雙尾管脈沖發動機的工作特性

余兵，許林云，陳青，周宏平，劉鍵

(南京林業大學機械電子工程學院，南京 210037)

脈動燃燒具有燃燒強度大、熱效率高、污染小[1]等突出優勢，當與煙霧載藥技術相結合，形成的便攜式脈沖煙霧機應用于農林病蟲害防治時[2]，是病蟲害防治領域的一項革新技術，防治效率是同等常規防治裝備的20倍以上，且解決了林業防治高度及霧滴在樹冠內穿不透等難題。目前，市場上現有脈沖煙霧機均為便攜式結構形式，需人工手提或背負，除機器本身質量外，還需負載農藥，總體質量超過20 kg,因此存在操作者勞動強度大等問題。為響應我國農林裝備向高效機械化與自動化方向發展的需要，便攜式脈沖煙霧機也應向機載式方向發展，則需研究適合機載的較大型脈沖煙霧機。脈沖煙霧機的熱動力是脈沖發動機，是利用脈沖發動機尾管中熱氣流的高溫熱能與高速氣流的紊流動能將油溶劑農藥熱力煙化為細小霧滴噴灑后彌漫懸浮于空中達到防治病蟲害的目的。開發新型脈沖煙霧機的最大難點就是需開發新型脈沖發動機，而脈沖發動機的許多機理尚未清楚，任何結構尺寸的改變均有可能致使脈沖發動機無法自激振蕩啟動或正常工作。

目前，針對脈沖煙霧機的相關研究主要集中脈沖發動機外形結構改變對其工作特性影響[3-4]、工作頻率研究[5-6]、噪聲研究與控制[7-8]、尾氣成分分析[9]以及溫升、傳熱過程等關鍵參數的數值模擬研究[10-11]等；且以上研究主要基于現有的應用于小型便攜式脈沖煙霧機中功率為15 kW的單尾管脈沖發動機，對于雙尾管或多尾管的脈沖發動機主要應用于蒸汽發生裝置和干燥裝置中[12-13]，這些裝置要求尾管盡可能長以滿足從尾管中吸收盡可能多的熱量，因此可借鑒的相關理論非常少，參考意義不大。

針對以上背景，本課題組自行設計了一款具有30 kW功率的雙尾管Helmholtz型脈沖發動機，探究脈沖發動機油耗、工作頻率及燃燒室內壓力、溫度等綜合影響因素及相互關系，確定穩定可靠的脈沖發動機結構，使其不僅可應用于機載式脈沖煙霧機，也可應用于脈沖式水霧機，還可應用于小型家用熱水器等裝置。

1 雙尾管脈沖發動機的結構及參數確定

1.1 單尾管脈沖煙霧機及工作原理

脈沖發動機的結構型式主要有Helmholtz型、Schimtz型及Rijke型，其中Helmholtz型應用最廣泛。現有脈沖煙霧機多以Helmholtz型脈沖發動機作為動力源，其工作原理如圖1所示。脈沖發動機主體結構為燃燒室與尾管構成的諧振結構，類似于Helmholtz型共振器，因此稱為Helmholtz型脈沖發動機。起動時手動操作打氣筒(13)打氣通過三通閥(10)分別供氣給化油器(11)供氣及對油箱(9)加壓，由化油器(11)形成的可燃混合氣流經前室(6)并由位于該處的火花塞(12)點火燃燒。火焰迅速擴展至整個燃燒室(1)，燃燒室內壓力突增，關閉化油器上的進氣單向膜片，燃燒后的熱氣流只能從尾管(2)由噴口排出，燃燒室內壓力下降，打開進氣單向膜片開始進氣，隨著燃燒室內壓力進一步下降，尾管內氣流由向外排出轉向管內進氣，燃燒室內剛進入的可燃混合氣進一步壓縮，再次點燃，形成周期性進氣-燃燒-排放的循環往復過程。火花塞(12)只在起動時發揮點火燃燒作用，正常工作后進入燃燒室的可燃混合氣由上一循環的余火或燃燒室高溫壁面點燃，因此火花塞無須點火工作。脈沖發動機工作過程中，由化油器(11)上的引壓管(8)口不斷將燃燒室內燃燒階段大于大氣壓的高壓氣流引入藥箱(5)中，當打開藥開關(4)，將藥箱內藥液自動從尾管上的藥噴嘴(3)流入到尾管(2)中，在尾管內高溫、高頻、高速紊流氣流的擾動作用下，將藥液裂化、破碎、蒸發為細小霧滴，從尾管(2)出口處進入大氣中，冷凝成可視的煙霧，迅速彌漫、升騰、擴散至防治區域。因此，整個煙霧機沒有氣泵、油泵及藥泵等耗能裝置，完全依靠系統的自激振蕩形成完美的自動供油、供氣和供藥的自給供應系統。這種自給供應系統要自動形成完美的自激振蕩，不僅燃燒室與尾管形成的聲學條件要與燃油供給系統燃燒時形成的加熱條件形成良好的耦合振蕩關系[14-15]，而且噴煙工作時藥液進入尾管內霧化成細小霧滴群又重新融入到振蕩氣流中，也需與原有的耦合關系重新耦合形成新的自激振蕩耦合效果。任一條件發生變化，相互間耦合關系則隨之變化，如果無法耦合，則無法正常工作。在對脈沖發動機研究過程中，常會出現燃燒室或尾管某一尺寸改變時，無論如何調節油門開度均無法啟動起來，或者某一特定結構的脈沖發動機只在某一油門開度區間內容易起動且保持穩定工作狀態，超出這一油門開度區間則無法正常工作。

