爆震管結構對脈沖爆震發動機性能影響研究

2021-03-02 10:46:52王云范瑋李紅賓

西北工業大學學報 2021年1期

王云, 范瑋, 李紅賓

(西北工業大學動力與能源學院, 陜西西安 710129)

脈沖爆震發動機(pulse detonation engine,PDE)是利用脈沖式爆震波產生推力的新概念發動機[1]。PDE具有熱循環效率高、結構簡單、推重比大、運行簡單等特點，引起了世界各國的廣泛關注和積極研究[2-3]。根據是否攜帶氧化劑，可以分為吸氣式脈沖爆震發動機(air-breathing pulse detonation engine,APDE)和脈沖爆震火箭發動機(pulse detonation rocket engine,PDRE)。無閥式PDRE相較于傳統的PDRE減少了隔離氣體的使用，縮短了循環周期，能夠有效提高PDRE的工作頻率上限[4-5]。

發動機主爆震室內的爆震波可通過直接起爆、兩級起爆和由緩燃向爆震轉變(deflagration to detonation transition,DDT)的方式產生[6]。在發動機的實際應用中為減輕發動機質量和降低發動機結構復雜性，主要采用DDT的方式來實現爆震的起始。為加速DDT過程，研究人員通常在爆震管中加裝各種形式的障礙物，如孔板、Shchelkin螺旋、凹槽等[7-8]。Ciccarelli等[9]和Gamezo等[10]分別通過實驗和數值計算研究了障礙物間距對DDT過程的影響，結果表明障礙物間距等于管徑時的效果較好，過小的障礙物間距會抑制爆震波的形成，障礙物間距過大會導致DDT距離增大。Gagnon等[11]和Goodwin等[12]分別通過實驗和數值計算研究了阻塞比對火焰加速過程的影響，結果表明障礙物阻塞比在0.3～ 0.6之間可以有效地加速DDT過程，而阻塞比超出這個區間會使DDT距離急劇增大。Li等[13]比較了螺旋凹槽和Shchelkin螺旋對煤油氧氣DDT過程的影響，兩者都可實現爆震的起始，但沒有進行兩者DDT距離和DDT時間的差別。此外，Brophy等[14]研究發現使用文式管、漸擴等爆震管前端結構可以提高無障礙物的爆震管中的起爆概率并縮短DDT距離。蔣弢等[15]的研究表明爆震管前端使用文式管可以優化填充，但會限制爆震發動機的工作頻率，因此在高頻工作時不能使用文式管。以上研究分別針對障礙物和爆震管的前端結構對DDT過程的影響進行了研究，但兩者對DDT過程的綜合影響沒有被研究。

平均推力和比沖是衡量PDRE推進性能的重要參數。Cooper等[16]利用懸擺法進行了單次爆震的沖量測量，裝滿Shchelkin螺旋的爆震管和不加障礙物相比約有13%的沖量損失，而裝滿孔板的爆震管有25%左右的沖量損失。Wintenberger等[17]建立了半經驗等截面無噴管和障礙物的PDE推力計算模型。嚴傳俊等[1]基于一維兩相爆震方程，推導了考慮液滴尺寸和流動阻力對爆震波速和比沖影響的計算模型。Li等[13]利用直接測量法比較了螺旋凹槽與Shchelkin螺旋對PDRE推力的影響，結果表明在工作頻率較低時，螺旋凹槽有增推效果，但隨著工作頻率的增大，增推效果降低。Wang等[18]采用直接測量法研究了頻率對APDE推進性能的影響，混合物比沖隨著PDE工作頻率的提高而增加，所測比沖比Wintenberger等的計算模型低37%～45%，考慮液滴霧化效果和流動阻力對比沖的影響，實驗結果和嚴傳俊等[1]的模型計算結果接近。以上研究均集中于障礙物和液滴尺寸對PDE推進性能的影響，對爆震管前端的結構對PDE推進性能的影響缺乏研究。

本研究基于Wang等[4]提出的PDRE無閥自適應方式，對不同爆震管結構的PDRE的起爆和推進性能進行了實驗研究。實驗中采用離子探針和壓力傳感器分別測量爆震管內火焰鋒面位置和壓力振蕩信號，利用推力傳感器對PDRE的推力進行測量，分析了PDRE的DDT過程，討論了爆震管結構對推進性能的影響，研究結果對于PDRE的設計和工程應用有一定的參考價值。

