脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)原理性試驗(yàn)研究

2013-11-20 10:11:36李曉豐鄭龍席鄭華雷

實(shí)驗(yàn)流體力學(xué) 2013年6期

李曉豐，鄭龍席，邱華，鄭華雷

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

0 引言

脈沖爆震燃燒與爆燃燃燒（等壓燃燒、等容燃燒）相比，具有燃燒效率高、傳播速度快、自增壓、熵增小等特點(diǎn)［1］。由于爆震燃燒具有上述獨(dú)特優(yōu)勢，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量關(guān)于脈沖爆震發(fā)動機(jī)理論和試驗(yàn)研究［2-10］。

脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)是最近提出的一種非常創(chuàng)新概念的新型發(fā)動機(jī)，主要由脈沖爆震燃燒室（PDC）、渦輪以及壓氣機(jī)組成，主要目的是用爆震室替代傳統(tǒng)渦輪發(fā)動機(jī)的核心機(jī)，以減輕發(fā)動機(jī)重量，提高發(fā)動機(jī)推重比（功重比）和機(jī)動性能。

目前國外有大量學(xué)者開展了脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)理論及試驗(yàn)方面的研究。美國GE 全球研究中心Goldmeer［11］等人結(jié)合傳遞函數(shù)模型和熱力學(xué)系統(tǒng)分析工具對脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)的性能進(jìn)行了研究，結(jié)果表明爆震循環(huán)效率要高于Brayton 循環(huán)。Tangirala［12］等人對比研究了穩(wěn)態(tài)等壓燃燒和脈沖爆震燃燒驅(qū)動下軸流渦輪的效率問題，結(jié)果表明在兩種不同燃燒方式下渦輪效率無顯著性差異。Rouser［13］等人開展了PDC與向心渦輪（渦輪增壓器）的試驗(yàn)研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)在采用相同燃料（H2）的前提下，脈沖爆震燃燒比穩(wěn)態(tài)爆燃燃燒所產(chǎn)生的發(fā)動機(jī)比功高70%（PDC工作頻率為10 Hz，燃?xì)猱?dāng)量比為0.64）。國內(nèi)西北工業(yè)大學(xué)鄧君香［14］等人建立了用脈沖爆震燃燒室替代傳統(tǒng)燃?xì)鉁u輪發(fā)動機(jī)主燃燒室的熱力性能分析模型，計算結(jié)果表明替代后發(fā)動機(jī)單位推力可提高27.1%，單位燃油消耗率將降低21.3%。

設(shè)計了脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)原理性試驗(yàn)系統(tǒng)，在該試驗(yàn)系統(tǒng)上開展了PDC與渦輪及壓氣機(jī)三者相互匹配的原理性試驗(yàn)，對脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)的可行性進(jìn)行了探索性研究。

1 試驗(yàn)裝置

脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)原理性試驗(yàn)系統(tǒng)控制示意圖如圖1所示，其主要由脈沖爆震燃燒室、渦輪增壓器（向心渦輪、離心壓氣機(jī)）、進(jìn)氣道、尾噴管、供油系統(tǒng)、供氣系統(tǒng)、爆震點(diǎn)火及頻率控制系統(tǒng)、潤滑系統(tǒng)、測量系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集和控制系統(tǒng)等組成。

圖1 脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)原理性試驗(yàn)系統(tǒng)控制示意圖Fig.1 The control schematic diagram of the pulse detonation turbine engine test system

脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)原理性試驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡圖及傳感器的安裝見圖2。脈沖爆震燃燒室主要由進(jìn)氣段、點(diǎn)火段和爆震段組成。爆震管內(nèi)徑60mm，爆震室長度1500mm。其中進(jìn)氣段主要完成發(fā)動機(jī)的供氣、供油和霧化工作，發(fā)動機(jī)采用無閥自適應(yīng)的方式實(shí)現(xiàn)爆震室的油氣填充。供油流量由齒輪流量計測定，供氣流量由渦輪流量計測定。發(fā)動機(jī)點(diǎn)火段安裝家用汽車火花塞，點(diǎn)火系統(tǒng)為一般汽車發(fā)動機(jī)用磁控高能無觸點(diǎn)電子點(diǎn)火器，點(diǎn)火頻率由自行研制的PLC（Programmable Logic Controller）測控系統(tǒng)控制。調(diào)整火花塞墊片的厚度可調(diào)整火花塞電極插入燃燒室內(nèi)的深度以保證最佳的點(diǎn)火效果。在發(fā)動機(jī)爆震段內(nèi)安裝Shchelkin螺旋結(jié)構(gòu)，以起到強(qiáng)化爆震縮短起爆距離的作用。