因脈沖發動機的許多工作機理至今還未揭示出來，開發一個新型結構的脈沖發動機，必須解決新型脈沖發動機的聲學條件與燃燒工作的加熱條件相互之間的耦合效果，這仍然依賴于試驗研究。

1. 燃燒室；2. 尾管；3. 藥噴嘴；4. 藥開關；5. 藥箱；6. 混合室；7. 單向閥；8. 引壓管；9. 油箱；10. 三通閥；11. 化油器；12. 火花塞；13. 打氣筒。圖1 脈沖煙霧機工作原理圖Fig. 1 Working principle diagram of pulse fogger

1.2 雙尾管脈沖發動機關鍵結構參數設計

1.2.1 雙尾管脈沖發動機的設計思路

現有的便攜式脈沖煙霧機均采用圖1所示1個尾管的脈沖發動機結構形式，藥液流量不超過25 L/h，噴量較小[16]。如果將人工背負或手提的高強度作業方式改變為車載式輕松作業模式，則所開發的新型脈沖煙霧機，需增大脈沖發動機功率及增加藥液流量，達到高效防治目的。要增加功率，則需增大燃燒室體積，而燃燒室和尾管以及充滿其間的氣體整個構成一個氣柱振動系統[17]，燃燒室體積增加，尾管的相應尺寸主要是尾管長度也需增加，以滿足該系統穩態工作的脈動燃燒振蕩要求。但尾管長度的顯著加長致使整機體積明顯增大，因而本研究考慮采用雙尾管結構的脈沖發動機。

1.2.2 燃燒室設計

燃燒室是脈沖發動機的重要組成部分，也是周期性燃燒放熱轉換成壓力振蕩的關鍵場所，它的直徑、體積、長徑比都會影響脈沖發動機的工作特性[18]。單尾管脈沖發動機為便于大直徑型燃燒室與小直徑尾管的過渡連接，增加了錐部連接段(見圖1)，且將錐部體積歸入到燃燒室總體積中。對于雙尾管，如果應用錐部連接不僅會使結構復雜，且使燃燒室內仍處于燃燒過程的末端氣流劃分為兩個區段，影響燃燒的整體效果；同時通過先期對單尾管脈沖發動機性能研究中發現錐部不是影響脈沖發動機工作特性的關鍵因素。因此筆者所設計的雙尾管脈沖發動機，將雙尾管與圓柱形燃燒室底部直板直接連通而成，如圖2所示。燃燒室與尾管所用材料均選擇具有良好耐腐蝕、耐高溫、耐氧化特性的310S高合金不銹鋼板，厚度為1 mm。

針對30 kW的雙尾管脈沖發動機，燃燒室的燃燒體積由燃燒放熱強度決定，燃燒容積熱強度公式為：

qv=P/V

(1)

