彭瀚，黃玥，劉晨，邢菲，欒振業(yè)

廈門大學(xué) 航空航天學(xué)院，廈門 361005

基于爆震燃燒的推進系統(tǒng)由于熱力循環(huán)效率高、循環(huán)熵增低等優(yōu)點，作為一種潛在的先進空天動力裝置受到國內(nèi)外廣泛關(guān)注[1-2]。爆震波的化學(xué)反應(yīng)區(qū)包含復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)過程，涉及到十分復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)和流動相互耦合的現(xiàn)象。爆震發(fā)動機在實際應(yīng)用中面臨的關(guān)鍵問題是需要采用小能量點火在較短的時間和距離內(nèi)完成緩燃向爆震的轉(zhuǎn)變(Deflagration-to-Detonation Tran-sition, DDT)，縮短碳氫燃料與空氣混氣的DDT距離有助于減小爆震發(fā)動機燃燒室尺寸[3-6]。

常見的加速DDT過程的方式是通過設(shè)置固體障礙物實現(xiàn)的，試驗研究[7-9]表明在光滑爆震管內(nèi)放置孔板、線圈式螺旋等不同形式的固體障礙物可增加火焰前端的湍流度，進而明顯地加速DDT過程。固體障礙物雖然在單次爆震中有很大的優(yōu)勢，但是在多循環(huán)爆震中會影響排氣、進氣過程[10]。對于實際工況，障礙物附加的流動阻力會使爆震發(fā)動機產(chǎn)生較大的比沖損失，利用障礙物助爆，需要合理設(shè)計障礙物的尺寸以及結(jié)構(gòu)[11-12]。Ahmed和Forliti[13]在燃燒室設(shè)計中提出射流障礙物的概念，即用一個橫向狹縫射流在流場中形成一個低速回流區(qū)進行火焰穩(wěn)定，該結(jié)構(gòu)相比于固體障礙物，減小了對主流的流動損失，進而減少了推力損失。

Knox等[14-15]將射流障礙物應(yīng)用于預(yù)混氣體的起爆過程，通過試驗對比固體障礙物和射流對DDT的影響，研究選用氫氣/空氣為反應(yīng)物，射流為氮氣。結(jié)果顯示射流替換固體障礙物后，火焰總傳播時間縮短了45%，形成爆震的幾率提高。對比冷態(tài)流場顯示射流引起的湍流度相比于固體障礙物增加了240%。McGarry和Ahmed[16]采用紋影和粒子圖像測速技術(shù)觀察單個射流和層流火焰的流場結(jié)構(gòu)，試驗通過改變當量比和射流壓力，觀測到射流附近的回流區(qū)，在火焰的前方誘導(dǎo)形成大量湍流。火焰經(jīng)過射流后傳播速度加快，層流火焰轉(zhuǎn)變?yōu)橥牧骰鹧?，射流極大地增加了流場的擾動程度。Chambers等[17]發(fā)現(xiàn)射流對層流火焰和湍流火焰的加速效果不同，射流與主流可以形成一對反向旋渦，促使火焰面扭曲并增大面積，引起火焰的加速。白橋棟和翁春生[18]對固體障礙物和射流噴射助爆分別進行了數(shù)值模擬，結(jié)果顯示采用射流噴射與固體障礙物作為助爆裝置相比，其DDT距離、時間以及流動損失都有減少，射流噴射助爆具有明顯的優(yōu)勢。王永佳等[19]用乙烯和40%富氧空氣作為預(yù)混反應(yīng)物，在6 mm方形管內(nèi)進行射流障礙物對爆震燃燒起爆性能影響試驗，選擇氮氣作為流體障礙物，同時研究了熱態(tài)流體障礙物對起爆特性的影響。試驗發(fā)現(xiàn)流體障礙物可以有效縮短DDT距離，過大的射流孔徑會稀釋反應(yīng)物甚至導(dǎo)致無法形成爆震，相同孔徑下熱態(tài)射流相比于冷態(tài)射流有更好的助爆效果。

