李建玲 ,范 瑋 ,熊 姹,王育虔,李 強(qiáng)

(西北工業(yè)大學(xué)動力與能源學(xué)院,西安 710072)

0 引 言

脈沖爆震發(fā)動機(jī)[1](Pulse Detonation Engine,簡稱PDE)是一種利用周期性爆震波產(chǎn)生推力的非穩(wěn)態(tài)新型推進(jìn)系統(tǒng)。根據(jù)氧化劑的來源,PDE可分為吸氣式和火箭式。由于爆震燃燒的熱效率明顯高于等壓燃燒,較之采用等壓燃燒的常規(guī)火箭發(fā)動機(jī)來說,脈沖爆震火箭發(fā)動機(jī)(Pulse Detonation Rocket Engine,簡稱PDRE)具有理論上的性能優(yōu)勢。此外,由于爆震燃燒后燃?xì)獾膲毫γ黠@上升,增壓比可達(dá)15～55倍[2],PDRE的燃料和氧化劑可以較低的壓力噴注入燃燒室。因此較之采用等壓燃燒的傳統(tǒng)火箭發(fā)動機(jī)來說,PDRE對增壓部件(如高壓渦輪泵等)的要求大為減低,系統(tǒng)結(jié)構(gòu)可更為簡單。作為一種化學(xué)推進(jìn)系統(tǒng),目前世界很多國家都開展了PDRE的應(yīng)用與基礎(chǔ)研究工作[3]。

比沖是衡量火箭發(fā)動機(jī)性能的重要指標(biāo),表征單位重量流量推進(jìn)劑所產(chǎn)生的推力。因此要獲得PDRE實(shí)驗(yàn)比沖,就需要準(zhǔn)確測量PDRE所產(chǎn)生的推力和推進(jìn)劑流量。由于PDRE間歇式工作和非穩(wěn)態(tài)特性,PDRE推力和推進(jìn)劑流量都是脈動的,測量難度較之穩(wěn)態(tài)發(fā)動機(jī)大為增加。目前,關(guān)于PDRE性能的實(shí)驗(yàn)研究多是只報(bào)道其推力,而PDRE比沖值鮮見于文獻(xiàn)[4-6]。此外,盡管目前大多數(shù)脈沖爆震的相關(guān)研究使用氫氣或者小分子的氣態(tài)碳?xì)浠衔餅槿剂?但從實(shí)用性出發(fā),大分子的液態(tài)碳?xì)浠衔锊攀抢硐氲耐七M(jìn)劑燃料。因此筆者著眼于實(shí)驗(yàn)研究液態(tài)煤油/氧氣PDRE的性能。采用液態(tài)煤油為燃料、氧氣為氧化劑,進(jìn)行了一系列多循環(huán)爆震實(shí)驗(yàn),研究了工作頻率對爆震參數(shù)的影響,獲得不同工作頻率下PDRE的推力和比沖,研究了影響PDRE性能的主要因素,為高性能PDRE的設(shè)計(jì)提供研究思路。

1 實(shí)驗(yàn)裝置

兩相PDRE實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由供給系統(tǒng)、電磁閥及點(diǎn)火控制系統(tǒng)、爆震管、壓力測量系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等組成,如圖1所示。爆震管安裝在一個推力測試臺架上,推力測試臺架由動架和靜架兩部分組成。靜架為鑄鐵基座,動架通過滾動軸承和線性導(dǎo)軌支承在靜架上,爆震管被固定在動架上。動架前端與靜架之間安裝有Kistler 9331B壓電式動態(tài)推力傳感器,用來測量實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷耐屏?。本?shí)驗(yàn)使用DEWE-3020十六通道數(shù)據(jù)采集系統(tǒng),單個通道的最高采樣率為200kHz。

圖1 兩相PDRE實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of two-phase PDRE system