式中：qv為燃燒容積熱強度，kW/m3；P為脈沖發動機功率，kW；V為燃燒室容積，m3。

中小功率脈沖發動機的燃燒容積熱強度一般可取[19]qv=(1～2)×104kW/m3，本研究取qv=1.4×104kW/m3。則燃燒室的容積：

V=P/qv=2.14×10-3(m3)

(2)

對于圓柱形燃燒室，燃燒室體積由燃燒室長度L與直徑D確定。從先期大量試驗中發現，在保持一定燃燒室容積下，細長形比短粗形的工作性能要好，既有利于把燃燒放熱局限于燃燒室內，且不使火焰進入尾管，以滿足瑞利準則規定的燃燒放熱發生在壓力脈動幅度最大的地方這一條件，使脈動強烈并穩定[20]。但過長又會導致燃燒火焰只集中在燃燒室前半部分，會增加熱量損失，不利于尾管內形成有效熱量實現對藥液的熱力霧化效果，故此處將燃燒室長徑比定為2∶1，并設定圓柱形燃燒室的長度與內徑分別為220和110 mm。

1.2.3 尾管設計

尾管是燃燒產物排出及部分燃燒產物回流至燃燒室的通道，尾管還是脈沖煙霧機藥液的熱力霧化管。當不噴藥液時，脈沖發動機無負載工作是由尾管與燃燒室及其內部的燃燒熱氣流構成穩定的脈動燃燒振蕩系統；當噴藥液時，藥液熱力霧化后的細小霧滴流融入并混合到原有振蕩氣流中，會對原有振蕩氣流產生反饋影響，如果耦合成功，則形成新的脈動燃燒振蕩系統，且尾管內存在藥噴嘴前端純氣流振蕩與藥噴嘴后端霧滴流振蕩的混合形式。因此，尾管結構是脈沖煙霧機的關鍵部位。

根據單尾管Helmholtz型脈動燃燒器[21]的尾管直徑與燃燒室直徑關系：

d=0.36D=40 (mm)

(3)

式中：d為單尾管直徑，mm；D為燃燒室內徑，mm。

由于本研究設計的是雙尾管脈沖發動機，可考慮根據雙尾管截面積之和等于單尾管截面積來設計尾管直徑，則雙尾管結構的尾管直徑為28 mm。

因加工單位無對應規格的310S無縫不銹鋼管，故選取現有內徑為25 mm、壁厚1 mm的310S無縫不銹鋼管近似代替。

因無雙尾管長度的相關計算公式，按照單尾管脈沖發動機尾管最短長度計算公式：

l=18(P×1 000)0.4=1 112(mm)

(4)

式中：l為尾管最短長度，mm；P為脈沖發動機功率，kW。

理論計算得到單尾管最小匹配長度為1 112 mm。根據先期試驗研究，雙尾管結構可有效縮短尾管的匹配長度，并進行尾管長度對雙尾管脈沖發動機工作特性影響試驗研究，將尾管長度最低設為600 mm，最長設為1 000 mm，中間增設800 mm的一個尾管長度，形成3個尾管長度的雙尾管脈沖發動機結構。實際上是在600 mm的尾管末端設有法蘭，同時加工200與400 mm的兩種短管且在一端設有法蘭，便可連接成不同尾管長度。

2 試驗裝置與方法

2.1 試驗測試系統

雙尾管脈沖發動機結構簡圖及相關測試系統如圖2所示。因化油器結構比較復雜，工作要求高，一般為產品定型后用模具壓鑄再加工而成，本研究可將單尾管脈沖煙霧機上的化油器匹配兩個應用于雙尾管脈沖發動機上，分別置于燃燒室前端兩側。

1. 打氣筒；2. 油箱；3. 電子秤；4. 電池盒；5. 化油器；6. 火花塞；7. 燃燒室；8. 引壓管；9. 尾管；10. 法蘭；11. 電腦；12. 采集卡；13. 動態壓力傳感器；14. 油門開度盤；15. 氣管；16. 熱電偶；17. 溫度顯示儀；18. 單向閥。圖2 特性參數試驗測試裝置圖Fig. 2 Test equipment diagram for examining characteristic parameters

