用于爆轟驅動的射流起爆實驗研究*

陸星宇，李進平，陳 宏，俞鴻儒

（1. 中國科學院大學工程科學學院，北京 100049；2. 中國科學院力學研究所高溫氣體動力學國家重點實驗室，北京 100190）

激波風洞是高超聲速地面實驗的主要裝備之一。在激波風洞的各種驅動方式中，爆轟驅動具有結構和運行簡單、實驗成本低的特點，獲得了廣泛應用[1-3]。如圖1（a）所示，爆轟驅動激波風洞主要由高壓驅動段、低壓被驅動段、噴管和真空艙組成，高壓段與低壓段之間以膜片相隔。在膜片破開的瞬間，氣體壓差導致一道向下游（圖中右側）傳播的激波，通過控制激波速度可將被驅動氣體（通常為空氣）恰好壓縮到實驗所需的總溫總壓，再經過噴管加速即得到模擬所需的自由來流。

圖 1 爆轟驅動激波風洞及射流起爆過程示意圖Fig. 1 Schematics of detonation driven shock tunnel and jet initiation process

激波速度受到膜片兩側壓差影響，由于爆轟驅動是利用驅動段內的可燃氣體爆轟來獲得高壓氣體的，而爆轟與爆燃產生的壓力不同，所以只有確保驅動氣體瞬間起爆才能保證模擬的準確性。驅動氣體的組分由實驗工況決定，一般要以可燃或惰性氣體對化學恰當比的可燃混氣加以稀釋，以滿足不同工況需求。當稀釋度過高時，驅動氣體就難以直接起爆，轉而出現爆燃，這會改變風洞運行模式，無法發揮其優越性能。

因此，直接起爆的稀釋度范圍決定了風洞的模擬范圍。若將驅動氣體直接起爆的臨界稀釋度定義為“爆轟極限”，那么可以說爆轟極限越寬，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。以氫氧反向爆轟驅動激波風洞為例，目前的驅動氣體爆轟極限約為2H2+O2+3.76N2，在常規運行方式下模擬來流的總溫下限為3 200 K。為了進一步降低模擬總溫，俞鴻儒[4]提出了“小驅大”的運行方式，用該方法可以在實驗中將模擬的自由來流總溫降至2 600 K。但是，小驅大的方式導致來流總壓損失了50%。如果將驅動氣體的爆轟極限提高到2H2+O2+7N2，則在常規運行方式下即可模擬2 600 K 來流總溫，而不會導致總壓損失。由此可見，通過拓寬爆轟極限可以顯著擴大風洞的參數模擬范圍。

爆轟極限與點火方式的起爆能力密切相關。Matsui[5]對常壓氫/空氣混合物進行了起爆實驗，結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%。所以提高點火方式的起爆能力是拓寬驅動氣體爆轟極限的有效方法。

驅動氣體一般是利用點火管來起爆的。點火管是一根細管，一端與驅動段連通，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，引燃點火管內的氣體，火焰在點火管內加速，燃燒產物從點火管出口噴出，形成高溫射流，如圖1（b）所示。驅動氣體在射流的作用下瞬間發生爆轟，爆轟波向驅動段上游的未燃混合氣體中傳播，同時爆轟產生的高溫高壓反應產物沖破激波風洞驅動段與被驅動段之間的膜片，產生一道向下游傳播的激波，如圖1（c）所示。

按照點火管出口處氣體燃燒模態的不同，一般將點火管分為兩類：爆轟點火管和射流點火管，兩者分別利用爆轟波和熱射流起爆驅動氣體。Inada 等[6]認為兩類點火管的本質區別在于點火火焰鋒面中是否存在爆轟胞格的橫波結構，有橫波結構則歸為爆轟起爆，否則視作射流起爆。這種區分是從被起爆氣體的胞格形成機制角度來考量的，在爆轟起爆中，點火氣體形成的爆轟波本身有胞格結構，使被起爆氣體能夠直接“承襲”其橫波，進而過渡為自身的爆轟結構。而射流起爆過程中，射流火焰并未直接提供胞格，被起爆氣體的胞格結構可能來自于局部爆炸或射流的激波。射流的產生有不同的方法，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，再強行破壞胞格結構來獲得射流，破壞方法包括在點火管出口設置膜片或使點火管出口直徑小于爆轟穩定傳播的臨界直徑等。

