楊建魯,翁春生,白橋棟

(南京理工大學 瞬態(tài)物理國家重點實驗室,江蘇 南京 210094)

凝膠推進劑是一種具有廣闊應用前景的新型推進劑。與傳統(tǒng)推進劑相比,凝膠推進劑不僅具有固體推進劑使用安全、不易泄露、易于長期儲存的優(yōu)點,還具有液體推進劑比沖大、推力可調(diào)、易于實現(xiàn)多次點火的優(yōu)點,是當前國內(nèi)外專家學者的研究熱點[1]。Santos等[2]配制了以JP-8和RP-1為基燃料,以二氧化硅為凝膠劑的凝膠推進劑,并對其流變學特性進行了試驗研究。曹欽柳等[3]采用VOF模型對凝膠推進劑的偽流動現(xiàn)象進行了數(shù)值研究。Fakhri等[4]研究了凝膠推進劑模擬液的雙股撞擊式霧化特性。2008年張蒙正等[5]采用激光全息技術(shù)研究了凝膠水的雙股互擊式霧化特性。楊建魯?shù)萚6]采用粒子圖像速度系統(tǒng)試驗研究了凝膠汽油的雙股撞擊式霧化流場液滴速度分布。Beak等[7]對含納米顆粒的凝膠燃料模擬工質(zhì)進行了雙股撞擊式霧化特性的實驗研究,并與水的霧化進行了對比。Lee等[8]實驗研究了凝膠燃料模擬工質(zhì)的3股撞擊式霧化特性,比較了霧化撞擊角和工質(zhì)絕對黏度等對霧化擴散角和霧化波長的影響。

脈沖爆轟發(fā)動機(pulse detonation engine,PDE)是一種新概念動力系統(tǒng),具有熱循環(huán)效率高、推重比大、比沖大、工作范圍寬、單位燃料消耗率低、結(jié)構(gòu)簡單、工作可靠等眾多潛在優(yōu)點[9],在航空、航天、兵器等領(lǐng)域具有廣闊的應用前景。趙煒等[10]采用數(shù)值模擬的方法研究了熱射流點火對脈沖爆轟發(fā)動機管內(nèi)火焰加速及爆轟波觸發(fā)的影響。Allgood等[11]研究了氫氣/空氣在脈沖爆轟發(fā)動機內(nèi)的工作特性,采用試驗研究與數(shù)值模擬對比的方法對PDE流場進行了分析。韋偉等[12]采用CE/SE方法數(shù)值模擬了點火位置對氣固兩相脈沖爆轟發(fā)動機工作性能的影響。

將凝膠推進劑應用于脈沖爆轟發(fā)動機,結(jié)合二者的優(yōu)點,實現(xiàn)凝膠推進劑在脈沖爆轟發(fā)動機上的穩(wěn)定、高效工作具有重要意義。當前,脈沖爆轟發(fā)動機主要采用緩燃轉(zhuǎn)爆轟的方式進行點火起爆[9]。對于氣-液兩相PDE,燃料的霧化品質(zhì)對其點火起爆過程具有重要影響。因此,研究凝膠燃料在脈沖爆轟發(fā)動機中的霧化特性,提升點火室內(nèi)凝膠燃料的霧化品質(zhì)、降低液滴粒徑對實現(xiàn)凝膠燃料在PDE上的快速起爆,縮短緩燃轉(zhuǎn)爆轟距離,保證脈沖爆轟發(fā)動機穩(wěn)定、高效地工作具有重要意義。

本文將簡單、高效的撞擊式霧化方式應用到脈沖爆轟發(fā)動機上,探索實現(xiàn)凝膠汽油在脈沖爆轟發(fā)動機上高效霧化的方法;分析了凝膠汽油射流撞擊點位置、PDE氧化劑氣源供氣壓力、擋風凹腔等因素對凝膠汽油在PDE點火室內(nèi)霧化品質(zhì)的影響,為提升PDE工作性能提供參考。