實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷谋鸸茴^部封閉,尾端敞口,由推力壁、混合段、起爆段、爆震室組成。爆震管內(nèi)徑為30mm,爆震管總長 L為1.47m,爆震管體積V為1.04×10-3m3。實(shí)驗(yàn)采用液態(tài)煤油(C10H21)為燃料,氧氣為氧化劑,氮?dú)鉃楦綦x氣體。煤油和氧氣從頭部軸向注入爆震室,在混合段內(nèi)混合后,由點(diǎn)火能量為50mJ的火花塞點(diǎn)燃?；旌隙魏蟮钠鸨軆?nèi)壁裝有Shchelkin螺旋作為湍流增強(qiáng)裝置,以促進(jìn)爆燃向爆震轉(zhuǎn)變,縮短DDT距離。爆震段上布有5個壓力測點(diǎn),用于判斷爆震在何處形成。壓力測點(diǎn)p1～p5分別距推力壁570、630、1320、1380mm 和1440mm。各壓力測點(diǎn)均安裝動態(tài)壓電式壓力傳感器來測量爆震室內(nèi)壓力分布。在實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ虸的爆震管出口位置安裝火焰溫度及水蒸氣濃度紅外光譜測量儀(PTSCT)[7],測量爆震管出口平面的尾焰溫度,如圖2所示。

Fig.2 裝有PTSCT的兩相PDREFig.2 Two-phase PDRE mounted with PTSCT

PDRE每個循環(huán)的運(yùn)行都包含如下過程：向爆震管內(nèi)填充燃料和氧化劑;點(diǎn)火,形成爆震波;高溫高壓的燃?xì)馀蛎浥懦霰鸸?注入隔離氣體,將爆震管內(nèi)的燃?xì)膺M(jìn)一步吹除。吹除過程結(jié)束后,噴注隔離氣體的閥門關(guān)閉,噴注燃料和氧化劑的閥門重新開啟,發(fā)動機(jī)進(jìn)入下一個循環(huán)過程。通過電磁閥及點(diǎn)火控制系統(tǒng)設(shè)定實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ凸ぷ黝l率,控制燃油、氧氣和氮?dú)獾拈g歇供給和點(diǎn)火時序,如圖3所示。供油量、供氣量可通過供給壓力和電磁閥開啟時間進(jìn)行調(diào)節(jié)。對于特定系統(tǒng),當(dāng)供應(yīng)壓力和電磁閥開啟時間一定,供油量和供氣量也隨著確定。本實(shí)驗(yàn)中,氧氣和煤油的噴射壓力分別為1.7和0.5MPa。在本實(shí)驗(yàn)中,煤油流量采用孔板流量計(jì)測量。但較之脈動液態(tài)流量的測量,脈動氣體流量的測量難度要大得多。目前質(zhì)量流量計(jì)最快響應(yīng)時間只能達(dá)到0.2～0.3s,而頻率為5Hz的PDRE一個周期的工作時間也只需0.2s,因此現(xiàn)有的質(zhì)量流量計(jì)響應(yīng)時間不能達(dá)到PDRE氣體流量測量的要求。如果采用孔板流量計(jì),由于PDRE運(yùn)行過程內(nèi)部流場為非穩(wěn)態(tài),不能保證通過孔板后的氣體一直處于超臨界狀態(tài),其測量結(jié)果與實(shí)際流量出現(xiàn)很大偏差。在本實(shí)驗(yàn)中,采用質(zhì)量流量計(jì)和孔板流量計(jì)測量出的氣體流量比真實(shí)值大10倍以上。對于脈動氣體流量測量,采用單位時間內(nèi)確定氣體總量的方法來折算出氣體平均流量的方法要可靠得多。因此本實(shí)驗(yàn)采用冷態(tài)集氣法來測量氧氣流量。冷態(tài)實(shí)驗(yàn),在一定時間內(nèi)僅由電磁閥向爆震管內(nèi)間歇供給氧氣,通過收集爆震管出口的氧氣,根據(jù)收集到的氣體體積和密度,折算出氧氣平均流量。在本實(shí)驗(yàn)中,氧氣流量﹒mO2為15.78g/s,燃油氧氣混合物填充當(dāng)量比為1。所有實(shí)驗(yàn)均在初始壓力0.1MPa,初始溫度25℃的條件下進(jìn)行。在同一實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜕戏謩e進(jìn)行了爆震頻率 f為5、10和15Hz的實(shí)驗(yàn)。

