無閥式脈沖爆震火箭發動機運行穩定性實驗

譚風光,王可,于瀟棟,王云,李清安,范瑋

1. 西北工業大學 動力與能源學院, 西安 710072 2. 西北工業大學 陜西省航空動力系統熱科學重點實驗室, 西安 710129

爆震波可看作一道帶化學反應的激波,激波壓縮導致的溫度和壓力突躍,觸發了可燃混合物中的化學反應。與緩燃燃燒相比,爆震燃燒具有釋熱速率快、自增壓的特點,基于爆震燃燒的動力裝置具有熱循環效率高、結構簡單等潛在優點,有望成為未來高超聲速飛行器的可行動力形式[1]。近二三十年以來,眾多學者致力于將這種燃燒方式應用于推進系統,以進一步提高推進系統的性能[2-3]。目前,研究比較廣泛的基于爆震燃燒的動力形式主要包括脈沖爆震發動機[4](Pulse Detonation Engine,PDE)和旋轉爆震發動機[5-6](Rotating Detonation Engine,RDE),二者均可分別以吸氣式和火箭式兩種模式工作。經過多年研究,人們對PDE的具體工作過程和性能影響因素有了較為深入的理解,取得了一系列進展。截至目前,已有多位學者發表了相關研究綜述[7-10]。按照是否攜帶氧化劑,PDE可分為脈沖爆震火箭發動機[11](Pulse Detonation Rocket Engine,PDRE)和吸氣式脈沖爆震發動機(Air-breathing Pulse Detonation Engine,APDE)。

PDE需在爆震管內周期性產生爆震波,爆震燃燒后的高溫高壓產物快速排出時產生推力,它的性能與工作頻率緊密相關。傳統觀念下,為獲得高頻穩定的爆震波,需要有相應的措施控制爆震管內燃料、氧化劑和隔離介質的間歇式填充。其中,應用最廣泛的控制方式,主要包括有閥式[12-13]、半無閥式[14](混合式)和無閥式[15](即氣動閥式)3種。有閥模式主要使用響應頻率較高的機械閥門,如高頻電磁閥[16]或者旋轉閥[17],來精確控制燃料、氧化劑和隔離介質的填充。然而,高頻電磁閥,尤其是通徑較大的閥門,響應頻率的上限一般低于50 Hz[18],限制了PDE運行頻率的提升。旋轉閥的運行頻率較高[17, 19],但容易出現泄漏等問題,且旋轉閥的驅動機構較笨重,系統復雜。與有閥式相比,無閥式工作主要利用爆震管內周期性的壓力振蕩,在爆震管封閉端形成氣動閥,實現燃料、氧化劑和隔離介質的間歇供應[20-21]。由于缺少機械閥門的控制,高效隔離對無閥模式的穩定運行尤為關鍵。Valaev等[22]最早提出通過在供給通道加裝冷卻裝置,將回流進入的高溫產物冷卻后作為隔離介質,防止新鮮混合物與殘留的高溫產物接觸而提前點火,從而實現無閥模式的穩定運行。使用氮氣等惰性氣體作為隔離介質雖可實現有效隔離[23],但惰性介質不參與燃燒反應,增加了無謂載荷的同時,供應系統亦變得復雜。利用液態燃料的蒸發冷卻爆震燃燒產物來實現隔離,也是一種有效的隔離手段[20]。由于不需要復雜的作動部件,該工作方式結構簡單、調節方便,運行頻率的上限大幅提高。但在氧化劑活性較高時,該模式很容易出現連續燃燒,而太低時又難以獲得充分發展的爆震波[24]。半無閥式綜合了無閥式和有閥式的優點,利用高頻閥門對燃料的供給進行精確控制,從而可以實現較高頻率的穩定運行。Matsuoka等[14-15]設計了直徑為10 mm的半無閥式PDRE,使用超臨界乙烯為燃料,成功將工作頻率提高到1 916 Hz,這是目前公開報道的最高運行頻率,證明了實現PDE千赫茲頻率的運行是可行的。然而,未來以空天飛機為代表的高超聲速飛行器面臨苛刻的冷卻需求[25],而飛行器自身攜帶的液態燃料是重要的冷源。另外,若不采取有效冷卻,爆震管在長時間運行后壁面溫度一方面會超過材料的耐溫極限,另一方面熾熱的管壁會形成不穩定的點火源,造成反應物提前著火,導致爆震波產生失效[26],故需要利用燃料對爆震管進行冷卻降溫[27]。因此,燃料在噴注進入爆震管前已經部分或者全部汽化,體積也會相應膨脹。對于流量較大的發動機,由于大通徑的耐高溫電磁閥工作頻率較低,故有閥式和半無閥式將難以實現高頻運行。無閥模式不需要機械閥門控制,更適合大流量的應用需求。因此,研究適用于大流量的無閥運行模式,特別是基于氣態燃料的無閥運行模式,有著重要的潛在價值。