1 試驗系統(tǒng)及試驗方法

1.1 試驗系統(tǒng)

本文采用的凝膠推進劑是以95#汽油為基燃料,以納米二氧化硅為凝膠劑配制而成的凝膠汽油,凝膠劑的質(zhì)量分數(shù)為4.0%。配制過程中應用超聲波振蕩、空化技術(shù)并結(jié)合機械式攪拌的方法,實現(xiàn)汽油與凝膠劑的充分混合。

1.2 試驗方法

為了研究凝膠汽油在脈沖爆轟發(fā)動機點火室內(nèi)霧化后的液滴粒徑分布特性,探索提升PDE管內(nèi)霧化品質(zhì)的方法,設計了基于馬爾文粒徑測試系統(tǒng)的PDE管內(nèi)霧化粒徑分布測試實驗裝置,如圖2所示。在PDE管內(nèi)粒徑測試過程中,馬爾文粒度儀通過激光發(fā)射端發(fā)射激光,激光穿過測試窗口后打在管內(nèi)霧化后的液滴上,經(jīng)液滴折射后繼續(xù)向前傳播,最后由馬爾文粒度儀接收端捕獲液滴粒徑分布信號。為了防止PDE管內(nèi)的液滴沾附在測試窗口的透光玻璃上,導致測試窗口被污染,在測試窗口內(nèi)側(cè)設計了吹掃孔,在測試時通過吹掃孔對透光玻璃吹掃氮氣,保證測試窗口的潔凈。

圖2 PDE點火室內(nèi)液滴粒徑分布測試示意圖

測試時,凝膠汽油采用雙股撞擊式霧化裝置進行霧化,以高壓氮氣為驅(qū)動力實現(xiàn)燃料的流動和噴射霧化,通過減壓閥控制凝膠汽油噴射壓力p的大小,如圖1所示。為了盡可能與PDE點火工作時點火室內(nèi)的霧化流場保持一致,液滴粒徑分布測試時同樣為PDE供給氧化劑。脈沖爆轟發(fā)動機的氧化劑氣源由2瓶壓縮空氣和1瓶壓縮氧氣組成,通過調(diào)節(jié)氣瓶出口處的減壓閥控制空氣和氧氣的供給壓力,通過氣體供給管路上的電磁閥控制氧化劑的通斷。

霧化裝置為雙股撞擊式霧化噴嘴,噴嘴為直射式噴嘴,噴嘴孔徑為0.8 mm,噴嘴長徑比為6.0,撞擊角θ=120°。氧化劑進氣通道由3個與PDE橫斷面呈中心對稱分布的進氣管構(gòu)成,進氣管直徑為30 mm,發(fā)動機進氣方式為切向進氣,如圖3所示。文氏管位于噴嘴之后,文氏管喉部距離PDE推力壁115 mm。

圖3 PDE氧化劑進氣通道示意圖

為了研究PDE氧化劑氣源供氣壓力對凝膠汽油霧化特性的影響,本文測試了空氣供氣壓力pair分別為0.8 MPa,1.0 MPa和1.2 MPa,凝膠汽油噴射壓力p分別為0.50 MPa,0.75 MPa,1.00 MPa和1.25 MPa時,PDE點火室內(nèi)霧化液滴的索太爾平均直徑。

2 實驗結(jié)果及分析

2.1 霧化撞擊點位置對PDE點火室內(nèi)霧化液滴粒徑的影響

圖4為PDE氧化劑氣源空氣供氣壓力pair=1.2 MPa,氧氣供氣壓力po=0.4 MPa時,凝膠汽油雙股撞擊霧化射流撞擊點到文氏管喉部距離d分別為5 mm,40 mm和75 mm條件下測試通道1處(距離發(fā)動機推力壁285 mm)的液滴粒徑索太爾平均直徑D32隨噴射壓力p的變化曲線。表1為d分別為5 mm,40 mm,75 mm時,不同壓力條件下距離推力壁285 mm位置處PDE點火室內(nèi)的液滴索太爾平均直徑。

