进气系统对无阀脉冲爆震发动机性能影响试验研究

王治武,严传俊,郑龙席,范 玮

(西北工业大学动力与能源学院,西安 710072)

0 引 言

脉冲爆震发动机(Pulse Detonation Engine,简称PDE)是一种利用周期性生成的爆震波产生高温高压燃气来获得推力的脉冲式喷气发动机,其过程为近等容的非稳态燃烧。其主要优点在于爆震燃烧过程非常迅速,能产生很大的能量密度。多数PDE研究或者爆震研究基础性较强,主要基于爆震管(或者爆震燃烧室)展开,其主要目的在于对PDE作为推进系统的可行性、性能特性、工作特点等进行研究[1-6],很少考虑包含进气道的吸气式脉冲爆震发动机整体研究[7-8]。Butuk等人[9]认为进气道技术的关键问题之一是如何将非稳态PDE和稳态的进气道结合起来。Yang等[10-12]对吸气式脉冲爆震发动机进行了一系列的数值研究,获得了许多重要而有用的结论。Falempin[13]通过单次试验研究了进气道面积比变化对吸气式PDE性能的影响。郑殿峰[14]、张义宁[15]等分别对吸气式PDE进行了相关的设计与试验研究,得到了一些结论。

基于吸气式两相脉冲爆震发动机地面验证模型机,模拟飞行进气条件,研究了不同的进气结构对吸气式PDE工作和推进性能的影响,得到了一些结论,为今后吸气式PDE的设计与应用提供了一定的理论和试验基础。

1 试验装置

1.1 PDE系统

吸气式两相脉冲爆震模型机内径50mm,由进气道、混合室、点火室和爆震室组成,采用无阀自适应控制油气填充,如图1所示。

图1 吸气式PDE实验系统示意图Fig.1 Schematic of air-breathing PDE experimental setup

空气由收敛喷口连续向进气道供气,进气道与混合室(爆震室)之间无阀控制。来流速度为0～0.7Ma,进气道设计为亚声速进气道。进气系统由来流喷口和PDE进气道组成,如图2所示,来流喷口、进气道进口及促爆限流环缝尺寸可调。表1列出了使用不同尺寸来流喷口、进气道和促爆限流环缝的6种进气系统。

图2 来流喷口与进气道组成的组合进气系统Fig.2 Assembled inlet system consisted of the air nozzle and air inlet

表1 组合进气系统参数表Table 1 Geometry parameters of the assembled inlet systems

选择气动喷嘴喷注燃油,当供气压力为0.3MPa时,喷雾量在不大于2L/min的情况下,索太尔平均直径25～100μ m[16]。混合室的作用是将空气和燃油在短距离内掺混均匀,并在到达点火室之前得到充分发展的湍流,以利于点火和起爆。使用汽车火花塞点火,点火能量小于50mJ。爆震室装有Shchelkin螺旋增爆器,节距50mm。

1.2 实验测试系统

利用Kistler高速采集系统并行采集6路压力信号(0,1,2,4～6),测量PDE的沿程压力分布特点并确认模型机是否生成爆震。压力信号采用江苏联能压电传感器CA-YD-205测量,响应时间为2μ s,自振频率大于200kHz,测量误差±72.5mV/MPa。测压位置分布如图 1所示,分别距离点火装置距离为210,225,525,725,825和925mm。压力信号的采样率为500kHz。

采用Kistler动态推力传感器直接测量吸气式PDE模型机的瞬态推力。对瞬时推力进行时间积分,即可得到PDE的平均推力。传感器与发动机动架采用螺纹连接。推力传感器采集到的瞬态推力信号,通过配套的电荷放大器转换为电压信号接到计算机数据采集系统。推力传感器的量程为±10000N,灵敏度为3.678PC/N。传感器一端与固定在台架基础上的承力墩相连,另一端与动架相连。发动机通过连接件安装在动架上。