調節油門開度即調節化油器上的油針調節供油供氣量，則脈沖發動機脈動燃燒振蕩系統的加熱條件隨之變化，引起燃燒室內氣流溫度、壓力以及工作頻率、燃油消耗率這些特性參數相應變化[22]。燃燒室溫度直接體現內部燃燒強度和效率，同時作為熱量來源也決定著尾管內部的溫度高低，這對煙霧機藥液熱力霧化起著至關重要的作用；脈沖發動機的壓力特性主要是指燃燒室內的壓力隨時間的波動情況，同時也是反映脈沖發動機的振蕩頻率和工作穩定性的重要指標[23]。因此，本研究構建對應這些關鍵參數的測試系統。

1) 發動機燃油消耗率測試系統：由電子秤(精度0.01 g)與計時器(精度0.01 s)組成。油箱(2)置于電子秤(3)上，發動機啟動并進入正常穩定工作后，開始計時并持續2 min，記錄起始與終了時刻油箱質量對應的電子秤讀數。

2) 溫度測試系統：由耐高溫的手持式K型熱電偶(15)(量程范圍0～1 100 ℃)及其配套的溫度顯示儀(16)組成，用來測試燃燒室(7)中心的氣流溫度。燃燒室前端左側面中心位置開設專門用于熱電偶導入的氣管(14)(氣管長度100 mm)，熱電偶由此插入，且熱電偶與氣管之間間隙應盡可能小，只要能將熱電偶剛剛插進導入即可，以免燃燒室氣流發生泄漏，影響發動機的整體性能。

3) 壓力測試系統：由動態壓力傳感器(13)(型號CYG1101)、采集卡(12)和終端計算機(11)組成，用以測量燃燒室內氣流壓力波動情況。對測試獲得的壓力信號進行快速傅里葉變換(FFT)，則可得到壓力波的頻率，即為發動機的工作頻率。

2.2 試驗參數設定

2.2.1 發動機油門開度

油門開度不僅是調節脈沖發動機供油量的關鍵參數，同時也是影響脈沖發動機形成自激振蕩脈動燃燒的加熱條件，若油門開度形成的加熱條件無法與脈沖發動機本身結構構成的聲學條件相互耦合，則脈沖發動機無法脈動燃燒工作起來。油門開度調節是由位于圖2中的化油器(5)上的針頭與油孔(圖3)組合確定。

圖3 針閥結構示意圖Fig. 3 Schematic diagram of needle valve structure

化油器油門開度盤下方設有開度限位桿，可旋轉調節角度為120°，本研究將油門開度盤分隔四等分，每隔30°設定一個油門開度，一共設置5個油門開度，如圖4所示。

圖4 油門開度劃分圖Fig. 4 Throttle opening division diagram

2.2.2 發動機尾管長度

雙尾管脈沖發動機的尾管設有3種長度：600，800和1 000 mm。所有試驗重復性次數均為3次。

3 結果與分析

在尾管長度與油門開度各組合參數變化情況下，脈沖發動機均能啟動工作起來。

3.1 燃油消耗率

油門開度的大小直接決定著脈沖發動機的燃油消耗率高低，試驗結果如圖5所示。油門開度增加，3種不同尾管長度的脈沖發動機燃油消耗率均呈明顯上升趨勢，且處于油門開度(1～4)范圍內，燃油消耗率與油門開度幾乎呈線性增長關系。通過線性回歸分析得出600，800和1 000 mm尾管油耗擬合直線公式分別為y=0.294x+0.735，y=0.332x+0.62和y=0.309x+0.785(式中，y表示燃油消耗率，x表示油門開度)，判定系數R2分別為0.96，0.99 和0.98，顯然燃油消耗率與油門開度之間相關性極高。3條擬合直線斜率并不完全一樣，最大相差為0.038，最小為0.015，這說明燃油消耗率主要取決于油門開度，但也會受到尾管長度變化進而聲學條件改變引起自激振蕩耦合關系變化的附加影響。而從油門開度4到油門開度5時線性關系出現明顯的轉折，即增加同樣開度的油門對應的油耗增速減緩。油門開度調節裝置如圖3所示，調節手柄上有一段螺紋與化油器喉管處的一側壁相連接，通過旋轉油門開度盤可帶動改變針頭與油孔閥座間的燃油過流面積，即改變油門開度。當油門處于最小開度1時，此時油門已有一定開度，而當油門處于開度4時，油門已快處于全開狀態，因此，即使繼續調節提升油針，所打開的開度也很有限，對應圖5中所增加的燃油消耗率才會比其他幾個開度的增加要小。

