陸星宇，李進(jìn)平，陳 宏，俞鴻儒

（1. 中國(guó)科學(xué)院大學(xué)工程科學(xué)學(xué)院，北京 100049；2. 中國(guó)科學(xué)院力學(xué)研究所高溫氣體動(dòng)力學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100190）

激波風(fēng)洞是高超聲速地面實(shí)驗(yàn)的主要裝備之一。在激波風(fēng)洞的各種驅(qū)動(dòng)方式中，爆轟驅(qū)動(dòng)具有結(jié)構(gòu)和運(yùn)行簡(jiǎn)單、實(shí)驗(yàn)成本低的特點(diǎn)，獲得了廣泛應(yīng)用[1-3]。如圖1（a）所示，爆轟驅(qū)動(dòng)激波風(fēng)洞主要由高壓驅(qū)動(dòng)段、低壓被驅(qū)動(dòng)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(kāi)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(guò)控制激波速度可將被驅(qū)動(dòng)氣體（通常為空氣）恰好壓縮到實(shí)驗(yàn)所需的總溫總壓，再經(jīng)過(guò)噴管加速即得到模擬所需的自由來(lái)流。

圖 1 爆轟驅(qū)動(dòng)激波風(fēng)洞及射流起爆過(guò)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(dòng)是利用驅(qū)動(dòng)段內(nèi)的可燃?xì)怏w爆轟來(lái)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(dòng)氣體瞬間起爆才能保證模擬的準(zhǔn)確性。驅(qū)動(dòng)氣體的組分由實(shí)驗(yàn)工況決定，一般要以可燃或惰性氣體對(duì)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(guò)高時(shí)，驅(qū)動(dòng)氣體就難以直接起爆，轉(zhuǎn)而出現(xiàn)爆燃，這會(huì)改變風(fēng)洞運(yùn)行模式，無(wú)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(dòng)氣體直接起爆的臨界稀釋度定義為“爆轟極限”，那么可以說(shuō)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(dòng)激波風(fēng)洞為例，目前的驅(qū)動(dòng)氣體爆轟極限約為2H2+O2+3.76N2，在常規(guī)運(yùn)行方式下模擬來(lái)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(yùn)行方式，用該方法可以在實(shí)驗(yàn)中將模擬的自由來(lái)流總溫降至2 600 K。但是，小驅(qū)大的方式導(dǎo)致來(lái)流總壓損失了50%。如果將驅(qū)動(dòng)氣體的爆轟極限提高到2H2+O2+7N2，則在常規(guī)運(yùn)行方式下即可模擬2 600 K 來(lái)流總溫，而不會(huì)導(dǎo)致總壓損失。由此可見(jiàn)，通過(guò)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(diǎn)火方式的起爆能力密切相關(guān)。Matsui[5]對(duì)常壓氫/空氣混合物進(jìn)行了起爆實(shí)驗(yàn)，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(diǎn)火方式的起爆能力是拓寬驅(qū)動(dòng)氣體爆轟極限的有效方法。

驅(qū)動(dòng)氣體一般是利用點(diǎn)火管來(lái)起爆的。點(diǎn)火管是一根細(xì)管，一端與驅(qū)動(dòng)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(diǎn)火管內(nèi)的氣體，火焰在點(diǎn)火管內(nèi)加速，燃燒產(chǎn)物從點(diǎn)火管出口噴出，形成高溫射流，如圖1（b）所示。驅(qū)動(dòng)氣體在射流的作用下瞬間發(fā)生爆轟，爆轟波向驅(qū)動(dòng)段上游的未燃混合氣體中傳播，同時(shí)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(dòng)段與被驅(qū)動(dòng)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(diǎn)火管出口處氣體燃燒模態(tài)的不同，一般將點(diǎn)火管分為兩類：爆轟點(diǎn)火管和射流點(diǎn)火管，兩者分別利用爆轟波和熱射流起爆驅(qū)動(dòng)氣體。Inada 等[6]認(rèn)為兩類點(diǎn)火管的本質(zhì)區(qū)別在于點(diǎn)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(jī)制角度來(lái)考量的，在爆轟起爆中，點(diǎn)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(guò)渡為自身的爆轟結(jié)構(gòu)。而射流起爆過(guò)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(lái)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?gòu)?qiáng)行破壞胞格結(jié)構(gòu)來(lái)獲得射流，破壞方法包括在點(diǎn)火管出口設(shè)置膜片或使點(diǎn)火管出口直徑小于爆轟穩(wěn)定傳播的臨界直徑等。