试验中吸气式PDE的工作频率包括10、15、20、25、30和35Hz。无论采用何种进气系统,发动机对应工作频率下的油气量均保持恒定,填充比为1。为了保证试验的可信度,在每一个工况上,试验均重复至少4次,取这4次的平均值作为最终的测量值。

2 试验结果与分析

图3为采用进气系统2的吸气式PDE模型机30Hz下的瞬态推力与位置0～6处的压力变化时域波形,可以看到位置0～5处的压力变化比较稳定,但是位置6的压力时域变化有点紊乱,压力变化不连续;位置5处平均压力在1MPa左右,有些达到1.5MPa以上,6处压力则都在1.5MPa以上,有些甚至达到4MPa。5和6处各循环下的压力峰值稍有振荡,高低参差。图4为图3中第15次爆震的6路压力局部放大图,位置6处激波的上升沿大约为20μ s,说明模型机已经生成充分发展的爆震。火花塞点火之后,生成前向(沿2号虚线)和后向(1号虚线)两组压缩波,由于前向传播速度小于后向传播速度,所以压缩波先传到位置1,之后才传到位置0,先后引起P1、P0的初始压力扰动。前向扰动由P1沿虚线2依次传递到P6,而从位置2到4,压力缓慢增加,在位置4之后的某处,生成局部爆炸,压力急剧升高,达到弱爆震压力(一般在1.5MPa左右),爆炸波也按前、后方向传播,前向传播激波继续加强,压力继续增加,最终在位置6处生成充分发展的爆震波。后向传播的爆炸波称为回传爆震,沿虚线3依次传递到位置0,在各个位置生成压力尖峰,并引起各处的压力振荡。爆震波传出爆震室后,相应地有一道相位相反,幅度较低的膨胀波传入爆震室,膨胀波沿虚线4向上游传播,引起模型机内压力的下降,并低于环境压力,燃料、空气便可以重新供入。其他进气系统下PDE模型机内沿程压力扰动变化特点均与进气系统2类似。

图3 PDE压力时域曲线,进气系统2,f=30HzFig.3 The pressure histories of PDE with assembled inlet system 2,f=30Hz

图4 图3中第15次循环压力放大图Fig.4 The enlargement of the pressure histories of the 15thdetonation cycle shown in Fig.3

比较使用6种进气系统的PDE性能需要保证具有相同的填充系数,填充系数一定,则PDE出口速度一定,因此,流量系数和进气阻力与模型机出口速度之间的变化关系可以为PDE爆震试验提供恰当的冷态数据基础,如图5、6所示。

图7为采用进气系统1和2的吸气式PDE不同工作频率下产生的平均推力对比图。两种进气系统下的PDE平均推力均随着工作频率的提高,近似线形增长。PDE在进气系统1时获得的平均推力高于采用进气系统2时对应工况下的平均推力。如表1所示,进气系统1与2的不同之处在于前者的环缝堵塞比为0.38,而后者的环缝堵塞比为0.69,也就是采用进气系统1的PDE内流动阻力和流阻损失小于采用进气系统2的PDE,导致PDE采用进气系统2时平均推力略低于采用进气系统1。

图5 不同组合进气系统下的流量系数与出口速度Fig.5 Flux coefficient vs exit velocity in case of different assembled inlet systems

图6 不同组合进气系统下的进气阻力与出口速度Fig.6 Intake resistance vs exit velocity in case of different assembled inlet systems

