李舒欣，胡洪波，許紅衛(wèi)

(西安航天動力研究所 液體火箭發(fā)動機技術重點實驗室，陜西 西安 710100)

0 引言

爆震波點火技術是利用低壓可燃混氣產(chǎn)生的爆震波實現(xiàn)發(fā)動機點火啟動的一種新型點火技術。該技術應用于液氧甲烷火箭發(fā)動機，具有可實現(xiàn)多次點火、降低點火系統(tǒng)供給壓力、簡化點火系統(tǒng)與保證點火同步性[1]等優(yōu)勢。

爆震波點火的過程如下：甲烷與氧氣進入預燃點火室，并在預燃點火室以及爆震波導管中充分混合。隨后，電火花塞打火點燃預混點火室中氣體，產(chǎn)生緩燃火焰，緩燃火焰在爆震導管中加速，實現(xiàn)緩燃向爆震轉變(deflagration to detonation transition，DDT)進而形成爆震波。爆震波及高溫燃氣傳入推力室并將其引燃。

目前，對于液氧/甲烷火箭發(fā)動機的點火研究集中在火炬點火方式上[2-8]，然而火炬點火對系統(tǒng)供應壓力的要求相對較高，使得點火系統(tǒng)相對復雜，這在實現(xiàn)多機并聯(lián)同步點火時更加明顯。為此，有研究者嘗試利用爆震波自增壓的特性，實現(xiàn)液體火箭發(fā)動機低供給壓力下的點火。北京航空航天大學郭紅杰等人2004—2006年搭建了氫氣/氧氣爆震波點火試驗系統(tǒng)，氫氣/氧氣供給壓力為0.1～0.5 MPa，混合比為1.6～9.4，在常溫條件下得到了爆震波在管路中的傳播特性以及爆震波點火的單管重復性能試驗數(shù)據(jù)。試驗結果顯示爆震波點火可在較低的供氣壓力下獲得高溫高壓的燃燒產(chǎn)物[9-11]。

縱觀國內外現(xiàn)有研究成果，面向飛行器發(fā)動機的爆震波點火器研究還非常有限。美國NASA在1996—2001年期間組織的X—33飛行器項目采用了塞式發(fā)動機[12-13]，該塞式發(fā)動機中采用了液氧/液甲烷點火劑的爆震波點火方案，全尺寸樣機地面低溫點火試驗驗證了方案的可行性。

現(xiàn)階段針對液氧/甲烷火箭發(fā)動機爆震波點火技術的研究較少，對甲烷/氧氣緩燃轉爆震過程的認識也不夠清楚，但國內外在氫氣/空氣爆震、甲烷/空氣爆震、碳氫燃料/空氣爆震等方面開展了較為廣泛的研究。在爆震理論研究方面，國內外學者們對爆震波的形成給出了不同定性解釋：熱點理論、梯度理論和相干能量釋放的激波放大理論[14-15]。為了適應空間布局的局限性，爆震波在彎管內的傳播特性也受到了研究人員的關注。研究者們使用壓力測量、煙跡和紋影等方法觀察到爆震波在彎管壁面凹側強度增大，在凸側由于發(fā)散作用產(chǎn)生了膨脹波使得強度降低甚至發(fā)生局部淬熄，由于波陣面上橫波的作用，爆震波局部淬熄后又得以重新起爆。彎管的曲率半徑及管中初始壓力是影響爆震波通過彎管時鋒面壓力、傳播速度的重要因素，曲率半徑越大，初始壓力越高則爆震波越容易通過彎管而不熄滅[16-19]。

從國內外研究現(xiàn)狀可知，國內外對液氧/甲烷火箭發(fā)動機爆震波點火過程的研究較少，制約了爆震波點火技術在液氧/甲烷火箭發(fā)動機中的應用。雖然國內外對爆震的研究成果較多，但其研究更多采用的是氫氣/空氣、氫氣/氧氣、甲烷/空氣等介質，采用甲烷/氧氣的相對較少，對甲烷/氧氣燃燒轉爆震過程的認識較為缺乏。因此，有必要開展甲烷/氧氣爆震波點火技術的研究以推進其在液氧/甲烷火箭發(fā)動機中的應用。考慮到工程應用中對點火器低壓供給、小包絡的要求，本文以試驗的形式，對低供給壓力下的爆震現(xiàn)象及DDT增強裝置和彎管這兩種可能的縮減爆震波點火器包絡尺寸的結構進行了研究。