圖5 發動機燃油消耗率Fig. 5 Engine fuel consumption rate

對應600，800和1 000 mm尾管長度所引起的燃油消耗率變化不是很明顯，且600與800 mm兩種尾管對應各油門開度的燃油消耗率存在波動非常小的交錯變化情況，幾乎無法區別，但最長尾管1 000 mm的脈沖發動機燃油消耗率比其他兩種尾管略高一些。

3.2 溫 度

脈沖發動機脈動燃燒工作過程中，燃燒室溫度的高低直接反映出其燃燒的強度與效率。燃燒室溫度與油門開度之間的關系如圖6所示。無論何種尾管長度，燃燒室溫度與油門開度之間存在明顯的波峰，均呈現出倒U形，即當油門處于中間開度3時，各尾管長度的燃燒室內溫度均達到最大值。當油門從開度1不斷增大至開度4，燃油消耗率線性增加，對應燃燒室內溫度變化情況：從開度1增大至開度2時，溫度明顯增加，平均增加59 ℃；從開度2增大至開度3時，各燃燒室達到最高溫度，但溫度增幅下降，平均增加23 ℃；從開度3增大至開度4時，溫度快速下降且幾乎為開度1對應的溫度；繼續增大至最大開度5時，溫度進一步下降，但下降趨勢明顯趨緩。對于油門開度從1逐步增大至開度3，燃燃油消耗率不斷增加，燃燒室溫度不斷提升，這很容易理解；但當油門開度從3進一步加大至5，燃燒室內溫度卻開始下降，這與燃料燃燒產生的能量無法對應起來。分析產生這一現象的原因，首先從脈動燃燒工作過程來看，油門開度增加，燃油的過流面積增加，在同樣的空氣流量即真空吸力作用下會吸出更多的燃油，如果空氣流量沒有相對應增加，吸出再多的燃油也不能有效提高燃燒室溫度；其次燃燒室溫度一定還與燃燒室內氣流脈動壓力幅度與脈沖發動機工作頻率有關，這會在后面進行進一步分析。

圖6 發動機燃燒室溫度Fig. 6 Temperatures in the combustion chamber of the pulsating engine

對應600，800和1 000 mm 3種尾管長度所引起的燃燒室內溫度變化不大，同一油門開度，三者之間的最大溫度只相差22 ℃。但對于尾管長度600 mm的脈沖發動機來說，油門開度對燃燒室溫度變化最明顯，從油門開度1時的929 ℃上升到開度3時的最高溫1 040 ℃再下降至開度5時的最低溫度917 ℃，最大波動幅度13.4%，明顯高于其他兩種尾管長度的脈沖發動機。

3.3 壓 力

3.3.1 壓力信號與穩定性關系

燃燒室內氣流的壓力信號反映脈沖發動機脈動燃燒工作過程，如果工作過程穩定，理論上應是一種周期性的簡諧波動信號，壓力信號的穩定性是指壓力信號幅值保持恒定的程度。因此，可用壓力信號在一定時間內的波動程度說明發動機工作過程的穩定性。試驗測得某種工況下壓力波形如圖7所示。

圖7 壓力波形Fig. 7 Pressure waveforms

3.3.2 穩定性分析

將每種工況下壓力信號的壓力幅值、均值、幅值標準偏差等相關數據及信號的穩定性程度列于表1中，其中幅值標準偏差是指所有峰值的標準偏差，表中的所有數據均為對1 s內的壓力信號進行處理的結果。