圖3 電磁閥和點(diǎn)火的時序圖Fig.3 Sequence of the solenoid valves and the ignition

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 壓力波形

圖4～6分別給出了工作頻率 f為5、10和15Hz時發(fā)動機(jī)不同位置的壓力波形。壓力波形表明發(fā)動機(jī)的實(shí)際工作頻率與實(shí)驗(yàn)設(shè)定的頻率相一致。在3種工作頻率下,在距推力壁570mm的p1位置,均得到了充分發(fā)展的爆震波;但在距推力壁1440mm的p5位置,隨著工作頻率的增加該處的壓力是逐漸下降的。當(dāng)工作頻率為5Hz時,p5位置仍能得到充分發(fā)展的爆震波;而當(dāng)工作頻率為15Hz時,p5位置最大峰值壓力已經(jīng)分別下降到0.5MPa左右。在15Hz時,p5位置壓力明顯下降的原因與此處的填充度有關(guān)。填充系數(shù)指的是每次起爆時可爆混合物填充爆震室的體積與爆震室的總?cè)莘e之比,在等截面爆震室中就是可爆混合物填充爆震室的長度與爆震室的總長度之比。隨著頻率的增加,PDRE每個循環(huán)的燃料和氧化劑填充時間縮短。當(dāng)氧氣和煤油流量一定,隨著頻率的提高,填充系數(shù)是不斷減小的。在本實(shí)驗(yàn)中,對應(yīng)于5、10和15Hz,爆震管的填充系數(shù)分別為2.12、1.06和0.71。當(dāng)爆震室部分填充時,填充系數(shù)小于1,爆震波到達(dá)可爆混合物與不可爆氣體界面轉(zhuǎn)化為不帶化學(xué)反應(yīng)的激波。隨著激波向爆震管下游傳播,其強(qiáng)度逐漸減低,因此p5位置壓力明顯下降。多循環(huán)實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,煤油氧氣兩相爆震壓力低于由CEA計(jì)算出的理想CJ氣相爆震壓力[8-9](4.16MPa),而多循環(huán)實(shí)驗(yàn)中爆震壓力隨著工作頻率的增加而有所下降,當(dāng)爆震管處于部分填充狀態(tài)時,在未填充可爆混合物處的爆震管尾部壓力明顯減低。

圖4 5Hz時PDRE不同位置的壓力波形Fig.4 Pressure profiles with the operation frequency of 5Hz

圖5 10Hz時PDRE不同位置的壓力波形Fig.5 Pressure profiles with the operation frequency of 10Hz

圖6 15Hz時PDRE不同位置的壓力波形Fig.6 Pressure profiles with the operation frequency of 15Hz

2.2 尾焰溫度

圖7分別給出了工作頻率 f為5、10和15Hz時爆震管尾部火焰溫度的變化曲線。在較低的工作頻率下,脈沖溫度的變化均勻,但是隨著工作頻率的升高,溫度脈動增大。這是由于頻率的升高減少了隔離氣體填充時間,前一次的脈沖對后一次脈沖的影響逐漸增大。將每個頻率下的脈沖溫度進(jìn)行平均,得到如圖8所示的不同頻率下平均溫度的變化曲線。工作頻率為10Hz時,PDRE的尾焰溫度達(dá)到了2144.7K,隨著工作頻率的上升,其尾焰溫度相應(yīng)增高。當(dāng)煤油/氧氣混合物當(dāng)量比為1時,由CEA計(jì)算出的CJ氣相爆震溫度為3917.9K,明顯高于實(shí)驗(yàn)測量值,這主要是由于理論計(jì)算未考慮液體燃料的霧化蒸發(fā)對爆震特性參數(shù)的影響。

2.3 瞬時推力

圖7 不同頻率,PDRE尾焰溫度變化曲線Fig.7 Plume temperature profiles for different operation frequency of PDRE

圖8 不同頻率,PDRE尾焰脈沖平均溫度Fig.8 Averaged pulse plume temperature profiles for different operation frequency of PDRE

