脈沖爆震渦輪發動機增推裝置性能試驗

邱華， 徐澤陽， 鄭龍席， 段小瑤 西北工業大學 動力與能源學院， 西安 710072

脈沖爆震渦輪發動機增推裝置性能試驗

邱華*， 徐澤陽， 鄭龍席， 段小瑤 西北工業大學 動力與能源學院， 西安 710072

以液態汽油為燃料，通過在雙管脈沖爆震渦輪發動機(PDTE)原理樣機的渦輪出口加裝不同噴管和引射器等增推裝置，利用試驗研究了不同增推裝置對自吸氣工作模式下(工作頻率10～20 Hz)發動機工作狀態及推進性能的影響。結果表明:雖然加裝3種尾噴管之后渦輪轉速、壓氣機增壓比及壓氣機流量都有不同程度的下降，但發動機都獲得了不同程度的推力增益;相比于工作頻率20 Hz時無噴管發動機推力114.95 N，發動機加裝尾噴管后最大推力可達143.3 N，實現增推24.7%，最大單位推力為749.87 N·s/kg;加裝引射器后可以進一步增推，發動機最大推力達到200.67 N，實現增推39.8%，同時這種增推效果隨著工作頻率的升高而逐漸增大。

脈沖爆震渦輪發動機； 噴管； 引射器； 推進性能； 自吸氣

目前航空宇航推進裝置的燃燒方式基本都以緩慢燃燒為主，該類推進裝置的技術發展已經相當成熟，發動機推進性能已難有突破。由于爆震燃燒具有傳播速度快、自增壓及燃燒效率高等特點，為了進一步提高現有航空宇航推進裝置的性能，將傳統的等壓燃燒室替換成爆震燃燒室成為當下較有潛力的可行方案[1-4]。現有的很多脈沖爆震發動機的研究都集中在用爆震波直接產生推力，這與傳統發動機利用高溫燃氣先經渦輪做功再經尾噴管加速排出的方式相比，大部分能量都耗散在環境中，大大降低了發動機的熱效率，體現不出脈沖爆震發動機的潛在優勢[4]。因此國外學者提出了脈沖爆震渦輪發動機(Pulse Detonation Turbine Engine， PDTE)這一新型發動機的概念[5-8]，其主要由脈沖爆震燃燒室(Pulse Detonation Chamber， PDC)、壓氣機和渦輪等部件組成，既具有爆震燃燒效率高和燃燒自增壓等特點，又具備渦輪機械效率高的優勢。

2002年美國國家航空航天局(NASA)格林研究中心Petters和Felder[9]應用數值推進系統仿真(NPSS)對PDTE的推進性能進行分析表明，相比傳統發動機，推力可提高2%，單位燃油消耗率將降低8%～10%，GE(General Electric)全球研究中心Goldmeer等[10]、美國賴特-帕特森空軍基地Andrus和King[11]、西北工業大學何龍等[12]也對PDTE的推進性能優勢進行了理論分析，認為PDTE有望在發動機推重比、單位燃油消耗率及單位推力等性能參數上得到顯著提升。目前世界上包括中國在內的許多國家都正在積極開展有關PDTE的理論及試驗研究。

在試驗研究方面，國外開展PDTE研究的機構主要集中在美國、日本等國家，試驗系統分為2類：① 多管爆震室與單級軸流渦輪組合試驗器，如GE全球研究中心[13-14]的8管PDC和辛辛那提大學[15]的6管PDC與單級渦輪匹配試驗器；② 單管爆震室與渦輪增壓器組合試驗系統，如美國賴特-帕特森空軍基地[16]和日本筑波大學[17]通過試驗主要研究爆震波與渦輪的相互作用、爆震燃燒產物驅動渦輪的輸出功及效率等，更進一步的是基于渦輪輸出功評定整個系統的循環效率，如日本Maeda等[17]運用熱力學方法計算出PDTE的理想循環熱效率僅為20%～30%，而在單管爆震室與渦輪增壓器組成的試驗器上通過試驗測得發動機熱效率僅為1%～5%。國內目前只有西北工業大學開展爆震室與渦輪增壓器匹配試驗研究，研究范圍已由爆震室與徑向渦輪匹配研究[18-19]拓展到離心壓氣機-爆震室-徑向渦輪匹配，并已實現三部件在18 Hz工作條件下的自吸氣匹配工作[20-21]。