爆轟點(diǎn)火管的電爆絲常常無(wú)法直接引發(fā)爆轟，而是需要經(jīng)歷一個(gè)爆燃轉(zhuǎn)爆轟（deflagration-todetonation transition，DDT）的過(guò)程，所以提高爆轟點(diǎn)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(shí)驗(yàn)驗(yàn)證[8]，并且在脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)和爆轟驅(qū)動(dòng)激波風(fēng)洞點(diǎn)火管上廣泛應(yīng)用[9]。加速DDT 的另一個(gè)方法是在流道中設(shè)置障礙物，Lee 等[10]對(duì)障礙物參數(shù)進(jìn)行了大量實(shí)驗(yàn)研究，細(xì)節(jié)參見(jiàn)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(duì)脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)加速DDT 的方法進(jìn)行了綜述。

射流點(diǎn)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(diǎn)火管長(zhǎng)度和內(nèi)部障礙物對(duì)點(diǎn)火管起始爆轟能力的影響，結(jié)論認(rèn)為點(diǎn)火管縮徑形成的射流點(diǎn)火具有較強(qiáng)點(diǎn)火能力，且點(diǎn)火能力主要取決于點(diǎn)火管長(zhǎng)度，越長(zhǎng)點(diǎn)火越強(qiáng)，而擾流結(jié)構(gòu)反而削弱點(diǎn)火能力。林偉等[17-18]研究了壁面反射和射流速度對(duì)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(qiáng)。

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(wèn)題仍缺乏普適性的定量規(guī)律，甚至定性的機(jī)理描述也缺乏統(tǒng)一的認(rèn)識(shí)[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(qiáng)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(jī)理的假說(shuō)詳見(jiàn)Thomas 等的綜述[23]。

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

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備與方法

1.1 激波管與點(diǎn)火管

實(shí)驗(yàn)在中國(guó)科學(xué)院力學(xué)研究所高溫氣體動(dòng)力學(xué)實(shí)驗(yàn)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(zhǎng)為11.5 m，其中驅(qū)動(dòng)段長(zhǎng)5 m，被驅(qū)動(dòng)段長(zhǎng)6.5 m，兩段之間以滌綸薄膜隔開(kāi)。驅(qū)動(dòng)段內(nèi)為氫氧氮組成的可燃混合氣體，被驅(qū)動(dòng)段內(nèi)為空氣。

實(shí)驗(yàn)中采用了4 種不同口徑?的點(diǎn)火管，如圖2（b）～（e）所示。點(diǎn)火管的內(nèi)腔由兩段構(gòu)成，靠近電爆絲的一段長(zhǎng)164 mm，內(nèi)徑為40 mm；與驅(qū)動(dòng)段連接的一段長(zhǎng)224 mm，內(nèi)徑分別為20、30、40 和50 mm。點(diǎn)火管與驅(qū)動(dòng)段的軸線相互垂直，通過(guò)螺紋連接。點(diǎn)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(diǎn)火管（b）～（e）Fig. 2 BBF-100 shock tube (a) and igniters (b)-(e)

傳統(tǒng)的點(diǎn)火管與驅(qū)動(dòng)段是連通的，點(diǎn)火氣體與驅(qū)動(dòng)氣體相同。這種點(diǎn)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?yàn)辄c(diǎn)火氣體的能量受到驅(qū)動(dòng)氣體的限制。為了解決這一問(wèn)題，本文在點(diǎn)火管與驅(qū)動(dòng)段之間添加了一道膜，這樣就可以在點(diǎn)火管內(nèi)使用化學(xué)恰當(dāng)比的混氣并提高點(diǎn)火管壓強(qiáng)，從而顯著提高點(diǎn)火管的起爆能力。

