双尾管脉冲发动机的工作特性

余兵，许林云，陈青，周宏平，刘键

(南京林业大学机械电子工程学院，南京 210037)

脉动燃烧具有燃烧强度大、热效率高、污染小[1]等突出优势，当与烟雾载药技术相结合，形成的便携式脉冲烟雾机应用于农林病虫害防治时[2]，是病虫害防治领域的一项革新技术，防治效率是同等常规防治装备的20倍以上，且解决了林业防治高度及雾滴在树冠内穿不透等难题。目前，市场上现有脉冲烟雾机均为便携式结构形式，需人工手提或背负，除机器本身质量外，还需负载农药，总体质量超过20 kg,因此存在操作者劳动强度大等问题。为响应我国农林装备向高效机械化与自动化方向发展的需要，便携式脉冲烟雾机也应向机载式方向发展，则需研究适合机载的较大型脉冲烟雾机。脉冲烟雾机的热动力是脉冲发动机，是利用脉冲发动机尾管中热气流的高温热能与高速气流的紊流动能将油溶剂农药热力烟化为细小雾滴喷洒后弥漫悬浮于空中达到防治病虫害的目的。开发新型脉冲烟雾机的最大难点就是需开发新型脉冲发动机，而脉冲发动机的许多机理尚未清楚，任何结构尺寸的改变均有可能致使脉冲发动机无法自激振荡启动或正常工作。

目前，针对脉冲烟雾机的相关研究主要集中脉冲发动机外形结构改变对其工作特性影响[3-4]、工作频率研究[5-6]、噪声研究与控制[7-8]、尾气成分分析[9]以及温升、传热过程等关键参数的数值模拟研究[10-11]等；且以上研究主要基于现有的应用于小型便携式脉冲烟雾机中功率为15 kW的单尾管脉冲发动机，对于双尾管或多尾管的脉冲发动机主要应用于蒸汽发生装置和干燥装置中[12-13]，这些装置要求尾管尽可能长以满足从尾管中吸收尽可能多的热量，因此可借鉴的相关理论非常少，参考意义不大。

针对以上背景，本课题组自行设计了一款具有30 kW功率的双尾管Helmholtz型脉冲发动机，探究脉冲发动机油耗、工作频率及燃烧室内压力、温度等综合影响因素及相互关系，确定稳定可靠的脉冲发动机结构，使其不仅可应用于机载式脉冲烟雾机，也可应用于脉冲式水雾机，还可应用于小型家用热水器等装置。