爆轟點火管的電爆絲常常無法直接引發爆轟，而是需要經歷一個爆燃轉爆轟（deflagration-todetonation transition，DDT）的過程，所以提高爆轟點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—內螺紋型面。Shchelkin 方法的有效性得到了實驗驗證[8]，并且在脈沖爆轟發動機和爆轟驅動激波風洞點火管上廣泛應用[9]。加速DDT 的另一個方法是在流道中設置障礙物，Lee 等[10]對障礙物參數進行了大量實驗研究，細節參見文獻[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]對脈沖爆轟發動機加速DDT 的方法進行了綜述。

射流點火管則更加復雜，起爆能力的影響因素尚未完全明確。張欣玉等[16]分析了點火管長度和內部障礙物對點火管起始爆轟能力的影響，結論認為點火管縮徑形成的射流點火具有較強點火能力，且點火能力主要取決于點火管長度，越長點火越強，而擾流結構反而削弱點火能力。林偉等[17-18]研究了壁面反射和射流速度對起爆能力的影響，認為射流與壁面越接近、射流速度越高，則起爆能力越強。

雖然前人的研究取得了相當的進展，但目前爆轟起始問題仍缺乏普適性的定量規律，甚至定性的機理描述也缺乏統一的認識[19]。以射流起爆為例，最早發現射流直接起爆現象的Knystautas 等[20]認為強湍流導致的熱燃燒產物與未燃氣體劇烈摻混是起爆的決定性因素，Bezmelnitsin 等[21]和Medvedev 等[22]則認為激波與射流火焰的相互作用才是起爆的根本原因。關于各種起爆機理的假說詳見Thomas 等的綜述[23]。

由于現有理論在指導爆轟驅動點火管起爆能力優化這種復雜工程問題方面存在困難，此類研究仍以實驗為主。本文中，基于前人的一些定性經驗，圍繞提高爆轟驅動點火管起爆能力這一目標，就點火管口徑、單/雙點火管、點火氣體爆轟敏感性3 種因素對起爆能力的影響開展實驗研究。

1 實驗設備與方法

1.1 激波管與點火管

實驗在中國科學院力學研究所高溫氣體動力學實驗室的BBF-100 激波管上進行，如圖2（a）所示。BBF-100 激波管內徑為100 mm，全長為11.5 m，其中驅動段長5 m，被驅動段長6.5 m，兩段之間以滌綸薄膜隔開。驅動段內為氫氧氮組成的可燃混合氣體，被驅動段內為空氣。

實驗中采用了4 種不同口徑?的點火管，如圖2（b）～（e）所示。點火管的內腔由兩段構成，靠近電爆絲的一段長164 mm，內徑為40 mm；與驅動段連接的一段長224 mm，內徑分別為20、30、40 和50 mm。點火管與驅動段的軸線相互垂直，通過螺紋連接。點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）與點火管（b）～（e）Fig. 2 BBF-100 shock tube (a) and igniters (b)-(e)

傳統的點火管與驅動段是連通的，點火氣體與驅動氣體相同。這種點火管的起爆極限大約在2H2+O2+3.76N2附近，繼續擴大爆轟極限非常困難，因為點火氣體的能量受到驅動氣體的限制。為了解決這一問題，本文在點火管與驅動段之間添加了一道膜，這樣就可以在點火管內使用化學恰當比的混氣并提高點火管壓強，從而顯著提高點火管的起爆能力。