目前國內(nèi)外對于射流助爆的研究處于起步階段，大部分研究選擇惰性氣體或者氧化劑作為射流介質(zhì)，其對反應(yīng)物局部濃度有一定的影響。本文通過開展射流介質(zhì)為可反應(yīng)混氣的流體障礙物助爆試驗，對不同參數(shù)的單射流輔助起爆和多射流起爆方案進行研究。分析不同的射流延遲時間、射流位置和射流噴射形式對DDT的影響，以獲取最佳的射流助爆策略。

1 試驗系統(tǒng)與方法

1.1 測量與控制系統(tǒng)

爆震燃燒試驗系統(tǒng)由矩形爆震管、燃氣供應(yīng)系統(tǒng)、預(yù)混室、測量和控制系統(tǒng)、射流延時系統(tǒng)組成。如圖1所示，在配氣和充氣過程前利用真空泵對混合室和試驗件抽真空，甲烷與氧氣通過流量控制器設(shè)置體積流量比為1∶2，再經(jīng)過電磁閥控制進入混合室。配氣過程流量選擇較小便于充分混合，總共將混合室充至壓力為0.2 MPa，同時在混合室內(nèi)部放置多層鐵絲網(wǎng)，進一步提升摻混效率。該混合室設(shè)有兩個出氣口，一個用于向爆震管充氣，另一個用于橫向射流的噴射，射流出氣口未使用時采用球閥將其關(guān)閉。試驗工況為室溫，初始壓力60 kPa，甲烷和氧氣混氣當量比為1，使用點火能量50 mJ的弱火花塞點火。

由于單次爆震試驗的總時長較短，因此需要使用高精度的射流控制模塊。采用ARM微型控制器作為核心自主設(shè)計制作延時控制模塊，可產(chǎn)生微秒量級的時間間隔來控制射流噴射的時刻和持續(xù)時間[20]。試驗射流閥門距出口管長約為200 mm，當射流壓力為0.2 MPa時近似估算試驗射流從閥門開啟到噴入爆震管所需時間約為0.48 ms，與點火信號發(fā)出后的點火延遲時間相近。定義點火信號和噴射射流信號的時間間隔為射流延遲時間，延時控制模塊的詳細工作流程如圖2所示。當按下按鈕開關(guān)，模塊正常運行發(fā)送點火信號；模塊延遲設(shè)定的時間后發(fā)送電磁閥信號開啟射流；持續(xù)一個大于火焰?zhèn)鞑ブ脸隹谒钑r間的間隔后，停止點火并吸合電磁閥關(guān)閉射流。

圖1 試驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of test system

射流助爆試驗主體試驗件為一個長為810 mm，截面高為20 mm，深為6 mm的爆震管，見圖3。整個試驗件由爆震室、有機玻璃、玻璃蓋板、薄膜、薄膜蓋板、測量座以及點火裝置組成。研究截面為矩形的爆震燃燒室以便于開設(shè)玻璃窗進行觀察，通過高速相機拍攝可以得到詳細的爆震波傳播情況，有效的拍攝長度為800 mm。爆震室主體上開設(shè)主進氣孔、射流孔和測量孔，各孔之間的間距為90 mm，第一個孔距離點火區(qū)的距離也是90 mm。主進氣管和射流管通過快速接頭與燃燒室連接，試驗時不使用的射流孔和測量孔采用堵頭密封。爆震管尾端采用聚乙烯薄膜密封使內(nèi)部與外部空氣隔離。點火后，當火焰?zhèn)髦廖膊繒r已經(jīng)形成爆震波，其壓力大約為1～2 MPa，薄膜破裂釋放管內(nèi)壓力并排出燃氣。