然而需指出的是，一方面，雖然國內外學者在PDTE的理論和試驗研究方面做了大量研究工作，但目前的試驗結果很難與PDTE的推進性能相聯系；另一方面，目前基于渦輪輸出功所計算的PDTE試驗系統熱效率低于7%[17,22-23]，遠低于PDTE理論熱效率，以此效率所計算的推進性能將很難體現PDTE優勢。本文以液態汽油為燃料，空氣為氧化劑，在PDTE整機試驗系統上開展發動機整機推進性能試驗研究，通過在渦輪出口加裝不同噴管、引射器等增推裝置，利用試驗測量PDTE自吸氣工作模式下的總體推進性能，研究結果從試驗方面初步論證了該類型發動機的推進性能優勢，并為發動機性能計算模型的建立和評估提供了試驗依據。

1 試驗裝置及測量方法

PDTE原理樣機結構簡圖如圖1所示，主要由雙管脈沖爆震燃燒室、渦輪增壓器(徑向渦輪和離心壓氣機)、渦輪入口V型轉接結構、壓氣機出口轉接段、發動機啟動進氣結構及可轉動支座等組成。雙管脈沖爆震燃燒室主要由燃油噴注摻混段、點火段和爆震段組成：在燃油噴注摻混段內安裝有進氣錐，錐體內設計有供油及氣動霧化管路、氣動閥及氣動霧化噴油嘴；點火段設計有火花塞安裝座，試驗中采用普通車用電火花塞，可通過加減墊片調節電火花塞的高度以保證爆震室的最佳點火位置；在爆震段內安裝有強化爆震過程的Schelkin螺旋結構。渦輪和壓氣機為汽車用渦輪增壓器，壓氣機設計最大流量為0.9 kg/s，最大壓比為2.4，渦輪轉速最高為58 000 r/min。渦輪入口轉接結構為圖1(a)中V型構件，直接將雙管排出燃氣引入渦輪。壓氣機出口轉接段由軟管和金屬管道組成，軟管與壓氣機出口直連，并將空氣引入金屬管道中，金屬管道經T型結構后由細變粗并轉彎(見圖1(a))，通過V型結構分叉后分別與雙管脈沖爆震燃燒室相連(見圖1(b))。發動機啟動進氣結構為圖1(a)中T型結構，試驗系統啟動時由外部高壓空氣供給氧化劑，當爆震室實現低頻穩定工作時，電磁閥關閉，高壓空氣的供給被切斷，試驗系統進入自吸氣模式。

圖1 PDTE原理樣機結構簡圖

Fig.1 Schematic of PDTE prototype

渦輪出口為短平直段，通過鏈接不同增推裝置以實現對發動機推進性能的改變。圖2為本文所采用的3種噴管1#、2#、3#尺寸圖，若定義噴管長度與爆震室長度之比為β，則β從上到下分別為0.08、0.1、0.1；噴管進出口截面積收斂比AR分別為0.44、2.25、0.44。圖3為試驗研究的引射器尺寸圖，引射器的結構分為引氣直段和擴張噴管， 引射器入口直徑為400 mm，直段總長度為110 mm(加法蘭厚度)，擴張段長度為300 mm，擴張角為5°，引射器出口直徑為332.5 mm，試驗中，引射器安裝在噴管下游，如圖1(b)所示，引射器入口與噴管出口間距為150 mm。