1.2 實驗方法

實驗前，驅動段內填充氮氣稀釋的氫氧混合氣體，組分配比為2H2+2.47O2+5.53N2，初始壓強pd為150 kPa；被驅動段為常壓空氣；點火管內填充不同的點火氣體，如化學恰當比的CO-O2、H2-O2等，不同實驗中初始壓強pi不同。

定義pi/pd為“點火壓比”，無論點火管如何設計，通常總能通過提高pi/pd實現直接起爆。若定義恰好直接起爆驅動氣體時的點火壓比為臨界壓比，則可以用臨界壓比來衡量點火管本身的起爆能力：臨界壓比越高，則起爆能力越差。例如，當點火管出口直徑增大時，若對應的臨界壓比降低，則認為口徑增大有助于提高點火管的起爆能力。選擇臨界壓比而不是點火管能量作為點火管起爆能力的評價指標主要是因為點火管能量的計算和實驗測量困難。如下文所述，實際的起爆過程中，點火管的能量并非瞬間完全釋放到驅動氣體中，而是經過了相對漫長的過程，而且這個釋放過程還因點火氣體的燃燒模態、流道形狀等因素的差異而存在顯著區別。這種復雜性使得計算和測量直接起爆驅動氣體所需的實際點火管能量非常困難，所以選擇了從臨界壓比這個角度來衡量點火管的起爆能力。

驅動段內是否直接起爆是通過波速來確定的。驅動段上裝有4 枚壓電傳感器，如圖2（a）所示。通過測量驅動氣體燃燒產生的壓力波依次經過各個傳感器的時間差算出波速的平均值。當各段測得的平均波速均與C-J 理論爆速很接近時（誤差小于1.5%），則認為發生了直接起爆。

另外，在進行單點火管實驗時，點火管出口對側的位置上也安裝了一枚壓電傳感器，用于測定點火管內火焰加速的時間，在使用雙點火管時，該壓電傳感器由另一根點火管替代。在本研究中只關心驅動段是否能夠直接起始爆轟，因此被驅動段的壓力為常壓，未測量進入被驅動段的激波速度。

爆轟的起爆具有一定的隨機性，在臨界狀態附近這種隨機性尤為顯著。為了確保實驗結果可靠，臨界壓比的判定以3 次相同工況實驗均直接起爆為標準，當重復性實驗中出現一次爆燃或DDT 時，則視為該工況對應的壓比小于臨界壓比。

2 實驗結果與討論

2.1 點火管口徑

為了確定在爆轟驅動激波風洞這種環境中，點火管出口直徑對起爆能力的影響，對圖2(b)～(e)所示的4 根點火管進行了驅動氣體起爆實驗，4 根點火管出口直徑與驅動段直徑之比分別為0.2、0.3、0.4 和0.5(驅動段直徑為100 mm)，點火氣體均為2CO+O2。

各點火管在不同點火壓比下測得的驅動段平均波速如圖3 所示。實驗表明，隨著點火管口徑的增加，對應的臨界壓比逐漸降低，說明點火管口徑與點火管的起爆能力呈正相關。圖中的4 條虛線分別對應4 個點火管的臨界壓比，當點火管的壓比超過臨界壓比時，測得的驅動氣體波速均在C-J 理論爆速1 700 m/s 附近，低于該值時則爆速散布程度急劇增加，可能出現直接起爆、DDT 或爆燃3 種情況。

定性而言，實驗結果與前人研究結論一致。Dorofeev 等[24]對H2-air 混合物進行過大尺度的射流起爆實驗，當氫空氣為化學恰當比時，射流直徑要大于等于200 mm 才能實現射流起爆。Carnasciali 等[25]研究了點火氣體與被起爆氣體組分不同時的起爆過程，認為射流管道的出口直徑對起爆的影響規律與爆轟起爆中的臨界管徑類似，當管徑超過某個值時才可能實現爆轟起爆。臨界管徑定義如下：在一根等截面直管與無限大空間連通，管道和空間中充滿相同的可燃混氣，當管道直徑不低于某個臨界值時，一道從管道傳入空間中的平面爆轟波就能在進入無限大空間后發展為球爆轟，這個臨界值便稱為臨界管徑。目前一般認為當管徑大于臨界管徑時，爆轟波穩定傳播所需的細節波系結構才能存在。Lieberman 等[26]研究了射流管徑對C3H8-O2混合物爆轟極限的影響，當射流管徑從3 mm 增大到19 mm 時，可以起始爆轟的極限氮氣稀釋度從30%增長到40%。

