單次脈沖爆震反壓傳播規律與抑制研究

李清安,王可,范瑋,楊海,韓俊德,黃顆,康健,高雅青,江余敏

(1.四川航天系統工程研究所,四川 成都 610100; 2.西北工業大學 動力與能源學院,陜西 西安 710129;3.陜西省航空動力系統熱科學重點實驗室,陜西 西安 710129)

爆震因燃燒速度極為迅速,導致產物來不及膨脹而產生增壓[1]。多年來,研究人員致力于將此增壓燃燒特性應用于噴氣推進動力系統,以期大幅提升現有動力,如沖壓、渦噴、渦扇等以等壓燃燒方式工作的發動機熱循環效率[2-3]。

脈沖爆震發動機(pulse detonation engine,PDE)利用間歇式爆震燃燒產生的高溫高壓燃氣獲得推力,是為實現上述目標而構想出的相對成熟的動力方案之一[4-6]。PDE的工作原理決定了其產生的推力不連續。為加強PDE工作穩定性并適當提升推力,提高其工作頻率一直都是重要的研究方向[7]。經數十年努力,研究人員已能夠在脈沖爆震燃燒室(pulse detonation combustor,PDC)中使用液態碳氫燃料有效地組織高頻脈沖爆震燃燒[7-10]。然而,PDC工作時周期性地產生顯著高于上游來流的高壓,驅動著工質逆流前傳,將造成較大的推力損失。

為解決該問題,國內外學者主要采取了2種策略。一是采用機械節流,即通過機械作動,物理地隔絕PDC與上游流道。隨著排氣的進行,待PDC內部壓力下降至一定值后,機械裝置再次作動,使PDC與上游流道重新聯通,恢復供氣。機械節流策略可通過各種形式的機械閥實現,包括:①靠外部驅動機構,如電磁鐵、電機等驅動的球閥[11]、電磁閥[12]或旋轉閥[13];②靠儲能元件與工質壓差驅動的簧片閥[14-15]、單向閥[16]或活塞[17];③依靠高壓氣驅動的旋轉閥[18]。以上方案中,為滿足作動機構的強度,依靠閥芯往復式作動的機械閥難以克服大流通面積與高頻作動需求間的矛盾。連續作動的旋轉閥不僅需要額外的驅動裝置,而且面臨著氣流密封以及時序控制難題。這對旋轉閥的設計、加工、裝配均提出了很高的要求。另一種策略是氣動抑制,它不包含任何作動機構,完全依賴氣流與流道間的相互作用來抑制反流。氣動抑制策略通過異形流道實現單向閥的功能,即正向進氣流阻小、逆向流阻大。其中,流道短小的可稱為氣動閥,而流道稍長的可稱為隔離段。南京航空航天大學早年對氣動閥式的PDE開展了大量實驗研究[19-20],設計優化了各種形式的旋流器、鈍體或其組合。較近的研究[13,21]已能夠在自由射流條件下,采用液態燃料組織15～30 Hz的脈沖爆震燃燒,但獲取的推力數值仍不夠理想。西北工業大學的邱華[22]、彭暢新等[14]對Bertin整流器式[23]、Venturi形式與回流式[14]氣動閥進行了研究,結果表明,與來流方向呈銳角布置的刺型結構在削減反壓時具有突出效果。然而,在以上研究中,采用單一構型的氣動閥形式均未能有效抑制PDC反流,表明短小流道的反流抑制能力不足。盧杰[24]轉而嘗試將不同形式的氣動閥組合從而構成長流道的隔離段,得到的最優組合結構中,PDC上游流道的長度約為PDC長度的1.2倍,導致PDE的軸向長度過長,難以得到實際應用。Wang等[25]著重對多級刺肋結構進行數值模擬,考慮了刺肋結構的角度、阻塞比等,認為該結構還可以進一步優化。

