2. 西北工业大学 动力与能源学院, 陕西 西安 710129;
3. 陕西省航空动力系统热科学重点实验室, 陕西 西安 710129
爆震因燃烧速度极为迅速, 导致产物来不及膨胀而产生增压[1]。多年来, 研究人员致力于将此增压燃烧特性应用于喷气推进动力系统, 以期大幅提升现有动力, 如冲压、涡喷、涡扇等以等压燃烧方式工作的发动机热循环效率[2-3]。
脉冲爆震发动机(pulse detonation engine, PDE)利用间歇式爆震燃烧产生的高温高压燃气获得推力, 是为实现上述目标而构想出的相对成熟的动力方案之一[4-6]。PDE的工作原理决定了其产生的推力不连续。为加强PDE工作稳定性并适当提升推力, 提高其工作频率一直都是重要的研究方向[7]。经数十年努力, 研究人员已能够在脉冲爆震燃烧室(pulse detonation combustor, PDC)中使用液态碳氢燃料有效地组织高频脉冲爆震燃烧[7-10]。然而, PDC工作时周期性地产生显著高于上游来流的高压, 驱动着工质逆流前传, 将造成较大的推力损失。
为解决该问题, 国内外学者主要采取了2种策略。一是采用机械节流, 即通过机械作动, 物理地隔绝PDC与上游流道。随着排气的进行, 待PDC内部压力下降至一定值后, 机械装置再次作动, 使PDC与上游流道重新联通, 恢复供气。机械节流策略可通过各种形式的机械阀实现, 包括: ①靠外部驱动机构, 如电磁铁、电机等驱动的球阀[11]、电磁阀[12]或旋转阀[13]; ②靠储能元件与工质压差驱动的簧片阀[14-15]、单向阀[16]或活塞[17]; ③依靠高压气驱动的旋转阀[18]。以上方案中, 为满足作动机构的强度, 依靠阀芯往复式作动的机械阀难以克服大流通面积与高频作动需求间的矛盾。连续作动的旋转阀不仅需要额外的驱动装置, 而且面临着气流密封以及时序控制难题。这对旋转阀的设计、加工、装配均提出了很高的要求。另一种策略是气动抑制, 它不包含任何作动机构, 完全依赖气流与流道间的相互作用来抑制反流。气动抑制策略通过异形流道实现单向阀的功能, 即正向进气流阻小、逆向流阻大。其中, 流道短小的可称为气动阀, 而流道稍长的可称为隔离段。南京航空航天大学早年对气动阀式的PDE开展了大量实验研究[19-20], 设计优化了各种形式的旋流器、钝体或其组合。较近的研究[13, 21]已能够在自由射流条件下, 采用液态燃料组织15~30 Hz的脉冲爆震燃烧, 但获取的推力数值仍不够理想。西北工业大学的邱华[22]、彭畅新等[14]对Bertin整流器式[23]、Venturi形式与回流式[14]气动阀进行了研究, 结果表明, 与来流方向呈锐角布置的刺型结构在削减反压时具有突出效果。然而, 在以上研究中, 采用单一构型的气动阀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。卢杰[24]转而尝试将不同形式的气动阀组合从而构成长流道的隔离段, 得到的最优组合结构中, PDC上游流道的长度约为PDC长度的1.2倍, 导致PDE的轴向长度过长, 难以得到实际应用。Wang等[25]着重对多级刺肋结构进行数值模拟, 考虑了刺肋结构的角度、阻塞比等, 认为该结构还可以进一步优化。
上述研究均侧重于将反流约束于主流, 忽视了疏导、分散反压的技术途径。为此, 文献[26]提出了一种可利用外涵道疏导反流, 且在主流布置多级刺肋结构(可视为一种简化的Tesla阀[27])的抑制方案, 该数值模拟研究结果表明, 上述结构在削减反压峰值方面作用突出。鉴于对类似结构开展的研究多为数值模拟, 同时为佐证文献[26]中的方案, 本研究进一步对该方案开展单次脉冲爆震实验研究, 设计出10种隔离段组合, 测量了反压峰值以及离子信号沿程的分布, 尝试定量描述出各类结构抑制反压反流的能力, 以得到最佳的隔离段结构组合方案。