图8为采用进气系统2、3、4和5时的PDE平均推力与爆震频率之间的变化关系,这4种进气系统的环缝堵塞比相同,不同之处在于来流喷口和进气道进口尺寸的变化。PDE模型机工作频率较低时(10, 15Hz),采用组合进气系统5的PDE模型机平均推力比采用其他3种进气系统的模型机高,但是随着工作频率的提高,采用组合进气系统5的吸气PDE模型机推力上升趋势减缓,到20Hz时平均推力被进气系统2超过,25Hz时又被进气系统4落下,但是一直高于系统3,到30Hz时进气系统5和2的平均推力差距已经达到30%。根据进气系统参数表1可知,系统5的来流面积大于进气道入口面积,当PDE模型机工作时,由于进气道入口的速度梯度和粘性作用,会产生引射效应;同时,低频时系统5的进气阻力小于其他系统,导致PDE模型机平均推力增加。但是,随着频率的增加,PDE模型机需要的空气量加大,也就是出口速度增加,引起模型机外部阻力急剧增加,抵消了一部分因频率提高、可爆混合物增加而引起的推力增益,导致PDE模型机平均推力随着频率的提高而增长缓慢,低于对应工况下系统2得到的平均推力。

图7 组合进气系统1和2的平均推力对比图Fig.7 The average thrust of PDE with assembled inlet system 1 and 2

图8 不同组合进气系统下的平均推力对比图Fig.8 The average thrust of PDE with different assembled inlet systems

表2显示了采用相同锥体、相同环缝的4种进气系统下吸气式模型机推力与火箭式PDE(头部封闭,尾部敞开)推力的比值。4种组合进气系统按照进气道进口面积比分为两类：面积比0.18和0.706。可以看到,频率较低时(10、15Hz),同一面积比下不同进气系统的吸气式PDE推力差值较小,不同之处主要是各种进气系统下的气动阻力差异造成的。但是,随着工作频率的提高,尽管面积比相同,但是系统2和5、系统3和4之间的推力差异逐渐增大。除了系统2和4下PDE模型机推力与火箭式PDE推力比值变化较小外,系统3和5推力比值随着频率提高而逐渐减小。这一点主要是各种进气系统下的阻力特性不同造成的,PDE频率提高意味着来流速度增加,随着出口速度增加,系统2和4阻力增加的速率较系统3和5为缓。

表2 4种进气系统的吸气式PDE模型机推力对比Table 2 The average thrust of air-breathing PDEwith four assembled inlet systems

设计中心锥体较长的进气系统6的初衷是希望爆震波传出发动机后反射进爆震室的膨胀波能够赶上并削弱传向进气道的后向压缩波和回传爆震,在进气道内形成低压区,将反流“拉回”爆震室,从尾部排出,生成正推力,减小或消除反流影响。但是与预料差别很大的是采用进气系统6的模型机获得的平均推力很低,如图9所示,为工作频率从10～25Hz的平均推力,远低于前面采用短进气道的几种组合进气结构。可能是进气道中心锥体过长,导致发动机内的能量损失严重,而从爆震室传入的膨胀波也没有赶上反传压力扰动,致使发动机平均推力严重下降,没有达到预期目标,今后会就此内容继续研究下去。

图9 采用进气系统6的吸气式PDE平均推力与频率关系Fig.9 The average thrust ofair-breathing PDE with assembled inlet system 6 vs operation frequency

3 结 论

对吸气式PDE模型机进行了地面台多循环爆震实验,研究了6种进气系统下PDE模型机的多循环爆震性能,找到了起爆性好、工作稳定、可靠、性能较优的进气系统1。

(1)采用6种进气系统的吸气式PDE模型机均能以低于50mJ的点火能量在0～30Hz的频率范围内成功起爆,进气系统1、2和4可以将频率提高到35Hz;

(2)工作频率对吸气式PDE模型机的工作性能具有重要的影响。随着工作频率的提高,各种进气系统下PDE的平均推力均接近线形增加,其中进气系统1下的PDE增加速率最快。频率较高时,进气系统3和5的平均推力较低;

(3)环缝堵塞比对PDE的平均推力具有一定的影响。堵塞比增加,平均推力略有降低;

(4)对于吸气式PDE来说,反流对平均推力的影响高于进气阻力对平均推力的影响。进气道进口面积越小,反流越小。采用进气系统1、2时,尽管模型机进气阻力最大,但其反流也最小,导致平均推力最高。

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