上述研究均側重于將反流約束于主流,忽視了疏導、分散反壓的技術途徑。為此,文獻[26]提出了一種可利用外涵道疏導反流,且在主流布置多級刺肋結構(可視為一種簡化的Tesla閥[27])的抑制方案,該數值模擬研究結果表明,上述結構在削減反壓峰值方面作用突出。鑒于對類似結構開展的研究多為數值模擬,同時為佐證文獻[26]中的方案,本研究進一步對該方案開展單次脈沖爆震實驗研究,設計出10種隔離段組合,測量了反壓峰值以及離子信號沿程的分布,嘗試定量描述出各類結構抑制反壓反流的能力,以得到最佳的隔離段結構組合方案。

1 實驗裝置與測試方法

1.1 隔離段組合設計方案

本研究設計出如圖1所示的組合式隔離段組(A組),分別由1倍或1.5倍PDC直徑的直管(1D或1.5D)、Venturi管、中心錐(cone,C)、外涵泄壓孔(slit,S)以及簡化的Tesla閥的一個或多個組成。為方便敘述,用1D或1.5D、V、C、S以及T進行標記。如圖1d)的CVST表示反流將依次經過中心錐、Venturi管、外涵泄壓孔以及簡化的Tesla閥。基準組為C-1D,由中心錐和1倍PDC直徑的直管組成。在圖1中,隔離段的左端為上游,右端為下游。故來流自左向右的流動為正向流動方向。將圖1中各隔離段中的中心錐去掉,可得到圖2所示的5種隔離段構型(B組)。本文對2組共10種隔離段中的反流傳播特性進行了研究。

圖1 組合式隔離段構型(A組)

圖2 組合式隔離段構型(B組)

1.2 實驗系統與測試方法

實驗系統簡圖如圖3所示,由隔離段、PDC、燃料/氧化劑供給系統以及對應的測控系統組成。如前所述,被測試的隔離段分A、B組,每組各5種結構,分別包括1個基準構型與4個對照構型。A組的基準構型為C-1D,B組的基準構型為1D。PDC分別由點火段、DDT爆震增強段以及爆震傳播段組成,總長750 mm,內徑24 mm。DDT爆震增強段內采用Shchelkin螺旋作為爆震增強裝置。采用高壓氣瓶的供給方式,燃料和氧化劑從高壓氣瓶引出后,分別經截止閥I、調壓閥、電磁閥I與截止閥II后,流入氣體質量流量控制器。經調節后的燃料與氧化劑再分別經過電磁閥II后流入混合室,預混后的混合物最后經過止回閥后被注入至PDC中。選擇氣態乙烯與40%富氧空氣作為實驗用的燃料和氧化劑。此可燃混合物相對易于組織爆震燃燒,且在安全性方面顯著優于原理驗證實驗中常用的氫氣與純氧。氣體質量流量控制器通過電流控制,流量示數的精度為0.8%。其他控制系統主要用于遠程控制電磁閥的作動及火花塞點火。

圖3 實驗系統示意圖

測試系統基于采樣頻率為200 kHz、16位A/D數字采集儀。采集的信號包括:①隔離段中的反壓信號,采集自KELLER PA-21Y壓阻式傳感器(標稱1.0精度等級),在圖中按反流傳播方向,用R1～R10表示;②隔離段中反流的離子信號,采集自離子探針,可用的測量點在圖中用綠色小點標出;③爆震波傳播段的壓力信號,采集自CY-YD-205壓電式傳感器(標稱1.0精度等級),用P1～P3表示。為便于展示軸向不同位置的測量結果,選取點火段與DDT段的法蘭重合面所在位置為x軸的零點(圖3中紅色三角形指示處),下游的DDT段與爆震傳播段的x取為正值,上游取負。當采用圖1中的隔離段結構(A組)時,R1與R2之間的距離為(75.5+Lc)mm。其中,Lc為安裝中心錐后需要延伸的軸向長度,長約40 mm。而采用圖2的隔離段結構(B組)時,Lc=0 mm。此外,圖3中還給出了各傳感器間的安裝間距,以便計算壓力波的平均傳播速度。