由于缺少專門的隔離過程,無閥無隔離模式在高頻長時間運行時,很容易出現連續燃燒等運行不穩定現象。影響運行不穩定的因素有很多,其中高溫壁面的影響較早得到關注[28]。作者團隊[29]的研究表明,長時間運行后爆震管壁面會達到一個平衡溫度,而且這個平衡溫度與運行頻率有直接的關系。壁面溫度的升高有助于縮短爆震管內緩燃轉爆震的距離[30],但當爆震管溫度高于可爆混合物的自燃溫度時,也容易導致可爆混合物的提前點火問題[28]。范育新等[27]通過在爆震管外壁面加裝換熱器,利用液態燃料的汽化吸熱特性,在降低爆震管壁面溫度的同時,改善了霧化效果,提高了推進性能。王可等[26]研究了爆震管封閉端結構、壁面溫度等因素對運行穩定性的影響,發現爆震管封閉端的回流區對運行頻率上限有較大的影響。Matsuoka等[14]研究發現隔離介質的填充時長大于10%爆震循環周期時,可有效避免提前點火現象的出現?？梢钥闯?影響PDE穩定運行的因素較多,而且各因素之間相互關聯,需要更進一步探索。

綜上所述,已有研究圍繞影響PDE穩定運行的多種因素進行了探索,但鮮見供給條件對無閥模式運行穩定性的影響方面的研究。無閥模式下,回爆波在爆震管封閉端附近造成的周期性壓力振蕩,必然會對供給通道內的氣體流動造成影響,導致供給不穩定。在使用氧化劑作為隔離介質,且燃料和氧化劑均采用無閥供給模式時,這種影響更為顯著。供給的不穩定也必然會使隔離介質填充時長、封閉端回流區發生不穩定的變化,增加連續燃燒現象發生的幾率。此外,氧化劑中的氧氣體積分數是重要的供給條件之一,對PDE的穩定運行有重要影響。為探索適用于大流量的無閥無隔離工作方式,以氣態乙烯為燃料、富氧空氣為氧化劑,研究氧化劑中的氧氣體積分數和供給通道內氣體流動的振蕩對運行穩定性的影響。該研究有助于加深對無閥式PDE工作穩定性的認識,為長時間的高頻穩定運行提供支撐。

1 實驗系統及工作原理

1.1 爆震管結構

爆震管內徑為24 mm,總長度為670 mm,沿填充進氣的流動方向可分為點火段、緩燃轉爆震(Deflagration to Detonation Transition,DDT)段、爆震傳播段。火花塞距離爆震管封閉端75 mm,各部件具體尺寸如圖1所示,其中,點火段長度為120 mm、DDT段為230 mm、爆震傳播段為320 mm。為了避免高溫造成的破壞,影響起爆效果,DDT段采用半圓形內凹槽的增強結構,凹槽半徑為6 mm,螺距為15 mm。由火花塞點火形成的緩燃波經過安裝了擾流結構的DDT段后轉變為爆震波,并經過爆震傳播段向出口傳播。壓電式壓力傳感器(SINOCERA CY-YD205)具有優良的動態響應特性,為實時獲取爆震管內的壓力變化,在爆震管DDT段安裝3個壓電式壓力傳感器,爆震傳播段安裝4個壓電式壓力傳感器,相鄰壓力傳感器之間的距離為70 mm。