定量角度，點火管口徑與驅動段之比從0.2 增大到0.5 時，臨界壓比從6.8 降至2.5，降幅較顯著。可見，擴大點火管口徑在提高起爆能力方面具有實用意義。

增大點火管口徑也會引入其他問題，比如開孔直徑增大會降低驅動段的管壁強度。為了避免使用口徑過大的點火管，又對點火氣體爆轟敏感性在提高起爆能力方面的作用進行了研究。

圖 3 不同點火管的驅動氣體爆燃壓力波或爆轟波速度分布Fig. 3 Driver gas deflagration pressure wave or detonationwave velocity distribution of different igniters

2.2 點火氣體爆轟敏感性

驅動氣體的爆轟敏感性對起爆的影響顯而易見，其爆轟敏感性越強，相應的爆轟極限就越寬。當驅動氣體相同時，點火氣體的爆轟敏感性也可能對起爆有重要影響。為了確定點火氣體爆轟敏感性的影響，本文中選取了爆轟敏感性極強和極弱的2 種氣體：H2和CO。在所有可燃氣體中，H2的爆轟敏感性僅次于C2H2，化學恰當比的氫氧混氣在很小的點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的反應中沒有鏈分支反應，無法形成支鏈爆炸，所以純凈的CO-O2化學恰當比混氣甚至無法形成自持爆轟，無論外界提供的起爆能量有多高[27]。

為了明確點火氣體的爆轟敏感性對點火過程的影響，進行了點火觀察實驗。利用Photron 高速相機對上述2 種點火氣體的射流過程進行了拍攝，采樣頻率為100 000 s-1。實驗中將激波管被驅動段端蓋打開，將相機放在端蓋后面，沿管道軸向拍攝上游的射流，拍攝角度如圖2（a）所示。為了保護相機并提高圖像清晰度，將主膜片換成了2 cm 厚的有機玻璃。此外，還利用點火管出口對面處的壓電傳感器P5 測量了從發出點火信號到點火壓力波到達傳感器P5 的時間。

表1 給出了不同條件下的點火管火焰傳播時間，表中tp為初始時刻（電源信號觸發時刻）到傳感器P5 測到射流沖擊波的時間，tf為初始時刻到火焰面到達傳感器P5 的時間（通過高速攝影判斷），tp和tf從壓力波和火焰面2 個角度反映了火焰傳播的快慢，下標m 表示多次實驗的平均值，σ 為樣本標準差，標準差越大說明隨機性越強。

表 1 點火管火焰傳播時間Table 1 Igniter flame propagation time

觀測發現點火氣體的爆轟敏感性對射流形態有決定性影響，上述2 種點火組分的燃燒模態完全不同：低敏感性的2CO+O2形成了典型的爆燃射流，火焰傳播時間長達12 ms，說明火焰面傳播速度慢。高速攝影觀察到膜片破碎后很長一段時間才出現明亮的火焰，隨后是火舌狀的燃燒產物射流，火焰形態呈現出湍流射流的特征，如圖4（a）所示。點火管膜片殘骸的邊緣不規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，說明火焰面的傳播速度低于聲速。高敏感性的2H2+O2則發展成了爆轟，火焰傳播時間僅約0.4 ms，比前者小一個量級，而且壓力波和燃燒產物幾乎同時到達傳感器P5，說明激波與化學反應面可能是耦合的，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，見圖4（d）。