1 双尾管脉冲发动机的结构及参数确定

1.1 单尾管脉冲烟雾机及工作原理

脉冲发动机的结构型式主要有Helmholtz型、Schimtz型及Rijke型，其中Helmholtz型应用最广泛。现有脉冲烟雾机多以Helmholtz型脉冲发动机作为动力源，其工作原理如图1所示。脉冲发动机主体结构为燃烧室与尾管构成的谐振结构，类似于Helmholtz型共振器，因此称为Helmholtz型脉冲发动机。起动时手动操作打气筒(13)打气通过三通阀(10)分别供气给化油器(11)供气及对油箱(9)加压，由化油器(11)形成的可燃混合气流经前室(6)并由位于该处的火花塞(12)点火燃烧。火焰迅速扩展至整个燃烧室(1)，燃烧室内压力突增，关闭化油器上的进气单向膜片，燃烧后的热气流只能从尾管(2)由喷口排出，燃烧室内压力下降，打开进气单向膜片开始进气，随着燃烧室内压力进一步下降，尾管内气流由向外排出转向管内进气，燃烧室内刚进入的可燃混合气进一步压缩，再次点燃，形成周期性进气-燃烧-排放的循环往复过程。火花塞(12)只在起动时发挥点火燃烧作用，正常工作后进入燃烧室的可燃混合气由上一循环的余火或燃烧室高温壁面点燃，因此火花塞无须点火工作。脉冲发动机工作过程中，由化油器(11)上的引压管(8)口不断将燃烧室内燃烧阶段大于大气压的高压气流引入药箱(5)中，当打开药开关(4)，将药箱内药液自动从尾管上的药喷嘴(3)流入到尾管(2)中，在尾管内高温、高频、高速紊流气流的扰动作用下，将药液裂化、破碎、蒸发为细小雾滴，从尾管(2)出口处进入大气中，冷凝成可视的烟雾，迅速弥漫、升腾、扩散至防治区域。因此，整个烟雾机没有气泵、油泵及药泵等耗能装置，完全依靠系统的自激振荡形成完美的自动供油、供气和供药的自给供应系统。这种自给供应系统要自动形成完美的自激振荡，不仅燃烧室与尾管形成的声学条件要与燃油供给系统燃烧时形成的加热条件形成良好的耦合振荡关系[14-15]，而且喷烟工作时药液进入尾管内雾化成细小雾滴群又重新融入到振荡气流中，也需与原有的耦合关系重新耦合形成新的自激振荡耦合效果。任一条件发生变化，相互间耦合关系则随之变化，如果无法耦合，则无法正常工作。在对脉冲发动机研究过程中，常会出现燃烧室或尾管某一尺寸改变时，无论如何调节油门开度均无法启动起来，或者某一特定结构的脉冲发动机只在某一油门开度区间内容易起动且保持稳定工作状态，超出这一油门开度区间则无法正常工作。

因脉冲发动机的许多工作机理至今还未揭示出来，开发一个新型结构的脉冲发动机，必须解决新型脉冲发动机的声学条件与燃烧工作的加热条件相互之间的耦合效果，这仍然依赖于试验研究。

1. 燃烧室；2. 尾管；3. 药喷嘴；4. 药开关；5. 药箱；6. 混合室；7. 单向阀；8. 引压管；9. 油箱；10. 三通阀；11. 化油器；12. 火花塞；13. 打气筒。图1 脉冲烟雾机工作原理图Fig. 1 Working principle diagram of pulse fogger

1.2 双尾管脉冲发动机关键结构参数设计

1.2.1 双尾管脉冲发动机的设计思路

现有的便携式脉冲烟雾机均采用图1所示1个尾管的脉冲发动机结构形式，药液流量不超过25 L/h，喷量较小[16]。如果将人工背负或手提的高强度作业方式改变为车载式轻松作业模式，则所开发的新型脉冲烟雾机，需增大脉冲发动机功率及增加药液流量，达到高效防治目的。要增加功率，则需增大燃烧室体积，而燃烧室和尾管以及充满其间的气体整个构成一个气柱振动系统[17]，燃烧室体积增加，尾管的相应尺寸主要是尾管长度也需增加，以满足该系统稳态工作的脉动燃烧振荡要求。但尾管长度的显著加长致使整机体积明显增大，因而本研究考虑采用双尾管结构的脉冲发动机。

1.2.2 燃烧室设计

燃烧室是脉冲发动机的重要组成部分，也是周期性燃烧放热转换成压力振荡的关键场所，它的直径、体积、长径比都会影响脉冲发动机的工作特性[18]。单尾管脉冲发动机为便于大直径型燃烧室与小直径尾管的过渡连接，增加了锥部连接段(见图1)，且将锥部体积归入到燃烧室总体积中。对于双尾管，如果应用锥部连接不仅会使结构复杂，且使燃烧室内仍处于燃烧过程的末端气流划分为两个区段，影响燃烧的整体效果；同时通过先期对单尾管脉冲发动机性能研究中发现锥部不是影响脉冲发动机工作特性的关键因素。因此笔者所设计的双尾管脉冲发动机，将双尾管与圆柱形燃烧室底部直板直接连通而成，如图2所示。燃烧室与尾管所用材料均选择具有良好耐腐蚀、耐高温、耐氧化特性的310S高合金不锈钢板，厚度为1 mm。

针对30 kW的双尾管脉冲发动机，燃烧室的燃烧体积由燃烧放热强度决定，燃烧容积热强度公式为：

qv=P/V

(1)