圖9 不同頻率,PDRE瞬時推力曲線Fig.9 Transient thrustprofiles for different operation frequency of PDRE

圖9分別給出了工作頻率 f為5、10和15Hz實(shí)驗(yàn)測得的瞬時推力曲線。如圖9所示,力傳感器輸出的瞬時推力信號表現(xiàn)為上下振蕩曲線,看似存在明顯的負(fù)推力。圖10為氫氧脈沖爆震火箭發(fā)動機(jī)多循環(huán)工作過程一維數(shù)值仿真得到的推力壁處的瞬時推力曲線[10]?？梢钥闯?數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)得到的瞬時推力信號存在明顯差異。根據(jù)動量方程可知,當(dāng)推力壁壓力高于外界壓力,PDRE產(chǎn)生正推力;隨著推力壁壓力逐步減低,PDRE產(chǎn)生的正推力逐漸減小;如果爆震管內(nèi)氣體過度膨脹,推力壁壓力會略低于外界環(huán)境壓力,PDRE產(chǎn)生負(fù)推力。結(jié)合實(shí)驗(yàn)測得的壓力信號,由于PDRE周期性的運(yùn)行,在爆震管內(nèi)壓力排到環(huán)境壓氣附近,下一個循環(huán)開始,因此負(fù)推力值不會很大。上述分析表明,通過推力測試平臺采集得到的力傳感器響應(yīng)曲線與實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?shí)際所輸出的瞬時推力存在明顯差異,在實(shí)際工作過程中PDRE并沒有產(chǎn)生明顯的負(fù)推力。這種差異是由壓電式力傳感器的固有特性以及PDRE周期性脈沖工作方式引起的。

圖10 數(shù)值模型得到的瞬時推力曲線Fig.10 Transient thrust profile obtained by simulation

為了了解推力測試平臺對周期性脈沖力的動態(tài)響應(yīng),將推力測試平臺簡化為單自由度質(zhì)量-彈簧-阻尼系統(tǒng),用脈沖力來代替實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膶?shí)際瞬時推力。利用Matlab Simulink[11]模擬簡化的單自由度質(zhì)量-彈簧-阻尼系統(tǒng)。圖11為單自由度質(zhì)量-彈簧-阻尼系統(tǒng)脈沖力動態(tài)響應(yīng)曲線。從圖11可知,力傳感器動態(tài)響應(yīng)曲線與實(shí)際輸入周期性脈沖推力存在很大的不同。輸入的周期性脈沖推力沒有負(fù)值,而動態(tài)響應(yīng)曲線卻表現(xiàn)為欠阻尼振蕩曲線。也就是說,動態(tài)響應(yīng)曲線中存在的負(fù)值區(qū)域并不意味著輸入推力存在負(fù)值。對脈沖力動態(tài)響應(yīng)曲線進(jìn)行時間積分,可以得到響應(yīng)積分沖量曲線,如12所示。從圖12可知,周期性脈沖推力和動態(tài)響應(yīng)曲線的積分沖量曲線雖然存在不同,但是,在整個時間過程兩者的積分沖量數(shù)值是相同的。故通過將一定時間內(nèi)(整周期)測得的力傳感器動態(tài)響應(yīng)曲線對時間積分來計(jì)算這段時間內(nèi)輸入周期性脈沖力所產(chǎn)生的沖量,兩者結(jié)果是一致的。

圖11 脈沖力響應(yīng)曲線Fig.11 Response curve of pulse force

圖12 脈沖力響應(yīng)積分沖量曲線Fig.12 Impulse curve obtained by integrating the response curve of pulse force

2.4 平均推力和比沖

由上述分析可知,通過對時間長度1s內(nèi)的力傳感器測量曲線進(jìn)行時間積分,可以得到PDRE實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ驮谶@1s時間內(nèi)所產(chǎn)生的實(shí)際沖量I和平均推力Favg。以混合物為基礎(chǔ)的比沖Isp可按下式計(jì)算