表1 壓力信號波形參數及波動情況Table 1 Waveform parameters and fluctuation of pressure signal

1)均值：無論對應哪個油門開度及對應哪種尾管長度下的脈沖發動機，壓力信號不僅處于周期性波動狀態，且幅值波動中心均不在0值處，而是明顯偏向正值(圖7)，即對應表1中所有工況下的均值均為正值，其值處于(1.22～1.87)kPa范圍內。當燃燒室內氣流壓力低于大氣壓力(即0值)的時間段內，化油器上的進氣閥片處于打開狀態，需完成吸進新鮮空氣與燃油形成可燃混合氣，尾管內氣流由向管外排出逐漸轉向管內吸入，并進一步壓縮燃燒室氣流等工作過程；當燃燒室壓力大于大氣壓力的時間段內，進氣閥片處于關閉狀態，需完成燃燒室可燃混合氣燃燒，尾管內氣流向管外排出。所有工況下的均值均為正值，且通過對一個周期不同階段時間分配進行分析，說明處于負壓階段的時間長度明顯低于正壓階段，只約占1/3周期，因此用于打開閥門并吸取新鮮空氣的時間很短。

2)幅值：壓力幅值的大小體現了脈動燃燒的強度。對于尾管800和1 000 mm的兩種脈沖發動機，燃燒室內氣流壓力脈動的幅值與油門開度之間均呈現出典型U形曲線。即油門開度3對應著最小的壓力幅值，而尾管600 mm的發動機雖然對應各油門開度沒有呈現U形曲線，但在油門開度3工況時也對應最低的壓力幅值。這與油門開度與燃燒室溫度之間呈現相反的對應關系，說明壓力脈動幅值越大，燃燒室及尾管內氣流的波動越強，對應的紊流動能越強，與外界的熱交換也越強，因而使得燃燒室內溫度較低。氣流的熱能不僅由溫度高低體現，同時還應考慮氣流的流量。

尾管長度對發動機燃燒室壓力有較明顯的影響，尾管越長，壓力幅值越大，在油門開度2時3種尾管的壓力幅值相差最小，尾管800和1 000 mm的分別比600 mm的增加11.7%和14.6%；對應油門開度1時，不同尾管的壓力幅值相差最大，尾管800和1 000 mm的分別比600 mm的增加22.4%和38.0%。

3)穩定性：本研究基于壓力信號用幅值波動百分比，即幅值標準偏差值占壓力幅值的百分比，評價脈沖發動機的穩定性，并將幅值波動百分比劃分為3個區域：<6.0%，6.0%～10.0%，>10.0%，分別對應脈沖發動機工作穩定“++”、欠穩定“+”、不穩定“-”。

壓力波形的幅值標準偏差體現脈沖發動機工作時自激振蕩氣流的壓力波動的穩定性程度。3種尾管長度的脈沖發動機在低油門開度1和2工況下，均呈現穩定工作狀態“++”，處于中等油門開度3時，呈現欠穩定工作狀態“+”，而處于大油門開度4和5工況下，則均呈現不穩定工作狀態。即尾管長度不是影響雙尾管脈沖發動機穩定性的關鍵參數，說明雙尾管長度的脈沖發動機穩定性較好，更易啟動工作，但還需與一定的油門開度相匹配，才能獲得最佳的穩定工作狀態。

3.3.3 發動機工作頻率

對圖7所示的時域壓力信號進行頻譜分析即可獲取各工況下的燃燒室內氣流的脈動頻率，也稱為脈沖發動機的工作頻率。發動機的工作頻率不僅僅表示單位時間內燃燒室內進氣-燃燒-排放的工作循環次數，還會與油門開度、燃燒室內溫度、壓力幅值形成復合的影響關系。工作頻率、壓力幅值與油門開度的對應關系如圖8所示。

圖8 發動機工作頻率與壓力幅值圖Fig. 8 Engine operating frequency and pressure amplitude diagram

Helmholtz型單尾管脈沖發動機的工作頻率理論計算公式為[24]：

(5)

2)尾管長度與工作頻率關系：尾管長度L處于公式的分母中，雖然與工作頻率之間還需進行開根方，但不影響總體趨勢關系，即尾管越長工作頻率越低。圖8中無論在哪種油門開度工況下，工作頻率均表現出明顯的差異。油門開度1和3的差異較小，最短與最長尾管的工作頻率分別只差5.1和6.2 Hz；油門開度4相差最大，尾管600和800 mm的分別比1 000 mm的高14.3與6.1 Hz。

