構(gòu)的作用下形成穩(wěn)定傳播的爆轟波，本文實(shí)驗(yàn)中的點(diǎn)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(chǎn)的733系列預(yù)極化高振幅壓力麥克風(fēng)，其量程(3%失真極限)為182 dB(以20 μPa為基準(zhǔn))，該麥克風(fēng)需配合美國PCB公司生產(chǎn)的426B03型前置放大器共同使用。聲傳感器在使用時(shí)先采用丹麥GRAS公司生產(chǎn)的42AB型聲壓校準(zhǔn)器進(jìn)行標(biāo)定，確定實(shí)時(shí)靈敏度以避免因當(dāng)?shù)仫L(fēng)速、溫度、濕度等引起的系統(tǒng)誤差，聲壓校準(zhǔn)器校準(zhǔn)精度為114 dB±0.2 dB(以20 μPa為基準(zhǔn))。測試角度θ°和測試距離r可以根據(jù)實(shí)驗(yàn)要求進(jìn)行調(diào)節(jié)。測試角度的定義為：沿著爆轟發(fā)動機(jī)出口氣流主方向?yàn)?°。本文實(shí)驗(yàn)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(xué)傳感器。在偏離軸向方向的30°、60°和90°方向也進(jìn)行相同的聲學(xué)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(zhuǎn)換器處理后由美國NI公司生產(chǎn)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(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示，環(huán)形噴管的外壁是一個(gè)擴(kuò)張型噴管，內(nèi)錐是實(shí)心圓錐，圓錐頂點(diǎn)在擴(kuò)張噴管中軸線上，圓錐底面與擴(kuò)張噴管出口平齊。圖2中，d1、d2和d3分別為擴(kuò)張噴管小徑、擴(kuò)張噴管大徑和環(huán)形噴管內(nèi)錐底面直徑，L1和L2分別為噴管管長和環(huán)形噴管內(nèi)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(shí)物圖。

圖2 環(huán)形噴管結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of annular nozzle

表1 環(huán)形噴管結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)

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

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果討論與分析

爆轟聲波是一種典型的脈沖噪聲，PDE出口結(jié)構(gòu)對爆轟聲波的時(shí)頻特性、峰值聲壓、指向性和持續(xù)時(shí)間等聲學(xué)特性具有重要影響。本文選取多次重復(fù)性實(shí)驗(yàn)條件下的典型爆轟聲波信號進(jìn)行分析，探討環(huán)形噴管對爆轟聲波聲學(xué)特性的影響。

2.1 時(shí)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(jìn)行研究。圖4所示為0°、30°、60°和90°方向20 m測點(diǎn)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(gè)噪聲峰值，第1個(gè)噪聲峰值為沖擊聲波，第2個(gè)噪聲峰值為射流聲波。射流聲波在沖擊聲波后0.61 ms到達(dá)，2個(gè)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(fù)壓，負(fù)壓持續(xù)時(shí)間4.53 ms，負(fù)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(gè)沖擊聲波峰值和一個(gè)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(dāng)沖擊聲波峰值到達(dá)后，爆轟聲波壓力下降到當(dāng)?shù)芈晧焊浇淞髀暡ㄒ驳竭_(dá)測點(diǎn)，射流聲波與沖擊聲波到達(dá)時(shí)間相差0.62 ms，射流聲波到達(dá)測點(diǎn)后形成一個(gè)持續(xù)時(shí)長達(dá)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(nèi)波動。射流聲波壓力平臺的出現(xiàn)是由于當(dāng)爆轟管內(nèi)爆轟燃?xì)馍淞鱾鞑コ霏h(huán)形噴管的環(huán)形出口后，環(huán)形爆轟燃?xì)馍淞髋c周圍大氣作用產(chǎn)生的射流聲波向偏向PDE軸線方向30°角度傳播時(shí)會產(chǎn)生到達(dá)時(shí)間差，從而使得射流聲波的持續(xù)時(shí)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(diǎn)處爆轟聲波聲壓逐漸下降至負(fù)壓，負(fù)壓峰值為112 Pa，負(fù)壓持續(xù)時(shí)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(gè)沖擊聲波峰值和一個(gè)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(dá)，射流聲波壓力平臺聲壓波動范圍為65～112 Pa，持續(xù)時(shí)間為1.37 ms。射流聲波到達(dá)平臺后爆轟聲波逐漸下降至負(fù)壓，且負(fù)壓存在多個(gè)波谷，負(fù)壓峰值為123 Pa，負(fù)壓持續(xù)時(shí)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(gè)沖擊聲波峰值和一個(gè)射流聲波壓力平臺。2個(gè)沖擊聲波峰值分別為1 053 Pa和1 045 Pa，到達(dá)測點(diǎn)時(shí)間相差1 ms。第1個(gè)沖擊聲波到達(dá)測點(diǎn)后形成了一個(gè)完整的負(fù)壓后第2個(gè)沖擊聲波才到達(dá)測點(diǎn)，2個(gè)沖擊聲波之間的負(fù)向壓力峰值為109 Pa，持續(xù)時(shí)間為0.49 ms。射流聲波在第1個(gè)沖擊聲波峰值后1.59 ms到達(dá)，射流聲波壓力平臺聲壓波動范圍為61～101 Pa，持續(xù)時(shí)間為1.14 ms。射流聲波之后爆轟聲波聲壓降至負(fù)壓，負(fù)壓持續(xù)時(shí)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(diǎn)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(shí)間均為10 μs，而0°方向沖擊聲波上升沿時(shí)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(shí)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(fù)相壓力峰值聲壓變化不大，最大負(fù)相壓力峰值和最長負(fù)相壓力持續(xù)時(shí)間均在60°方向，最小負(fù)壓峰值在0°方向，最短負(fù)相壓力持續(xù)時(shí)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(diǎn)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(qiáng)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(jìn)行分析，如圖5(a)所示，在10～100 Hz頻段范圍內(nèi)，加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波信號強(qiáng)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(nèi)，爆轟聲波信號強(qiáng)度隨著爆轟聲波頻率的增加呈現(xiàn)先減弱后增強(qiáng)的趨勢，爆轟聲波在640 Hz頻點(diǎn)處出現(xiàn)波谷，波谷處對應(yīng)的頻點(diǎn)聲壓級為68 dB；在1 000～100 kHz頻段范圍內(nèi)，爆轟聲波信號強(qiáng)度隨著爆轟聲波頻率的增加總體上呈現(xiàn)下降的趨勢。結(jié)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(nèi)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(diǎn)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(shí)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。可見，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，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(diǎn)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(nèi)壁和外壁與中心軸線存在一定的角度，爆轟波在內(nèi)壁和外壁間來回反射并沿著環(huán)形噴管的內(nèi)壁和外壁夾角方向向PDE尾部傳播。因此，PDE管內(nèi)的爆轟波和高溫高壓爆轟燃?xì)馍淞鱾鞑ブ镰h(huán)形噴管管口時(shí)的速度具有一定的方向性，這與未加裝環(huán)形噴管時(shí)PDE出口的爆轟波和燃?xì)馍淞鞯妮S向初速度不同?？梢?，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?xì)馍淞鲗?dǎo)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(diǎn)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(shí)間分析