圖1 爆震管結構示意圖Fig.1 Schematic of detonation tube

1.2 供給和測量系統

以乙烯為燃料,富氧空氣為氧化劑,富氧空氣為用氮氣稀釋的氧氣。氧化劑由公共氣源供給,燃料采用一個容積為40 L的氣瓶供給。為研究氧氣濃度對無閥模式運行穩定性的影響,實驗中采用了氧氣體積分數為別為66%、50%和40%的3種不同氧氣濃度的氧化劑。燃料的供給壓力根據實驗需要分別設定為0.4 MPa和0.6 MPa,氧化劑的供給壓力則由實驗系統按照實驗方案進行調節,從而在爆震管中形成不同當量比的可爆混合物。燃料和氧化劑的供給溫度為305 K,與實驗環境溫度相同?；鸹ㄈ狞c火頻率和管路上的閥門開啟/關閉由同一個控制器進行控制,確保介質供給和點火時序按照預定方案運行,運行時序如圖2所示,圖中T為運行周期。其中,緩沖區的填充時長隨實驗過程中氧化劑和燃料供給壓力的不同而變化,文獻[14, 31]對此進行了詳細的研究。燃料和氧化劑輸送管路上安裝有測量誤差在±1%以內的流量計,用于實時記錄實驗過程中的介質流量。流量計和壓力傳感器測量的數據經高速數據采集儀(DEWETRON 3020)采集并記錄在磁盤中,采集儀的采樣頻率為 200 kHz。

圖2 供給和點火時序圖Fig.2 Time sequence of supplies and ignition

1.3 無閥式工作原理

無閥式PDRE的工作循環過程如圖3所示。設定的氧化劑供給壓力高于燃料,且兩者均低于爆震管內的平臺區壓力。平臺區壓力是指在爆震波經過之后和膨脹波到來之前爆震管封閉端附近的壓力,膨脹波到來之后管內壓力逐漸降低,直至略高于外界環境壓力。實驗開始時,供給通道中的截止閥打開,氧化劑和燃料開始填充,并在爆震管內形成可爆混合物。當爆震管內填充足量的可爆混合物后,控制系統向位于爆震管封閉端的火花塞發送點火脈沖信號,火花塞產生電火花,點燃爆震管中的可爆混合物。形成的火焰不斷向爆震管開口端傳播,并在DDT段內爆震增強裝置的作用下轉變為爆震波。在爆震波起始的同時,會產生一個回爆波向爆震管封閉端傳播?；乇▊髦帘鸸芊忾]端后,爆震管封閉端壓力增高。當壓力高于供給壓力時介質填充徹底受阻,填充過程結束。由于爆震管內的平臺區壓力高于供給壓力,供給通道中的燃料和氧化劑被推向供給通道上游。當爆震波傳出爆震管出口時,產生的膨脹波由開口端向封閉端傳播,爆震管內的壓力也隨之下降。當爆震管內的壓力下降至供給壓力以下時,填充過程恢復。由于氧化劑的供給壓力高于燃料,氧化劑比燃料更早地進入爆震管,并形成一個燃料含量極低的富氧緩沖區將高溫的已燃氣體與新鮮可爆混合物隔離。當爆震管內的壓力進一步下降至燃料供給壓力以下時,燃料開始由供給通道進入爆震管,并與氧化劑在爆震管內混合后形成可爆混合物,進入下一個循環。在穩定運行時,爆震頻率與點火頻率一致,實驗過程中通過控制火花塞的點火頻率來控制運行頻率。