在PDC 進(jìn)口設(shè)計一個三通管，一端與實(shí)驗(yàn)室高壓氣源相連，一端與壓氣機(jī)相通，通過電磁閥1和2可瞬間切換PDC 的供氣壓縮氣源。PDC 和渦輪增壓器直接相連，高速、高溫、高壓爆震燃?xì)馇邢蜻M(jìn)入渦輪，在渦輪內(nèi)膨脹做功，渦輪輸出軸功率帶動壓氣機(jī)，膨脹完后燃?xì)饨?jīng)尾噴管向外排出，同時產(chǎn)生推力。壓氣機(jī)作為渦輪的負(fù)載，不斷從外界吸入空氣，空氣經(jīng)壓縮后有兩種不同的去向：①在研究PDC 與渦輪二者匹配時，其可直接經(jīng)電磁閥3排出；②在開展PDC與渦輪、壓氣機(jī)三者匹配試驗(yàn)時，其通過電磁閥2直接進(jìn)入爆震室，取代實(shí)驗(yàn)室高壓氣源，從而實(shí)現(xiàn)脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)在自吸氣模式下長時間穩(wěn)定工作。

圖2 脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)原理性試驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡圖Fig.2 The structure sketch of the pulse detonation turbine engine test system

試驗(yàn)器傳感器的安裝具體如下：在壓氣機(jī)出口安裝壓阻式壓力傳感器P1和熱阻式溫度傳感器T1，以測量壓氣機(jī)出口氣流參數(shù)，同時為衡量渦輪從爆震燃?xì)庵刑崛∧芰康亩嗌偬峁﹨⒖家罁?jù)；在高壓氣入口后端安裝壓阻式壓力傳感器P3和熱阻式溫度傳感器T3，測量高壓氣的初始壓力和溫度；在爆震室進(jìn)氣段前部安裝壓阻式壓力傳感器P4，獲取爆震室爆震波反傳壓力峰值的大??；在爆震室尾部安裝2個壓電式壓力傳感器P5、P6，測量爆震波傳出爆震室時的傳播速度和壓力大小，為判斷是否產(chǎn)生爆震波提供參考依據(jù)；在渦輪入口安裝1個壓電式壓力傳感器P7和1個熱電偶式溫度傳感器T7，在渦輪出口安裝2個壓阻式壓力傳感器P8、Pt8；在壓氣機(jī)進(jìn)氣道內(nèi)安裝1個電渦流位移傳感器，以測量渦輪增壓器轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速；在燃油供應(yīng)管路上安置1個燃油流量計，測量燃油的流量大小。

2 試驗(yàn)方案

在開展PDC與渦輪及壓氣機(jī)三者相互匹配試驗(yàn)之前，先進(jìn)行PDC與渦輪二者間的匹配試驗(yàn)，以驗(yàn)證PDC與渦輪能否長時間穩(wěn)定連續(xù)工作，同時檢驗(yàn)所選型渦輪增壓器是否滿足三者相互匹配的試驗(yàn)要求。PDC與渦輪二者匹配試驗(yàn)方案如下：首先由基于PLC的發(fā)動機(jī)測控系統(tǒng)發(fā)出指令，將電磁閥1、電磁閥3打開，電磁閥2、電磁閥4關(guān)閉，高壓空氣由高壓氣源從電磁閥1進(jìn)入發(fā)動機(jī)，經(jīng)彎段后直接進(jìn)入脈沖爆震燃燒室進(jìn)氣段，并與供油霧化系統(tǒng)噴出的燃油進(jìn)行摻混，完成PDC填充過程，填充結(jié)束后高能點(diǎn)火器在火花塞處引爆可燃混氣，火焰經(jīng)過爆燃向爆震轉(zhuǎn)變的DDT 距離后，形成爆震波并從爆震室出口經(jīng)彎段切向噴入渦輪，在渦輪內(nèi)膨脹做功，膨脹后乏氣從尾噴管排出，同時渦輪輸出軸功率帶動壓氣機(jī)，壓氣機(jī)壓縮的高壓空氣最后經(jīng)電磁閥3排出，如此反復(fù)循環(huán)。