式中：qv为燃烧容积热强度，kW/m3；P为脉冲发动机功率，kW；V为燃烧室容积，m3。

中小功率脉冲发动机的燃烧容积热强度一般可取[19]qv=(1～2)×104kW/m3，本研究取qv=1.4×104kW/m3。则燃烧室的容积：

V=P/qv=2.14×10-3(m3)

(2)

对于圆柱形燃烧室，燃烧室体积由燃烧室长度L与直径D确定。从先期大量试验中发现，在保持一定燃烧室容积下，细长形比短粗形的工作性能要好，既有利于把燃烧放热局限于燃烧室内，且不使火焰进入尾管，以满足瑞利准则规定的燃烧放热发生在压力脉动幅度最大的地方这一条件，使脉动强烈并稳定[20]。但过长又会导致燃烧火焰只集中在燃烧室前半部分，会增加热量损失，不利于尾管内形成有效热量实现对药液的热力雾化效果，故此处将燃烧室长径比定为2∶1，并设定圆柱形燃烧室的长度与内径分别为220和110 mm。

1.2.3 尾管设计

尾管是燃烧产物排出及部分燃烧产物回流至燃烧室的通道，尾管还是脉冲烟雾机药液的热力雾化管。当不喷药液时，脉冲发动机无负载工作是由尾管与燃烧室及其内部的燃烧热气流构成稳定的脉动燃烧振荡系统；当喷药液时，药液热力雾化后的细小雾滴流融入并混合到原有振荡气流中，会对原有振荡气流产生反馈影响，如果耦合成功，则形成新的脉动燃烧振荡系统，且尾管内存在药喷嘴前端纯气流振荡与药喷嘴后端雾滴流振荡的混合形式。因此，尾管结构是脉冲烟雾机的关键部位。

根据单尾管Helmholtz型脉动燃烧器[21]的尾管直径与燃烧室直径关系：

d=0.36D=40 (mm)

(3)

式中：d为单尾管直径，mm；D为燃烧室内径，mm。

由于本研究设计的是双尾管脉冲发动机，可考虑根据双尾管截面积之和等于单尾管截面积来设计尾管直径，则双尾管结构的尾管直径为28 mm。

因加工单位无对应规格的310S无缝不锈钢管，故选取现有内径为25 mm、壁厚1 mm的310S无缝不锈钢管近似代替。

因无双尾管长度的相关计算公式，按照单尾管脉冲发动机尾管最短长度计算公式：

l=18(P×1 000)0.4=1 112(mm)

(4)

式中：l为尾管最短长度，mm；P为脉冲发动机功率，kW。

理论计算得到单尾管最小匹配长度为1 112 mm。根据先期试验研究，双尾管结构可有效缩短尾管的匹配长度，并进行尾管长度对双尾管脉冲发动机工作特性影响试验研究，将尾管长度最低设为600 mm，最长设为1 000 mm，中间增设800 mm的一个尾管长度，形成3个尾管长度的双尾管脉冲发动机结构。实际上是在600 mm的尾管末端设有法兰，同时加工200与400 mm的两种短管且在一端设有法兰，便可连接成不同尾管长度。

2 试验装置与方法

2.1 试验测试系统

双尾管脉冲发动机结构简图及相关测试系统如图2所示。因化油器结构比较复杂，工作要求高，一般为产品定型后用模具压铸再加工而成，本研究可将单尾管脉冲烟雾机上的化油器匹配两个应用于双尾管脉冲发动机上，分别置于燃烧室前端两侧。

1. 打气筒；2. 油箱；3. 电子秤；4. 电池盒；5. 化油器；6. 火花塞；7. 燃烧室；8. 引压管；9. 尾管；10. 法兰；11. 电脑；12. 采集卡；13. 动态压力传感器；14. 油门开度盘；15. 气管；16. 热电偶；17. 温度显示仪；18. 单向阀。图2 特性参数试验测试装置图Fig. 2 Test equipment diagram for examining characteristic parameters

