2018, Vol. 39
两级脉冲爆震发动机(Two-stage Pulses Detonation Engine，2-stage PDE)[1~3]作为一种新型的脉冲爆震发动机，是由俄罗斯的Levin教授基于环形超声速射流对撞诱导激波聚焦起爆爆震的机理而首次提出的，主要包括预燃装置和凹面腔起爆爆震装置两部分，首先燃油和空气混合并在预燃装置中富油燃烧，产生富含大量高活性的小分子化合物，然后小分子化合物与新鲜空气进一步混合形成易于燃烧的混合气，易燃混合气经过环形射流喷管后形成环形超声速射流，超声速射流在凹面腔内对撞诱导激波聚焦并起爆爆震。两级脉冲爆震发动机具有结构简单、重量轻、尺寸小、不需要额外点火装置和机械阀、爆震频率高等诸多优点。继俄罗斯的研究人员于2001年成功在两级脉冲爆震发动机样机上取得突破进展之后，美日等国相继开展了大量研究。美国GE公司[4]于2003年开展了二维凹面腔内连续超声速射流聚心碰撞的实验和数值仿真，通过分析不同射流喷管入口宽度和凹面腔出口宽度条件下的实验和数值模拟结果，发现了射流掺混现象以及声学共振现象，但是没有观测到激波聚焦，凹面腔底部的压力脉动幅值也很小；日本的Taki等[5]开展了环形超声速射流聚心碰撞诱导激波聚焦起爆爆震的数值仿真，发现每两次聚焦会实现一次爆震，爆震频率受温度影响。
国内对两级脉冲爆震发动机也进行了大量的研究，自从2007年开始，空军工程大学的何立明教授带领的团队相继开展了暂冲式激波聚焦及起爆爆震的数值模拟和实验，设计了两级脉冲爆震发动机样机并进行热态实验：李海鹏等[6]进行了凹面腔内激波聚焦的过程的数值模拟，并根据流场分布和演化规律分析了环形超声速射流对撞诱导激波聚焦以及在H2/空气混合气中起爆爆震的过程，证明了利用激波聚焦起爆爆震的有效性；荣康等[7, 8]研究了环形向心射流对撞诱导激波聚焦的过程规律和影响因素，利用纹影等手段分析了暂冲式激波聚焦的详细过程，同时发现喷口导流环越深，激波聚焦起爆爆震的峰值压力和温度越高，导流环角度在25°左右时激波聚焦的压力和温度最大；曾昊等[9~11]分别进行了扩张喷管、导流环、射流喷口位置等对激波聚焦影响的数值模拟，发现尾喷管的扩张角较大时推力增益较大而且尾喷管长度不能太长或太短，喷口位置与凹面腔距离越大，激波聚焦起爆爆震的临界入射压力越大，聚焦时刻滞后，聚焦点与凹面腔底部距离越远。南京理工大学、南京航空航天大学等单位也对超声速射流对撞诱导激波聚焦进行了实验和数值模拟，并取得了一定的成果[12~15]。姜日红等[14]通过数值模拟的方法研究了两种不同结构形式的喷嘴对于射流对撞以及诱导激波聚焦的影响。
但是目前关于连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的研究尤其是实验研究尚不够充分，而且多集中于不同参数的影响规律以及整体性研究，对于凹面腔内射流运动规律和激波聚焦过程的研究不够深入，连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的机理目前还没有定论。要实现连续爆震，必须研究清楚连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的过程以及影响因素，为两级脉冲爆震发动机的设计提供理论支撑。本文开展了二维凹面腔内连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的实验，通过分析流场纹影和动态压力特性，研究了连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的机理以及射流入射压力对激波聚焦的影响。
2 实验系统二维凹面腔内连续超声速射流对撞诱导激波聚焦实验系统包括凹面腔实验段、供气系统、压力测量系统和纹影拍摄系统。凹面腔实验段如图 1所示，凹面腔为直径D=60mm的半圆，射流喷管宽度W=3mm，长度L1=50mm，角度θ1=15°，尾喷管长度L2=66.5mm，扩张角度θ2=15°，实验段厚度为50mm。纹影拍摄系统如图 2所示，主要包括光源、凹面反射镜、CCD相机，采用“Z”字型布局，试验中相机的采样频率为6.2×104帧/秒，曝光时间为1μs。压力测量系统如图 3所示，在射流喷管上游管路C点布置总压传感器用来测量射流入射总压，在凹面腔内的A，B两点布置动态压力传感器测量动态压力，其中A点位于凹面腔底部中间位置，B点位于A点垂直上方的射流直接对撞位置(具体位置通过分析不同入射压力下的纹影图确定)，试验中通过示波器显示并采集数据，采样频率为100kHz。由于B点不与凹面腔实验段接触，为布置B点处的传感器，本文设计了可以上下调节高度的一维坐标架，坐标架与凹面腔实验段固定连接，图 4是动态压力传感器和坐标架的实物照片，从图中可以看出其中一个传感器直接固定在凹面腔底部，另外一个传感器固定于一维坐标架上，通过调节坐标架的高度来测量不同位置的压力。