圖4 撞擊點到文氏管喉部距離對凝膠汽油霧化后液滴索太爾平均直徑的影響

d/mmp/MPaD32/μm50.500.751.001.25124.7133.5147.7155.3400.500.751.001.25131.4143.9152.3159.8750.500.751.001.25146.8160.8171.2178.3

由圖4和表1可知,在噴射壓力p相同的條件下,d=5 mm時的霧化液滴索太爾平均直徑最小,d=75 mm時的霧化液滴索太爾平均直徑最大。由圖1可知,當d=75 mm時,凝膠汽油撞擊式霧化的撞擊點恰好在PDE氧化劑的進氣管出口處,氧化劑氣流以100 m/s以上的速度通過進氣管沿切向噴入PDE。此時,氧化劑氣流直接吹掃在凝膠汽油射流上。根據(jù)液體圓柱自由射流的穩(wěn)定性分析,射流噴射到空氣中后其表面由于擾動的存在會形成表面波,表面波的振幅受射流速度、外界擾動和射流長度的影響,射流速度越大、外界擾動越強、射流長度越長,表面波的振幅也越大。當表面波振幅增大到一定程度后,射流表面的液體就會脫離射流表面而形成直徑較大的液滴。在凝膠汽油的撞擊霧化過程中,高速氧化劑氣流導致射流表面的波動和剝離,而脫離射流表面的粒徑較大的液滴顆粒被氣流迅速帶走,導致凝膠汽油射流撞擊霧化效果下降。因此,d=75 mm時的液滴索太爾平均直徑較大。隨著d的減小,撞擊點距離PDE進氣通道的距離不斷增大,當d=40 mm和d=5 mm時,撞擊點到進氣通道出口的距離分別為35 mm和70 mm。此時氧化劑氣體進入PDE后發(fā)生膨脹減速,氣流速度明顯低于PDE進氣通道出口處的速度,因此,凝膠汽油射流表面的液體剝離量減少,撞擊式霧化效果得到提升,霧化后的液滴索太爾平均直徑減小。

2.2 氧化劑氣源空氣供氣壓力對PDE點火室內(nèi)霧化液滴粒徑的影響

氧化劑氣源壓力的大小決定了PDE內(nèi)部氣流速度的大小,而PDE內(nèi)部氣流速度又會對凝膠汽油撞擊式霧化的效果產(chǎn)生影響。因此,本節(jié)著重討論氧化劑氣源供氣壓力對PDE點火室內(nèi)霧化液滴粒徑的影響。

圖5為d=5 mm,po=0.4 MPa,pair=0.8 MPa,1.0 MPa,1.2 MPa時,距離推力壁285 mm處PDE點火室內(nèi)的霧化液滴索太爾平均直徑D32隨噴射壓力p的變化曲線。

圖5 PDE空氣供氣壓力對液滴索太爾平均直徑的影響

表2給出了不同氧化劑氣源空氣供氣壓力條件下的索太爾平均直徑。結(jié)合圖5和表2可知,氧化劑氣源空氣供氣壓力pair越高,PDE管內(nèi)霧化液滴的索太爾平均直徑D32越大。這是由于隨著pair的增大,PDE管內(nèi)的氣流速度也不斷增大,在po=0.4 MPa條件下,空氣供氣壓力分別為pair=0.8 MPa,1.0 MPa,1.2 MPa時,測量得到的PDE管內(nèi)氣流平均速度分別為33.6 m/s,40.4 m/s和45.6 m/s。PDE管內(nèi)氣流速度越大,凝膠汽油射流在撞擊霧化前受到的氧化劑氣流擾動作用越劇烈,射流表面的波動現(xiàn)象和液體剝離現(xiàn)象也越嚴重,導致霧化后的D32越大。