1 实验装置与测试方法 1.1 隔离段组合设计方案本研究设计出如图 1所示的组合式隔离段组(A组), 分别由1倍或1.5倍PDC直径的直管(1D或1.5D)、Venturi管、中心锥(cone, C)、外涵泄压孔(slit, S)以及简化的Tesla阀的一个或多个组成。为方便叙述, 用1D或1.5D、V、C、S以及T进行标记。如图 1d)的CVST表示反流将依次经过中心锥、Venturi管、外涵泄压孔以及简化的Tesla阀。基准组为C-1D, 由中心锥和1倍PDC直径的直管组成。在图 1中, 隔离段的左端为上游, 右端为下游。故来流自左向右的流动为正向流动方向。将图 1中各隔离段中的中心锥去掉, 可得到图 2所示的5种隔离段构型(B组)。本文对2组共10种隔离段中的反流传播特性进行了研究。
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| 图 1 组合式隔离段构型(A组) |
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| 图 2 组合式隔离段构型(B组) |
实验系统简图如图 3所示, 由隔离段、PDC、燃料/氧化剂供给系统以及对应的测控系统组成。如前所述, 被测试的隔离段分A、B组, 每组各5种结构, 分别包括1个基准构型与4个对照构型。A组的基准构型为C-1D, B组的基准构型为1D。PDC分别由点火段、DDT爆震增强段以及爆震传播段组成, 总长750 mm, 内径24 mm。DDT爆震增强段内采用Shchelkin螺旋作为爆震增强装置。采用高压气瓶的供给方式, 燃料和氧化剂从高压气瓶引出后, 分别经截止阀Ⅰ、调压阀、电磁阀Ⅰ与截止阀Ⅱ后, 流入气体质量流量控制器。经调节后的燃料与氧化剂再分别经过电磁阀Ⅱ后流入混合室, 预混后的混合物最后经过止回阀后被注入至PDC中。选择气态乙烯与40%富氧空气作为实验用的燃料和氧化剂。此可燃混合物相对易于组织爆震燃烧, 且在安全性方面显著优于原理验证实验中常用的氢气与纯氧。气体质量流量控制器通过电流控制, 流量示数的精度为0.8%。其他控制系统主要用于远程控制电磁阀的作动及火花塞点火。
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| 图 3 实验系统示意图 |
测试系统基于采样频率为200 kHz、16位A/D数字采集仪。采集的信号包括: ①隔离段中的反压信号, 采集自KELLER PA-21Y压阻式传感器(标称1.0精度等级), 在图中按反流传播方向, 用R1~R10表示; ②隔离段中反流的离子信号, 采集自离子探针, 可用的测量点在图中用绿色小点标出; ③爆震波传播段的压力信号, 采集自CY-YD-205压电式传感器(标称1.0精度等级), 用P1~P3表示。为便于展示轴向不同位置的测量结果, 选取点火段与DDT段的法兰重合面所在位置为x轴的零点(图 3中红色三角形指示处), 下游的DDT段与爆震传播段的x取为正值, 上游取负。当采用图 1中的隔离段结构(A组)时, R1与R2之间的距离为(75.5+Lc)mm。其中, Lc为安装中心锥后需要延伸的轴向长度, 长约40 mm。而采用图 2的隔离段结构(B组)时, Lc=0 mm。此外, 图 3中还给出了各传感器间的安装间距, 以便计算压力波的平均传播速度。
图 4为隔离段的剖视图, 图中的红色箭头指示了测压孔具体的布置位置。R2传感器测量Venturi管的喉道处的壁面压力, R3~R6可直接伸入到简化的Tesla阀中, 测量相应位置处的壁面压力, 且不影响外涵道工质的流通。为了防止可燃混合物被填充至隔离段中, 在点火段最前端的法兰端面处夹持(0.04±0.002)mm厚的薄膜(如图 4中蓝色圆片所示)。实验时, 保持隔离段进口与大气联通, 待可燃混气向PDC建立通路15 s后才开始点火。这一方面避免瞬时开启阀门产生的气锤效应对测量过程的影响, 另一方面也能够确保PDC中混合物组分按要求的配比进行填充。当爆震波形成后, 产生的高压可轻易穿破薄膜, 反压反流得以在隔离段中传播。再次进行实验时, 需重新安装新的薄膜。