1 低供給壓力下甲烷/氧氣爆震波形成過程研究

形成足夠強度的甲烷/氧氣爆震波是實現(xiàn)爆震波點火技術的首要條件。液氧/甲烷火箭發(fā)動機實際應用中，推進劑貯箱提供的壓力相對較低，低壓條件下甲烷/氧氣爆震波形成過程及其影響因素作用規(guī)律尚不十分清楚，本節(jié)結合液氧/甲烷火箭發(fā)動機中的實際情況，對爆震波形成過程中填充壓力、混合比等因素的作用進行考察。

1.1 試驗裝置與試驗方法

試驗所用爆震管裝置如圖1所示，分為頭部、DDT段和加長段3個部分。其中甲烷及氧氣由頭部接入，通過同軸剪切噴嘴實現(xiàn)摻混，并由火花塞點燃，火焰在DDT段中完成緩燃轉爆震的過程。DDT段的圓管內部加裝彈簧，起促進DDT過程的作用[20]。DDT段后接加長段，用于測量爆震波通過時的壓力數(shù)值。整個管道內徑為10 mm，尾端未設置喉部。

圖1 爆震管示意圖Fig.1 Schematic of detonation tube

試驗中，利用氣源儲箱對爆震管進行氣體供應，每一路所用孔板固定不變，通過調節(jié)供氣壓力來調節(jié)流量。CH4路供氣壓力在0.58～0.86 MPa范圍內，O2路為0.27～2.74 MPa。先后對4種供氣時序進行了測試，每種時序詳情如表1所示，每種時序均可實現(xiàn)爆震管的滿填充。

表1 點火時序

爆震波波速是試驗中獲取的重要數(shù)據(jù)，其計算方法為兩脈動壓力傳感器座間的距離除以爆震波傳播通過兩個傳感器測點所需的時間，即

(1)

1.2 甲烷/氧氣爆震波形成過程

試驗測試了不同點火時序(表1)下當量比在0.47至7.05范圍內的一系列工況。記安裝在加長段上游的脈動壓力傳感器為1#，下游為2#，則測得的典型脈動壓力曲線如圖2所示，該圖顯示了氧氣孔板前壓力0.86 MPa、甲烷孔板前壓力0.59 MPa、當量比為1.54時加長段中測得的壓力曲線。當爆震波經(jīng)過壓力測點時，壓力曲線出現(xiàn)一個陡峭的峰值，1#測點測得的峰值壓力為2.202 MPa，2#測點測得峰值壓力為2.428 MPa。隨后曲線緩緩下降，此階段壓力變化符合Taylor波的變化規(guī)律。當爆震波從下游管口傳出后，膨脹波開始向上游反傳，測點壓力值不斷降低，直至環(huán)境壓力。記錄1#和2#脈動壓力傳感器捕捉到爆震波峰值壓力的時刻，即可由式(1)計算得到爆震波在加長段中的傳播速度。計算得到爆震波傳播速度為2 625.0 m/s，與CEA計算得到的CJ速度2 591.1 m/s相比略高，這一差別可認為由測量誤差造成。

圖2 壓力—時間曲線Fig.2 Pressure-time traces

1.3 當量比對爆震波特性的影響

通過上述測量方法，試驗共獲得38個數(shù)據(jù)點，各工況下的爆震波速度如圖3所示，圖中黑實線和虛線分別表示由CEA計算得到的CJ爆震速度和燃氣中的聲速。從中可以看出按照當量比的大小不同，其對爆震波形成及爆震波參數(shù)的影響可分為4個區(qū)域。

圖3 不同點火時序下測得的壓力波傳播速度Fig.3 Pressure wave velocities under different ignition sequences

1)當量比較小(<0.75)時，管中點火成功率不高。

2)當量比在0.75～1.12范圍時，火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊玫揭欢ǖ奶嵘?，但未加速至產(chǎn)生爆震波的情況?；鹧姹患铀僦良s70%～100%燃氣聲速。