3)壓力幅值、溫度及工作頻率的相互關系：在能源動力系統中，燃料燃燒過程中化學能的轉換是一個綜合、復雜的過程，常伴隨著物質轉化、熱量傳遞、壓力改變等化學與物理變化。常規理論研究其轉化過程時一般將系統簡化為恒溫或恒壓條件，通過計算反應焓變、反應熵變及燃料值等參數變化，確定反應物的溫度及可用于做功的能量。筆者所研究的雙尾管脈沖發動機完全依靠自身系統形成自激自吸振動燃燒，這些常規動力研究理論均無法應用于本研究中。

本課題通過試驗研究已呈現出壓力幅值、溫度、工作頻率存在一定的內在聯系。隨著油門開度從1逐步增加到4時，燃油消耗率線性增加，如果燃油完全燃燒，所釋放出來的能量應由氣流溫度體現釋放的熱能及氣流脈動幅值與脈動頻率體現釋放的動能，熱能與動能疊加的總能量也應與燃油消耗率的線性增加存在一定的對應關系，但具體關系還很難用一固定表達式來描述。然而可從脈動燃燒的動態特性角度分析這些參數相互之間的關系，如在油門開度3工況下，自我形成的完美振蕩頻率達到最大值，即脈動頻次最快，對應每一周期的脈動時間最短，如果還能形成較高(或最高)的壓力幅值，即燃燒室內因處于較高的正壓階段必然會壓送出更快更多的氣流從噴口處噴出。同樣處于較深負壓階段也必須會吸進更多的燃油和空氣，并在較深的負壓作用下將尾管內的氣流從排出方向逐步轉向吸進更多的氣流流向燃燒室，雖然氣流質量較輕，但無論如何都存在一定的質量，即存在一定慣性，要使一定質量氣流在較高較大壓力波動下獲得較長距離的來回脈動，必然會消耗更長的時間形成一個振蕩周期。這與該工況下的脈動頻次最快相矛盾，因此，工作頻率與壓力幅值一定呈反比關系。這與試驗結果一致。與此同時，在油門開度3工況下，雖然脈動頻率最高，但因脈動的壓力幅值最低，每次脈動排出的氣流較少，致使燃燒室內氣流溫度得以聚集，達到最高溫度，反之亦然。

因此，脈沖發動機的工作頻率與油門開度之間呈現倒U形曲線關系，與燃燒室溫度關系類似，與壓力幅值關系呈反向類似。不能單獨分析工作頻率與油門開度的關系，而需將燃油消耗率、燃燒室溫度、壓力幅值與工作頻率等參數綜合起來進行分析，才能解釋出現這些現象的原因。

4 結 論

本課題基于功率為30 kW所設計的Helmholtz型雙尾管脈沖發動機，在5種油門開度工況下對應的加熱條件及3種尾管長度對應的聲學條件下進行了相互耦合工作的試驗。研究結論如下：

1)所有試驗組合均能有效耦合，形成自激振蕩脈動工作，這說明采用雙尾管構思是可行的，并在保證發動機總體積盡可能小的同時，保持著良好的工作性能及油門可調范圍。

2)燃油消耗率與油門開度(即燃油過流面積)之間呈線性增長關系；燃燒室內氣流溫度與脈動頻率均與油門開度之間呈倒U形曲線關系，與氣流的脈動壓力幅值呈U形曲線關系，即均在油門中等開度3時出現峰值或谷值。說明雙尾管脈沖發動機在一定油門開度下所構成的加熱條件與雙尾管長度所構成的聲學條件形成自激振蕩耦合關系時，脈沖發動機內的脈動振蕩氣流呈現出高脈動頻率與高氣流溫度對應低壓力脈動幅值的相互關系，反之亦然。

3)尾管長度變化對應著聲學條件變化，在本文所設的尾管長度變化范圍內，只要油門開度即加熱條件合適，均易獲得良好的穩定性工作，說明雙尾管脈沖發動機具有較好的聲學條件，易形成良好的振蕩燃燒耦合關系。因此，本研究所設的尾管長度處于600～1 000 mm范圍的30 kW雙尾管脈沖發動機均值得推薦，不僅可應用于林業病蟲害防治用的脈沖煙霧機上，也可應用于各種加熱裝置中。