调节油门开度即调节化油器上的油针调节供油供气量，则脉冲发动机脉动燃烧振荡系统的加热条件随之变化，引起燃烧室内气流温度、压力以及工作频率、燃油消耗率这些特性参数相应变化[22]。燃烧室温度直接体现内部燃烧强度和效率，同时作为热量来源也决定着尾管内部的温度高低，这对烟雾机药液热力雾化起着至关重要的作用；脉冲发动机的压力特性主要是指燃烧室内的压力随时间的波动情况，同时也是反映脉冲发动机的振荡频率和工作稳定性的重要指标[23]。因此，本研究构建对应这些关键参数的测试系统。

1) 发动机燃油消耗率测试系统：由电子秤(精度0.01 g)与计时器(精度0.01 s)组成。油箱(2)置于电子秤(3)上，发动机启动并进入正常稳定工作后，开始计时并持续2 min，记录起始与终了时刻油箱质量对应的电子秤读数。

2) 温度测试系统：由耐高温的手持式K型热电偶(15)(量程范围0～1 100 ℃)及其配套的温度显示仪(16)组成，用来测试燃烧室(7)中心的气流温度。燃烧室前端左侧面中心位置开设专门用于热电偶导入的气管(14)(气管长度100 mm)，热电偶由此插入，且热电偶与气管之间间隙应尽可能小，只要能将热电偶刚刚插进导入即可，以免燃烧室气流发生泄漏，影响发动机的整体性能。

3) 压力测试系统：由动态压力传感器(13)(型号CYG1101)、采集卡(12)和终端计算机(11)组成，用以测量燃烧室内气流压力波动情况。对测试获得的压力信号进行快速傅里叶变换(FFT)，则可得到压力波的频率，即为发动机的工作频率。

2.2 试验参数设定

2.2.1 发动机油门开度

油门开度不仅是调节脉冲发动机供油量的关键参数，同时也是影响脉冲发动机形成自激振荡脉动燃烧的加热条件，若油门开度形成的加热条件无法与脉冲发动机本身结构构成的声学条件相互耦合，则脉冲发动机无法脉动燃烧工作起来。油门开度调节是由位于图2中的化油器(5)上的针头与油孔(图3)组合确定。

图3 针阀结构示意图Fig. 3 Schematic diagram of needle valve structure

化油器油门开度盘下方设有开度限位杆，可旋转调节角度为120°，本研究将油门开度盘分隔四等分，每隔30°设定一个油门开度，一共设置5个油门开度，如图4所示。

图4 油门开度划分图Fig. 4 Throttle opening division diagram

2.2.2 发动机尾管长度

双尾管脉冲发动机的尾管设有3种长度：600，800和1 000 mm。所有试验重复性次数均为3次。

3 结果与分析

在尾管长度与油门开度各组合参数变化情况下，脉冲发动机均能启动工作起来。

3.1 燃油消耗率

油门开度的大小直接决定着脉冲发动机的燃油消耗率高低，试验结果如图5所示。油门开度增加，3种不同尾管长度的脉冲发动机燃油消耗率均呈明显上升趋势，且处于油门开度(1～4)范围内，燃油消耗率与油门开度几乎呈线性增长关系。通过线性回归分析得出600，800和1 000 mm尾管油耗拟合直线公式分别为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表示油门开度)，判定系数R2分别为0.96，0.99 和0.98，显然燃油消耗率与油门开度之间相关性极高。3条拟合直线斜率并不完全一样，最大相差为0.038，最小为0.015，这说明燃油消耗率主要取决于油门开度，但也会受到尾管长度变化进而声学条件改变引起自激振荡耦合关系变化的附加影响。而从油门开度4到油门开度5时线性关系出现明显的转折，即增加同样开度的油门对应的油耗增速减缓。油门开度调节装置如图3所示，调节手柄上有一段螺纹与化油器喉管处的一侧壁相连接，通过旋转油门开度盘可带动改变针头与油孔阀座间的燃油过流面积，即改变油门开度。当油门处于最小开度1时，此时油门已有一定开度，而当油门处于开度4时，油门已快处于全开状态，因此，即使继续调节提升油针，所打开的开度也很有限，对应图5中所增加的燃油消耗率才会比其他几个开度的增加要小。