在明確了點火氣體爆轟敏感性對射流的影響后，為了進一步對比這兩種爆轟敏感性不同的氣體在起爆能力方面的差異，對點火管進行了起爆實驗。實驗以化學恰當比H2-O2和CO-O2作為點火氣體，分別使用了縮頸的 30 mm 點火管和等徑的 40 mm 點火管，點火管內型面參數見圖2。

測得的驅動氣體波速隨點火壓比的分布如圖5 所示。圖5（a）為縮頸點火管的實驗結果，數據顯示點火氣體為2CO+O2時臨界壓比為3.5，而點火氣體為2H2+O2時臨界壓比則為4.9，爆轟敏感性低的混氣起爆能力更強。等徑點火管的結果則不然，如圖5（b）所示，2H2+O2對應的臨界壓比約為3.0，而2CO+O2對應的臨界壓比則約為3.1，幾乎處于同一水平，說明在起爆能力方面，點火氣體爆轟敏感性并不能唯一地決定起爆能力，點火管內型面對起爆能力也有重要作用。

這兩組實驗反映出點火管內型面對火焰的激勵作用具有選擇性：在縮徑型面的點火管中爆燃的起爆能力更強，在等徑型面的點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化，促進了未燃氣體與燃燒產物的摻混，提高了火焰傳播速度，使得爆燃射流變得更猛烈，所以縮頸型面的點火管中爆燃射流的起爆能力更強。在等徑型面的點火管中，由于沒有了阻礙，爆燃失去了重要的火焰強化邊界條件，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優勢消失。

圖 4 射流火焰與膜片Fig. 4 Jet flame and diaphragms

圖 5 不同點火氣體組分對應的驅動氣體爆燃壓力波或爆轟波速度分布Fig. 5 Driver gas deflagration pressure wave or detonation wave velocity distribution for different ignition gas components

綜上所述，本組實驗得到的主要結論如下：（1）點火氣體的爆轟敏感性決定了點火管內的燃燒模態，敏感性越高越容易形成爆轟，敏感性越低越容易出現爆燃；（2）點火管內型面對火焰的激勵作用呈現出選擇性，在縮徑型面的點火管中爆燃的起爆能力更強，在等徑型面的點火管中爆轟和爆燃的起爆能力大體持平。

2.3 單/雙點火管

雙點火管能夠提高單位時間內輸入驅動段的能量，而且2 個點火管的射流相互撞擊也有利于爆轟的產生。為了驗證雙點火管在起爆能力方面的提升效果，對雙點火管進行了起爆實驗。實驗中，在驅動段上安裝了2 根點火管，口徑分別為30 mm 和20 mm，即圖2（c）和（b）。兩點火管同軸，出口相對。實驗前，兩根點火管同時充氣，初始壓強也完全相同。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，早期的重復性實驗表明這種充氣方法能夠保證點火管內氣體均勻預混。驅動段工況與2.1 節中的參數相同。

圖6 給出了兩種點火氣體的起爆結果統計，其中圖6（a）和（b）對應的點火氣體分別為2H2+O2和2CO+O2。每張圖中除了給出了 20 mm+ 30 mm 雙點火管的驅動段氣體波速，還給出了使用 30 mm 單點火管時的數據作為對比。

圖 6 單/雙點火管的驅動氣體爆燃壓力波或爆轟波速度分布Fig. 6 Driver gas deflagration pressure wave or detonation wave velocity distribution in single/double igniters

實驗結果顯示，當點火氣體為2H2+O2時，單點火管和雙點火管對應的臨界壓比分別為4.9 和3.7，雙點火管的起爆能力明顯更強。相反，在點火氣體為2CO+O2時，雙點火管可靠起爆的臨界壓比約為4，而單點火管的臨界壓比為3.5，雙點火管起爆能力比單點火管低。