1 實驗系統介紹

實驗系統圖如圖1所示，由爆震管、動架、靜架、供給系統、點火系統和數據采集系統等組成。爆震管采用模塊化設計，分別為摻混段(爆震管前端)，障礙物段和光滑管段，其中摻混段長122.5 mm，障礙物段長195 mm，光滑段長307.5 mm，爆震管內徑30 mm。實驗采用汽油作為燃料，氧氣與氮氣體積比為40%∶60%的富氧空氣作為氧化劑。實驗中采用無閥自適應的方式控制汽油與富氧空氣的供給，汽油與富氧空氣從爆震管頭部進入并填滿爆震管。可燃混氣由火花塞(50 mJ)點燃，PDRE的工作頻率與點火頻率相同(20 Hz)，火花塞距爆震管頭部80 mm。

圖1 PDRE實驗系統圖

實驗選取了2種摻混段結構和4種障礙物結構來研究爆震管結構對PDRE性能的影響。摻混段結構如圖2所示，突擴結構的摻混段為等截面，進氣孔到爆震管是突擴結構；漸擴結構的摻混段為逐漸擴張截面，一端的內徑等于進氣孔的內徑(10 mm)，另一端的內徑等于障礙物段和光滑管段的內徑。障礙物結構如圖3所示，Shchelkin螺旋的絲徑為3 mm，螺旋凹槽的截面形狀為長軸3 mm、短軸1.5 mm的半橢圓，孔板為外徑30 mm、內徑24 mm、長3 mm的圓環，環形凹槽為深3 mm、寬3 mm的凹槽，其中Shchelkin螺旋和孔板的阻塞比為0.36，4種障礙物的間隔均與管徑相等。

圖2 摻混段結構示意圖

為監測爆震管障礙物段和光滑管段內的火焰傳播和壓力振蕩情況，在爆震管壁面不同截面上分別安裝離子探針和壓電式壓力傳感器(SINOCERA CY-YD-205，頻響500kHz，測量誤差±72.5mV/MPa)，離子探針和壓力傳感器的安裝夾角為90°。離子探針和壓力傳感器的位置如圖1所示，從前向后依次標記為U1～U7,P1～P7。為避免傳感器和障礙物之間的相互影響，不同障礙物段傳感器的安裝位置不同，裝有Shchelkin螺旋和螺旋凹槽的爆震管上U1～U3,P1～P3距爆震管頭部的距離分別為160 mm,220 mm,280 mm，而裝有孔板和環形凹槽的爆震管上U1～U3,P1～P3距爆震管頭部的距離分別為150 mm,210 mm,270 mm，光滑管段的傳感器位置相同，U4～U7,P4～P7距爆震管頭部的距離分別為355 mm,415 mm,475 mm,535 mm。PDRE的瞬態推力由安裝在動架與靜架之間的壓電式推力傳感器(Kistler 9331B，靈敏度3.845 pC/N，測量范圍±20 kN)直接測量。離子探針信號、壓力傳感器信號和推力傳感器信號分別經信號放大器處理后，由高速采集儀(DEWETRON 3020)采集獲得，采樣頻率為200 kHz。

2 實驗結果分析

為了研究不同摻混段結構和障礙物結構對無閥自適應式PDRE性能的影響，實驗中固定填充當量比為1.4，進行了工作頻率為20 Hz的無閥式兩相多循環實驗。

2.1 結構對DDT過程的影響分析

混合物的C-J爆震參數可以通過NASA CEA程序計算得到，由于該程序只能計算氣態混合物的C-J爆震參數，本文中采用與汽油性質相近的正辛烷來進行替代計算。氧化劑與正辛烷的初始溫度均為283 K，初始壓力為1.01×105MPa，由NASA CEA程序計算可得混合物的C-J速度為2 105.7 m/s，C-J壓力為2.95 MPa。實驗中通過采集系統可以獲得每個循環中火焰鋒面位置和壓力振蕩的信號，將火焰鋒面的軸向傳播速度和峰值壓力分別與C-J速度和C-J壓力進行比較，來判定是否有爆震產生。火焰鋒面的軸向速度可以通過離子探針采集到的信號計算得到：假設n和n+1離子探針感應到火焰鋒面的時刻分別為tn和tn+1，兩者間隔距離為Δx，則火焰在2個離子探針之間平均速度v=Δx/(tn+1-tn)。