圖3 運行順序示意圖Fig.3 Schematic of operation sequence

2 實驗結果與討論

2.1 不同頻率下的運行情況

當運行頻率為30 Hz,使用氧氣體積分數分別為40%、50%和66%的3種不同氧化劑時,p1、p2和p3所測得的壓力波形如圖4所示?？梢钥闯?該頻率下,氧化劑和燃料均采用無閥模式供給時,氧化劑的氧化性對穩定運行并沒有太大影響,都可以獲得較穩定的爆震波。爆震波形成的判定,可通過對比理想爆震波的C-J參數與實驗所測得的爆震波參數進行,這一方法在相關研究中廣泛采用[14, 26]。爆震波的C-J理論值可由NASA CEA程序計算得到。爆震管上各壓力傳感器之間的距離已知,根據爆震波經過相鄰壓力傳感器所用的時間,即可計算出壓力峰值的移動速度。圖5為爆震波在爆震管內傳播時,壓力傳感器所測到的管內壓力變化情況。為了顯示清晰,僅給出了多循環運行過程中單個爆震波經過壓力傳感器p1、p3、p5和p7時所測得的壓力曲線。由于理論爆震波的壓力和傳播速度分別為2.28 MPa和2 009.7 m/s,而之后爆震波峰值壓力和波速分別大于3.5 MPa和2 000 m/s,可認為爆震波生成于p1和p2之間。

定義單個循環周期內填充到爆震管的混合物體積和爆震管容積之比為填充度。當填充的可爆混合物體積大于爆震管容積時,爆震管為過填充,即填充度大于1；相應地,當填充的可爆混合物體積小于爆震管容積時為部分填充,即填充度小于1。影響PDE長時間運行穩定性的因素比較多,如爆震管壁面溫度、爆震管結構和填充度等。不同因素之間相互影響,最終決定了發動機工作的穩定性和推進性能。填充度是影響爆震管穩定運行的重要因素之一。研究表明[24],部分填充可在一定程度上提高比沖,且流量一定時隨著工作頻率提高,填充度不斷下降,實際工作過程中可能出現部分填充。過填充則會造成推進劑的浪費,須竭力避免。因此,實際工作時需考慮供給條件和推進性能的平衡,部分填充和剛好滿填充均可能出現。一味提高頻率而忽略填充度,當填充度過低時,會造成爆震波無法成功起爆,影響爆震波的強度及其傳播的穩定性[32],這一點須在設計時考慮。實驗中,通過安裝在管路上的流量計實時監測到燃料和氧化劑的供給流量。在采用乙烯為燃料,氧氣體積分數為50%的富氧空氣為氧化劑,燃料的供給壓力分別設定為0.4 MPa和0.6 MPa,相應的氧化劑供給壓力分別為0.55 MPa和1.0 MPa 時,填充度隨運行頻率的變化曲線如圖6所示。可以看出,實驗的運行測試范圍可覆蓋過填充到部分填充狀態的運行工況。

圖4 運行頻率為30 Hz時不同氧氣體積分數下的壓力波形Fig.4 Pressure profiles under different oxygen volume fractions at operating frequency of 30 Hz

圖5 單個循環中壓力曲線放大圖Fig.5 Enlargement of pressure profiles during one cycle

進一步的實驗研究發現,當運行頻率在5～150 Hz之間時,爆震管中均可獲得充分發展的爆震波。圖7為穩定運行時測得的壓力波形?？梢钥闯?在5～55 Hz之間運行時運行頻率與點火頻率一致,而且均能獲得比較穩定的爆震波。然而,當點火頻率大于55 Hz時,成功產生爆震波的幾率會隨著運行頻率的升高逐漸下降；在大于150 Hz 時,基本無法獲得穩定的高頻爆震波。圖8 為在點火頻率為60、150和160 Hz時測得的壓力波形,虛線圈出的部分為沒有形成充分發展爆震波的位置。從圖中可以看出,在頻率為150 Hz時,運行不穩定出現的次數明顯高于60 Hz,而當點火頻率為160 Hz時,基本無法獲得較連續的爆震波。結合圖6可以看出,在設定的供給壓力下,運行頻率分別大于76 Hz和122 Hz時才會出現部分填充,即填充度小于1,遠大于出現運行不穩定現象時55 Hz的臨界運行頻率,所以運行不穩定的出現受填充度的影響較小?？傮w上來說,基于無閥無隔離模式,可實現從過填充到部分填充狀態的有效隔離,但高頻工作時更易發生運行不穩定,其中的運行不穩定問題將在下文中進行更進一步分析。