在點火氣體為2CO+O2時，雙點火管之所以沒有體現出更強的起爆能力，是由于2 個點火管的射流沒有實現同步。理想情況下，2CO+O2的2 個射流應該同時沖破點火管膜片，射流在驅動段內相撞，如圖7（a）所示。而實際情況卻是右邊的射流率先進入了驅動段，還搶先抵達了對面點火管的出口，如圖7（b）所示。圖7（b）對應的真實過程如圖7（d）～（g）所示：右邊射流率先射入驅動段，并且快速膨脹。這個射流是未燃點火氣體和燃燒產物的混合湍流，當射流遇到從對面管壁反射的激波后，被壓縮的未燃氣體被瞬間點燃，形成了圖7（f）中火焰左端的明亮區。之后，右射流的火焰繼續向左側發展，直到右射流火焰到達左側管壁時，左射流依然沒有出現，如圖7（g）所示。

而點火氣體為2H2+O2的雙點火管則出現了圖7（c）中預期的雙射流對撞。圖7（h）～（k）為這一過程的時序照片：圖7（i）對應時刻右側射流進入驅動段，圖7（j）時刻左側射流進入驅動段，圖7（k）為2 個射流相向膨脹的瞬間，兩者最終將在驅動段中相撞。

由表1 中的火焰傳播時間標準差可以看出，點火管內的火焰傳播時間存在一定的波動性，當2 個點火管的傳播時間相差過大時就無法保證射流同步性了。基于點火管膜片的耐壓水平和高速攝影獲得的火焰圖像，可以估計出沖擊波和射流火焰面在驅動段管道內的傳播速度在1 200～2 700 m/s 的范圍內，驅動段管道直徑為100 mm，則火焰面從點火管出口到達對側壁面的時間為0.04～0.08 ms。由表1 可知，2H2+O2的工況中標準差在0.02 ms 左右，能保證2 個射流在驅動段內相遇，而2CO+O2的火焰傳播時間標準差為1～2 ms，遠遠超出了0.04～0.08 ms 的范圍，因此后者的射流顯然無法同步。

實驗還發現火焰加速的隨機性在雙點火管中被顯著放大，導致在很大的點火壓比范圍內起爆與否是隨機的。圖6 中以虛線標記出了單/雙點火管起爆成功的工況中的最小點火壓比（pi/pd）y，min和起爆失敗工況的最大點火壓比（pi/pd）n，max，當點火壓比處在兩者之間時起爆結果是隨機的。圖6 中單點火管只在很窄的點火壓比范圍內會出現起爆結果的不確定性，而使用雙點火管時這個隨機的壓比范圍則大得多。

綜上所述，使用雙點火管確實能夠提高起爆能力，但前提是保證2 個點火管的射流同步性。為了滿足射流同步性，點火組分要選擇爆轟敏感性高的氣體（如化學恰當比的氫氧）。

圖 7 雙點火管射流過程((a)～(c)為示意圖, (d)～(g)為2CO+O2 時序照片,（h)～(k)為2H2+O2 時序照片)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 論

基于拓展爆轟驅動激波風洞的模擬范圍這一需求，從提高點火管起爆能力來拓寬驅動氣體爆轟極限的角度入手，對點火管口徑、點火氣體爆轟敏感性、單/雙點火管3 種因素對起爆能力的影響進行了實驗研究，主要結論如下：

（1）點火管口徑增大能夠提高起爆能力，在本研究的范圍內，口徑增大對臨界壓比的降低效果較顯著。

（2）點火氣體爆轟敏感性對起爆能力有影響：點火管為縮徑內型面時，低敏感性氣體起爆能力更強；為等徑內型面時兩種爆轟敏感性不同的點火氣體起爆能力大體持平。

（3）雙點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恰當比氫氧等爆轟敏感性強的點火氣體。

在爆轟驅動激波風洞的實際應用中，如果驅動氣體平均分子量小（如含氫量很高），則建議使用等徑雙點火管、H2-O2點火氣體；若驅動氣體平均分子量大（如氮氧等比例很高），則推薦采用縮頸單點火管、CO-O2作為點火氣體。如需進一步提高點火能量，則可以采用增大點火管口徑和提高點火管充氣壓強的方法。