信息服務共享將加強認證認可國際交流與合作，在認證認可業(yè)務運營中迅速準確實現(xiàn)供需雙方匹配和交易。“一帶一路”認證認可信息服務共享具備開放性、擴展性以及適應性的特性，信息共享模式還有待更多研究者進行積極的探索，創(chuàng)新共享模式，持續(xù)保持數(shù)據(jù)的實時性和靈活性，對認證認可信息服務共享做更深入的研究，促進數(shù)據(jù)流動，使企業(yè)及時掌握資訊，帶來更多新的認證認可業(yè)務，促進相關(guān)國家、社會和共享相關(guān)方利益的不斷提升，推動我國與“一帶一路”沿線國家認證認可互認，減少貿(mào)易壁壘，為沿線國家提供便利，促進貿(mào)易便利化。

表2 不同空氣供氣壓力和噴射壓力條件下,距離推力壁285 mm位置處的液滴索太爾平均直徑

2.3 擋風凹腔對PDE點火室內(nèi)霧化液滴粒徑的影響

由以上分析可知,PDE內(nèi)部氧化劑氣流速度對凝膠汽油的撞擊式霧化具有擾動作用,該擾動作用隨著氧化劑氣源供氣壓力的增大而增大,對提升凝膠汽油的霧化品質(zhì)十分不利。因此,為了克服PDE內(nèi)部氣流對凝膠汽油撞擊式霧化的不利影響,對撞擊式霧化裝置進行了改進,為撞擊式噴嘴設計和加裝了擋風凹腔,擋風凹腔的長度、寬度和高度分別為lc,wc,hc,如圖6所示。

圖6 擋風凹腔示意圖和實物圖

根據(jù)雙股撞擊式霧化噴嘴結(jié)構(gòu)尺寸和PDE內(nèi)部空間,共設計了3種不同尺寸的擋風凹腔,如表3所示,研究了不同尺寸的擋風凹腔對PDE點火室內(nèi)霧化粒徑的影響。

表3 3種擋風凹腔結(jié)構(gòu)尺寸

圖7為d=5 mm,po=0.4 MPa時,空氣供氣壓力pair=0.8 MPa,1.0 MPa,1.2 MPa條件下距離推力壁285 mm處中心軸線上的液滴索太爾平均直徑D32隨噴射壓力p的變化曲線。

圖7 擋風凹腔對PDE管內(nèi)索太爾平均直徑的影響

對比圖7(a)和圖7(b)可知,擋風凹腔對凝膠汽油在PDE內(nèi)的撞擊式霧化具有重要影響,主要影響體現(xiàn)在以下三方面:①加裝擋風凹腔后液滴索太爾平均直徑D32大幅降低,凝膠汽油的霧化品質(zhì)得到有效提升。②加裝擋風凹腔前后液滴索太爾平均直徑D32隨噴射壓力p的變化趨勢發(fā)生根本變化:未加裝擋風凹腔時,D32隨噴射壓力p的增大而增大;加裝擋風凹腔后,D32隨噴射壓力p的增大而減小。③索太爾平均直徑D32隨空氣供氣壓力pair的變化同樣發(fā)生改變:未加裝擋風凹腔時,空氣供氣壓力pair越大,D32越大;加裝了擋風凹腔后,空氣供氣壓力越大,D32越小。

由前文分析可知,PDE管內(nèi)氧化劑氣流對凝膠汽油的撞擊式霧化具有重要影響,在霧化過程中氧化劑氣流對凝膠汽油射流造成擾動,導致射流表面發(fā)生波動和液體剝離,氧化劑氣流速度越大越不利于凝膠汽油的霧化。加裝擋風凹腔后,凝膠汽油射流得到有效保護,射流表面氣流速度降低,表面波動現(xiàn)象和液滴剝離現(xiàn)象得到有效減弱,霧化品質(zhì)得到提升。表4為加裝1#擋風凹腔時,空氣供氣壓力pair=0.8 MPa,1.0 MPa,1.2 MPa條件下,距離PDE推力壁285 mm位置處中心軸線上的液滴索太爾平均直徑。