圖6 填充度隨運行頻率的變化曲線Fig.6 Fill fractions as function of operating frequency

圖7 穩定運行時在不同點火頻率下的壓力分布Fig.7 Pressure profiles in steady operation at different ignition frequencies

圖8 不穩定運行時在不同點火頻率下的壓力分布Fig.8 Pressure profiles in unsteady operation at different ignition frequencies

2.2 氧氣體積分數對運行穩定性的影響

在2.1節中提到,以無閥無隔離模式工作時,在運行頻率較高時會出現運行不穩定現象。仔細分析各壓力傳感器所測得的壓力波形可以看出,不穩定現象主要可分為3種類型：連續燃燒(緩燃)、脈動緩燃和點火失敗,圖9為相應工況下在運行頻率為30 Hz時所測得的壓力變化曲線。圖9(a) 為連續燃燒時所測得的壓力曲線,可以看出,當連續燃燒現象出現時,壓力傳感器所測得的數據表現為與點火頻率無關的無規律小幅脈動。圖9(b)為在爆震管中獲得充分發展的爆震波時所測得的壓力曲線,壓力脈動頻率與點火頻率一致。圖9右上的小圖為多循環運行時單個爆震循環的壓力曲線放大圖,可以看出,當爆震波到達時壓力上升迅速,在0.01 ms內即可達到壓力波峰。圖9(c) 為脈動燃燒時所測得的壓力曲線,壓力脈動頻率與點火頻率一致,但爆震管內沒有獲得充分發展的爆震波。圖9右下的小圖為脈動燃燒現象出現時單個脈動循環的壓力曲線放大圖,可以看出,相對于爆震循環,當燃燒波到達時壓力上升相對較慢,超過了0.015 ms才達到壓力波峰。爆震波與緩燃波還可結合其在爆震管內的傳播速度進行分辨,緩燃波的傳播速度遠低于爆震波,該方法在2.1 節中有詳細的描述。圖9(d)為點火失敗時所測得的壓力曲線,此時從壓力曲線中基本無法觀察到與點火頻率相關的明顯周期性波動。運行不穩定現象還可以通過爆震管的尾焰羽流來判斷[31]。

圖9 不同燃燒模態下測得的壓力曲線Fig.9 Pressure profiles in different combustion modes

有研究表明[20, 24],氧化劑活性對運行不穩定現象有較大影響。為了研究氧氣濃度對無閥模式的具體影響,采用氧氣體積分數分別為40%、50%和66%的富氧空氣作為氧化劑開展了相關實驗。燃料的供給壓力設定為0.4 MPa,氧化劑的供給壓力則由實驗系統按照實驗方案進行調節,從而在爆震管中形成不同當量比的可爆混合物。結果表明,可爆混合物的當量比處于一定范圍內時,才能獲得穩定的爆震波。共觀察到3種運行模式：連續燃燒、穩定爆震和不穩定燃燒。連續燃燒是指混合物始終以緩燃的形式燃燒；穩定爆震,是指在每次循環中都能獲得充分發展的爆震波；不穩定燃燒主要表現為脈動緩燃和點火失敗。脈動緩燃是指每個循環中都實現了有效隔離,但在絕大多數循環中只形成脈動的緩燃燃燒,并未形成充分發展的爆震波,爆震波形成的判斷依據如2.1節所述。繼續降低可爆混合物的當量比,則出現可爆混合物無法點燃的情況。不同氧氣體積分數的富氧空氣,可以穩定運行的當量比范圍匯總如圖10所示。從圖中可以看出,連續燃燒現象主要出現在當量比過高的時候；而當量比過低則容易出現爆震波無法充分發展的現象。當量比較高時,新鮮混合物的點火延遲時間較短,與殘留的高溫產物接觸后容易被點燃,發生連續燃燒。當量比較低時,可爆混合物的點火延遲時間較長、可爆性較低,難以形成充分發展的爆震波。此外,當量比較低時,化學反應釋熱少,散熱條件變化不大,故火焰很容易被吹熄,但仍然可以實現有效隔離,形成脈動燃燒。在脈動燃燒現象出現時,繼續降低可爆混合物當量比,則混合物將無法點燃。相反,當量比較高時可爆混合物容易被點燃,一旦出現隔離失效,爆震管內就會出現連續燃燒現象。