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Fig. 1 Schematic of concave cavity experimental section |
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Fig. 2 Schematic of schlieren system |
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Fig. 3 Schematic of pressure measurement system |
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Fig. 4 Dynamic pressure sensors and traverse gauge |
本文中的实验分两步进行，首先在不安装一维坐标架和动态压力传感器的情况下拍摄各入射压力条件下流场纹影并进行分析，由于CCD相机和示波器是不同的采集器，为保证纹影数据和压力数据的时序一致，本文将射流入射总压第一次达到0.12MPa的时刻(即射流前锋流过总压传感器的时刻)作为示波器的采集初始时刻(即t=0)，将纹影图像中射流前锋刚从射流喷管出口流出的时刻作为纹影数据的初始时刻，虽然总压传感器位置与射流喷管出口之间有一段距离，但是超声速射流流过这段距离的时间很短，射流入射总压的变化忽略不计，可以认为在同一时刻的入射总压和纹影图像在时序上是对应的。然后安装坐标架和动态压力传感器，根据不同入射压力条件下纹影照片中射流对撞位置确定B点并测量A，B两点的压力。
3 实验结果分析 3.1 流场纹影分析本文以射流入射压力pin=0.60MPa的工况下拍摄的纹影图为例，分析二维凹面腔内连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的机理。超声速射流在凹面腔内对撞后会出现两种不同的运动模态，一种是水平拉锯脉动模态，如图 5所示，另一种是上下交叉脉动模态，如图 6所示。
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Fig. 5 Schlieren of horizontal seesaw pulsation modal |
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Fig. 6 Schlieren of up-down cross pulsation modal |
在水平拉锯脉动模态中，两股超声速射流从射流喷管出口喷出后大致沿水平方向流动并在中轴线附近对撞，当凹面腔内气体压力达到一定程度后排出导致两股射流分开，凹面腔内高压气体排出后两股射流再次对撞，这种左右两侧射流在水平方向发生周期性的对撞与分开的过程称为水平拉锯脉动模态，在每个脉动周期内发生一次对撞。射流对撞后会同时流向凹面腔内和尾喷管内，使凹面腔内压力逐渐增大，同时射流对撞后产生了对撞激波并向尾喷管左右两侧运动，如图 5(b)；凹面腔内的气体压力达到一定程度后冲开射流使左右射流对撞面分开，同时凹面腔内高压气体排出，在高压气体排出后凹面腔内压力降低，导致射流喷管出口前后压差变大并形成前导激波，同时对撞激波向尾喷管两侧运动，在运动至尾喷管壁面后形成反射激波，如图 5(c)；前导激波在凹面腔内运动并最终在凹面腔底部聚焦，由于前导激波在运动过程中受到湍流的干扰而不断衰减，导致聚焦时激波强度很弱，聚焦效果不明显，如图 5(e)；随后左右两侧射流再次对撞，此时一个水平拉锯脉动周期完成，下一个周期开始。通过上述分析可以看出，在水平拉锯脉动模态中实现了激波聚焦，实质上是凹面腔内的高压气体周期性排出后形成了低压区，导致射流喷管出口形成前导激波，前导激波运动至凹面腔底部并实现聚焦。从图 5中可以看出激波聚焦周期(即水平拉锯脉动模态周期)为105μs，据此换算激波聚焦频率(即水平拉锯脉动模态频率)约为9524Hz。
在上下交叉脉动模态中，左右两侧射流的流动轨迹分别进行上下大幅度的摆动，且两侧射流轨迹的摆动方向始终相反，呈现出周期性的上下交叉式脉动。射流对撞后产生对撞激波并向尾喷管两侧运动，如图 6(b)；随后左侧射流向下偏转，右侧射流向上偏转，此时左侧射流对凹面腔右侧直接冲击，造成流场紊乱，压力偏高，而凹面腔左侧则相对压力低且流场稳定，在左侧射流喷口前后压差作用下产生前导激波并向凹面腔底部运动，同时右侧射流对尾喷管左侧直接冲击导致左侧对撞激波迅速衰减，如图 6(c)；随后左右两侧射流反方向偏转直到对撞后产生对撞激波，如图 6(d)、(e)；射流继续偏转，右侧射流喷管出口在压差作用下产生右侧前导激波。可以看出在此模态中没有实现激波聚焦，实际上每个周期是出现两次左侧前导激波的时间间隔，但考虑到压力传感器测试到了两次压力脉动，即左侧和右侧的前导激波分别产生一次压力脉动，为与下文统一，本文将左侧前导激波和右侧前导激波之间的时间间隔作为上下交叉脉动模态的周期，从图 6中可以看出是281μs，据此换算得到上下交叉脉动模态的频率为3559Hz。