圖2 噴管尺寸對比

Fig.2 Dimensional comparison of nozzles

圖3 引射器尺寸

Fig.3 Dimension of ejector

試驗系統中安裝有6 個壓力傳感器，4個壓電傳感器(型號：CYD-205)分別安裝在爆震室尾部出口的P5-1、P6-1、P5-2、P6-2測點處，用來測量爆震室尾部的壓力狀態，2個動態壓阻傳感器(PS300)分別安裝在壓氣機出口的Pt1和P1測點處，用來測量壓氣機的出口壓力狀態。壓力信號通過DEWE3020數據采集系統采集，采樣頻率為200 kHz。渦輪轉速通過轉速測量系統測量，測量范圍為0～100 000 r/min。脈沖爆震渦輪噴氣發動機原理樣機的推力測量系統示意圖如圖1(b)所示，發動機整體由一個可轉動支座支撐，可繞轉動軸自由轉動，當高速燃氣經尾噴管加速噴出時，由于反作用力的影響，發動機整體將按順時針方向運動。在發動機壓氣機端放置一推力測量臺架，發動機通過安裝在增壓器壓氣機端的推桿，經滑軌與推力測量臺架上的推力傳感器(Kistler9321B)緊固相連，推力傳感器測量的信號經Kistler放大器調制，由數據采集系統采集后即可獲得發動機的瞬時推力大小，再經過后處理軟件積分平均可得發動機的實際平均推力。試驗環境溫度為28 ℃，采用93#汽油為燃料，燃油流量由齒輪體積流量計測量，壓氣機出口流量經圖1(a)中的渦輪質量流量計測量。雙管爆震室同時點火，當PDTE進入自吸氣工作模式后[20-21]，通過調節供油量及工作頻率，以實現發動機在5～20 Hz之間的穩定工作，并測量發動機的性能參數。

2 尾噴管增推性能

當PDTE進入自吸氣工作模式時，發動機的工作狀態僅受供油量及點火頻率控制，表1給出了本文所涉及試驗工況下燃燒室內發動機的當量比(恰當油氣比為0.066 088)。為實現發動機穩定工作，低頻時供油量偏富；當工作頻率f高于12 Hz后，無噴管下，PDTE的當量比控制在1.0附近；加噴管后，由于隨之會引起對爆震室工作狀態的影響，故在實現PDTE穩定工作的前提下，盡量使發動機當量比接近無噴管狀態下的數值，其間差異在2%～10%之間。

表1 不同工作頻率下發動機當量比

Table 1 Equivalence ratios of engine at difference working frequencies

f/HzWithoutnozzleNozzle1#Nozzle2#Nozzle3#101.099751.122401.119321.19927120.994131.041121.084501.09772140.992671.077511.009330.98435160.968291.006180.909230.95212181.002120.969740.933160.95436200.999310.977470.949000.93633

1) 爆震室尾部壓力

圖4(a)為原理樣機無噴管時爆震室尾部6號測點的壓力波形，圖4(b)～圖4(d)分別為安裝3種不同長度和收斂比AR的噴管之后爆震室尾部6號測點的壓力波形，工作頻率均為20 Hz。由圖4可以看出，無論在哪種工況下，PDTE原理樣機單次爆震的峰值均在1.5 MPa以上，這說明爆震室的填充并未受到反傳波太過嚴重的影響，可燃混氣仍能充分填充到爆震室尾部，使燃燒波沒有在出口處明顯衰減，并在出口處形成連續穩定的爆震波。另外，以P6-1為例，在無噴管條件下爆震波的平均峰值為1.690 MPa，加裝1#、2#、3#噴管之后的爆震波的平均峰值分別為1.812、1.825、1.924 MPa，由表1中各工況當量比可見，此時加噴管時的當量比略低于無噴管工況下的，這說明加裝不同形式的噴管之后，都會對爆震室內部的壓力產生影響，平均峰值壓力的提高是因為噴管壁面會對從渦輪出口噴出的壓力波有反射作用，并影響到爆震室內部，而不加噴管時爆震波從渦輪出口迅速膨脹到大氣環境中，因此加裝噴管之后提升了爆震室內部排氣的阻力，從而提升了整個循環的壓力基準。而且進一步對比壓力平均峰值大小可以發現，在等長度的情況下，擴張噴管的反射波強度要小于收斂噴管的；在同等收斂比AR的條件下，長度越長，反射波的強度就越大，對爆震室內部的壓力影響效果也就越明顯。

圖4 PDTE原理樣機P6-1處的壓力波形(f=20 Hz)

