進氣系統對無閥脈沖爆震發動機性能影響試驗研究

王治武,嚴傳俊,鄭龍席,范 瑋

(西北工業大學動力與能源學院,西安 710072)

0 引 言

脈沖爆震發動機(Pulse Detonation Engine,簡稱PDE)是一種利用周期性生成的爆震波產生高溫高壓燃氣來獲得推力的脈沖式噴氣發動機,其過程為近等容的非穩態燃燒。其主要優點在于爆震燃燒過程非常迅速,能產生很大的能量密度。多數PDE研究或者爆震研究基礎性較強,主要基于爆震管(或者爆震燃燒室)展開,其主要目的在于對PDE作為推進系統的可行性、性能特性、工作特點等進行研究[1-6],很少考慮包含進氣道的吸氣式脈沖爆震發動機整體研究[7-8]。Butuk等人[9]認為進氣道技術的關鍵問題之一是如何將非穩態PDE和穩態的進氣道結合起來。Yang等[10-12]對吸氣式脈沖爆震發動機進行了一系列的數值研究,獲得了許多重要而有用的結論。Falempin[13]通過單次試驗研究了進氣道面積比變化對吸氣式PDE性能的影響。鄭殿峰[14]、張義寧[15]等分別對吸氣式PDE進行了相關的設計與試驗研究,得到了一些結論。

基于吸氣式兩相脈沖爆震發動機地面驗證模型機,模擬飛行進氣條件,研究了不同的進氣結構對吸氣式PDE工作和推進性能的影響,得到了一些結論,為今后吸氣式PDE的設計與應用提供了一定的理論和試驗基礎。

1 試驗裝置

1.1 PDE系統

吸氣式兩相脈沖爆震模型機內徑50mm,由進氣道、混合室、點火室和爆震室組成,采用無閥自適應控制油氣填充,如圖1所示。

圖1 吸氣式PDE實驗系統示意圖Fig.1 Schematic of air-breathing PDE experimental setup

空氣由收斂噴口連續向進氣道供氣,進氣道與混合室(爆震室)之間無閥控制。來流速度為0～0.7Ma,進氣道設計為亞聲速進氣道。進氣系統由來流噴口和PDE進氣道組成,如圖2所示,來流噴口、進氣道進口及促爆限流環縫尺寸可調。表1列出了使用不同尺寸來流噴口、進氣道和促爆限流環縫的6種進氣系統。

圖2 來流噴口與進氣道組成的組合進氣系統Fig.2 Assembled inlet system consisted of the air nozzle and air inlet

表1 組合進氣系統參數表Table 1 Geometry parameters of the assembled inlet systems

選擇氣動噴嘴噴注燃油,當供氣壓力為0.3MPa時,噴霧量在不大于2L/min的情況下,索太爾平均直徑25～100μ m[16]。混合室的作用是將空氣和燃油在短距離內摻混均勻,并在到達點火室之前得到充分發展的湍流,以利于點火和起爆。使用汽車火花塞點火,點火能量小于50mJ。爆震室裝有Shchelkin螺旋增爆器,節距50mm。

1.2 實驗測試系統

利用Kistler高速采集系統并行采集6路壓力信號(0,1,2,4～6),測量PDE的沿程壓力分布特點并確認模型機是否生成爆震。壓力信號采用江蘇聯能壓電傳感器CA-YD-205測量,響應時間為2μ s,自振頻率大于200kHz,測量誤差±72.5mV/MPa。測壓位置分布如圖 1所示,分別距離點火裝置距離為210,225,525,725,825和925mm。壓力信號的采樣率為500kHz。

采用Kistler動態推力傳感器直接測量吸氣式PDE模型機的瞬態推力。對瞬時推力進行時間積分,即可得到PDE的平均推力。傳感器與發動機動架采用螺紋連接。推力傳感器采集到的瞬態推力信號,通過配套的電荷放大器轉換為電壓信號接到計算機數據采集系統。推力傳感器的量程為±10000N,靈敏度為3.678PC/N。傳感器一端與固定在臺架基礎上的承力墩相連,另一端與動架相連。發動機通過連接件安裝在動架上。