圖4為隔離段的剖視圖,圖中的紅色箭頭指示了測壓孔具體的布置位置。R2傳感器測量Venturi管的喉道處的壁面壓力,R3～R6可直接伸入到簡化的Tesla閥中,測量相應位置處的壁面壓力,且不影響外涵道工質的流通。為了防止可燃混合物被填充至隔離段中,在點火段最前端的法蘭端面處夾持(0.04±0.002)mm厚的薄膜(如圖4中藍色圓片所示)。實驗時,保持隔離段進口與大氣聯通,待可燃混氣向PDC建立通路15 s后才開始點火。這一方面避免瞬時開啟閥門產生的氣錘效應對測量過程的影響,另一方面也能夠確保PDC中混合物組分按要求的配比進行填充。當爆震波形成后,產生的高壓可輕易穿破薄膜,反壓反流得以在隔離段中傳播。再次進行實驗時,需重新安裝新的薄膜。

圖4 隔離段剖視圖及傳感器(R1～R3)的安裝位置示意圖

2 數據統計方法與不確定度分析

2.1 爆震波的判定與反壓傳播速度的確定

采用飛行時間法(time of flight)估算壓力波的平均傳播速度,即判定壓力信號通過指定位置傳感器的特征時刻,然后根據傳感器間的距離與各特征時刻的差值來計算壓力波的傳播速度。由P1～P3測得的典型脈沖爆震波壓力信號如圖5所示。由于該壓力信號的上升速度、峰值等信號特征明顯,故不論采用何種特征時刻判定方式,對估算爆震波平均傳播速度的影響均可以忽略。

圖5 典型的脈沖爆震波壓力信號(1D)

然而,在基于飛行時間法來確定反壓傳播速度時,由于確定的特征時刻的計算方法存在差異,故估算出的傳播速度亦存在較大差異。圖6為基于同一組反壓數據,根據5種特征時刻統計方法估算出的反壓平均傳播速度,包括基于信號上升沿的中值、極值、半極值、信號上升的起始點以及對兩相鄰傳感器信號進行相關分析后的時間偏移。

圖6 采用不同方法推測的反壓平均傳播速度

由圖6可知,采用中值與半極值確定統計特征時間所計算出的反壓平均傳播速度幾乎相同。在-450 mm

2.2 壓力峰值與離子探針信號的統計

在同一次實驗中,不同位置壓力傳感器記錄的典型信號如圖7所示。由圖可知,提取壓力的峰值便可很好地反映出反壓的衰減規律。在相同工況下進行多次單次實驗,同位置處離子探針記錄的典型信號如圖8所示。由于自制離子探針未經過嚴格的離子濃度標定,其輸出的信號強度僅能定性地表示反流中的離子濃度。在數據統計時,取其極值作為主要的信號特征。

圖7 同一次點火實驗中所記錄的反應信號(CVST)

圖8 離子探針信號(C-1D)

2.3 實驗重復性驗證及不確定度的計算

實驗時,對任意組合隔離段重復5次以上的脈沖爆震波點火實驗。圖9與圖10分別為采用不同組合隔離段時采集的爆震波信號P1以及在CVST構型下多次測量的R1傳感器信號。由圖可知,多次重復實驗獲取的爆震波波型以及相應的反壓波型高度相似,表明實驗測量結果的重復性良好。

圖9 不同隔離段構型下采集的P1信號

圖10 多次測量采集的R1信號

實驗過程中,每單次實驗均可獲得反壓的峰值、傳播速度、離子探針信號峰值以及爆震波的傳播速度等數據。數據處理過程中,將對應數據的算術平均值作為被測對象真值的估計。假設實驗數據滿足正態分布,且具有0.95置信度。采用A類評定方法評估標準不確定度[29],并基于極差法確定標準差,取擴展因子為2以計算擴展不確定度。