圖2 射流延時控制模塊Fig.2 Control module for jet delay time

圖3 爆震管試驗件Fig.3 Test piece of detonation channel

試驗中測量火焰前鋒面使用自制的離子探針，測量壓力使用型號為CY-YD0-205的高頻壓力傳感器，其靈敏度為100 pC/MPa，通過連接電荷放大器將其輸出的電荷量放大為標準電壓信號，經(jīng)NI數(shù)據(jù)采集模塊獲取。同時運用高速攝影技術(shù)觀察爆震燃燒室內(nèi)火焰?zhèn)鞑デ闆r，試驗中選用FASTCAM Mini AX200高速攝影機。拍攝分辨率為1 024 pixel×48 pixel，幀數(shù)為96 000 frame/s。通過在該分辨率下測出相鄰兩幀的火焰鋒面間距，再除以對應(yīng)時間間隔得到火焰?zhèn)鞑ニ俣?。由于壓力測點布置較少，試驗測量速度主要通過高速攝像機拍攝處理得到，通過壓力、火焰信號輔以驗證。這種方式的測量誤差由拍攝分辨率下單位像素對應(yīng)的實際距離除以圖像的曝光時間求得，約為75 m/s。

1.2 射流噴射形式

考慮噴射惰性氣體或者氧氣會影響反應(yīng)物的局部當量比，選用和爆震管內(nèi)成分相同的可反應(yīng)混氣作為射流介質(zhì)，噴射射流的總壓為0.2 MPa，溫度為293 K。后文所提到的射流位置均指射流噴射處與剛性封閉端的距離，如圖4所示，單股射流試驗中均從試驗件上側(cè)的噴口噴射射流。在多股射流試驗中，采取3種不同的射流噴射形式：在試驗件上側(cè)不同位置處進行噴射的單邊平行噴射(Parallel Jet)；在上下兩側(cè)同一水平位置處進行噴射的對沖噴射(Impinging Jet)；在上下兩側(cè)不同水平位置處噴射的交錯噴射(Staggered Jet)。

圖4 射流噴射形式Fig.4 Jet distribution patterns

2 試驗結(jié)果分析

2.1 單射流試驗

2.1.1 不同射流延遲時間

射流噴射后，流體障礙物的結(jié)構(gòu)隨時間不斷發(fā)生變化，進而產(chǎn)生不同的加速火焰效果。點火后，火焰在爆震管不同位置處的火焰結(jié)構(gòu)不同，流體障礙物的助爆特性隨著射流延遲時間而改變。試驗固定射流位置為180 mm，在不同射流延遲時間下起爆，高速攝影得到的火焰前鋒面位置s以及速度v隨時間變化情況如圖5所示。無射流工況加速至爆震所需時間大約為1.9 ms，其余4條有射流的工況所需的時間大約為1.3～1.8 ms。相比于無射流工況，噴射單股射流后，加速至爆震所需時間減少了10%～30%。

圖5 相同射流位置(180 mm)下不同射流延遲時間 火焰?zhèn)鞑DFig.5 Diagram of flame propagation with varying jet delay time and same jet location 180 mm

同一射流位置下，不同的射流延遲時間對應(yīng)火焰面與射流接觸時，射流在流場中所形成的不同結(jié)構(gòu)。若射流延遲時間過長，射流與主流相互作用產(chǎn)生的旋渦結(jié)構(gòu)沒有形成完全，只是略微增加了噴射口附近流場湍流度而促進火焰加速，所以延遲時間為600 μs和800 μs的工況加速效果介于400 μs和無射流工況之間。若射流延遲時間過短，火焰?zhèn)鞑ブ辽淞魈幮枰欢ǖ臅r間，而射流噴射時間較長，向上游傳播的射流混氣增大了流場阻力，不利于火焰的加速。當射流延遲時間為400 μs時，加速至爆震所需時間最短為1.4 ms，這表明存在一個最優(yōu)的延遲時間噴射射流使得起爆時間最短。

圖6所示是射流位置為180 mm，射流延遲時間為400 μs的火焰?zhèn)鞑D像。在火焰?zhèn)鞑コ跗冢苌淞饔绊懥鲌鐾牧鞫仍龃?，火焰面出現(xiàn)皺褶，之后轉(zhuǎn)變?yōu)楦邆鞑ニ俣鹊闹讣庑突鹧?，火焰速度不斷增加，最終在爆震管尾部形成十分明亮的爆震波，如圖6(a)中t=1.458 ms時所示。射流延遲時間為200 μs的工況火焰發(fā)展如圖6(b)所示，加入射流后，火焰逐漸分裂為兩個焰核，然后形成一個平整的火焰面，但火焰面較暗。之后火焰逐漸加速，在t=1.667 ms時才形成指尖型火焰。相比射流延遲時間400 μs工況，200 μs工況總傳播時間變長，火焰加速效果減弱。