表4 加裝1#擋風凹腔時,距離推力壁285 mm位置處的液滴索太爾平均直徑

對比表2和表4可知,與未加裝擋風凹腔情況相比,加裝了1#擋風凹腔后PDE管內(nèi)凝膠汽油霧化后的液滴索太爾平均直徑大幅降低。圖8為與無擋風凹腔相比,加裝了1#擋風凹腔后液滴索太爾平均直徑的絕對降低幅度ΔD32和相對降低幅度σD32隨噴射壓力p的變化曲線。由圖8(a)和圖8(b)可知,當噴射壓力p=0.50 MPa,0.75 MPa,1.00 MPa,1.25 MPa時,在空氣供氣壓力pair=0.8 MPa條件下D32的絕對降低幅度ΔD32=7.4 μm,20.4 μm,28.9 μm,34.7 μm,相對降低幅度σD32=8.44%,21.14%,28.33%,33.11%。由此可見,在撞擊霧化過程中,擋風凹腔對凝膠汽油射流起到了保護作用,霧化品質(zhì)得到有效提升。當空氣供氣壓力pair=0.8 MPa,1.0 MPa,1.2 MPa時,在噴射壓力為p=0.50 MPa條件下,凝膠汽油未加裝擋風凹腔霧化后的液滴D32=87.7 μm,105.5 μm,124.7μm,D32隨空氣供氣壓力的增大而增大;而加裝1#擋風凹腔后D32=80.3 μm,76.0 μm,70.7 μm,D32隨空氣供氣壓力的增大而減小。

圖8 加裝1#擋風凹腔后液滴索太爾平均直徑的絕對降幅和相對降幅變化曲線

由以上數(shù)據(jù)可知,加裝擋風凹腔前后液滴索太爾平均直徑D32隨空氣供氣壓力的變化趨勢相反,這是由于未加裝擋風凹腔時PDE內(nèi)部氧化劑氣流對凝膠汽油射流表面造成不利影響,空氣供氣壓力越大,氧化劑氣流對射流表面造成的不利影響越大,D32越大。加裝了擋風凹腔后,由于擋風凹腔對凝膠汽油射流的保護作用,PDE內(nèi)部氣流對射流造成的不利影響被大大削弱,而空氣供氣壓力的增大提升了PDE內(nèi)部氣流的流速,凝膠汽油在完成撞擊霧化后受到氣流的剪切作用發(fā)生二次霧化,空氣供氣壓力越大,脈沖爆轟發(fā)動機內(nèi)部氣流速度越大,二次霧化也越劇烈,液滴索太爾平均直徑越小。當噴射壓力p=0.50 MPa,0.75 MPa,1.00 MPa,1.25 MPa時,在空氣供氣壓力pair=0.8 MPa條件下,凝膠汽油未加裝擋風凹腔霧化后的D32=87.7 μm,96.5 μm,102.0 μm,104.8 μm,D32隨噴射壓力的增大而增大。加裝了1#擋風凹腔后液滴D32=80.3 μm,76.1 μm,73.1 μm,70.1 μm,D32隨噴射壓力的增大而減小。由此可知,加裝擋風凹腔前后凝膠汽油撞擊霧化后的液滴索太爾平均直徑D32隨噴射壓力的變化趨勢相反。這是由于在撞擊霧化過程中,凝膠汽油射流由噴嘴噴出后射流表面由于周圍氣流的擾動作用會發(fā)生波動現(xiàn)象和液體剝離現(xiàn)象,液體剝離后被脈沖爆轟發(fā)動機內(nèi)部的氧化劑汽油快速帶走,噴射壓力p越大,凝膠汽油射流表面的波動和液體剝離越嚴重,氣流由射流表面帶走的大粒徑液滴越多,凝膠汽油霧化后的液滴索太爾平均直徑D32越大;加裝了擋風凹腔時,射流表面的氣流速度大大降低,氣流對凝膠汽油射流的擾動作用減弱,隨著噴射壓力的增大,凝膠汽油射流撞擊能量也增大,凝膠汽油霧化更充分,液滴索太爾平均直徑D32減小。