3 結果與討論

采用不同的隔離段構型時,由實驗測得的P2與P3間爆震波平均傳播速度如圖11所示,其中虛線為乙烯/空氣在常溫常壓點火形成的C-J爆震波傳播速度理論值。由圖可知,在安裝了不同隔離段構型的PDC中獲得的爆震波傳播速度與理論值相當,表明在實驗中已獲得了充分發展的爆震波。

圖11 測量的爆震波傳播速度與理論值的對比

圖12為測得的爆震波典型壓力信號與采用不同隔離段構型時的典型反壓信號。由圖可知,R1的典型壓力曲線中均包含2個波峰。其中,右波峰的形成可能由爆震波觸發后產生的回爆波所引起。理由是該波峰與圖12上方P1信號的時間差Δt約為0.4 ms,而理論計算出的產物聲速約為1 106.9 m/s,那么在這段時間內,回爆波可傳播約442.8 mm。該距離約等于R1與P1的間距437 mm。然而,從圖7可知,R1的右波峰與R2的波峰產生時刻非常接近,且在R2～R5的壓力信號中均未出現2個波峰。所以,右波峰的出現,更有可能是在第一道高壓(左波峰)作用于薄膜或者中心錐后,由薄膜破碎或者中心錐反射所形成。另外,考慮到R1測點位于PDC的點火段,形成2個波峰的因素可能較多,有待更深入的探究。

圖12 典型爆震波的壓力信號與R1壓力信號

反壓在A組隔離段(見圖1)中的平均傳播速度如圖13所示(圖中左側為上游,右側為下游)。由圖可知,當x<-350 mm時,反壓的傳播速度在不同隔離段中的排序基本確定。注意到反壓傳播速度越慢,意味著抑制反壓傳播的能力越強,故按抑制反壓傳播能力排序,由大到小依次應為CVST,CVT,CVS-1.5D,CV-1.5D,C-1D。當反壓傳播至約0.86倍PDC長度的距離時,相對于C-1D型基準隔離段,CV-1.5D型隔離段由于引入了Venturi管結構與1.5D的直管,擁有更龐大的流動空間,更有利于高壓反流的膨脹,反壓的傳播速度下降了12.5%。注意到抑制反壓傳播能力排在前兩位的均包含Tesla閥結構。相對于無Tesla閥的CV-1.5D型與CVS-1.5D型隔離段,CVT型與CVST型隔離段中的反壓傳播速度分別下降了40.7%與27.3%,這證明了Tesla閥結構在抑制反壓傳播方面的優越性。

圖13 反壓在A組結構中的平均傳播速度

若不在流道中安裝中心錐,反壓在B組結構(見圖2)中的平均傳播速度如圖14所示。同樣按抑制反壓傳播能力排序,當x<-450 mm時,由大至小依次為:VST,VT,VS-1.5D,V-1.5D,1D。該序列與圖13揭示的規律類似。當反壓傳播了約0.86倍PDC長度的距離時,反壓在V-1.5D型隔離段中的傳播速度相對于1D型基準隔離段下降了約11.1%。而反壓在VT型和VST型隔離段中的傳播速度相較于V-1.5D型與VS-1.5D型隔離段分別降低了56.8%與33.3%。需指出,若比較-450 mm

圖14 反壓在B組結構中的平均傳播速度

反壓峰值在A組隔離段中傳播時的變化規律如圖15所示。由圖可知,在不同隔離段中,反壓均隨著傳播的進行而衰減。反壓峰值越低,說明隔離段削減反壓強度的能力越佳。當反壓傳播400 mm后(x<-400 mm,約17倍PDC直徑或0.6倍PDC長度),可明顯看出不同結構反壓峰值抑制能力的優劣,為CVST≈CVS-1.5D>CVT≈CV-1.5D>C-1D。當反壓傳播0.86倍PDC長度的距離時,相較于C-1D型基準隔離段,反壓峰值在CV-1.5D型隔離段中降低了18.9%。注意到排序前2位的隔離段均包含泄壓小孔結構。相較于無泄壓小孔的CVT結構與CV-1.5D結構,反壓峰值在CVST與CVS-1.5D中分別降低了26.7%與25.0%。