試驗中吸氣式PDE的工作頻率包括10、15、20、25、30和35Hz。無論采用何種進氣系統,發動機對應工作頻率下的油氣量均保持恒定,填充比為1。為了保證試驗的可信度,在每一個工況上,試驗均重復至少4次,取這4次的平均值作為最終的測量值。

2 試驗結果與分析

圖3為采用進氣系統2的吸氣式PDE模型機30Hz下的瞬態推力與位置0～6處的壓力變化時域波形,可以看到位置0～5處的壓力變化比較穩定,但是位置6的壓力時域變化有點紊亂,壓力變化不連續;位置5處平均壓力在1MPa左右,有些達到1.5MPa以上,6處壓力則都在1.5MPa以上,有些甚至達到4MPa。5和6處各循環下的壓力峰值稍有振蕩,高低參差。圖4為圖3中第15次爆震的6路壓力局部放大圖,位置6處激波的上升沿大約為20μ s,說明模型機已經生成充分發展的爆震。火花塞點火之后,生成前向(沿2號虛線)和后向(1號虛線)兩組壓縮波,由于前向傳播速度小于后向傳播速度,所以壓縮波先傳到位置1,之后才傳到位置0,先后引起P1、P0的初始壓力擾動。前向擾動由P1沿虛線2依次傳遞到P6,而從位置2到4,壓力緩慢增加,在位置4之后的某處,生成局部爆炸,壓力急劇升高,達到弱爆震壓力(一般在1.5MPa左右),爆炸波也按前、后方向傳播,前向傳播激波繼續加強,壓力繼續增加,最終在位置6處生成充分發展的爆震波。后向傳播的爆炸波稱為回傳爆震,沿虛線3依次傳遞到位置0,在各個位置生成壓力尖峰,并引起各處的壓力振蕩。爆震波傳出爆震室后,相應地有一道相位相反,幅度較低的膨脹波傳入爆震室,膨脹波沿虛線4向上游傳播,引起模型機內壓力的下降,并低于環境壓力,燃料、空氣便可以重新供入。其他進氣系統下PDE模型機內沿程壓力擾動變化特點均與進氣系統2類似。

圖3 PDE壓力時域曲線,進氣系統2,f=30HzFig.3 The pressure histories of PDE with assembled inlet system 2,f=30Hz

圖4 圖3中第15次循環壓力放大圖Fig.4 The enlargement of the pressure histories of the 15thdetonation cycle shown in Fig.3

比較使用6種進氣系統的PDE性能需要保證具有相同的填充系數,填充系數一定,則PDE出口速度一定,因此,流量系數和進氣阻力與模型機出口速度之間的變化關系可以為PDE爆震試驗提供恰當的冷態數據基礎,如圖5、6所示。

圖7為采用進氣系統1和2的吸氣式PDE不同工作頻率下產生的平均推力對比圖。兩種進氣系統下的PDE平均推力均隨著工作頻率的提高,近似線形增長。PDE在進氣系統1時獲得的平均推力高于采用進氣系統2時對應工況下的平均推力。如表1所示,進氣系統1與2的不同之處在于前者的環縫堵塞比為0.38,而后者的環縫堵塞比為0.69,也就是采用進氣系統1的PDE內流動阻力和流阻損失小于采用進氣系統2的PDE,導致PDE采用進氣系統2時平均推力略低于采用進氣系統1。

圖5 不同組合進氣系統下的流量系數與出口速度Fig.5 Flux coefficient vs exit velocity in case of different assembled inlet systems

圖6 不同組合進氣系統下的進氣阻力與出口速度Fig.6 Intake resistance vs exit velocity in case of different assembled inlet systems