Fig.4 Pressure profiles at position P6-1 of PDTE prototype (f=20 Hz)

2) 壓氣機出口壓力

圖5 P6-1、P6-2、Pt1處的壓力曲線放大圖

Fig.5 Pressure profiles at position P6-1, P6-2 and Pt1

圖5為爆震室尾部及壓力機出口位置處P6-1、P6-2、Pt1的壓力曲線放大圖，Pt1處的壓力曲線的尖刺為點火信號的干擾。當爆震室點火起爆后，爆震室內壓力突然升高，必然會形成壓力波，并向上、下游傳播，向下游傳播的壓力波最終轉變為爆震波，由于點火延遲的差異及爆震室內部結構的影響，雙管內爆震波的轉變過程不完全相同，故圖5中P6-1和P6-2間存在相位差；向上游傳播的壓力波逆流而上，并最終引起壓氣機出口Pt1處壓力脈動，由于雙管點火延遲的差異，雙管的反傳壓力波并不會完全同時沖擊壓氣機，因此壓氣機出口處的壓力波峰出現了2次階躍，在主波峰通過之后，壓力曲線仍會有一次微小的脈動，這是由后續衰減的反傳壓力波造成的。之后壓力曲線會維持在一定數值左右，而這個數值就是壓氣機穩定工作時的出口總壓，能夠反映壓氣機在這一階段的真實增壓比，圖5中壓氣機穩定工作段的出口總壓為0.031 2 MPa。選取發動機穩定連續工作1 s的壓氣機出口壓力波形圖，并對反傳波之后的穩定工作階段壓力曲線取平均值，最終得出壓氣機的實際平均增壓比。

圖6(a)～圖6(d)為工作頻率20 Hz時原理樣機在不加噴管以及加裝1#、2#、3#噴管之后壓氣機出口Pt1位置處的壓力波形(圖6中尖刺為點火信號的干擾，不會對數據的采集產生影響)，壓氣機穩定工作段的壓力平均值分別為0.030 9、0.023 8、0.029 1、0.025 1 MPa。由圖6中可以看出爆震反傳壓力波有著極強的反傳特性，經過氣動閥之后仍能傳遞到壓氣機出口，反傳壓力波對壓氣機的工作非常不利，劇烈的壓力脈動極易造成壓氣機工作的不穩定，所以與傳統的航空發動機采用的等壓燃燒室不同，PDTE不僅需考慮壓氣機與爆震燃燒室之間的流量匹配，還需同時考慮爆震燃燒室反傳壓力波對壓氣機工作的不利影響。

圖6 Pt1位置處的壓力波形

Fig.6 Pressure profiles at position Pt1

3) 壓氣機特性

圖7為原理樣機在不加噴管以及加裝1#、2#、3#噴管之后壓氣機壓比與出口流量隨頻率的變化曲線。可以看出，隨著頻率的增加，壓氣機壓比和出口流量也都隨之增加，兩者在12～16 Hz內增幅最為明顯，而在18～20 Hz內增幅趨于平緩，這是因為隨著發動機工作頻率的增長，爆震波能夠連續穩定地沖擊渦輪，從而使渦輪能夠穩定地輸出軸功率并帶動壓氣機穩定做功；但是隨著工作頻率進一步的增加，反傳壓力波的頻率隨之增加，壓氣機穩定工作的時間被壓縮，壓比和壓氣量的提升都受到明顯制約，劇烈的反傳壓力脈動嚴重影響了壓氣機的正常工作，所以在頻率增長到一定程度后，壓氣機的壓氣能力會嚴重受限，壓氣量的不足會直接影響到爆震室的填充，所以在高頻工作狀態下，爆震室的填充常常處在部分填充的狀態下，進入渦輪之前爆震波的強度就會出現衰減，做功能力下降，并最終影響到整機的穩定工作以及工作頻率的提升。

圖7 壓氣機壓比與出口流量隨頻率的變化曲線

Fig.7 Changing curves of compression ratio and export flow of compressor versus frequency