在評價(jià)爆轟聲波能量時(shí)，有效持續(xù)時(shí)間和聲壓同樣重要。因此，有效持續(xù)時(shí)間成為爆轟聲波的一個(gè)重要物理參數(shù)。參考脈沖噪聲持續(xù)時(shí)間的定義，重點(diǎn)研究不同方向上加裝環(huán)形噴管的爆轟聲波A持續(xù)時(shí)間，A持續(xù)時(shí)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(shí)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(shí)間隨傳播距離變化曲線。從圖8中可以看出，4個(gè)測試方向上爆轟聲波的A持續(xù)時(shí)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(shí)間分布在兩個(gè)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(shí)間均在2.46～3.11 ms范圍內(nèi)，A持續(xù)時(shí)間隨著爆轟聲波傳播距離的增加逐漸增加。結(jié)合0°方向各測點(diǎn)的爆轟聲波波形可知，0°方向爆轟聲波的A持續(xù)時(shí)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(dāng)沖擊聲波的波形還未下降到環(huán)境壓力時(shí)射流聲波就到達(dá)測點(diǎn)，又引起當(dāng)?shù)卦肼晧毫Φ纳?，因?°方向的爆轟聲波A持續(xù)時(shí)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(dá)測點(diǎn)的時(shí)間差增加，由此造成0°方向爆轟聲波A持續(xù)時(shí)間隨傳播距離增加而增加。30°方向爆轟聲波的A持續(xù)時(shí)間隨著傳播距離的變化規(guī)律是4個(gè)測試方向上最特殊的，30°方向的前2個(gè)測點(diǎn)，即10 m和15 m測點(diǎn)處的爆轟聲波A持續(xù)時(shí)間分別為2.62 ms和3.02 ms，其爆轟聲波的A持續(xù)時(shí)間與0°方向各測點(diǎn)的A持續(xù)時(shí)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(diǎn)處，爆轟聲波的A持續(xù)時(shí)間分別降到了0.54 ms和0.42 ms，這是因?yàn)樵谶@2個(gè)測點(diǎn)的爆轟聲波A持續(xù)時(shí)間只由沖擊聲波決定。PDE出口處沖擊波和高溫高壓燃?xì)馍淞鬏椛湓?0°方向的沖擊波能量比0°方向強(qiáng)，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(dá)測點(diǎn)的時(shí)間間隔增大，因此在20 m和25 m測點(diǎn)處沖擊聲波到達(dá)后衰減至環(huán)境壓力甚至負(fù)壓后射流聲波才到達(dá)測點(diǎn)，此時(shí)爆轟聲波的A持續(xù)時(shí)間僅由沖擊聲波決定。60°和90°方向所有測點(diǎn)處爆轟聲波的A持續(xù)時(shí)間均在0.42～0.82 ms范圍內(nèi)，這是因?yàn)镻DE出口處沖擊波和高溫高壓燃?xì)馍淞髟?0°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(diǎn)處爆轟聲波的A持續(xù)時(shí)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(shí)間Fig.8 A duration of detonation acoustic waves of pulse detonation engine with annular nozzle in different directions

3 結(jié)論

本文搭建了氣- 液兩相爆轟聲波實(shí)驗(yàn)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(jī)爆轟聲波的波形、頻譜特性、峰值聲壓、指向性和A持續(xù)時(shí)間等聲學(xué)特性。得出主要結(jié)論如下：

1)在本文實(shí)驗(yàn)條件下，環(huán)形噴管對爆轟聲波的聲學(xué)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(diǎn)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(shí)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(shí)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(shí)間隨著傳播角度的增大而逐漸減小。研究結(jié)果可推動PDE聲學(xué)問題的機(jī)理研究并為脈沖爆轟聲波的軍事應(yīng)用提供試驗(yàn)驗(yàn)證。