圖7為射流位置180 mm和射流延遲時間200 μs工況下壓力和火焰電壓隨時間變化曲線。在630 mm位置燃燒室壓力值為1.25 MPa，在720 mm位置壓力值為0.77 MPa，壓力值下降。

圖6 射流位置為180 mm下高速攝像火焰?zhèn)鞑DFig.6 High speed camera photo of flame propagation with jet location being 180 mm

圖7 壓力和離子探針信號變化Fig.7 Change of pressure and ion probe signal

分析原因為采用壓力傳感器動態(tài)響應(yīng)低、采樣頻率低等因素導(dǎo)致無法捕捉到壓力峰值造成720 mm測點處的壓力峰值相比630 mm處大幅降低。雖然從圖7(b)局部細節(jié)圖中可以看到離子探針信號與壓力信號在測點處是同時上升的，但是測點所在兩個位置火焰?zhèn)鞑ニ俣确謩e只有CJ理論爆震速度的58%和63%，說明在該測點處并未產(chǎn)生爆震波。高速攝影拍攝到在測點下游燃燒室出口處形成爆震波。

2.1.2 不同射流位置

固定射流延遲時間為600 μs，不同射流位置下各個工況的火焰鋒面隨時間的變化如圖8所示。取爆震管700 mm處為參照，射流位于270 mm處，火焰?zhèn)鞑ブ猎撎幩钑r間最短，90、180 mm工況次之，360 mm工況所需時間最長。點火600 μs后射流噴射，前3組的火焰速度較360 mm組有明顯的提升。分析原因是前3組噴射處位于爆震管前部，射流上游的距離較短，此時射流預(yù)混氣受主流影響而往下游流動，在邊界上形成回流區(qū)并增大流場湍流度。受流場湍流度影響，火焰加速，且射流向上游軸向流動量較少，所以前3個工況的傳播時間都小于1.6 ms；相比之下射流位置為360 mm 時火焰加速效果較差，因為射流在火焰?zhèn)鞑コ跗诘募铀傩Ч黠@，360 mm工況射流位置卻處于爆震管的中段，火焰發(fā)展到這個位置時速度已經(jīng)較快，射流的加速作用減弱。其次，火焰從點火傳播至360 mm射流位置相比于90 mm處需要花費更長時間，這相當于增加了火焰接觸射流前的噴射時間，未與主流接觸時混氣會向上游運動,增大了管內(nèi)的流動阻力。

圖9所示為高速攝影得到的火焰照片，射流位置分別為90、270、360 mm。圖9(a)顯示了流體障礙物對初始火焰核心的影響，射流位置為90 mm，流體障礙物在初始焰核區(qū)域形成大量的湍流。從圖中可以看到反應(yīng)物在爆震管前部燃燒較為均勻，但是火焰沒有直接發(fā)展為指尖型火焰，經(jīng)過180 mm后逐漸有分裂為兩個焰核的趨勢。這說明了射流在噴射位置形成大量湍流，遠離射流位置的區(qū)域湍流度較小。流體障礙物作用范圍有限，主要作用區(qū)域位于噴射位置附近。

當射流位置為270 mm時，火焰初始傳播分裂為兩個焰核，然后繼續(xù)向左傳播與流體障礙物相互作用，射流形成的湍流促使上下兩個焰核相互交換能量，逐漸合并，經(jīng)過射流位置270 mm后已經(jīng)形成明顯的指尖型火焰。對比圖9(a)和圖9(b)，在t=1.041 ms時，兩組火焰鋒面幾乎在相同的位置，在下一時刻射流位置270 mm工況的火焰?zhèn)鞑サ酶h。