3)當量比在1.4～3.4范圍內時，試驗測得的爆震波速度與CJ速度相當。然而并非該當量比范圍內的所有工況均能形成爆震，分析認為能否形成爆震與多種因素相關，如管中的湍流強度等，僅有適合的當量比不足以保證爆震的形成。

4)當量比上升至4.2后，出現(xiàn)起爆困難。

1.4 時序對爆震波形成的影響

試驗中涉及到的4種時序皆為氧氣和甲烷氣同時開啟同時關閉，時序2中在氧氣、甲烷供氣停止后間隔1s再使火花塞放電，在時序1、3、4中均為供氣停止后火花塞立即放電，區(qū)別在于填充時間長度不同。

圖3中展示了不同時序下的點火情況，從圖中可見，包含了1 s間隔的時序2無法點燃管中氣體，原因在于在停止供氣的1 s內，可燃氣體向管道下游流動，爆震管頭部沒有氣體補充，使得頭部可燃氣壓力過低，混氣濃度低，難以點燃。采用時序4時未形成爆震可能由于工況安排較少及試驗中的誤差造成，為進一步探明原因需增加試驗次數(shù)，并綜合考慮分析管中的湍流狀態(tài)。

2 甲烷/氧氣短距起爆研究

小型化是爆震波點火器工程化過程中所必須解決的一環(huán)。通常會在爆震管中加入各種形式的障礙物，如Shchelkin螺旋、孔板、斜劈等[22-26]來達到加速爆震波形成，縮短DDT距離，實現(xiàn)短距起爆的目的。本節(jié)使用彈簧在爆震管內設置Shchelkin螺旋，通過試驗，研究了不同幾何參數(shù)的Shchelkin螺旋對甲烷/氧氣DDT過程的影響，分析了DDT增強措施對甲烷/氧氣爆震波形成過程的影響規(guī)律。

2.1 短距起爆試驗裝置

本節(jié)研究使用的試驗裝置為在第1.1節(jié)中使用裝置的基礎上，在其DDT段中替換不同尺寸的彈簧，即變化Shchelkin螺旋的幾何尺寸得到。涉及彈簧的規(guī)格如表2所示。

表2彈簧規(guī)格

試驗中向搭載不同阻塞比彈簧的爆震管及不搭載彈簧的光管通入不同當量比的甲烷/氧氣氣體并使用火花塞點火，通過加長段上的兩個測點測得管中氣體的壓力及燃燒波傳播速度。

2.2 結果與分析

試驗中測得的壓力波形可分為如下3類，如圖4所示。

圖4(a)所示情形加長段2個壓力測點測得的峰值壓力超過70% CJ速度，且計算得到的壓力波傳播速度與CJ速度相近，可認為此時管中產(chǎn)生了爆震波；圖4(b)中2個壓力測點獲得的峰值壓力較低，約為CJ壓力的20%～40%，該種現(xiàn)象稱為快速火焰(fast flame)[27]，是一種火焰?zhèn)鞑ニ俣缺惶嵘?，但無法發(fā)展成爆震的情況；圖4(c)中，1#壓力測點獲得的壓力數(shù)值始終較為平穩(wěn)，2#壓力測點在火花塞放電后的一段時間后出現(xiàn)一次小范圍波動，認為是火花塞放電脈沖造成，分析認為該種波形對應的管中現(xiàn)象可以有3種：未點燃、慢速火焰(slow flame)或發(fā)生全局淬熄。慢速火焰即管中氣體點燃后始終保持較弱的緩燃狀態(tài)，燃燒波傳播速度慢，火焰面前后壓差小。全局淬熄指管中氣體在點燃后，在與障礙物的作用中發(fā)生了全面熄滅。

圖4 3類壓力波形Fig.4 Three types of pressure wave form

對搭載不同阻塞比彈簧的爆震管通入不同當量比的甲烷/氧氣氣體后點火，分析加長段中兩個壓力測點獲得的壓力數(shù)據(jù)，依照上述方法對管中發(fā)生的燃燒現(xiàn)象進行判斷和分類，獲得圖5。