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| 图 4 隔离段剖视图及传感器(R1~R3)的安装位置示意图 |
采用飞行时间法(time of flight)估算压力波的平均传播速度, 即判定压力信号通过指定位置传感器的特征时刻, 然后根据传感器间的距离与各特征时刻的差值来计算压力波的传播速度。由P1~P3测得的典型脉冲爆震波压力信号如图 5所示。由于该压力信号的上升速度、峰值等信号特征明显, 故不论采用何种特征时刻判定方式, 对估算爆震波平均传播速度的影响均可以忽略。
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| 图 5 典型的脉冲爆震波压力信号(1D) |
然而, 在基于飞行时间法来确定反压传播速度时, 由于确定的特征时刻的计算方法存在差异, 故估算出的传播速度亦存在较大差异。图 6为基于同一组反压数据, 根据5种特征时刻统计方法估算出的反压平均传播速度, 包括基于信号上升沿的中值、极值、半极值、信号上升的起始点以及对两相邻传感器信号进行相关分析后的时间偏移。
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| 图 6 采用不同方法推测的反压平均传播速度 |
由图 6可知, 采用中值与半极值确定统计特征时间所计算出的反压平均传播速度几乎相同。在-450 mm＜x＜-300 mm区间内, 采用极值确定的反压平均传播速度相对于其他结果偏小。而基于起始点确定的反压平均传播速度则偏大。根据文献[28]的推荐, 本文选择基于相关分析法计算反压的平均传播速度。
2.2 压力峰值与离子探针信号的统计在同一次实验中, 不同位置压力传感器记录的典型信号如图 7所示。由图可知, 提取压力的峰值便可很好地反映出反压的衰减规律。在相同工况下进行多次单次实验, 同位置处离子探针记录的典型信号如图 8所示。由于自制离子探针未经过严格的离子浓度标定, 其输出的信号强度仅能定性地表示反流中的离子浓度。在数据统计时, 取其极值作为主要的信号特征。
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| 图 7 同一次点火实验中所记录的反应信号(CVST) |
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| 图 8 离子探针信号(C-1D) |
实验时, 对任意组合隔离段重复5次以上的脉冲爆震波点火实验。图 9与图 10分别为采用不同组合隔离段时采集的爆震波信号P1以及在CVST构型下多次测量的R1传感器信号。由图可知, 多次重复实验获取的爆震波波型以及相应的反压波型高度相似, 表明实验测量结果的重复性良好。
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| 图 9 不同隔离段构型下采集的P1信号 |
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| 图 10 多次测量采集的R1信号 |
实验过程中, 每单次实验均可获得反压的峰值、传播速度、离子探针信号峰值以及爆震波的传播速度等数据。数据处理过程中, 将对应数据的算术平均值作为被测对象真值的估计。假设实验数据满足正态分布, 且具有0.95置信度。采用A类评定方法评估标准不确定度[29], 并基于极差法确定标准差, 取扩展因子为2以计算扩展不确定度。
3 结果与讨论采用不同的隔离段构型时, 由实验测得的P2与P3间爆震波平均传播速度如图 11所示, 其中虚线为乙烯/空气在常温常压点火形成的C-J爆震波传播速度理论值。由图可知, 在安装了不同隔离段构型的PDC中获得的爆震波传播速度与理论值相当, 表明在实验中已获得了充分发展的爆震波。
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| 图 11 测量的爆震波传播速度与理论值的对比 |