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)前，驅(qū)動(dòng)段內(nèi)填充氮?dú)庀♂尩臍溲趸旌蠚怏w，組分配比為2H2+2.47O2+5.53N2，初始?jí)簭?qiáng)pd為150 kPa；被驅(qū)動(dòng)段為常壓空氣；點(diǎn)火管內(nèi)填充不同的點(diǎn)火氣體，如化學(xué)恰當(dāng)比的CO-O2、H2-O2等，不同實(shí)驗(yàn)中初始?jí)簭?qiáng)pi不同。

定義pi/pd為“點(diǎn)火壓比”，無(wú)論點(diǎn)火管如何設(shè)計(jì)，通?？偰芡ㄟ^(guò)提高pi/pd實(shí)現(xiàn)直接起爆。若定義恰好直接起爆驅(qū)動(dòng)氣體時(shí)的點(diǎn)火壓比為臨界壓比，則可以用臨界壓比來(lái)衡量點(diǎn)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(diǎn)火管出口直徑增大時(shí)，若對(duì)應(yīng)的臨界壓比降低，則認(rèn)為口徑增大有助于提高點(diǎn)火管的起爆能力。選擇臨界壓比而不是點(diǎn)火管能量作為點(diǎn)火管起爆能力的評(píng)價(jià)指標(biāo)主要是因?yàn)辄c(diǎn)火管能量的計(jì)算和實(shí)驗(yàn)測(cè)量困難。如下文所述，實(shí)際的起爆過(guò)程中，點(diǎn)火管的能量并非瞬間完全釋放到驅(qū)動(dòng)氣體中，而是經(jīng)過(guò)了相對(duì)漫長(zhǎng)的過(guò)程，而且這個(gè)釋放過(guò)程還因點(diǎn)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(jì)算和測(cè)量直接起爆驅(qū)動(dòng)氣體所需的實(shí)際點(diǎn)火管能量非常困難，所以選擇了從臨界壓比這個(gè)角度來(lái)衡量點(diǎn)火管的起爆能力。

驅(qū)動(dòng)段內(nèi)是否直接起爆是通過(guò)波速來(lái)確定的。驅(qū)動(dòng)段上裝有4 枚壓電傳感器，如圖2（a）所示。通過(guò)測(cè)量驅(qū)動(dòng)氣體燃燒產(chǎn)生的壓力波依次經(jīng)過(guò)各個(gè)傳感器的時(shí)間差算出波速的平均值。當(dāng)各段測(cè)得的平均波速均與C-J 理論爆速很接近時(shí)（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(diǎn)火管實(shí)驗(yàn)時(shí)，點(diǎn)火管出口對(duì)側(cè)的位置上也安裝了一枚壓電傳感器，用于測(cè)定點(diǎn)火管內(nèi)火焰加速的時(shí)間，在使用雙點(diǎn)火管時(shí)，該壓電傳感器由另一根點(diǎn)火管替代。在本研究中只關(guān)心驅(qū)動(dòng)段是否能夠直接起始爆轟，因此被驅(qū)動(dòng)段的壓力為常壓，未測(cè)量進(jìn)入被驅(qū)動(dòng)段的激波速度。

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

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 點(diǎn)火管口徑

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

各點(diǎn)火管在不同點(diǎn)火壓比下測(cè)得的驅(qū)動(dòng)段平均波速如圖3 所示。實(shí)驗(yàn)表明，隨著點(diǎn)火管口徑的增加，對(duì)應(yīng)的臨界壓比逐漸降低，說(shuō)明點(diǎn)火管口徑與點(diǎn)火管的起爆能力呈正相關(guān)。圖中的4 條虛線分別對(duì)應(yīng)4 個(gè)點(diǎn)火管的臨界壓比，當(dāng)點(diǎn)火管的壓比超過(guò)臨界壓比時(shí)，測(cè)得的驅(qū)動(dòng)氣體波速均在C-J 理論爆速1 700 m/s 附近，低于該值時(shí)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(shí)驗(yàn)結(jié)果與前人研究結(jié)論一致。Dorofeev 等[24]對(duì)H2-air 混合物進(jìn)行過(guò)大尺度的射流起爆實(shí)驗(yàn)，當(dāng)氫空氣為化學(xué)恰當(dāng)比時(shí)，射流直徑要大于等于200 mm 才能實(shí)現(xiàn)射流起爆。Carnasciali 等[25]研究了點(diǎn)火氣體與被起爆氣體組分不同時(shí)的起爆過(guò)程，認(rèn)為射流管道的出口直徑對(duì)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(guò)某個(gè)值時(shí)才可能實(shí)現(xiàn)爆轟起爆。臨界管徑定義如下：在一根等截面直管與無(wú)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(gè)臨界值時(shí)，一道從管道傳入空間中的平面爆轟波就能在進(jìn)入無(wú)限大空間后發(fā)展為球爆轟，這個(gè)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(shí)，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(duì)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(shí)，可以起始爆轟的極限氮?dú)庀♂尪葟?0%增長(zhǎng)到40%。