圖5 不同障礙物阻塞比(BR)及混氣當量比下的燃燒狀態(tài)Fig.5 Combustion modes under different block ratios (BR) and equivalence ratios

為了表述方便，下文中將未點燃、慢速火焰及全局淬熄3種情況統(tǒng)稱為“情況三”，分析圖中數(shù)據(jù)點可發(fā)現(xiàn)以下特征：

1)阻塞比在試驗涉及的0.12～0.42范圍內時，無論阻塞比的大小，當量比在1.5左右時管中均能產(chǎn)生爆震。由CEA計算知，該工況下CJ速度的峰值出現(xiàn)在當量比約為1.8時，可認為當混氣當量比處于爆震波釋放能量最大時，DDT發(fā)生的可能性最大，此時阻塞比的大小對是否形成爆震影響較小。

2003年，全市入河污染物排放總量達5.06萬t/a，在3個水系中冀東沿海水系排放量居首為3.24萬t/a，占比64.1%；北三河水系占比23.6%，灤河水系占比12.3%。在3種污染物中COD排放總量為4.73萬t/a，占比93.6%；氨氮占比6.32%，揮發(fā)酚占比0.1%?？梢姡性?003年污染物排放總量控制試點前，入河污染物排放量較大，以COD占比最多，且排污行為多發(fā)生在冀東沿海水系各河流內。

2)阻塞比從0.12向0.42增大的過程中，能產(chǎn)生爆震的當量比范圍逐漸擴大。

3)當阻塞比較小(阻塞比小于0.3)時，快速火焰和“情況三”之間的界限不明顯，即在當量比偏離化學恰當比較多時，快速火焰和“情況三”均有發(fā)生的可能。

當量比決定了可燃混氣的釋熱能力，混氣的釋熱能力決定了火花塞放電后管中會出現(xiàn)何種燃燒現(xiàn)象，釋熱能力越強則發(fā)生DDT過程的可能性越大，當釋熱能力過小時，在障礙物的影響下，則有熄滅的可能。障礙物對火焰的作用包含了促進和抑制兩個方面，選取合適的阻塞比及當量比將更有益于爆震的形成。本節(jié)中得到的結論主要著眼于阻塞比與當量比共同作用于燃燒波時其間的關系，試驗中使用了不透明的不銹鋼管故不便于測得DDT距離，進一步的研究擬采用光學管并獲得障礙物在縮短DDT距離，即縮短爆震波點火器長度方面的影響效果。

3 爆震管構型對甲烷/氧氣爆震波參數(shù)的影響

點火器產(chǎn)生的熱燃氣包含能量越多則點火能力越強，為能產(chǎn)生更多的熱燃氣則需要在爆震管中積累更多的可燃混氣，這就使得爆震管的長度不能一味縮短。采用直管形式，相對而言整體尺寸較大，會限制爆震波點火器的使用范圍。使用帶有彎曲結構的異型爆震管不僅能使點火器在總裝布局時的適應性，還有可能增強DDT過程。本節(jié)中通過試驗，研究了不同曲率下甲烷/氧氣爆震波的形成和發(fā)展過程，分析爆震管構型對甲烷/氧氣爆震波參數(shù)的影響規(guī)律，為發(fā)展異型爆震波點火器形成相應設計準則。

3.1 U型爆震管

試驗所用裝置如圖6所示。試驗裝置分為頭部、彎管、加長段3個部分，3部分之間由法蘭相連。其中頭部與1.1節(jié)中介紹的相同，加長段由1.1節(jié)中的DDT段去掉彈簧充當。整個管道內徑為10 mm。彎管段由一組不同彎曲半徑的彎管替換件組成，在試驗中可變換彎管曲率半徑，彎管內側彎曲半徑R(圖6所示)分別為40、70、90 mm，彎管截面外徑為14 mm，即彎管軸線半徑為47、77 mm、97 mm。在彎管的兩端設置有兩個脈動壓力傳感器安裝座(1#、2#)。對于每種軸線半徑的彎管，共制作2根，其中一根管中置入彈簧，另一根管內光滑。置入彈簧規(guī)格與1.1節(jié)中相同，為絲徑2.1 mm、外徑10 mm、節(jié)距8 mm。加長段用于測量彎管下游爆震波峰值壓力及波速，加長段尾部為3#壓力傳感器安裝座。2#與3#間的距離固定不變?yōu)?36 mm。