圖9為po=0.4 MPa,pair=1.2 MPa時,不同尺寸的擋風凹腔對距離推力壁285 mm位置處霧化液滴索太爾平均直徑D32的影響。由圖9可知,加裝1#擋風凹腔時的D32最小,加裝3#擋風凹腔時的D32最大。當噴射壓力p=0.50 MPa,0.75 MPa,1.00 MPa,1.25 MPa時,加裝1#擋風凹腔時,液滴索太爾平均直徑D32=70.7 μm,64.7 μm,60.6 μm,57.6 μm;加裝2#擋風凹腔時,D32=99.2 μm,90.0 μm,83.7 μm,80.3 μm;加裝3#擋風凹腔時,D32=106.7 μm,100.6 μm,96.4 μm,94.8 μm。由以上數(shù)據(jù)可知,擋風凹腔的結(jié)構(gòu)尺寸對凝膠汽油在脈沖爆轟發(fā)動機內(nèi)的撞擊霧化具有影響,由于3#擋風凹腔的結(jié)構(gòu)尺寸最大,腔體的長度、寬度和高度分別為lc=50.0 mm,wc=18.0 mm,hc=30.0 mm,腔體內(nèi)空間最大,PDE內(nèi)氧化劑氣流可由空腔兩側(cè)流入腔體形成渦流,對凝膠汽油射流造成擾動,導致霧化后的液滴索太爾平均直徑增大。1#擋風凹腔腔體的長度、寬度、高度分別為lc=30.0 mm,wc=18.0 mm,hc=20.0 mm,其腔體內(nèi)部空間僅為3#擋風凹腔的40%,腔體空間較小,不易形成氣體渦流,因此凝膠汽油霧化后的液滴索太爾平均直徑較小。

圖9 擋風凹腔的結(jié)構(gòu)尺寸對PDE管內(nèi)霧化索太爾平均直徑的影響

3 結(jié)論

本文以脈沖爆轟發(fā)動機為基礎,采用馬爾文粒度儀研究了凝膠汽油雙股撞擊式霧化在點火室內(nèi)的霧化特性。根據(jù)脈沖爆轟發(fā)動機管內(nèi)霧化條件設計了擋風凹腔,有效地提升了凝膠汽油在PDE管內(nèi)的霧化品質(zhì),并得出以下結(jié)論:

①撞擊點位置對凝膠汽油在脈沖爆轟發(fā)動機內(nèi)撞擊霧化具有重要影響,撞擊點距離PDE氧化劑進氣通道越遠,距離文氏管喉部越近,則液滴索太爾平均直徑越小,霧化效果越好。

②脈沖爆轟發(fā)動機管內(nèi)氧化劑氣流對凝膠汽油的霧化具有不利影響,為此本文為雙股撞擊式霧化裝置設計了擋風凹腔結(jié)構(gòu)。擋風凹腔對凝膠汽油在PDE內(nèi)的撞擊式霧化具有重要影響,主要影響體現(xiàn)在以下三方面:a.加裝擋風凹腔可有效降低凝膠汽油霧化后的液滴索太爾平均直徑,霧化品質(zhì)得到大大提升。b.加裝擋風凹腔前后凝膠汽油霧化后的液滴索太爾平均直徑隨空氣供氣壓力的變化趨勢相反。未加裝擋風凹腔時脈沖爆轟發(fā)動機氣源空氣供氣壓力越大,液滴索太爾平均直徑越大;加裝擋風凹腔后空氣供氣壓力越大,液滴索太爾平均直徑越小。c.未加裝擋風凹腔時霧化后的液滴索太爾平均直徑隨噴射壓力的增大而增大,而加裝了擋風凹腔后液滴索太爾平均直徑隨噴射壓力的增大而減小。

③擋風凹腔結(jié)構(gòu)尺寸對凝膠汽油的撞擊式霧化具有較大影響,擋風凹腔尺寸越大,凹腔內(nèi)氣體渦流越劇烈,霧化后的液滴索太爾平均直徑越大。

[1] NATAN B,RAHIMI S. The status of gel propellants in year 2000[J]. Combustion of Energetic Materials,2002,5(1):172-194.