PDC與渦輪、壓氣機(jī)三者相互匹配的試驗(yàn)方案主要包括兩個過程：一是發(fā)動機(jī)啟動過程，一是發(fā)動機(jī)聯(lián)調(diào)過程。發(fā)動機(jī)啟動過程具體方案同PDC 與渦輪二者匹配試驗(yàn)方案；發(fā)動機(jī)聯(lián)調(diào)過程具體如下：當(dāng)發(fā)動機(jī)在啟動狀態(tài)下連續(xù)穩(wěn)定工作后，由發(fā)動機(jī)測控系統(tǒng)發(fā)出指令，打開電磁閥2，同時關(guān)閉電磁閥1和電磁閥3，即將發(fā)動機(jī)從由高壓氣源供氣模式瞬間切換到由壓氣機(jī)供氣模式，實(shí)現(xiàn)PDC驅(qū)動渦輪、渦輪帶動壓氣機(jī)、壓氣機(jī)壓縮空氣供給PDC 的三者相互匹配試驗(yàn)。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

表1是PDC與渦輪二者匹配基礎(chǔ)試驗(yàn)工況及試驗(yàn)結(jié)果，圖3為發(fā)動機(jī)壓氣機(jī)流量與高壓空氣流量隨點(diǎn)火頻率f變化的對比曲線圖。從圖中可看出，隨著發(fā)動機(jī)點(diǎn)火頻率的增加，發(fā)動機(jī)壓氣機(jī)流量基本呈線性增加，且高壓空氣流量曲線始終在壓氣機(jī)流量曲線下方，說明壓氣機(jī)所壓縮的空氣要大于發(fā)動機(jī)工作所需要的空氣。因此從發(fā)動機(jī)流量匹配方面分析，發(fā)動機(jī)完全可在5～20 Hz下穩(wěn)定連續(xù)匹配工作。

表1 PDC與渦輪匹配發(fā)動機(jī)試驗(yàn)工況及試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Test conditions and results of PDC and turbine match

由于爆震室反傳壓力隨著點(diǎn)火頻率的升高而增加，PDC與渦輪匹配基礎(chǔ)試驗(yàn)雖然說明壓氣機(jī)在5～20 Hz內(nèi)所壓縮的空氣流量都大于PDC 所需空氣流量，但考慮到壓氣機(jī)設(shè)計壓比偏低，為了盡量降低反傳壓力波對壓氣機(jī)的影響，提高PDC 與渦輪及壓氣機(jī)三者匹配的成功率，本研究采取從低頻逐漸往高頻調(diào)試的試驗(yàn)方法。即先在低頻工況下切換發(fā)動機(jī)工作狀態(tài)，待發(fā)動機(jī)穩(wěn)定工作后，再逐漸緩慢提高發(fā)動機(jī)工作頻率。

圖3 PDC與渦輪匹配發(fā)動機(jī)試驗(yàn)流量隨頻率變化圖Fig.3 The engine flow vs frequency diagram of PDC and turbine matching test

圖4是爆震頻率為4Hz時PDC 與渦輪、壓氣機(jī)三者匹配的試驗(yàn)壓力及渦輪轉(zhuǎn)速曲線。從圖中可看出爆震波反傳壓力一直從P4傳播到P1，且從P4到P3反傳壓力峰值不但無衰減，反而略有增加。從P3到P1反傳壓力峰值衰減了70%，這主要是因?yàn)樵赑3和P1之間存在一個電磁閥2，雖然其處于打開狀態(tài)，但電磁閥內(nèi)流通道呈Z字形，反傳壓力波經(jīng)過Z形通道后得到大幅度衰減。電磁閥2從某種意義上說減輕了爆震反傳壓力波對壓氣機(jī)的影響，但同時增加了發(fā)動機(jī)進(jìn)氣阻力，延長了PDC的填充時間，在很大程度上限制了發(fā)動機(jī)的工作頻率。從渦輪轉(zhuǎn)速隨時間變化曲線可以看出，渦輪每受到一次爆震波的沖擊，轉(zhuǎn)速都將階躍性急速升高，然后逐漸震蕩性下降，這說明爆震波具有極強(qiáng)的沖擊能力，同時體現(xiàn)了渦輪工作環(huán)境具有強(qiáng)脈動性。

圖4 PDC與渦輪、壓氣機(jī)三者匹配試驗(yàn)壓力及渦輪轉(zhuǎn)速曲線Fig.4 The results of the pressure and the turbine speed of PDC，turbine and compressor matching test