圖6 彎管幾何尺寸Fig.6 Schematic of U shape tube

3.2 幾種典型現(xiàn)象

考察試驗中在3個測點測得的壓力曲線，發(fā)現(xiàn)所得曲線可歸為以下幾種典型形式，如圖7所示。

圖7 壓力波形Fig.7 Pressure wave forms

3.2.1 衰減

圖7(a)、(b)、(c)中情況，點火后，燃燒波在管中傳播時壓力不斷降低，然而壓力下降的過程有所區(qū)別。在圖7(a)對應的工況中，1#壓力測點處測得的峰值壓力高達2.2 MPa，傳播314 mm到達2#測點時峰值壓力為1.19 MPa，再傳播236 mm到達3#測點時峰值壓力為0.43 MPa。1#、2#測點間的平均傳播速度為1 048.6 m/s，2#、3#測點間的平均傳播速度為874.1 m/s。燃燒波壓力在整個傳播過程中壓力的衰減速率較為穩(wěn)定，在彎管中壓力衰減至進入彎管時的一半。在該工況中97 mm彎曲半徑的彎管及管中的彈簧對火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊脑黾颖憩F(xiàn)出抑制作用，且火焰在通過彎管段后，壓力和傳播速度均持續(xù)下降。

在圖7(b)對應的工況中，1#和2#測點測得的峰值壓力均較高，1#處測得峰值壓力2.1 MPa，2#處測得的峰值壓力為2.0 MPa，即鋒面壓力可在彎管中維持。1#、2#測點間平均火焰?zhèn)鞑ニ俣葹? 212.2 m/s?；鹧娣逯祲毫咏麮J壓力(2.47 MPa)，但速度與CJ速度(2 428 m/s)相差較大，可認為此時火焰在彎管中處于一種接近爆震的準爆震狀態(tài)，在該供氣條件下，47 mm彎曲半徑彈簧彎管對火焰有一定的加速作用，但還不足以促使DDT過程完成?；鹧嬖趥鞒鰪澒埽M入直管加長段后，壓力快速衰減至0.5 MPa，加長段中的平均傳播速度為907.7 m/s，這一結果與2.2節(jié)中結果一致，即當φ=2.88時，內徑10 mm的光滑直管對火焰的加速作用非常有限，較難出現(xiàn)DDT現(xiàn)象。

在圖7(c)對應的工況中，1#測點測得的壓力較高，為2.0 MPa，然而在彎管中迅速衰減至接近大氣壓，當火焰?zhèn)鞑ブ?#時，壓力僅為0.22 MPa。火焰?zhèn)髦?#時，壓力進一步衰減至0.18 MPa。1#、2#測點間的平均傳播速度為983.1 m/s，2#、3#測點間的平均傳播速度為513.0 m/s，火焰?zhèn)鞑ニ俣瘸掷m(xù)降低。對比圖9與圖7，圖9中燃燒波波后壓力的衰減速率遠快于圖7，鑒于兩工況中彎管為相同的97 mm彎曲半徑彈簧彎管，可認為造成這一區(qū)別的原因僅在于當量比的不同，當量比過高導致管中混氣釋熱能力不足，彎管段造成的能量耗散影響變得更為顯著。

3.2.2 形成爆震

圖7(d)、(e)對應的工況中爆震管中均形成了爆震波。在圖7(d)對應的工況中，火焰在從1#到2#再到3#測點傳播的過程中壓力不斷上升，傳播速度越來越快。1#、2#、3#測點測得的峰值壓力分別為1.02 MPa、1.78 MPa、2.22 MPa，1#與2#測點間的平均傳播速度為1 429.9 m/s，2#與3#測點間的平均傳播速度為2 145.46 m/s，可認為在3#處已經(jīng)形成了爆震波。