图 12为测得的爆震波典型压力信号与采用不同隔离段构型时的典型反压信号。由图可知, R1的典型压力曲线中均包含2个波峰。其中, 右波峰的形成可能由爆震波触发后产生的回爆波所引起。理由是该波峰与图 12上方P1信号的时间差Δt约为0.4 ms, 而理论计算出的产物声速约为1 106.9 m/s, 那么在这段时间内, 回爆波可传播约442.8 mm。该距离约等于R1与P1的间距437 mm。然而, 从图 7可知, R1的右波峰与R2的波峰产生时刻非常接近, 且在R2~R5的压力信号中均未出现2个波峰。所以, 右波峰的出现, 更有可能是在第一道高压(左波峰)作用于薄膜或者中心锥后, 由薄膜破碎或者中心锥反射所形成。另外, 考虑到R1测点位于PDC的点火段, 形成2个波峰的因素可能较多, 有待更深入的探究。
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| 图 12 典型爆震波的压力信号与R1压力信号 |
反压在A组隔离段(见图 1)中的平均传播速度如图 13所示(图中左侧为上游, 右侧为下游)。由图可知, 当x＜-350 mm时, 反压的传播速度在不同隔离段中的排序基本确定。注意到反压传播速度越慢, 意味着抑制反压传播的能力越强, 故按抑制反压传播能力排序, 由大到小依次应为CVST, CVT, CVS-1.5D, CV-1.5D, C-1D。当反压传播至约0.86倍PDC长度的距离时, 相对于C-1D型基准隔离段, CV-1.5D型隔离段由于引入了Venturi管结构与1.5D的直管, 拥有更庞大的流动空间, 更有利于高压反流的膨胀, 反压的传播速度下降了12.5%。注意到抑制反压传播能力排在前两位的均包含Tesla阀结构。相对于无Tesla阀的CV-1.5D型与CVS-1.5D型隔离段, CVT型与CVST型隔离段中的反压传播速度分别下降了40.7%与27.3%, 这证明了Tesla阀结构在抑制反压传播方面的优越性。
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| 图 13 反压在A组结构中的平均传播速度 |
若不在流道中安装中心锥, 反压在B组结构(见图 2)中的平均传播速度如图 14所示。同样按抑制反压传播能力排序, 当x＜-450 mm时, 由大至小依次为：VST, VT, VS-1.5D, V-1.5D, 1D。该序列与图 13揭示的规律类似。当反压传播了约0.86倍PDC长度的距离时, 反压在V-1.5D型隔离段中的传播速度相对于1D型基准隔离段下降了约11.1%。而反压在VT型和VST型隔离段中的传播速度相较于V-1.5D型与VS-1.5D型隔离段分别降低了56.8%与33.3%。需指出, 若比较-450 mm＜x＜-350 mm范围的反压传播速度, 则抑制反压传播能力由大到小的序列为：VST, VS-1.5D, V-1.5D, VT, 1D。其中, VT结构在序列中的位置发生了明显变化。说明该结构对下游是否包含中心锥相对于其他结构更为敏感。
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| 图 14 反压在B组结构中的平均传播速度 |
反压峰值在A组隔离段中传播时的变化规律如图 15所示。由图可知, 在不同隔离段中, 反压均随着传播的进行而衰减。反压峰值越低, 说明隔离段削减反压强度的能力越佳。当反压传播400 mm后(x＜-400 mm, 约17倍PDC直径或0.6倍PDC长度), 可明显看出不同结构反压峰值抑制能力的优劣, 为CVST≈CVS-1.5D＞CVT≈CV-1.5D＞C-1D。当反压传播0.86倍PDC长度的距离时, 相较于C-1D型基准隔离段, 反压峰值在CV-1.5D型隔离段中降低了18.9%。注意到排序前2位的隔离段均包含泄压小孔结构。相较于无泄压小孔的CVT结构与CV-1.5D结构, 反压峰值在CVST与CVS-1.5D中分别降低了26.7%与25.0%。