經過同不加噴管的基準試驗對比可以發現，加裝3種噴管之后，壓氣機的壓比以及出口流量都出現了下降的情況，尤其加裝收斂噴管的試驗結果降幅非常明顯，這主要是因為加裝噴管之后，對渦輪出口有限流作用，降低了渦輪轉速與渦輪功，因此壓氣機的做功能力也隨之減小，并最終影響到壓氣機的壓比與出口流量。

4) 轉速特性

圖8為不加噴管時PDTE原理樣機在工作頻率分別為10、14、16、20 Hz條件下的渦輪瞬時轉速曲線圖。可以看出，爆震波每次沖擊渦輪之后，轉速都會有明顯的階躍，但由于爆震波的非定常性，壓力衰減極快，爆震波過后渦輪動力大幅度降低，依靠慣性維持轉動，直至下一個爆震波沖擊渦輪將轉速抬升；同時隨著頻率的增加，渦輪的平均轉速也隨之增加，并且轉速的階躍也逐漸密集，脈動幅度也逐漸衰減，這說明隨著頻率的增加，渦輪轉速趨于平穩，渦輪輸出功的非定常特性得到逐步的改善，能夠穩定地輸出軸功率，提升發動機整機性能。需要指出的是，由于渦輪與壓氣機共軸，渦輪轉速的突然提升必然會提升壓氣機的做功能力，進而可能引起壓氣機出口的壓力及流量的脈動，但從圖8中可以看到，轉速脈動從10 Hz時的2 000 r/min下降到20 Hz時的 1 000 r/min，故這種壓力脈動是逐漸衰減的，而圖6中的壓力脈動幅值基本維持不變，這表明壓氣機出口的壓力脈動主要由爆震室壓力反傳引起。

圖8 PDTE原理樣機渦輪瞬時轉速曲線圖(無噴管)

Fig.8 Transient turbine speed profiles of PDTE prototype (without nozzle)

圖9為不加噴管和加裝1#、2#、3#噴管之后渦輪相對換算轉速(以增壓器最大轉速58 000 r/min進行無量綱化)在不同頻率下的試驗對比結果。通過對比可以發現，加裝噴管之后渦輪轉速都有不同程度的下降，并且加裝收斂噴管(1#、3#)的降幅最為明顯，在20 Hz工作頻率下分別為5.02%、7.29%，渦輪輸出功的大小取決于壓氣機壓縮功，渦輪轉速在一定程度上能夠反映渦輪輸出功的大小；由于此時壓氣機平均增壓比比較低，故渦輪轉速主要受壓氣機流量的影響。PDTE加裝2#(擴張)噴管時，渦輪轉速在14、16、18 Hz工作頻率下都高于不加噴管基準的試驗，由圖7可見，此時兩者壓氣機流量相差不大，但爆震室內爆震波的壓力是不同的，注意到爆震波對瞬時渦輪轉速的影響，故進而引起渦輪轉速測量值的差異；當頻率為20 Hz時，渦輪進口的壓力脈動相比于低頻工況趨于平緩，轉速脈動隨之降低，爆震室非定常排氣對渦輪轉速的影響減弱，而此時兩者壓氣機流量相當，但無噴管時PDTE壓氣機增壓比略大，故轉速較高。

圖9 4種工況下渦輪相對換算轉速隨頻率變化曲線

Fig.9 Relative corrected speed of turbine vs frequencies at four different work conditions

5) 推力特性

圖10為原理樣機在有無噴管情況下工作頻率為20 Hz時的推力曲線圖。可以看出，爆震波產生的推力峰值非常可觀，所產生的推力具有非常強的非定常特性，不能用單次爆震所產生的推力峰值來確定PDTE整機性能以及判斷噴管的增推效果。分別選取各個工況下1 s內的推力曲線并進行積分，得出4組試驗的平均推力分別為114.95、133.71、137.90、143.31 N，表1給出了此時的當量比，當量比逐漸降低，這表明3種不同形式的噴管都能起到非常明顯的增推作用，增推分別達到16.3%、19.9%、24.7%，此外，在同一噴管長度條件下，收斂噴管的增推效果要高于擴張噴管。在相同收斂比條件下，長度較長的噴管增推效果略高，這與不帶渦輪的傳統吸氣式脈沖爆震發動機噴管的試驗結果基本吻合，增推機理也與傳統PDE噴管類似，加裝不同形式的噴管之后會提高爆震室內部的基準壓力，而且可以延長爆震室的排氣時間，另外擴張噴管的增壓效果雖然沒有收斂噴管明顯，但是能增加壓力的作用面并使燃氣繼續膨脹做功，所以也能實現大幅的增推。