定量角度，點(diǎn)火管口徑與驅(qū)動(dòng)段之比從0.2 增大到0.5 時(shí)，臨界壓比從6.8 降至2.5，降幅較顯著。可見(jiàn)，擴(kuò)大點(diǎn)火管口徑在提高起爆能力方面具有實(shí)用意義。

增大點(diǎn)火管口徑也會(huì)引入其他問(wèn)題，比如開(kāi)孔直徑增大會(huì)降低驅(qū)動(dòng)段的管壁強(qiáng)度。為了避免使用口徑過(guò)大的點(diǎn)火管，又對(duì)點(diǎn)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(diǎn)火管的驅(qū)動(dòng)氣體爆燃?jí)毫Σɑ虮Z波速度分布Fig. 3 Driver gas deflagration pressure wave or detonationwave velocity distribution of different igniters

2.2 點(diǎn)火氣體爆轟敏感性

驅(qū)動(dòng)氣體的爆轟敏感性對(duì)起爆的影響顯而易見(jiàn)，其爆轟敏感性越強(qiáng)，相應(yīng)的爆轟極限就越寬。當(dāng)驅(qū)動(dòng)氣體相同時(shí)，點(diǎn)火氣體的爆轟敏感性也可能對(duì)起爆有重要影響。為了確定點(diǎn)火氣體爆轟敏感性的影響，本文中選取了爆轟敏感性極強(qiáng)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(diǎn)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(méi)有鏈分支反應(yīng)，無(wú)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(wú)法形成自持爆轟，無(wú)論外界提供的起爆能量有多高[27]。

為了明確點(diǎn)火氣體的爆轟敏感性對(duì)點(diǎn)火過(guò)程的影響，進(jìn)行了點(diǎn)火觀察實(shí)驗(yàn)。利用Photron 高速相機(jī)對(duì)上述2 種點(diǎn)火氣體的射流過(guò)程進(jìn)行了拍攝，采樣頻率為100 000 s-1。實(shí)驗(yàn)中將激波管被驅(qū)動(dòng)段端蓋打開(kāi)，將相機(jī)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(jī)并提高圖像清晰度，將主膜片換成了2 cm 厚的有機(jī)玻璃。此外，還利用點(diǎn)火管出口對(duì)面處的壓電傳感器P5 測(cè)量了從發(fā)出點(diǎn)火信號(hào)到點(diǎn)火壓力波到達(dá)傳感器P5 的時(shí)間。

表1 給出了不同條件下的點(diǎn)火管火焰?zhèn)鞑r(shí)間，表中tp為初始時(shí)刻（電源信號(hào)觸發(fā)時(shí)刻）到傳感器P5 測(cè)到射流沖擊波的時(shí)間，tf為初始時(shí)刻到火焰面到達(dá)傳感器P5 的時(shí)間（通過(guò)高速攝影判斷），tp和tf從壓力波和火焰面2 個(gè)角度反映了火焰?zhèn)鞑サ目炻?，下?biāo)m 表示多次實(shí)驗(yàn)的平均值，σ 為樣本標(biāo)準(zhǔn)差，標(biāo)準(zhǔn)差越大說(shuō)明隨機(jī)性越強(qiáng)。