圖5是圖4中首個壓力波形的局部放大圖，從各位置處壓力峰值的時序來看，發(fā)動機(jī)點(diǎn)火后弱爆震波首先在傳感器P4與P5之間的某個位置處形成，然后爆震波往發(fā)動機(jī)兩端傳播，向前依次經(jīng)過傳感器P4、P3直到P1，形成爆震反傳壓力波，由于發(fā)動機(jī)進(jìn)氣段不填充可燃燃料，故反傳壓力波將逐漸衰減；弱爆震波往后向渦輪傳播，由于爆震室充滿了可燃混合氣體，弱爆震波在燃燒所釋放大量熱量的驅(qū)動下，不斷加速直至在PDC 出口處形成爆震波，然后高速噴入渦輪膨脹做功。利用P5與P6壓力波傳播的時間差，計算得爆震波傳播速度為1350m／s，說明在爆震室尾部已形成了爆震波。從P4位置處的壓力曲線圖可看出，P4在壓力峰值過后存在多個次壓力峰值，P5、P6、P7壓力曲線也有類似現(xiàn)象，這主要是爆震波經(jīng)過渦輪葉片后反射所形成的一系列壓縮波。

圖5 圖4第一個壓力波局部放大Fig.5 The local enlarged diagram of the Fig.4 at the first pressure wave

通過大量試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，發(fā)動機(jī)能長時間連續(xù)穩(wěn)定工作在低頻狀態(tài)（f=4Hz），當(dāng)達(dá)到6 Hz后再試圖逐漸提高頻率時，發(fā)動機(jī)出現(xiàn)不穩(wěn)定最后熄火的現(xiàn)象。通過分析PDC與渦輪及壓氣機(jī)三者在低頻時匹配的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，綜合PDC 與渦輪二者匹配時所開展的大量基礎(chǔ)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)爆震波反傳壓力和進(jìn)氣阻力是影響發(fā)動機(jī)工作頻率的兩個關(guān)鍵因素。爆震波反傳壓力隨著爆震頻率的增加而不斷增加，即使在電磁閥2處于關(guān)閉的狀態(tài)，反傳壓力波仍能穿透電磁閥前傳至壓氣機(jī)，當(dāng)P1處反傳壓力波峰值仍足夠大時，就有可能穿透壓氣機(jī)從壓氣機(jī)進(jìn)氣道排出大氣，這將導(dǎo)致壓氣機(jī)產(chǎn)生回流，嚴(yán)重影響PDC的填充時間，使得發(fā)動機(jī)工作頻率很難提高；壓氣機(jī)與PDC 間的進(jìn)氣阻力也同樣影響PDC的填充時間，進(jìn)氣阻力越大，氣流損失越大，填充速度越慢。

脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)熱力循環(huán)見圖6，0～1為壓氣機(jī)等熵壓縮過程，1～2為爆震燃燒加熱過程，2～3為燃?xì)庠跍u輪及尾噴管內(nèi)等熵膨脹過程，3～0為等壓放熱過程。通過熱力循環(huán)分析，易得脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)總體循環(huán)熱效率為：

式中Q2為熱力循環(huán)放熱量，Q1為熱力循環(huán)加熱量，Cp為燃?xì)獾葔罕葻崛?，CPDC為爆震比熱容。由于爆震燃燒可以近似看成強(qiáng)激波誘導(dǎo)下的等容燃燒，故爆震燃燒加熱過程的比熱容CPDC可近似用等容比熱容Cv代替，因而脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)的熱效率可近似寫為：

試驗(yàn)測得壓氣機(jī)出口溫度T1為21℃，爆震燃燒室出口平均溫度T2為686℃，渦輪出口平均溫度T3為270℃，環(huán)境溫度T0為19℃，燃?xì)獾葔罕葻崛軨p取1244J／（kg·K），空氣等容比熱容Cv取717 J／（kg·K），利用式（2）計算得脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)的熱效率為0.345，理想爆震循環(huán)熱效率為0.49，而等壓循環(huán)熱效率為0.27。

圖6 脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)熱力循環(huán)Fig.6 Thermodynamic cycle of pulse detonation turbine engine

4 結(jié) 論

設(shè)計了脈沖爆震渦輪發(fā)動機(jī)原理性試驗(yàn)系統(tǒng)，開展了PDC與渦輪及壓氣機(jī)三者間相互匹配的試驗(yàn)研究，由試驗(yàn)結(jié)果得出以下結(jié)論：

（1）PDC與渦輪二者匹配基礎(chǔ)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：壓氣機(jī)流量隨點(diǎn)火頻率的增加而增加，且基本呈線性關(guān)系；發(fā)動機(jī)工作在5～20Hz頻率范圍內(nèi)，壓氣機(jī)所壓縮的空氣流量都大于PDC 所需的空氣流量，說明從發(fā)動機(jī)流量匹配來講，PDC 與渦輪及壓氣機(jī)三者可在20 Hz以下實(shí)現(xiàn)聯(lián)調(diào)；