Li等[19]和Zhang等[20]對于氣態燃料爆震在有障礙物和無障礙物管道中傳播的實驗結果表明，爆震穩定傳播的速度下限約為C-J速度的80%。在對于液態燃料爆震的研究中，考慮液滴尺寸的影響，Wang等[21]將C-J速度和C-J壓力的80%作為判斷無障礙物管道中爆震是否產生的依據。因此在本實驗中，若火焰速度和對應位置的峰值壓力分別超過80%的C-J速度和C-J壓力，則認為形成了爆震，同時DDT距離定義為從爆震管頭部到2個離子探針和壓力傳感器中間位置的距離，DDT時間定義為從發出點火信號到火焰鋒面到達起爆位置時所用的時間[22]。

摻混段為突擴結構且裝有孔板的PDRE的連續10個循環的火焰速度和對應的壓力如圖4和圖5所示，其中循環1的壓力波形放大圖如圖6所示。不同循環中火焰速度在爆震起始之前存在一定的差異，爆震起始后，受離子探針布置間距和采樣頻率的影響，火焰在光滑管段中的速度相同為2 000 m/s，約為C-J速度的95%。各循環的壓力峰值在P4處最高(約4 MPa)，后3個壓力傳感器測得的壓力峰值有所下降，峰值穩定在2.7 ～ 2.9 MPa，略低于C-J壓力。綜合圖4和圖5可以確定PDRE中產生了穩定的爆震波。將火焰速度和壓力峰值與80%的C-J速度和C-J壓力進行比較，可得循環1,5和8的DDT距離為312.5 mm，其余7個循環的DDT距離為385 mm。

圖5 突擴摻混段孔板的壓力圖圖6 循環1的壓力波形放大圖

圖7為裝有不同摻混段結構和障礙物結構PDRE的DDT距離。從圖中可以看出，使用突擴結構的摻混段可以縮短DDT距離。裝有螺旋凹槽、環形凹槽和孔板的PDRE的受摻混段結構的影響較大，三者均縮短50 mm左右，而摻混段結構對裝有Shchelkin螺旋的PDRE的影響較小，DDT距離僅縮短7 mm。螺旋凹槽和環形凹槽的DDT距離基本相同，在使用突擴結構的摻混段時，兩者相差4 mm，使用漸擴結構的摻混段時相差6 mm。使用漸擴結構的摻混段時，Shchelkin螺旋和孔板的DDT距離相差5 mm，這是由于離子探針和壓力傳感器安裝位置不同導致的，可以認為兩者的DDT距離相等。裝有不同摻混段結構和障礙物結構PDRE的DDT時間如圖8所示。

圖7 不同結構的DDT距離

圖8 不同結構的DDT時間

使用漸擴結構的摻混段可以有效降低使用4種障礙物結構PDRE的DDT時間，Shchelkin螺旋、螺旋凹槽、環形凹槽和孔板的DDT時間分別縮短0.149 ms,0.245 ms,0.314 ms,0.212 ms。螺旋凹槽和環形凹槽及Shchelkin螺旋和孔板的DDT時間在使用突擴結構的摻混段時均基本相等，螺旋凹槽的DDT時間比環形凹槽長0.023 ms，而Shchelkin螺旋僅比孔板短0.009 ms，但在使用漸擴的結構摻混段時兩組的差距增大，螺旋凹槽的DDT時間比環形凹槽短0.092 ms，Shchelkin螺旋比孔板長0.054 ms。漸擴結構摻混段的使用縮短了PDRE的DDT距離和DDT時間，有利于在應用中實現PDRE的小型化和高頻工作。

漸擴結構的摻混段能縮短DDT距離和DDT時間主要是因為其有效提高了爆震管中汽油填充的均勻度。在從封閉端填充液態燃料和氧化劑的爆震管中，由于爆震管頭部存在回流區以及障礙物的影響，液態燃料會在頭部附近和障礙物段聚集，從而使得爆震管后端的燃料分布較少。漸擴結構摻混段的使用可以減少頭部回流區的形成，使得原來會在爆震管頭部聚集的燃料能夠向爆震管后端填充，提高爆震管中燃料分布的均勻度。此外，PDRE多循環工作中爆震管的壁溫會隨著工作時長增加而逐漸升高，在使用漸擴結構摻混段的爆震管中，更多的燃料會在摻混段壁面聚集，從而可以提高燃料的蒸發速度，有助于加快DDT過程。但漸擴結構的摻混段對Shchelkin螺旋的影響較小，這是由于Shchelkin螺旋在4種障礙物中對于燃料填充的影響最小，摻混段結構的改變對于其填充效果的改善不明顯，且其對于火焰的加速的效果也優于其他3種障礙物導致的。螺旋凹槽和環形凹槽由于其對火焰的拉伸效果較小，也不能高效地增加流動的湍流度，不利于火焰加速，使得兩者的DDT距離和DDT時間都比Shchelkin螺旋和孔板的長。