图5 发动机燃油消耗率Fig. 5 Engine fuel consumption rate

对应600，800和1 000 mm尾管长度所引起的燃油消耗率变化不是很明显，且600与800 mm两种尾管对应各油门开度的燃油消耗率存在波动非常小的交错变化情况，几乎无法区别，但最长尾管1 000 mm的脉冲发动机燃油消耗率比其他两种尾管略高一些。

3.2 温 度

脉冲发动机脉动燃烧工作过程中，燃烧室温度的高低直接反映出其燃烧的强度与效率。燃烧室温度与油门开度之间的关系如图6所示。无论何种尾管长度，燃烧室温度与油门开度之间存在明显的波峰，均呈现出倒U形，即当油门处于中间开度3时，各尾管长度的燃烧室内温度均达到最大值。当油门从开度1不断增大至开度4，燃油消耗率线性增加，对应燃烧室内温度变化情况：从开度1增大至开度2时，温度明显增加，平均增加59 ℃；从开度2增大至开度3时，各燃烧室达到最高温度，但温度增幅下降，平均增加23 ℃；从开度3增大至开度4时，温度快速下降且几乎为开度1对应的温度；继续增大至最大开度5时，温度进一步下降，但下降趋势明显趋缓。对于油门开度从1逐步增大至开度3，燃燃油消耗率不断增加，燃烧室温度不断提升，这很容易理解；但当油门开度从3进一步加大至5，燃烧室内温度却开始下降，这与燃料燃烧产生的能量无法对应起来。分析产生这一现象的原因，首先从脉动燃烧工作过程来看，油门开度增加，燃油的过流面积增加，在同样的空气流量即真空吸力作用下会吸出更多的燃油，如果空气流量没有相对应增加，吸出再多的燃油也不能有效提高燃烧室温度；其次燃烧室温度一定还与燃烧室内气流脉动压力幅度与脉冲发动机工作频率有关，这会在后面进行进一步分析。

图6 发动机燃烧室温度Fig. 6 Temperatures in the combustion chamber of the pulsating engine

对应600，800和1 000 mm 3种尾管长度所引起的燃烧室内温度变化不大，同一油门开度，三者之间的最大温度只相差22 ℃。但对于尾管长度600 mm的脉冲发动机来说，油门开度对燃烧室温度变化最明显，从油门开度1时的929 ℃上升到开度3时的最高温1 040 ℃再下降至开度5时的最低温度917 ℃，最大波动幅度13.4%，明显高于其他两种尾管长度的脉冲发动机。

3.3 压 力

3.3.1 压力信号与稳定性关系

燃烧室内气流的压力信号反映脉冲发动机脉动燃烧工作过程，如果工作过程稳定，理论上应是一种周期性的简谐波动信号，压力信号的稳定性是指压力信号幅值保持恒定的程度。因此，可用压力信号在一定时间内的波动程度说明发动机工作过程的稳定性。试验测得某种工况下压力波形如图7所示。

图7 压力波形Fig. 7 Pressure waveforms

3.3.2 稳定性分析

将每种工况下压力信号的压力幅值、均值、幅值标准偏差等相关数据及信号的稳定性程度列于表1中，其中幅值标准偏差是指所有峰值的标准偏差，表中的所有数据均为对1 s内的压力信号进行处理的结果。