圖10 加裝噴管和無噴管的PDTE推力曲線圖(f=20 Hz)

Fig.10 Thrust profile of PDTE with and without nozzles (f=20 Hz)

圖11為原理樣機在有無噴管情況下推力隨頻率變化的規律。可見無論在哪種工況下推力都會隨頻率的增長而增長，且基本呈線性關系，加裝3#噴管的試驗結果在各個頻率下增推最為明顯。對比不加噴管的試驗結果，可以發現加裝噴管之后在各個頻率下的增推效果都很明顯，且隨著頻率的增加增推效果越明顯。所以提高整機工作頻率是提升PDTE推進性能的最有效的途徑。

圖11 不同頻率下PDTE的推力曲線

Fig.11 Thrust curves of PDTE at different frequencies

基于圖11中的推力和圖7中的壓氣機流量，可以得到如圖12所示的各工況下原理樣機的單位推力隨頻率變化圖。在20 Hz工作頻率下4種工況下的試驗結果分別為538.3、672.2、643.89、749.87 N·s/kg，加裝噴管之后的增幅分別為24.9%、19.6%、39.9%，可見3#噴管的增幅最為明顯。以壓氣機增壓比1.3、當量比1為計算工況，利用CEA (Chemical Equilibrium with Applications)[24]可以計算出相關爆震參數，代入文獻[25]給出的脈沖爆震發動機理論循環效率計算公式，并進而計算得到理論單位推力為1 490 N·s/kg。對比試驗測量數據，原理樣機最大單位推力僅為理論值的一半：一方面，試驗中排氣不均勻或脈動將帶來損失，低增壓比下，損失將達到20%[26]；另一方面，采用固定幾何噴管，排出的燃氣不可避免地存在過度膨脹和欠膨脹狀態；最后試驗中爆燃向爆震轉變燃燒模式、爆震管流阻及部件效率等都將帶來性能損失。值得指出的是，利用文獻[25]給出的理想Brayton循環效率計算公式，計算得到其理論單位推力為590 N·s/kg，PDTE原理樣機最大單位推力增幅為27%。

圖12 不同頻率下PDTE的單位推力曲線

Fig.12 Specific thrust curves of PDTE at different frequencies

從整體變化趨勢看，加裝3種噴管都能實現單位推力的增加，加裝3#噴管時單位推力增幅最為明顯，加裝1#和2#噴管時發動機單位推力交替變化。與圖11中平均推力隨工作頻率線性變化不同，單位推力在工作頻率12～14 Hz間存在降低或上升變緩的現象，僅從單位推力計算角度來說，這是因為圖7中壓氣機流量在12～14 Hz區間出現由加速增加向線性增加的變化趨勢；更深層的原因是工作頻率的變化所引起的爆震室填充度的變化，而在頻率12～14 Hz區間，爆震室處于過填充狀態。這種過填充狀態同時也將導致發動機低頻工作下單位推力的降低。

對比傳統渦噴發動機，在加熱比一定的條件下，單位推力在壓氣機達到最佳增壓比之前都會隨著壓比的升高而升高，而根據圖7、圖11和圖12 得到的結論，加裝噴管之后，壓比下降，單位推力反倒得到提升,可見爆震波從渦輪出口排出之后仍有相當的膨脹能力，在不加噴管的情況下燃氣直接以球形激波的形式排放到大氣，造成非常大的能量損失。因此加裝噴管之后在提升推力性能的同時，也能更好地提取出口燃氣的能量來做功，提升整機的熱效率。