表 1 點(diǎn)火管火焰?zhèn)鞑r(shí)間Table 1 Igniter flame propagation time

觀測(cè)發(fā)現(xiàn)點(diǎn)火氣體的爆轟敏感性對(duì)射流形態(tài)有決定性影響，上述2 種點(diǎn)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(shí)間長(zhǎng)達(dá)12 ms，說(shuō)明火焰面?zhèn)鞑ニ俣嚷?。高速攝影觀察到膜片破碎后很長(zhǎng)一段時(shí)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(diǎn)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(shuō)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(shí)間僅約0.4 ms，比前者小一個(gè)量級(jí)，而且壓力波和燃燒產(chǎn)物幾乎同時(shí)到達(dá)傳感器P5，說(shuō)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(diǎn)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(jiàn)圖4（d）。

在明確了點(diǎn)火氣體爆轟敏感性對(duì)射流的影響后，為了進(jìn)一步對(duì)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(duì)點(diǎn)火管進(jìn)行了起爆實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)以化學(xué)恰當(dāng)比H2-O2和CO-O2作為點(diǎn)火氣體，分別使用了縮頸的 30 mm 點(diǎn)火管和等徑的 40 mm 點(diǎn)火管，點(diǎn)火管內(nèi)型面參數(shù)見(jiàn)圖2。

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

這兩組實(shí)驗(yàn)反映出點(diǎn)火管內(nèi)型面對(duì)火焰的激勵(lì)作用具有選擇性：在縮徑型面的點(diǎn)火管中爆燃的起爆能力更強(qiáng)，在等徑型面的點(diǎn)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(qiáng)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(diǎn)火管中爆燃射流的起爆能力更強(qiáng)。在等徑型面的點(diǎn)火管中，由于沒(méi)有了阻礙，爆燃失去了重要的火焰強(qiáng)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(duì)優(yōu)勢(shì)消失。

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

圖 5 不同點(diǎn)火氣體組分對(duì)應(yīng)的驅(qū)動(dòng)氣體爆燃?jí)毫Σɑ虮Z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(shí)驗(yàn)得到的主要結(jié)論如下：（1）點(diǎn)火氣體的爆轟敏感性決定了點(diǎn)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(diǎn)火管內(nèi)型面對(duì)火焰的激勵(lì)作用呈現(xiàn)出選擇性，在縮徑型面的點(diǎn)火管中爆燃的起爆能力更強(qiáng)，在等徑型面的點(diǎn)火管中爆轟和爆燃的起爆能力大體持平。

2.3 單/雙點(diǎn)火管

雙點(diǎn)火管能夠提高單位時(shí)間內(nèi)輸入驅(qū)動(dòng)段的能量，而且2 個(gè)點(diǎn)火管的射流相互撞擊也有利于爆轟的產(chǎn)生。為了驗(yàn)證雙點(diǎn)火管在起爆能力方面的提升效果，對(duì)雙點(diǎn)火管進(jìn)行了起爆實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)中，在驅(qū)動(dòng)段上安裝了2 根點(diǎn)火管，口徑分別為30 mm 和20 mm，即圖2（c）和（b）。兩點(diǎn)火管同軸，出口相對(duì)。實(shí)驗(yàn)前，兩根點(diǎn)火管同時(shí)充氣，初始?jí)簭?qiáng)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(shí)驗(yàn)表明這種充氣方法能夠保證點(diǎn)火管內(nèi)氣體均勻預(yù)混。驅(qū)動(dòng)段工況與2.1 節(jié)中的參數(shù)相同。

圖6 給出了兩種點(diǎn)火氣體的起爆結(jié)果統(tǒng)計(jì)，其中圖6（a）和（b）對(duì)應(yīng)的點(diǎn)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(diǎn)火管的驅(qū)動(dòng)段氣體波速，還給出了使用 30 mm 單點(diǎn)火管時(shí)的數(shù)據(jù)作為對(duì)比。

圖 6 單/雙點(diǎn)火管的驅(qū)動(dòng)氣體爆燃?jí)毫Σɑ虮Z波速度分布Fig. 6 Driver gas deflagration pressure wave or detonation wave velocity distribution in single/double igniters