圖15 反壓峰值在A組結構中的變化規律

反壓峰值在B組隔離段中傳播時的變化規律如圖16所示。以各結構中最后一個傳感器測得的壓力峰值為基準,按反壓峰值的抑制能力從大到小排序為:VST,VS-1.5D,V-1.5D,VT,1D。其中,當反壓傳播0.86倍PDC長度的距離時,V-1.5D型隔離段中的反壓峰值相較于1D型基準隔離段下降了約27.3%。同樣可以看出,擁有泄壓小孔的VST型與VS-1.5D型隔離段中的反壓峰值相較于VT型與V-1.5D型隔離段中的反壓峰值分別降低了約31.4%與9.4%。結合圖15與圖16可看出,包含泄壓小孔的隔離段結構在反壓峰值抑制方面比較突出,包含1.5D結構的次之。

圖16 反壓峰值在B組結構中的變化規律

將壓力峰值數據進一步處理,可得到相鄰傳感器間壓力關于傳播距離的衰減率,取算術均值后的結果如圖17所示。由圖可定量比較出各結構抑制反壓反流能力的優劣為:CVST>CVS-1.5D≈CVT>CV-1.5D>VST>C-1D≈VT>V-1.5D>VS-1.5D>1D。其中,CVST擁有最大的平均衰減率,約為C-1D型基準隔離段的2倍,而CVS-1.5D與CVT以及C-1D與VT的平均壓力峰值衰減率比較接近。另外,因中心錐充當了推力壁的作用,反壓與反流將首先與其作用,故包含中心錐結構抑制反壓的能力顯著優于其他結構相同而無中心錐的結構。由圖17可知,使用中心錐的隔離段(A組)的平均衰減率比不使用中心錐的隔離段(B組)的平均衰減率至少高約50%。

圖18為離子探針在4種結構中測得的信號峰值。由圖可知,離子信號的強度隨反壓反流傳播距離增加而降低,且在各結構中并未出現明顯區別。意外的是,即使反壓傳播了600 mm(x=-600 mm,約25倍PDC直徑或0.85倍PDC長度),仍可探測出離子信號。說明燃燒后的產物或部分未燃混合物,可跟隨反壓運動至前端。

4 結 論

為抑制PDC反流前傳,降低推力損失,本研究立足于氣動抑制策略,采用組合式隔離段的抑制方法,創新設計出10種不同組合的隔離段,開展了反壓傳播規律的實驗研究,主要結論如下:

1) 單次脈沖爆震的點火實驗重復性良好。采用飛行時間法確定反壓的傳播速度時,不同特征時刻判別方法計算出的結果存在差異,為更準確地計算反壓的傳播速度,推薦使用相關分析法來確定特征時刻。

2) 實驗定量測定出不同結構對反壓的抑制作用,當反壓傳播約0.86倍PDC長度范圍內,相對于基準隔離段,Venturi管(V)與1.5倍PDC直徑的直管組合的隔離段中的反壓傳播速度與峰值可分別降低10%與20%;安裝了Tesla閥的隔離段中,反壓傳播速度可再降低27.3%;安裝了泄壓小孔的隔離段可降低25%的反壓峰值;中心錐可大幅提高反壓傳播過程中的平均衰減率。

3) 10種組合式的隔離段中,由中心錐、Venturi管、外涵泄壓孔以及Tesla閥組合的隔離段結構(CVST)對反壓峰值與反壓傳播速度擁有最佳的抑制能力。相對于基準隔離段,反壓在CVST隔離段中的傳播速度降低了約50%,峰值降低了約40.5%,平均峰值衰減率提升了1倍左右。

限于篇幅,本文僅通過實驗研究了所設計隔離段抑制反壓的能力,在后續研究中將討論PDE高頻運行條件下的反壓抑制能力并測定各部件的流阻。