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| 图 15 反压峰值在A组结构中的变化规律 |
反压峰值在B组隔离段中传播时的变化规律如图 16所示。以各结构中最后一个传感器测得的压力峰值为基准, 按反压峰值的抑制能力从大到小排序为：VST, VS-1.5D, V-1.5D, VT, 1D。其中, 当反压传播0.86倍PDC长度的距离时, V-1.5D型隔离段中的反压峰值相较于1D型基准隔离段下降了约27.3%。同样可以看出, 拥有泄压小孔的VST型与VS-1.5D型隔离段中的反压峰值相较于VT型与V-1.5D型隔离段中的反压峰值分别降低了约31.4%与9.4%。结合图 15与图 16可看出, 包含泄压小孔的隔离段结构在反压峰值抑制方面比较突出, 包含1.5D结构的次之。
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| 图 16 反压峰值在B组结构中的变化规律 |
将压力峰值数据进一步处理, 可得到相邻传感器间压力关于传播距离的衰减率, 取算术均值后的结果如图 17所示。由图可定量比较出各结构抑制反压反流能力的优劣为: CVST>CVS-1.5D≈CVT＞CV-1.5D＞VST＞C-1D≈VT＞V-1.5D＞VS-1.5D＞1D。其中, CVST拥有最大的平均衰减率, 约为C-1D型基准隔离段的2倍, 而CVS-1.5D与CVT以及C-1D与VT的平均压力峰值衰减率比较接近。另外, 因中心锥充当了推力壁的作用, 反压与反流将首先与其作用, 故包含中心锥结构抑制反压的能力显著优于其他结构相同而无中心锥的结构。由图 17可知, 使用中心锥的隔离段(A组)的平均衰减率比不使用中心锥的隔离段(B组)的平均衰减率至少高约50%。
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| 图 17 各结构中压力峰值的平均衰减率 |
图 18为离子探针在4种结构中测得的信号峰值。由图可知, 离子信号的强度随反压反流传播距离增加而降低, 且在各结构中并未出现明显区别。意外的是, 即使反压传播了600 mm(x=-600 mm, 约25倍PDC直径或0.85倍PDC长度), 仍可探测出离子信号。说明燃烧后的产物或部分未燃混合物, 可跟随反压运动至前端。
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| 图 18 各结构中采集的离子探针信号 |
为抑制PDC反流前传, 降低推力损失, 本研究立足于气动抑制策略, 采用组合式隔离段的抑制方法, 创新设计出10种不同组合的隔离段, 开展了反压传播规律的实验研究, 主要结论如下:
1) 单次脉冲爆震的点火实验重复性良好。采用飞行时间法确定反压的传播速度时, 不同特征时刻判别方法计算出的结果存在差异, 为更准确地计算反压的传播速度, 推荐使用相关分析法来确定特征时刻。
2) 实验定量测定出不同结构对反压的抑制作用, 当反压传播约0.86倍PDC长度范围内, 相对于基准隔离段, Venturi管(V)与1.5倍PDC直径的直管组合的隔离段中的反压传播速度与峰值可分别降低10%与20%;安装了Tesla阀的隔离段中, 反压传播速度可再降低27.3%;安装了泄压小孔的隔离段可降低25%的反压峰值; 中心锥可大幅提高反压传播过程中的平均衰减率。
3) 10种组合式的隔离段中, 由中心锥、Venturi管、外涵泄压孔以及Tesla阀组合的隔离段结构(CVST)对反压峰值与反压传播速度拥有最佳的抑制能力。相对于基准隔离段, 反压在CVST隔离段中的传播速度降低了约50%, 峰值降低了约40.5%, 平均峰值衰减率提升了1倍左右。
限于篇幅, 本文仅通过实验研究了所设计隔离段抑制反压的能力, 在后续研究中将讨论PDE高频运行条件下的反压抑制能力并测定各部件的流阻。
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