在圖7(e)對應的工況中，1#、2#、3#測點測得的峰值壓力分別為1.95 MPa、1.44 MPa、2.45 MPa，1#與2#測點間的平均傳播速度為1 258.9 m/s，2#與3#測點間的平均傳播速度為1 966.7 m/s。圖7(d)與圖7(e)的不同之處在于從1#到2#，圖7(d)中火焰壓力上升，圖7(e)中火焰壓力下降，但在這兩種情況下最終均能形成爆震波。

對比“火焰衰減”和“形成爆震”兩種管中火焰發(fā)展的形式，可發(fā)現(xiàn)在發(fā)生火焰衰減的工況中，1#測點測得的峰值壓力均較高，在最終能形成爆震的工況中，1#測點測得的峰值壓力有高有低。分析認為彎管及管中彈簧障礙物對火焰的作用隨火焰壓力高低、傳播速度的快慢而有所不同：對于壓力高、速度快，接近于爆震波的火焰表現(xiàn)為抑制作用；對于壓力低、傳播速度慢的普通緩燃火焰，則能起到增強燃燒，促使DDT過程發(fā)生的作用。

3.3 彎曲半徑對燃燒現(xiàn)象的影響

圖8展示了裝有彈簧的不同軸線半徑的彎管中火焰?zhèn)鞑ガF(xiàn)象與當量比的關系?？傮w而言，當量比在1～2范圍內時，可通過裝有彈簧的彎管形成爆震波，使爆震波點火器的包絡尺寸在長度方向大大縮減。如將1.1節(jié)中230 mm的DDT段換為R=77 mm的彎管，則長度減小了153 mm。隨著當量比的增加，DDT過程逐漸變得困難，彎管對火焰的發(fā)展顯現(xiàn)出抑制作用。對比不同軸線彎曲半徑的彎管，半徑較大時(R=97 mm)，在高當量比區(qū)域彎管對火焰發(fā)展的抑制作用十分強烈，這是由于大半徑彎管的彎管段長度較大，火焰在彎管中傳播的距離更長。

圖8 不同彎曲半徑及當量比下的燃燒狀態(tài)(障礙物管)Fig.8 Combustion status under different bending radius and equivalence ratios

3.4 彎管中DDT增強裝置的作用

圖9就相同彎曲半徑下置入彈簧與否進行了對比。在兩個97 mm彎管的對比中可以發(fā)現(xiàn)，比起置入彈簧，在高當量比范圍時光滑管對火焰的抑制作用較弱。對于彎管形式的爆震管，障礙物形式的爆震增強裝置易于表現(xiàn)出其抑制火焰?zhèn)鞑シ矫娴淖饔?，應根?jù)混氣當量比，更為謹慎的選用障礙物形式的爆震增強裝置。

圖9 有無DDT增強裝置下的燃燒狀態(tài)Fig.9 Combustion status with or without DDT enhancement device

4 結論

1)按照當量比的大小不同，其對爆震波形成及爆震波參數(shù)的影響結果可分為4個區(qū)域，依次為點火困難、緩燃、爆震、起爆困難，其中緩燃又可細分為快速火焰和慢速火焰兩種狀態(tài)，點火困難可分為全局淬熄和未點火兩種狀態(tài)。

2)甲烷/氧氣混氣當量比在1.5附近，即混氣釋熱能力最強時，在障礙物的作用下，DDT發(fā)生的可能性最大，此時阻塞比在0.12～0.42的范圍內時，阻塞比的大小對是否能形成爆震影響不大。即設計爆震波點火器時，若取混合比在1.5附近時，可根據(jù)對管路流阻的設計要求在較寬的范圍內選擇阻塞比。當阻塞比較小(阻塞比小于0.3)時，快速火焰和“未點燃、慢速火焰、全局淬熄”之間的界限不明顯。

3)對于壓力高、速度快，近似于爆震波的火焰，彎管及管中障礙物表現(xiàn)為抑制作用；對于壓力低、傳播速度慢的普通緩燃火焰，則能增強燃燒，促使DDT過程發(fā)生；當量比在1～2范圍內時，可通過裝有彈簧的彎管形成爆震波，隨著當量比的增加，DDT過程逐漸變得困難，彎管對火焰的發(fā)展顯現(xiàn)出抑制作用。在設計爆震波點火器時應根據(jù)發(fā)動機總裝布局合理使用彎管結構。