從圖10中還可以看出,由氧氣體積分數不同的氧化劑形成的混合物,可獲得穩定爆震波的當量比范圍也有差異。采用氧氣體積分數分別為40%、50%和66%的氧化劑時,可獲得穩定爆震波的當量比范圍分別為1.2～1.7、0.8～2.0和0.8～2.3。氧化劑的氧氣體積分數較高時形成的混合物,可獲得穩定爆震的當量比范圍較寬。這是因為,無閥模式利用氧化劑和燃料進入爆震管的時間差形成燃料含量較低的富氧隔離區來防止高溫產物提前引燃填充的可爆混合物。氧氣體積分數較高時,燃料燃燒完全,隔離區中基本不存在燃料的殘留,隔離效果更好,有效降低了連續燃燒現象出現的幾率,故可爆混合物的當量比上限較高。在當量比相同時,使用氧氣體積分數較高的氧化劑可以獲得活性更高的可爆混合物,故低當量比時也能獲得充分發展的爆震波,可爆混合物當量比下限得以拓寬。此外,爆震管的壁面溫度升高對應于爆震管內反應物的散熱條件變差,同樣會影響可爆混合物的當量比范圍。采用氧氣體積分數為50%的氧化劑,在爆震管壁面溫度較高的條件下進行了當量比范圍測試。爆震管壁面溫度升高后,混合物的可爆當量比范圍為0.4～0.9,出現了整體向低當量比遷移的現象。表明壁面溫度升高,有助于可爆混合物的起爆,但應避免壁面溫度過高導致的連續燃燒。

圖10 不同工況下的燃燒模式Fig.10 Combustion modes under different operating conditions

2.3 供給通道中的流動振蕩

多循環爆震時,爆震管內產生周期性的壓力振蕩。壓力擾動沿供給通道向上游傳播,會對供給通道內的流動形成干擾,并表現為通道內氣體流量的波動。通過研究供給通道內介質的流動波動情況,可為剖析運行的不穩定問題提供重要參考和判斷依據。本節采用氧氣體積分數為50%的氧化劑、乙烯為燃料,燃料和氧化劑的供給流量分別為28.2 g/s和4.3 g/s。圖11為運行頻率為5 Hz時燃料通路和氧化劑通路的流量計所記錄的流量變化和壓力傳感器測得的爆震管內的壓力波動。可以看出,在運行頻率為5 Hz時,燃料通道和氧化劑通道的流量有明顯波動,且波動頻率與運行頻率一致。流量的每次下降都出現在管內爆震波形成、壓力短暫上升之后；當管內壓力下降至供給壓力以下時,供給逐漸恢復到穩定流動狀態。說明在運行頻率較低時,燃料和氧化劑的填充可以被氣動閥門切斷,有利于在封閉端附近形成有效的隔離區,這也是無閥無隔離模式得以實現的前提和保證。