表1 压力信号波形参数及波动情况Table 1 Waveform parameters and fluctuation of pressure signal

1)均值：无论对应哪个油门开度及对应哪种尾管长度下的脉冲发动机，压力信号不仅处于周期性波动状态，且幅值波动中心均不在0值处，而是明显偏向正值(图7)，即对应表1中所有工况下的均值均为正值，其值处于(1.22～1.87)kPa范围内。当燃烧室内气流压力低于大气压力(即0值)的时间段内，化油器上的进气阀片处于打开状态，需完成吸进新鲜空气与燃油形成可燃混合气，尾管内气流由向管外排出逐渐转向管内吸入，并进一步压缩燃烧室气流等工作过程；当燃烧室压力大于大气压力的时间段内，进气阀片处于关闭状态，需完成燃烧室可燃混合气燃烧，尾管内气流向管外排出。所有工况下的均值均为正值，且通过对一个周期不同阶段时间分配进行分析，说明处于负压阶段的时间长度明显低于正压阶段，只约占1/3周期，因此用于打开阀门并吸取新鲜空气的时间很短。

2)幅值：压力幅值的大小体现了脉动燃烧的强度。对于尾管800和1 000 mm的两种脉冲发动机，燃烧室内气流压力脉动的幅值与油门开度之间均呈现出典型U形曲线。即油门开度3对应着最小的压力幅值，而尾管600 mm的发动机虽然对应各油门开度没有呈现U形曲线，但在油门开度3工况时也对应最低的压力幅值。这与油门开度与燃烧室温度之间呈现相反的对应关系，说明压力脉动幅值越大，燃烧室及尾管内气流的波动越强，对应的紊流动能越强，与外界的热交换也越强，因而使得燃烧室内温度较低。气流的热能不仅由温度高低体现，同时还应考虑气流的流量。

尾管长度对发动机燃烧室压力有较明显的影响，尾管越长，压力幅值越大，在油门开度2时3种尾管的压力幅值相差最小，尾管800和1 000 mm的分别比600 mm的增加11.7%和14.6%；对应油门开度1时，不同尾管的压力幅值相差最大，尾管800和1 000 mm的分别比600 mm的增加22.4%和38.0%。

3)稳定性：本研究基于压力信号用幅值波动百分比，即幅值标准偏差值占压力幅值的百分比，评价脉冲发动机的稳定性，并将幅值波动百分比划分为3个区域：<6.0%，6.0%～10.0%，>10.0%，分别对应脉冲发动机工作稳定“++”、欠稳定“+”、不稳定“-”。

压力波形的幅值标准偏差体现脉冲发动机工作时自激振荡气流的压力波动的稳定性程度。3种尾管长度的脉冲发动机在低油门开度1和2工况下，均呈现稳定工作状态“++”，处于中等油门开度3时，呈现欠稳定工作状态“+”，而处于大油门开度4和5工况下，则均呈现不稳定工作状态。即尾管长度不是影响双尾管脉冲发动机稳定性的关键参数，说明双尾管长度的脉冲发动机稳定性较好，更易启动工作，但还需与一定的油门开度相匹配，才能获得最佳的稳定工作状态。

3.3.3 发动机工作频率

对图7所示的时域压力信号进行频谱分析即可获取各工况下的燃烧室内气流的脉动频率，也称为脉冲发动机的工作频率。发动机的工作频率不仅仅表示单位时间内燃烧室内进气-燃烧-排放的工作循环次数，还会与油门开度、燃烧室内温度、压力幅值形成复合的影响关系。工作频率、压力幅值与油门开度的对应关系如图8所示。

图8 发动机工作频率与压力幅值图Fig. 8 Engine operating frequency and pressure amplitude diagram

Helmholtz型单尾管脉冲发动机的工作频率理论计算公式为[24]：

(5)

2)尾管长度与工作频率关系：尾管长度L处于公式的分母中，虽然与工作频率之间还需进行开根方，但不影响总体趋势关系，即尾管越长工作频率越低。图8中无论在哪种油门开度工况下，工作频率均表现出明显的差异。油门开度1和3的差异较小，最短与最长尾管的工作频率分别只差5.1和6.2 Hz；油门开度4相差最大，尾管600和800 mm的分别比1 000 mm的高14.3与6.1 Hz。