3 引射器增推性能

以加裝3#噴管的PDTE原理樣機為基準，參考大量試驗積累的經驗，將引射器安裝在噴管出口150 mm處，由引射器支撐座固定在渦殼上。圖13為帶引射器的PDTE原理樣機在工作頻率為20 Hz條件下的推力波形圖，積分后平均推力達到200.67 N，對比不加引射器的試驗結果實現增推39.8%，這說明引射器能很好地利用從噴管出口噴出的未完全膨脹的高速高溫燃氣，使其能在引射器內繼續做功產生推力。對比3種不同噴管以及不加噴管基礎試驗的推力曲線圖10，可以發現，加裝引射器可以有效減少PDTE原理樣機瞬時負推力的產生，這是因為引射器能在爆震室填充階段時繼續利用從噴管噴出的燃氣從大氣環境中卷吸引入來流增加出口動量，進而有效地抵消在這一過程中由于爆震室內部壓力過低所產生的負增益，而且引射器的工作過程是一個相對連續的過程，不像爆震波那樣具有極強的非定常性，因此引射噴管能夠很好地改善PDTE的非定常的工作狀態。

圖13 加裝引射器的PDTE推力波形圖(f=20 Hz)

Fig.13 Thrust profile of PDTE with ejector (f=20 Hz)

圖14為加裝引射器與不加引射器在工作頻率為10～20 Hz之間的推力對比圖。可看出無論是否加引射器，推力都隨著頻率的的增加而增加，且二者基本呈線性關系，但是加裝引射器的PDTE原理樣機產生的推力遠高于不加引射器的推力，引射器在各個工作頻率下的增推效果非常明顯。通過對比2條曲線的趨勢線(圖14中虛線)可以發現，隨著頻率的增加，引射器的增推效果會越來越大。這說明頻率越高，引射器工作的連續性越好，能夠很好地抵消由于PDTE工作的非定常性和周期性帶來的負面影響。當工作頻率過低時，單次爆震的循環時間較長，引射器的回流作用依舊明顯；當工作頻率較高時，回流來不及到達引射器入口，主流已經進入引射器內部，并從大氣環境中卷吸引入來流繼續做功。因此在高頻狀態下，引射器的工作會更加穩定，引射量也會提高，并且在提高推力的同時，也能使PDTE的推進性能更加的穩定。由于充分利用了從噴管出口噴出的未完全膨脹的高溫氣體繼續做功，因此也提高了整機的循環熱效率。

圖14 不同頻率下PDTE的推力曲線

Fig.14 Thrust curves of PDTE at different frequencies

4 結 論

脈沖爆震渦輪噴氣發動機原理樣機在使用不同增推裝置后仍能實現自吸氣穩定工作，但此時PDTE的工作狀態及推進性能將受增推裝置的結構影響。

1) 加裝3種尾噴管之后渦輪轉速都有不同程度的下降，并且加裝收斂噴管(1#、3#)的降幅最為明顯，在20 Hz工作頻率下分別為5.02%、7.29%，同時1#噴管下發動機轉速略高于3#噴管；2#擴張噴管下發動機轉速高于收斂噴管下轉速，同時在工作頻率14 Hz后開始高于無噴管基準轉速。

2) 加裝尾噴管之后發動機壓氣機壓比及流量都要低于無噴管基準狀態：對比1#和3#收斂噴管，3#長收斂噴管下發動機增壓比高于1#短收斂噴管，而壓氣機流量變化趨勢正好相反；2#擴張噴管下發動機流量高于收斂噴管，而壓氣機增壓比在工作頻率12 Hz以下時低于3#收斂噴管，工作頻率高于14 Hz時，增壓比高于收斂噴管。

3) 相比于無噴管發動機基準狀態，加裝尾噴管之后都能提升發動機推力，3#收斂噴管增推效果最好，在20 Hz工作條件下實現增推24.7%，1#收斂噴管與2#擴張噴管增推效果相當；噴管對單位推力影響也有類似變化趨勢，3#噴管下發動機單位推力在20 Hz時達到749.87 N·s/kg。