[2] SANTOS P H S,ARNOLD R,ANDERSON W E,et al. Characterization of JP-8/SiO2and RP-1/SiO2gels[J]. Engineering Letters,2010,18(1):41-48.

[3] 曹欽柳,封鋒,鄧寒玉. 基于VOF 模型的凝膠推進劑的偽流動研究[J]. 彈道學報,2017,29(2):65-69,96.

CAO Qinliu,FENG Feng,DENG Hanyu. Research on spurious currents of gel propellant based on VOF model[J]. Journal of Ballistics,2017,29(2):65-69,96. (in Chinese)

[4] FAKHRI S,LEE J G,YETTER R A. Atomization and spray characteristics of gelled-propellant simulants formed by two impinging jets:AIAA-2009-5241[R]. Denver,Colorado:AIAA,2009.

[5] 張蒙正,楊偉東,王玫. 雙股互擊式噴嘴凝膠水霧化特性試驗[J]. 推進技術(shù),2008,29(1):22-24,61.

ZHANG Mengzheng,YANG Weidong,WANG Mei. Test of unlike impinging injector atomization characteristic with gelled water[J]. Journal of Propulsion Technology,2008,29(1):22-24,61. (in Chinese)

[6] 楊建魯,翁春生,白橋棟,等. 凝膠汽油雙股撞擊式霧化速度場實驗研究[J]. 兵工學報,2015,36(9):1 671-1 679.

YANG Jianlu,WENG Chunsheng,BAI Qiaodong,et al. Experimental research on velocity field of impinging atomization of gel gasoline[J]. Acta Armamentarii,2015,36(9):1 671-1 679. (in Chinese)

[7] BEAK G,KIM S,HAN J,KIM C. Atomization characteristics of impinging jets of gel material containing nanoparticles[J]. Journal of Non-Newtonian Fluid Mechanics,2011,166:1 272-1 285.

[8] LEE I,KOO J. Break-up characteristics of gelled propellant simulants with various gelling agent contents[J]. Journal of Thermal Science,2010,19(6):545-552.

[9] 嚴傳俊,范瑋. 脈沖爆震發(fā)動機原理及關(guān)鍵技術(shù)[M]. 西安:西北工業(yè)大學出版社,2005.

YAN Chuanjun,FAN Wei. Pulse detonation engine principle and key technology[M]. Xi’an:Northwestern Polytechnical University Press,2005. (in Chinese)

[10] 趙煒,韓啟祥,王家驊,等. 熱射流點火對爆震管內(nèi)火焰加速及爆震波觸發(fā)影響的數(shù)值研究[J]. 航空動力學報,2015,30(1):38-45.

ZHAO Wei,HAN Qixiang,WANG Jiahua,et al. Numerical study on effect of hot jet ignition on flame acceleration and detonation initiation in detonation tube[J]. Journal of Aerospace Power,2015,30(1):38-45. (in Chinese)

[11] ALLGOOD D,GUTMARK E,MEYER T,et al. Computational and experimental studies of pulse detonation engines:AIAA-2003-889[R]. Reno,Nevada:AIAA,2003.

[12] 韋偉,翁春生. 基于三維兩相CE/SE 方法的點火位置對固體燃料PDE 的影響研究[J]. 彈道學報,2016,28(3):65-70.

WEI Wei,WENG Chunsheng. Analysis of the influence of different ignition location on pulse detonation engine with solid fuel based on three-dimensional two-phase CE/SE method[J]. Journal of Ballistics,2016,28(3):65-70. (in Chinese)