上述分析中的两种运动模态是在实验中交替出现的，而且上下交叉脉动模态出现的时间更长一些。当凹面腔及射流喷管结构对称、左右两侧射流的流量和强度相同而且干扰比较小时，水平拉锯脉动模态才会始终保持。但是实际上凹面腔及射流喷管结构无法完全对称，左右两侧射流的流量以及强度也不可能完全相同，当凹面腔内的湍流干扰较大时，两侧射流轨迹就会发生偏移，从而呈现出上下交叉脉动模态，干扰较小时，就会恢复到水平拉锯脉动模态。通过上述分析可以看出，只有水平拉锯脉动模态中才会出现激波聚焦。
3.2 动态压力特性分析图 7和图 8分别是不同射流入射压力时A点和B点的动态压力时域图。根据上文中分析，凹面腔底部(A点)的压力脉动主要是由前导激波，尤其是水平拉锯脉动模态中的激波聚焦引起的。从图 7中可以看出，在入射压力为0.4MPa~0.6MPa时，动态压力脉动幅值总体趋势上是逐渐减小的，但是变化并不明显，这主要是因为虽然射流入射压力越小，射流喷管出口前后压差越小，产生的前导激波强度越小，但是前导激波在凹面腔内运动的过程中受到湍流的干扰比较大，衰减比较快，在运动至凹面腔底部时激波强度都比较小，导致压力幅值变化不明显。而在入射压力为0.3MPa时，动态压力脉动幅值明显变小，这可能是因为射流入射压力太小，没有产生前导激波或者激波聚焦。
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Fig. 7 Dynamic pressure time domain diagram of different incident pressure at point A |
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Fig. 8 Dynamic pressure time domain diagram of different incident pressure at point B |
从图 8中可以看出，随着射流入射压力的减小，射流对撞位置(B点)的压力脉动幅值逐渐减小。这主要是因为入射压力越小，射流能量越小，对撞后引起的压力脉动也会越小。对比相同射流入射压力下A，B两点的压力，可以看出射流对撞位置的压力脉动幅值明显大于凹面腔底部的压力脉动幅值，而且对撞位置的压力受入射压力变化的影响较大。
图 9是对各射流入射压力条件下凹面腔底部动态压力数据进行FFT变换后得到的频谱图。从图中可以看出在不同射流入射压力时都出现3.7kHz左右的频率峰值，这与上文中上下交叉脉动模态的频率比较近似，因此这类频率是上下交叉脉动模态引起的压力脉动频率，且频率大小随射流入射压力的减小而减小；在入射压力为0.6MPa，0.5MPa和0.4MPa时出现了9kHz左右的频率峰值，这与上文中激波聚焦的频率比较相近，说明这类频率是水平拉锯脉动模态中激波聚焦导致的压力脉动频率，随着入射压力减小，激波聚焦的频率逐渐减小，聚焦频率对应的振幅也逐渐减小，说明激波聚焦强度减小。在射流入射压力为0.3MPa时没有出现激波聚焦相关的频率，即没有实现激波聚焦，这个结果印证了关于图 7分析中的猜测。
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Fig. 9 Dynamic pressure frequency spectrogram of different incident pressure at point A |
本文开展了二维凹面腔内连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的实验，通过分析流场纹影和动态压力特性，研究了连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的机理以及射流入射压力对激波聚焦的影响，得出如下结论：
(1) 二维凹面腔内连续超声速射流在凹面腔内对撞后出现了水平拉锯脉动模态和上下交叉脉动模态，在水平拉锯脉动模态中能实现频率为9kHz左右的激波聚焦，实质是凹面腔内的高压气体周期性排出后形成了低压区，导致射流喷管出口形成前导激波，前导激波运动至凹面腔底部并实现聚焦。
(2) 随着射流入射压力的减小，凹面腔底部和射流对撞位置的压力脉动幅值逐渐减小，凹面腔底部激波聚焦的频率和强度逐渐减小，当入射压力减小到0.3MPa后，凹面腔内无法实现激波聚焦。
本文只针对一种构型的凹面腔实验段进行不同入射压力条件下的实验，下一步将研究不同射流入射角度和宽度、凹面腔深度和开口面积、尾喷管长度和角度等因素对激波聚焦影响的实验。将在实验系统中加入空气干燥设备，调整凹面腔厚度，尝试多种拍摄参数，提高纹影图像质量。
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