圖8為采用進氣系統2、3、4和5時的PDE平均推力與爆震頻率之間的變化關系,這4種進氣系統的環縫堵塞比相同,不同之處在于來流噴口和進氣道進口尺寸的變化。PDE模型機工作頻率較低時(10, 15Hz),采用組合進氣系統5的PDE模型機平均推力比采用其他3種進氣系統的模型機高,但是隨著工作頻率的提高,采用組合進氣系統5的吸氣PDE模型機推力上升趨勢減緩,到20Hz時平均推力被進氣系統2超過,25Hz時又被進氣系統4落下,但是一直高于系統3,到30Hz時進氣系統5和2的平均推力差距已經達到30%。根據進氣系統參數表1可知,系統5的來流面積大于進氣道入口面積,當PDE模型機工作時,由于進氣道入口的速度梯度和粘性作用,會產生引射效應;同時,低頻時系統5的進氣阻力小于其他系統,導致PDE模型機平均推力增加。但是,隨著頻率的增加,PDE模型機需要的空氣量加大,也就是出口速度增加,引起模型機外部阻力急劇增加,抵消了一部分因頻率提高、可爆混合物增加而引起的推力增益,導致PDE模型機平均推力隨著頻率的提高而增長緩慢,低于對應工況下系統2得到的平均推力。

圖7 組合進氣系統1和2的平均推力對比圖Fig.7 The average thrust of PDE with assembled inlet system 1 and 2

圖8 不同組合進氣系統下的平均推力對比圖Fig.8 The average thrust of PDE with different assembled inlet systems

表2顯示了采用相同錐體、相同環縫的4種進氣系統下吸氣式模型機推力與火箭式PDE(頭部封閉,尾部敞開)推力的比值。4種組合進氣系統按照進氣道進口面積比分為兩類：面積比0.18和0.706。可以看到,頻率較低時(10、15Hz),同一面積比下不同進氣系統的吸氣式PDE推力差值較小,不同之處主要是各種進氣系統下的氣動阻力差異造成的。但是,隨著工作頻率的提高,盡管面積比相同,但是系統2和5、系統3和4之間的推力差異逐漸增大。除了系統2和4下PDE模型機推力與火箭式PDE推力比值變化較小外,系統3和5推力比值隨著頻率提高而逐漸減小。這一點主要是各種進氣系統下的阻力特性不同造成的,PDE頻率提高意味著來流速度增加,隨著出口速度增加,系統2和4阻力增加的速率較系統3和5為緩。

表2 4種進氣系統的吸氣式PDE模型機推力對比Table 2 The average thrust of air-breathing PDEwith four assembled inlet systems

設計中心錐體較長的進氣系統6的初衷是希望爆震波傳出發動機后反射進爆震室的膨脹波能夠趕上并削弱傳向進氣道的后向壓縮波和回傳爆震,在進氣道內形成低壓區,將反流“拉回”爆震室,從尾部排出,生成正推力,減小或消除反流影響。但是與預料差別很大的是采用進氣系統6的模型機獲得的平均推力很低,如圖9所示,為工作頻率從10～25Hz的平均推力,遠低于前面采用短進氣道的幾種組合進氣結構。可能是進氣道中心錐體過長,導致發動機內的能量損失嚴重,而從爆震室傳入的膨脹波也沒有趕上反傳壓力擾動,致使發動機平均推力嚴重下降,沒有達到預期目標,今后會就此內容繼續研究下去。

圖9 采用進氣系統6的吸氣式PDE平均推力與頻率關系Fig.9 The average thrust ofair-breathing PDE with assembled inlet system 6 vs operation frequency

3 結 論

對吸氣式PDE模型機進行了地面臺多循環爆震實驗,研究了6種進氣系統下PDE模型機的多循環爆震性能,找到了起爆性好、工作穩定、可靠、性能較優的進氣系統1。

(1)采用6種進氣系統的吸氣式PDE模型機均能以低于50mJ的點火能量在0～30Hz的頻率范圍內成功起爆,進氣系統1、2和4可以將頻率提高到35Hz;

(2)工作頻率對吸氣式PDE模型機的工作性能具有重要的影響。隨著工作頻率的提高,各種進氣系統下PDE的平均推力均接近線形增加,其中進氣系統1下的PDE增加速率最快。頻率較高時,進氣系統3和5的平均推力較低;

(3)環縫堵塞比對PDE的平均推力具有一定的影響。堵塞比增加,平均推力略有降低;

(4)對于吸氣式PDE來說,反流對平均推力的影響高于進氣阻力對平均推力的影響。進氣道進口面積越小,反流越小。采用進氣系統1、2時,盡管模型機進氣阻力最大,但其反流也最小,導致平均推力最高。

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