2.2 結構對推進性能的影響分析

(1)

(2)

根據Wintenberger[15]的推力計算模型，等截面不加噴管和障礙物的直爆震管的理論平均推力可由公式(3)和(4)求得

(3)

(4)

式中:p3為爆震管內封閉端壓力;p1為環境壓力;UCJ為爆震波的C-J速度;V為爆震管的體積;f為PDRE的工作頻率;γ為反應產物的比熱比;pCJ為爆震波的C-J壓力。公式(3)和(4)中所需的爆震參數可由化學平衡計算程序NASA CEA計算得到。忽略實驗中所用爆震管中的障礙物和摻混段結構，使用突擴結構摻混段PDRE的理論平均推力約為17.3 N，使用漸擴結構摻混段PDRE的理論平均推力約為15.6 N。

圖9為裝有不同摻混段結構和障礙物結構PDRE的平均推力。實驗測得的PDRE平均推力較理論值有不同程度的虧損，使用突擴結構摻混段和Shchelkin螺旋、螺旋凹槽、環形凹槽和孔板的PDRE平均推力分別比理論值低13.3%，20.2%，19.1%和15.6%，使用漸擴結構摻混段的PDRE平均推力分別比理論值低18.5%，23.7%，24.3%和21.8%。平均推力的損失主要來自于障礙物和漸擴結構摻混段使用帶來的流阻損失及液滴尺寸帶來的爆震波速與壓力虧損，其次填充混合物從爆震管流出也會帶來推力的損失。螺旋凹槽和環形凹槽雖然流阻損失較小，但其DDT距離和DDT時間長，從而推力損失大于Shchelkin螺旋和孔板。摻混段由突擴結構變為漸擴結構，PDRE的平均推力由不同程度的下降。裝有Shchelkin螺旋、螺旋凹槽、環形凹槽和孔板的PDRE使用漸擴結構摻混段的平均推力分別為使用突擴結構摻混段時的84.6%，86.2%，84.3%和83.5%。平均推力下降的主要是由使用漸擴結構摻混段使得爆震管的體積減小，管內裝填的燃料和氧化劑質量減少導致的，少部分來自漸擴結構導致的流動損失。

圖9 不同結構的平均推力

PDRE在工作時處于過填充狀態，理論上過填充的可燃混合物直接從爆震管排出，而爆震管外的反應物是無約束的，因此不會產生推力。僅考慮爆震管內的燃料和氧化劑質量，裝有不同摻混段結構和障礙物結構PDRE的混合物比沖如圖10所示。在計算混合物比沖時假設過填充時燃料和氧化劑會按照填充時的當量比從爆震管中排出，但實際上燃油由于會在爆震管頭部和障礙物段富集，從爆震管開口端排出的混合物中燃料的流量量低于填充流量，因此計算的混合物比沖比實際值略大。漸擴結構摻混段的使用會帶來一定的比沖損失，裝有Shchelkin螺旋、螺旋凹槽、環形凹槽和孔板的PDRE在使用漸擴結構摻混段時的比沖比使用突擴結構摻混段時的比沖分別下降5.9%，4.2%，6.3%和7.2%。漸擴結構摻混段PDRE的比沖下降主要受到漸擴結構帶來的流動損失的影響。此外突擴結構摻混段頭部的回流區相較于漸擴結構會使更多的燃料在頭部富集，使得突擴結構摻混段PDRE的比沖計算值偏大更多，從而會帶來兩者之間的比沖差別。

圖10 不同結構的混合物比沖

3 結論

本文通過實驗研究了不同摻混段結構和障礙物結構對無閥自適應式PDRE性能的影響，通過對PDRE的DDT過程和推進性能的討論分析，可以得到如下結論：

1) 漸擴結構摻混段的使用可以縮短PDRE的DDT距離和DDT時間，但采用Shchelkin螺旋的PDRE的DDT距離受摻混段結構的影響較小。

2) 螺旋凹槽和環形凹槽對火焰加速效果較弱，DDT距離和DDT時間均比Shchelkin螺旋和孔板的要長。

3) 受液滴尺寸和流阻損失等的影響，使用突擴結構摻混段的PDRE平均推力和Wintenberger模型的理論值相比有13.3%～20.2%的損失，而漸擴結構摻混段的PDRE平均推力比理論值低18.5%～24.3%。