3)压力幅值、温度及工作频率的相互关系：在能源动力系统中，燃料燃烧过程中化学能的转换是一个综合、复杂的过程，常伴随着物质转化、热量传递、压力改变等化学与物理变化。常规理论研究其转化过程时一般将系统简化为恒温或恒压条件，通过计算反应焓变、反应熵变及燃料值等参数变化，确定反应物的温度及可用于做功的能量。笔者所研究的双尾管脉冲发动机完全依靠自身系统形成自激自吸振动燃烧，这些常规动力研究理论均无法应用于本研究中。

本课题通过试验研究已呈现出压力幅值、温度、工作频率存在一定的内在联系。随着油门开度从1逐步增加到4时，燃油消耗率线性增加，如果燃油完全燃烧，所释放出来的能量应由气流温度体现释放的热能及气流脉动幅值与脉动频率体现释放的动能，热能与动能叠加的总能量也应与燃油消耗率的线性增加存在一定的对应关系，但具体关系还很难用一固定表达式来描述。然而可从脉动燃烧的动态特性角度分析这些参数相互之间的关系，如在油门开度3工况下，自我形成的完美振荡频率达到最大值，即脉动频次最快，对应每一周期的脉动时间最短，如果还能形成较高(或最高)的压力幅值，即燃烧室内因处于较高的正压阶段必然会压送出更快更多的气流从喷口处喷出。同样处于较深负压阶段也必须会吸进更多的燃油和空气，并在较深的负压作用下将尾管内的气流从排出方向逐步转向吸进更多的气流流向燃烧室，虽然气流质量较轻，但无论如何都存在一定的质量，即存在一定惯性，要使一定质量气流在较高较大压力波动下获得较长距离的来回脉动，必然会消耗更长的时间形成一个振荡周期。这与该工况下的脉动频次最快相矛盾，因此，工作频率与压力幅值一定呈反比关系。这与试验结果一致。与此同时，在油门开度3工况下，虽然脉动频率最高，但因脉动的压力幅值最低，每次脉动排出的气流较少，致使燃烧室内气流温度得以聚集，达到最高温度，反之亦然。

因此，脉冲发动机的工作频率与油门开度之间呈现倒U形曲线关系，与燃烧室温度关系类似，与压力幅值关系呈反向类似。不能单独分析工作频率与油门开度的关系，而需将燃油消耗率、燃烧室温度、压力幅值与工作频率等参数综合起来进行分析，才能解释出现这些现象的原因。

4 结 论

本课题基于功率为30 kW所设计的Helmholtz型双尾管脉冲发动机，在5种油门开度工况下对应的加热条件及3种尾管长度对应的声学条件下进行了相互耦合工作的试验。研究结论如下：

1)所有试验组合均能有效耦合，形成自激振荡脉动工作，这说明采用双尾管构思是可行的，并在保证发动机总体积尽可能小的同时，保持着良好的工作性能及油门可调范围。

2)燃油消耗率与油门开度(即燃油过流面积)之间呈线性增长关系；燃烧室内气流温度与脉动频率均与油门开度之间呈倒U形曲线关系，与气流的脉动压力幅值呈U形曲线关系，即均在油门中等开度3时出现峰值或谷值。说明双尾管脉冲发动机在一定油门开度下所构成的加热条件与双尾管长度所构成的声学条件形成自激振荡耦合关系时，脉冲发动机内的脉动振荡气流呈现出高脉动频率与高气流温度对应低压力脉动幅值的相互关系，反之亦然。

3)尾管长度变化对应着声学条件变化，在本文所设的尾管长度变化范围内，只要油门开度即加热条件合适，均易获得良好的稳定性工作，说明双尾管脉冲发动机具有较好的声学条件，易形成良好的振荡燃烧耦合关系。因此，本研究所设的尾管长度处于600～1 000 mm范围的30 kW双尾管脉冲发动机均值得推荐，不仅可应用于林业病虫害防治用的脉冲烟雾机上，也可应用于各种加热装置中。