（2）在低頻工作狀態(tài)（f=4Hz），PDC 與渦輪及壓氣機(jī)三者成功實(shí)現(xiàn)聯(lián)調(diào)運(yùn)行，且發(fā)動機(jī)可長時間穩(wěn)定連續(xù)工作，發(fā)動機(jī)熱效率為0.345，與等壓循環(huán)熱效率0.27相比具有優(yōu)勢；

（3）發(fā)動機(jī)工作頻率提高到6Hz后，再繼續(xù)提高頻率，發(fā)動機(jī)出現(xiàn)工作不穩(wěn)定現(xiàn)象，最后熄火停止工作。分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)爆震波反傳壓力和發(fā)動機(jī)進(jìn)氣阻力是影響發(fā)動機(jī)工作頻率的兩個關(guān)鍵因素。爆震波反傳壓力具有極強(qiáng)的穿透力，且反傳壓力峰值隨著爆震頻率的增加而迅速增加。試驗(yàn)結(jié)果表明反傳壓力波可一直反傳至壓氣機(jī)，最后從壓氣機(jī)進(jìn)氣道擴(kuò)散至外圍大氣，因此反傳壓力在很大程度上降低了壓氣機(jī)壓縮空氣的能力，進(jìn)而影響發(fā)動機(jī)PDC 的填充時間；

（4）在現(xiàn)有發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)下，不可能繼續(xù)提高PDC與渦輪及壓氣機(jī)三者相互匹配的工作頻率，但對發(fā)動機(jī)進(jìn)氣結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計后，可在阻礙爆震壓力波反傳的同時減小發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣阻力，有望將發(fā)動機(jī)頻率提高至20Hz。

參考文獻(xiàn)：

［1］嚴(yán)傳俊，范瑋，鄭龍席，等.脈沖爆震發(fā)動機(jī)原理及關(guān)鍵技術(shù)［M］.西安：西北工業(yè)大學(xué)出版社，2005.

［2］ DANIEL E P.A simplified model for detonation based pressure-gain combustors［R］.46th AIAA／ASME／SAE／ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit.AIAA-2010-6717.

［3］ ERIC M B，F(xiàn)RANK K L，DONALD R W.Detonation engine performance comparison using first and second law analyses［R］.46th AIAA／ASME／SAE／ASEE Joint Propulsion Conference&Exhibit.AIAA-2010-7040.

［4］ BROPHY C M，DVORAK W T，DAUSEN D F，et al.Detonation initiation improvements using swept-ramp obstacles［R］.48th AIAA Aerospace Sciences Meeting Including the New Horizons Forum and Aerospace Exposition.AIAA-2010-1336.

［5］ SHEPHERD J E.Detonation in gases［J］.Proceedings of the Combustion Institute，32（2009）：83-98.

［6］ FAN Wei，YAN Chuan-jun，HUANG Xi-qiao，et al.Experimental investigation on two-phase pulse detonation engine［J］.Combustion and Flame，2003，133：441-450.

［7］鄭龍席，嚴(yán)傳俊，范瑋，等.脈沖爆震發(fā)動機(jī)推力測試方法分析與比較［J］.測控技術(shù)，2006，25（4）：37-41.

［8］王治武，嚴(yán)傳俊，李牧，等.吸氣式無閥脈沖爆震發(fā)動機(jī)試驗(yàn)研究［J］.實(shí)驗(yàn)流體力學(xué)，2007，21（1）：87-92.

［9］鄭龍席，鄧君香，嚴(yán)傳俊，等.混合式脈沖爆震發(fā)動機(jī)原理性試驗(yàn)系統(tǒng)設(shè)計、集成與調(diào)試［J］.實(shí)驗(yàn)流體力學(xué)，2009，23（1）：74-78.

［10］陳文娟，張群，嚴(yán)傳俊，等.吸氣式脈沖爆震發(fā)動機(jī)原理性試驗(yàn)研究［J］.實(shí)驗(yàn)流體力學(xué)，2009，23（2）：26-30.

［11］GOLDMEER J，TANGIRALA V，DEAN A.Systemslevel performance estimation of a pulse detonation based hybrid engine［R］.Proceedings of GT2006，ASME Turbo Expo 2006，GT2006-90486.

［12］TANGIRALA V E，RASHEED A，DEAN A J.Performance of a pulse detonation combustor-based hybrid engine［R］.Proceedings of GT2007，ASME Turbo Expo 2007，GT2007-28056.

［13］ROUSER K P，KING P I，SCHAUER F R，et al.Parametric study of unsteady turbine performance driven by a pulse detonation combustor［R］.46th AIAA／ASME／SAE／ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit.AIAA 2010-6536，2010.