4) 引射器的使用可以進一步實現脈沖爆震渦輪噴氣發動機原理樣機的推力增益，相比于試驗中最好的3#噴管下發動機，加裝引射器后在20 Hz時實現增推39.8%，同時這種增推效果隨著工作頻率的升高而逐漸增大。

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邱華 男， 博士， 副教授。主要研究方向： 爆震推進應用基礎研究， 發動機燃燒與流動， 非定常推進中的能量高效提取與轉化。

Tel: 029-88492414

E-mail: qiuhua@nwpu.edu.cn

徐澤陽 男， 碩士研究生。主要研究方向： 脈沖爆震渦輪發動機相關技術。

E-mail: 370881832@qq.com

鄭龍席 男， 博士， 教授， 博士生導師。主要研究方向： 脈沖爆震發動機應用基礎研究， 航空發動機中的燃燒與流動， 動力機械的結構、 強度、 振動、 壽命及可靠性。

Tel: 029-88492414

E-mail: zhenglx@nwpu.edu.cn

段小瑤 男， 碩士研究生。主要研究方向： 脈沖爆震渦輪發動機相關技術。

E-mail: 550557422@qq.com

Received： 2015-01-13； Revised： 2015-02-12； Accepted： 2015-03-25； Published online： 2015-04-22 11:28

URL： www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20150422.1128.002.html

Foundation items： National Natural Science Foundation of China (50906072, 51306154); the Fundamental Research Funds for the Central Universities (3102014JCY01003)； Natural Science Basic Research Plan in Shaanxi Province of China (2015JM5221)

*Corresponding author. Tel.： 029-88492414 E-mail: qiuhua@nwpu.edu.cn

Tests of pulse detonation turbine engine performance with thrustaugmentation devices

QIU Hua*, XU Zeyang, ZHENG Longxi, DUAN Xiaoyao

SchoolofPowerandEnergy,NorthwesternPolytechnicalUniversity,Xi’an710072,China

To acquire experimental propulsive performance of pulse detonation turbine engine (PDTE), thrust augmentation devices, such as converge/diverge nozzles and ejector, are installed on the turbine exit of two-tube PDTE experimental system. Experimental investigations are carried out to research the influences of thrust augmentation devices on the working condition and propulsive performance of PDTE. The PDTE experimental system is in the self-airbreathing working mode with working frequency from 10 Hz to 20 Hz. Liquid gasoline is used as fuel. Results show that the turbine speed, compression ratio and flow of compressor are all decreased with different degrees when converge/diverge nozzles are installed to the PDTE experimental system. However, the engine thrust is increased with the use of nozzles. Compared with the system without nozzle (thrust of which is 114.95 N at working frequency 20 Hz), the maximum thrust of the system with nozzle is 143.3 N and the thrust augmentation is 24.7%. And the maximum specific thrust is 749.87 N·s/kg. The thrust of the PDTE experimental system can be further increased with the installation of ejector to the system with nozzle. The maximum thrust at this condition is 200.67 N and the thrust augmentation is 39.8%. And the thrust augmentation can still be increased with the increase of working frequency.

pulse detonation turbine engine; nozzle; ejector; propulsive performance; air breathing

2015-01-13；退修日期：2015-02-12；錄用日期：2015-03-25； < class="emphasis_bold">網絡出版時間：

時間： 2015-04-22 11:28

www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20150422.1128.002.html

國家自然科學基金 (50906072, 51306154)； 中央高校基本科研業務費專項資金 (3102014JCY01003)； 陜西省自然科學基礎研究計劃 (2015JM5221)

.Tel.： 029-88492414 E-mail: qiuhua@nwpu.edu.cn

邱華， 徐澤陽， 鄭龍席， 等． 脈沖爆震渦輪發動機增推裝置性能試驗[J]． 航空學報, 2016, 37(2): 522-532. QIU H, XU Z Y, ZHENG L X, et al. Tests of pulse detonation turbine engine performance with thrust augmentation devices[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2016, 37(2): 522-532.

http://hkxb.buaa.edu.cn hkxb@buaa.edu.cn

10.7527/S1000-6893.2015.0083

V231.2

： A

： 1000-6893(2016)02-0522-11

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