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

在點(diǎn)火氣體為2CO+O2時(shí)，雙點(diǎn)火管之所以沒(méi)有體現(xiàn)出更強(qiáng)的起爆能力，是由于2 個(gè)點(diǎn)火管的射流沒(méi)有實(shí)現(xiàn)同步。理想情況下，2CO+O2的2 個(gè)射流應(yīng)該同時(shí)沖破點(diǎn)火管膜片，射流在驅(qū)動(dòng)段內(nèi)相撞，如圖7（a）所示。而實(shí)際情況卻是右邊的射流率先進(jìn)入了驅(qū)動(dòng)段，還搶先抵達(dá)了對(duì)面點(diǎn)火管的出口，如圖7（b）所示。圖7（b）對(duì)應(yīng)的真實(shí)過(guò)程如圖7（d）～（g）所示：右邊射流率先射入驅(qū)動(dòng)段，并且快速膨脹。這個(gè)射流是未燃點(diǎn)火氣體和燃燒產(chǎn)物的混合湍流，當(dāng)射流遇到從對(duì)面管壁反射的激波后，被壓縮的未燃?xì)怏w被瞬間點(diǎn)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(shí)，左射流依然沒(méi)有出現(xiàn)，如圖7（g）所示。

而點(diǎn)火氣體為2H2+O2的雙點(diǎn)火管則出現(xiàn)了圖7（c）中預(yù)期的雙射流對(duì)撞。圖7（h）～（k）為這一過(guò)程的時(shí)序照片：圖7（i）對(duì)應(yīng)時(shí)刻右側(cè)射流進(jìn)入驅(qū)動(dòng)段，圖7（j）時(shí)刻左側(cè)射流進(jìn)入驅(qū)動(dòng)段，圖7（k）為2 個(gè)射流相向膨脹的瞬間，兩者最終將在驅(qū)動(dòng)段中相撞。

由表1 中的火焰?zhèn)鞑r(shí)間標(biāo)準(zhǔn)差可以看出，點(diǎn)火管內(nèi)的火焰?zhèn)鞑r(shí)間存在一定的波動(dòng)性，當(dāng)2 個(gè)點(diǎn)火管的傳播時(shí)間相差過(guò)大時(shí)就無(wú)法保證射流同步性了。基于點(diǎn)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(jì)出沖擊波和射流火焰面在驅(qū)動(dòng)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(dòng)段管道直徑為100 mm，則火焰面從點(diǎn)火管出口到達(dá)對(duì)側(cè)壁面的時(shí)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(gè)射流在驅(qū)動(dòng)段內(nèi)相遇，而2CO+O2的火焰?zhèn)鞑r(shí)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(wú)法同步。

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

綜上所述，使用雙點(diǎn)火管確實(shí)能夠提高起爆能力，但前提是保證2 個(gè)點(diǎn)火管的射流同步性。為了滿足射流同步性，點(diǎn)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(diǎn)火管射流過(guò)程((a)～(c)為示意圖, (d)～(g)為2CO+O2 時(shí)序照片,（h)～(k)為2H2+O2 時(shí)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(dòng)激波風(fēng)洞的模擬范圍這一需求，從提高點(diǎn)火管起爆能力來(lái)拓寬驅(qū)動(dòng)氣體爆轟極限的角度入手，對(duì)點(diǎn)火管口徑、點(diǎn)火氣體爆轟敏感性、單/雙點(diǎn)火管3 種因素對(duì)起爆能力的影響進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，主要結(jié)論如下：

（1）點(diǎn)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(duì)臨界壓比的降低效果較顯著。

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

（3）雙點(diǎn)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(qiáng)的點(diǎn)火氣體。

在爆轟驅(qū)動(dòng)激波風(fēng)洞的實(shí)際應(yīng)用中，如果驅(qū)動(dòng)氣體平均分子量?。ㄈ绾瑲淞亢芨撸瑒t建議使用等徑雙點(diǎn)火管、H2-O2點(diǎn)火氣體；若驅(qū)動(dòng)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(diǎn)火管、CO-O2作為點(diǎn)火氣體。如需進(jìn)一步提高點(diǎn)火能量，則可以采用增大點(diǎn)火管口徑和提高點(diǎn)火管充氣壓強(qiáng)的方法。