利用流量計測得的數據,對供給通道內氣體的流動振蕩進行頻譜分析,可進一步加深對運行不穩定問題的認識。圖12為點火頻率為5 Hz時,對運行過程中的流量數據進行快速傅里葉變換所得的頻譜圖?？梢钥闯?供給通道內介質的振蕩頻率與運行頻率有關,且與運行頻率呈倍數關系?；乇ㄏ蚬┙o通道上游的回傳,必然會對供給通道中的流動形成擾動。振蕩波在供給通道內以當地聲速傳播,在遇到彎道、接頭等部件時會形成反射波,多個回爆波在供給通道內反復反射和疊加,使供給通道內最終形成了若干倍于運行頻率的振蕩譜。

圖11 運行頻率為5 Hz時的壓力波形和流量Fig.11 Pressure profile and mass flow rates at operating frequency of 5 Hz

圖12 工作頻率為5 Hz時流量的頻譜分析Fig.12 Spectrum analysis of mass flow rates at operating frequency of 5 Hz

提高運行頻率時,由于單個循環周期的時間縮短,供給通道內的振蕩波開始出現相互影響,出現了入射波與反射波的疊加。圖13為運行頻率為30 Hz時供給通道內流量的波動與爆震管內壓力波動的曲線?？梢钥闯?燃料通路在某些循環中會出現流量波動明顯高于其他循環的情況。流量的波動使后面循環的爆震波強度發生一定變化,但回爆波強度的變化對供給通道中介質流量的波動影響不大。圖中標注的3個回爆波壓力較高的循環中,爆震波峰值壓力較平均值大1.0 MPa 左右,但并沒有造成燃料供給通道內流量不穩定波動的增加。第2個流量波動波峰出現之前的幾個循環中,壓力傳感器所測得的爆震管內壓力也沒有出現明顯變化。供給通道中流動的不穩定影響爆震波的強度,但爆震管的運行仍然比較連續,沒有出現運行不穩定的問題。流動不穩定主要存在于每個循環填充過程的初期。在運行頻率為30 Hz時,結合圖6也可以看出爆震管處于過填充狀態,填充度仍然大于1,每個循環中的填充時間相對較長,即使出現燃料流動波動或者爆震波強度發生變化的情況,燃料和氧化劑的填充流動也可以重新恢復穩定,不會對下一個循環點火前爆震管內可爆混合物的成分造成明顯的影響。

圖13 運行頻率為30 Hz時壓力和流量變化Fig.13 Pressure profile and mass flow rates at operating frequency of 30 Hz

提高運行頻率至30 Hz時,供給通道內的流動振蕩依然存在,但振蕩的高頻部分會逐漸減弱直至消失。圖14為運行頻率30 Hz時供給通道內的流動振蕩頻譜,可以看出,高頻部分只有60 Hz 的信號,且信號強度非常微弱,其他更高頻率的信號已經衰減消失。由于供給通道較長,結構復雜,精確的理論分析非常困難。然而,根據聲學原理,供給通道內的介質為非理想介質,振蕩波在傳播過程中必然存在摩擦阻尼,造成振蕩波的熱損耗和能量衰減。供給通道的直徑越細,振蕩波的頻率越高,由黏滯產生的衰減效應就越顯著,振蕩波隨傳播距離衰減得越快。所以,在運行頻率較高時,振蕩波的高頻部分衰減消失。此外,供給通道中存在的閥門等結構復雜的部件,難免存在一些旁支通道。振蕩波在旁支通道中分流,并與主流形成共振回路[33-34]。當這些共振回路發生共振時,振蕩波向供給通道上游的傳播被阻斷,使流量計位置處流動振蕩的高頻部分消失,這一現象在氧化劑供給通道中表現得更為明顯。氧化劑由公共氣源供給,相對于燃料供給通道,氧化劑供給通道較長且附件較多,結構復雜,所以管道內介質的振蕩衰減更為明顯。從圖13和圖14可以看到,運行頻率為30 Hz時,氧化劑供給通道的流動振蕩非常微弱。