圖8 射流延遲時間600 μs下不同射流位置火焰?zhèn)鞑DFig.8 Diagram of flame propagation with varying jet location and same jet delay time 600 μs

圖9 射流延遲時間為600 μs時高速攝像火焰?zhèn)鞑DFig.9 High speed camera photo of flame propagation with jet delay time being 600 μs

圖9(c)為360 mm射流位置下火焰?zhèn)鞑D片，相比于其他射流位置工況，DDT時間變長，在t=1.719 ms時才產(chǎn)生爆震。從圖中明顯地看到，火焰在傳播初期依然分裂為兩個焰核，對比前兩組工況，射流位于360 mm處的工況火焰從緩燃轉(zhuǎn)捩為爆震經(jīng)歷了較長的加速過程?；鹧婷娣至熏F(xiàn)象較為嚴重，在加速過程中未出現(xiàn)明顯的指尖型火焰。射流噴入后，略微增加爆震管中部的局部壓力，火焰加速作用不明顯。

2.2 多射流試驗

2.2.1 平行射流

圖10 不同數(shù)量平行射流火焰?zhèn)鞑DFig.10 Diagram of flame propagation with varying parallel jet quantity

試驗分別控制射流數(shù)量和射流間距。圖10為給定射流延遲時間為400 μs下，單邊不同數(shù)量平行射流工況下的火焰鋒面?zhèn)鞑デ€。噴射兩股射流時DDT時間最短，約為1.2 ms。相比于單個射流，雙射流能在燃燒室內(nèi)形成更多的湍流，促使前期火焰以較大的湍流火焰?zhèn)鞑?，更快完成緩燃向爆震的轉(zhuǎn)捩。但是射流數(shù)量不是越多越好，3股射流和4股射流對火焰的加速效果與兩股射流相比均有下降。分析原因在于射流數(shù)量過多導(dǎo)致射流噴射總流量變大，阻塞比加大引起流阻增加。此外，大流量的射流噴入會引起燃燒室內(nèi)靜溫降低，也會不利于火焰的加速。90-180-270 mm組的DDT時間小于180-270-360 mm組，也說明了射流噴射在爆震管前段助爆效果更好。利用Chemkin計算化學(xué)當量比下甲烷/氧氣，60 kPa條件下對應(yīng)的理論CJ爆震速度為2 370 m/s，從圖10火焰?zhèn)鞑ニ俣惹€看，多組射流的火焰?zhèn)鞑ニ俣戎饾u增大至超過CJ理論速度的過驅(qū)爆震狀態(tài)，此后速度逐漸衰減，以小于理論CJ爆震的速度傳播至出口。分析原因為理論計算考慮CJ平衡態(tài)完全反應(yīng)，而試驗值當量比下反應(yīng)物預(yù)混不能達到完全均勻，使得反應(yīng)總體放熱量降低，因此導(dǎo)致試驗結(jié)果速度低于理論計算結(jié)果，此外燃燒室內(nèi)壁面的散熱等因素也可能導(dǎo)致爆震波速度的虧損[21]。相比之下單股射流只能達到較低的燃燒速度1 200 m/s左右，表明多股射流具有更好的助爆效果。

圖11 不同位置下雙平行射流火焰?zhèn)鞑DFig.11 Diagram of flame propagation with double parallel jet and varying jet locations

進一步研究加速效果最優(yōu)的兩股平行射流工況，對兩股射流在不同射流間距，以及不同位置下的火焰?zhèn)鞑デ闆r進行探索。圖11為對應(yīng)火焰?zhèn)鞑デ€，射流間距為180 mm的工況DDT時間小于間距90 mm工況。分析原因是增大的射流間距會增加兩股射流之間的湍流區(qū)長度，火焰在湍流區(qū)速度急劇增加，導(dǎo)致DDT時間縮短。各工況中最短的DDT時間為1 ms左右，對應(yīng)射流噴射位置分別位于90 mm和270 mm處。

2.2.2 對沖射流

圖12 不同位置下對沖射流火焰?zhèn)鞑DFig.12 Diagram of flame propagation with impinging jet and varying jet locations