式中ρ0表示初始填充混合物的密度,g為當(dāng)?shù)刂亓铀俣?這里g=9.81m/s2。相應(yīng)的燃料比沖可按下式計(jì)算

wf為燃料的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

表1列出了不同頻率工作時對應(yīng)的發(fā)動機(jī)填充系數(shù)、平均推力、混合物比沖以及燃料比沖。從表1可以看出,在同一實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜕?隨著工作頻率的增加,實(shí)驗(yàn)測得的平均推力、混合物比沖以及燃料比沖逐漸增大。

表1 不同頻率下填充系數(shù)及性能參數(shù)Table 1 Fill Fraction and performance parameters of PDRE with different operation frequency

根據(jù)Wintenberger[12]給出的PDRE性能分析模型,當(dāng)發(fā)動機(jī)的尺寸一定時,隨著頻率的增加,平均推力線性增大,而混合物比沖和燃料比沖并不隨著工作頻率的增加而變化。在本實(shí)驗(yàn)條件下,采用Wintenberger性能分析模型計(jì)算出的PDRE的比沖和燃料比沖分別為165s和736s。但是,值得注意的是該分析模型計(jì)算是針對發(fā)動機(jī)剛好完全填充的情況,沒有考慮部分填充的影響,因此該理論值沒能真實(shí)充分體現(xiàn)出脈沖爆震火箭發(fā)動機(jī)的性能優(yōu)勢。在爆震管完全填充的條件下,爆震燃燒釋放出的能量并未充分利用來產(chǎn)生推力,未經(jīng)膨脹做功的高溫高壓燃?xì)獗恢苯优懦霭l(fā)動機(jī)外。

當(dāng)頻率為10Hz時,填充系數(shù)為1.06,混合物比沖為 167.7s,略高于 Wintenberger模型計(jì)算值(165s)。當(dāng)頻率為5Hz時,填充系數(shù)為2.12,混合物比沖明顯低于模型計(jì)算值,這是由于發(fā)動機(jī)明顯過填充,過填充部分的燃料氧化劑混合物被排到發(fā)動機(jī)外,對發(fā)動機(jī)推力的產(chǎn)生沒有貢獻(xiàn)。當(dāng)頻率為15Hz時,填充系數(shù)為0.71,混合物比沖明顯高于模型計(jì)算值,這是由于發(fā)動機(jī)部分填充,爆震室未填充部分起到了等截面直噴管的作用,有利于將爆震后的高溫高壓燃?xì)獾膬?nèi)能進(jìn)一步轉(zhuǎn)化為排氣動能,從而大大地提高了發(fā)動機(jī)的性能。

3 結(jié) 論

(1)隨著工作頻率的升高,爆震壓力有所下降,尾焰溫度脈動增大,尾焰脈沖平均溫度升高。當(dāng)爆震管處于部分填充狀態(tài)時,在未填充可爆混合物處的爆震管尾部壓力明顯減低;

(2)壓電式力傳感器輸出的響應(yīng)曲線與PDRE實(shí)際瞬時推力信號存在明顯差異,但在整個時間過程兩者的積分沖量數(shù)值是相同的,因此可以通過將一定時間內(nèi)(整周期)測得的力傳感器動態(tài)響應(yīng)曲線對時間積分,來計(jì)算這段時間內(nèi)輸入周期性脈沖力所產(chǎn)生的沖量;

(3)填充系數(shù)的變化對于PDRE比沖值有著顯著影響。采用爆震室部分填充的策略,可以顯著地提高發(fā)動機(jī)比沖。對同一實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?當(dāng)油氣的平均流量一定,可以通過改變頻率來改變填充系數(shù),頻率越高,填充系數(shù)越小,混合物比沖以及燃料比沖都呈現(xiàn)出明顯增大的趨勢;

(4)實(shí)驗(yàn)測得煤油/氧氣PDRE的尾焰溫度在2000K以上,可以考慮在爆震室出口加裝噴管,進(jìn)一步提高爆震后的高溫高壓燃?xì)獾膬?nèi)能向排氣動能的轉(zhuǎn)化率,PDRE的比沖仍有進(jìn)一步提高的潛力。

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