進一步提高運行頻率后,填充時間縮短,供給通道內的流動無法再次恢復到穩定水平。圖15是燃料和氧化劑的供給流量平均為47.87 g/s和4.82 g/s,運行頻率為150 Hz時供給通道內流量與爆震管內壓力波形圖,圖16是供給通道內介質流量頻譜分析結果?？梢钥闯?運行頻率為150 Hz 時已經基本無法觀察到流量波動的周期性,供給通道內的振蕩頻率也主要表現為低頻無規則振蕩,與運行頻率沒有直接關聯。結合2.2節的分析可知,當可爆混合物當量比超過穩定運行的合理范圍時,容易造成點火失敗或者連續燃燒。結合圖6可知,運行頻率為150 Hz時爆震管處于部分填充狀態。當燃料和氧化劑供給出現擾動或者爆震波強度發生變化時,燃料和氧化劑的填充較難恢復穩定,會對下一個循環點火前爆震管內可爆混合物的當量比造成明顯的影響,使單個周期內混合物的當量比超出可穩定運行的范圍,造成連續燃燒或者點火不成功。

圖14 工作頻率為30 Hz時流量的頻譜分析Fig.14 Spectrum analysis of mass flow rates at operating frequency of 30 Hz

圖15 運行頻率為150 Hz時壓力和流量變化Fig.15 Pressure profile and mass flow rates at operating frequency of 150 Hz

圖16 工作頻率為150 Hz時流量的頻譜分析Fig.16 Spectrum analysis of mass flow rates at operating frequency of 150 Hz

此外,閥門等存在旁支通道的管道附件與主流形成共振回路,共振聚集的聲波能量轉移至低頻部分,使低頻振蕩的幅度明顯增加。從圖15可以看出,運行頻率為150 Hz時的流量波動最大可達6 g/s,明顯高于運行頻率為30 Hz和5 Hz時的流量波動。劇烈的流量波動容易導致可爆混合物當量比超出可穩定運行的范圍,造成運行不穩定?？杀旌衔锂斄勘鹊淖兓?會影響爆震波和回爆波的強度,回爆波強度的改變進一步加劇了供給通道中供給流量的不穩定。因此,在供給通道中加裝壓力反傳抑制裝置,對無閥PDE的穩定運行具有積極意義。通過抑制供給通道內的無規律流動振蕩,改善供給條件,可提高發動機運行的穩定性。

3 結 論

本研究基于氣態燃料和無閥無隔離工作方式,研究了氧化劑的氧氣體積分數和工作頻率對PDRE運行穩定性的影響,并分析了供給通道內的流動振蕩與運行穩定性的關聯,得到以下結論：

1) 利用單個循環周期內氧化劑和燃料進入爆震管的時間差在爆震管封閉端形成燃料含量較低的富氧隔離區,可實現新鮮混合物和高溫燃燒產物的有效隔離,為獲得高頻爆震波提供了一種基于氣態燃料的無閥無隔離工作方式。

2) 采用氧氣體積分數較高的氧化劑時,可獲得穩定爆震波的當量比范圍較寬,例如,氧氣體積分數為40%的氧化劑,當量比范圍為1.2～1.7,而氧氣體積分數為66%的氧化劑當量比范圍可達0.8～2.3。

3) 爆震管內產生的回爆波向供給通道上游傳播,并與反射波在通道內相互疊加,會造成通道內的流動振蕩,影響介質的穩定供給；當爆震管運行頻率較高時,流動振蕩干擾穩定運行。

4) 在運行頻率較低時,爆震管運行較穩定,供給通道內的流動振蕩頻率與運行頻率一致,并且存在與運行頻率呈倍數關系的高頻振蕩；隨著運行頻率的提高,振蕩的高頻部分會逐漸減弱消失；現有供給條件下,繼續提高爆震管運行頻率,運行將出現不穩定,供給通道內的流動振蕩表現為無規律的低頻振蕩。