固定射流延遲時間為400 μs，圖12為不同射流位置下對噴射流火焰?zhèn)鞑デ€。對噴射流加速火焰最優(yōu)的工況是在180 mm處對噴，DDT時間約為1.15 ms。90 mm組對噴工況火焰能達到很高的過驅(qū)爆震速度，約為2 800 m/s，但是其轉(zhuǎn)捩之前的火焰速度比180 mm組低，導(dǎo)致DDT時間略長于180 mm組。當對噴射流位置在270 mm處時，DDT時間與前兩組工況相比明顯變長，火焰經(jīng)歷了較長的燃燒加速過程，對噴射流阻礙火焰?zhèn)鞑ガF(xiàn)象明顯。由此分析，在火焰?zhèn)鞑サ某跏茧A段，流場中兩股射流對撞后會產(chǎn)生十分復(fù)雜的渦結(jié)構(gòu)和巨大的湍流度，對噴射流能夠極大促進射流附近區(qū)域擾動。但同時對噴的射流也會加大流場的阻塞比，阻礙火焰的傳播，在火焰?zhèn)鞑ブ衅谳^為明顯，體現(xiàn)為轉(zhuǎn)捩為爆震前的燃燒過程持續(xù)時間變長。

2.2.3 交錯射流

當射流類型為交錯射流時，上下兩個射流位置不同，兩個射流在不同位置平行反向噴射，能形成旋向相同的旋渦。圖13為交錯射流條件火焰?zhèn)鞑デ€，從圖中可以看出射流噴射位置包含90 mm處的兩組工況火焰?zhèn)鞑ッ黠@快于其他兩組工況。這與平行、對沖射流相似，交錯射流作用在火焰初始傳播階段時加速效果明顯。射流分別位于90 mm和180 mm處的工況DDT時間最短約為1 ms，但是達到過驅(qū)爆震之后速度衰減得較快。其余工況在產(chǎn)生爆震之前均經(jīng)歷了較長的加速階段，由緩燃火焰轉(zhuǎn)捩為過驅(qū)爆震狀態(tài)，最終衰減到CJ理論爆震波速度。

圖14為高速攝像拍攝的交錯射流工況火焰?zhèn)鞑ミ^程，點火形成初始焰核后，沒有分裂為雙焰核結(jié)構(gòu)。在交錯射流形成的湍流和渦系結(jié)構(gòu)的幫助下，火焰面發(fā)生皺褶，不再形成光滑的指尖型火焰。在t=0.63 ms時，有局部的焰核生成，在流場的作用下，多核結(jié)構(gòu)不斷融合和分裂成新的焰核?；鹧婷娼Y(jié)構(gòu)不斷發(fā)生變化，褶皺變形，火焰在中前段就已經(jīng)十分明亮，并迅速地發(fā)展為爆震波。

圖13 不同位置下交錯射流火焰?zhèn)鞑DFig.13 Diagram of flame propagation with staggered jet and varying jet locations

圖14 位于上側(cè)90 mm和下側(cè)180 mm處交錯射流工況火焰?zhèn)鞑DFig.14 Photo of flame propagation with staggered jet located 90 mm up and 180 mm down

3 結(jié) 論

1) 對于單股射流噴射的工況，射流障礙物增大流場湍流度的同時也會對火焰的傳播產(chǎn)生阻礙，存在一個最優(yōu)的延遲時間噴射射流使得總傳播時間最短。

2) 對于單側(cè)射流平行噴射的工況，兩股射流與其他數(shù)量射流相比具有更好的加速火焰效果，射流位置分別位于90 mm和270 mm處的工況有最短的DDT時間。

3) 對于兩側(cè)兩股射流的噴射形式，射流位置分別位于上側(cè)90 mm和下側(cè)180 mm處的交錯射流有最短的DDT時間。

4) 對于所有射流噴射的工況，噴射位置靠近點火端時DDT時間較短，射流障礙物在火焰?zhèn)鞑コ跏茧A段加速效果明顯。

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