中心锥鳞片阀吸气式脉冲爆轰发动机推力试验研究

胡焰彬,翁春生,白桥栋,杨建鲁,黄孝龙

（南京理工大学瞬态物理国家重点实验室,江苏南京 210094）

中心锥鳞片阀吸气式脉冲爆轰发动机推力试验研究

胡焰彬,翁春生,白桥栋,杨建鲁,黄孝龙

（南京理工大学瞬态物理国家重点实验室,江苏南京 210094）

为提高吸气式脉冲爆轰发动机的推力,进行了中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀吸气式脉冲爆轰发动机（PDE）的对比试验研究,并对多循环吸气式脉冲爆轰发动机工作过程的受力状况进行分析。研究结果表明：采用压电式力传感器能准确测量多循环吸气式脉冲爆轰发动机的平均推力；在10 Hz相同工况下,中心锥鳞片阀吸气式PDE的平均推力是中心锥钝体阀吸气式PDE平均推力的2.05倍。研究结果对多循环吸气式PDE推力的直接测量以及提高吸气式PDE的推进性能具有重要意义。

兵器科学与技术；脉冲爆轰发动机；吸气式；进气阀；推力；直接测量

0 引言

脉冲爆轰发动机（PDE）是一种利用脉冲式爆轰波来产生推力的新概念发动机,根据氧化剂来源的不同可分为吸气式和火箭式。由于吸气式PDE能长时间在大气层内工作,且无需自带氧化剂,近些年来在国内外得到了广泛的研究与关注[1-3]。多循环吸气式PDE推力的测量方法可分为直接测量法和间接测量法。间接测量法主要包括推力壁压力曲线积分法、摆动法、弹簧-质量系统法等[4]；直接测量法主要是利用压电式力传感器测量发动机的推力。张义宁等[5]采用直接测量法测量了多循环吸气式PDE的平均推力。目前关于吸气式PDE进气阀的研究中,多采用气动阀结构,如钝体气动阀[6]、钝体/阻流孔式气动阀[7]、旋流式气动阀[8]、倒旋流气动阀[9]等。这些气动阀都巧妙地利用了PDE成功点火起爆后气动阀内、外压差较大,热态工况下的总压损失远大于冷态工况,以及高速倒流的高温燃气会在气动阀喉部附近产生强间断,阻止倒流的特点,从而使得PDE在点火起爆、爆轰波传播以及膨胀排气过程中的反向流动阻力远大于进气阻力。此外,这些气动阀在燃油的雾化、掺混以及充当推力壁等方面起到了重要作用[10]。由于气动阀是不完善的单向阀,会有少部分燃气从进气阀逆向流出,因此在进气阀的防倒流效果上仍有待进一步的改善。

1 吸气式PDE试验系统

1.1 试验装置

吸气式PDE试验装置如图1所示,包括吸气式PDE、供气系统、供油系统、点火控制系统和数据采集系统。吸气式PDE由进气道、进气阀、混合段、点火段和爆轰室组成。爆轰室内装有扰流片[11]和激波反射器等强化燃烧装置,用于缩短燃烧转爆轰（DDT）的时间和距离。

图1 吸气式PDE试验装置示意图Fig.1 Schematic diagram of experimental device for air-breathing PDE

试验中采用动态压力传感器对PDE沿程各处的压力进行测量。动态压力传感器P0位于发动机推力壁附近,用于测量推力壁附近的压力变化。动态压力传感器P1和P2位于所有强化燃烧装置之后,用于测量爆轰室内的压力变化。

1.2 进气阀的设计

设计的中心锥鳞片阀（CCSV）与作为对比组的中心锥钝体阀（CCBV）的结构分别如图2（a）和图2（b）所示。

图2 中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀结构示意图Fig.2 Schematic diagram of central cone-scales valve and central cone-blunt valve

中心锥鳞片阀主要包括中心锥、鳞片和限位装置,其工作原理是利用吸气式PDE在进气与点火起爆工作过程中内、外压差的不同来控制鳞片的旋转方向。进气时,管内压力小于来流总压,鳞片向发动机下游方向旋转,阀门逐渐开启,直至与限位装置接触,阀门达到最大开启状态。点火后,发动机管内压力不断升高,当管内压力大于来流总压时,管内气体作用在鳞片上的力大于来流对其的作用力,从而使得鳞片开始向上游方向旋转,阀门逐渐关闭,直至受到中心锥的阻挡,阀门完全地闭合,并形成全封闭的推力壁,从而有利于爆轰的形成。

针对定向随钻扩孔技术的特点，采取了以下优化措施：1)按设计的造斜率，摸索造斜率变化规律，及时调整螺杆弯角，增强定向扩孔能力；2)简化钻具组合，使井眼曲率平滑过渡，降低摩阻，以提高钻井液润滑性和防塌性能，达到预期的规则井眼。

中心锥钝体阀的工作原理是利用锥形钝体结构,使中心锥钝体阀在冷态进气条件下,正向流动阻力略小于反向流动阻力。当发动机开始点火工作后,头部的压力迅速升高,利用阀的内、外压差以及高速倒流产生的强间断,增加阀的反向流动阻力,从而起到单向阀功能,但仍会有少部分燃气发生倒流。为了保证PDE最大限度地输出推力,锥形钝体的底面直径与爆轰管内径相等。

2 推力测试系统及其分析

2.1 PDE推力直接测量试验装置

推力直接测量的试验装置[5,12]如图3所示。PDE由细钢丝绳水平悬吊于空中,并通过滚动轴承限制其只能沿轴向做单自由度运动。压电式力传感器被安装在实验台的固定架上,其顶部与发动机上的顶板接触,并通过尾部的预紧装置施加一个大于预计负推力的预紧力作用在压电式力传感器上,确保发动机产生负向推力时,顶板仍能与传感器顶部保持接触。压电式力传感器的晶体片受到力作用时具有释放电荷的特性,晶体片两表面积累的正负电荷产生的电压差大小表征传感器受力的大小。当恒定的作用力作用在传感器上,并保持一定的时间后,晶体片的电压输出为0.因此在初始预紧力的作用下,压电式力传感器的电压输出为0.当发动机产生正向推力时,发动机获得向前的位移,会进一步压缩压电晶体片,传感器电压输出大于0.当发动机受到负向的作用力时,发动机向后移动,压电晶体片会产生相应地膨胀,传感器电压输出为负值。

图3 多循环吸气式PDE推力直接测量试验装置Fig.3 Schematic diagram of direct measurement experimental device for multi-cycle air-breathing PDE

PDE在忽略滚动轴承摩擦力及附属管道线路牵扯力的情况下,如图4所示,有

式中：Fe为发动机的推力；Fp为压电式力传感器测得的力；mt和me分别为压电式力传感器顶部质量与发动机质量；为发动机的加速度。

由（1）式可知,利用压电式力传感器测得的瞬时推力Fp与发动机实际推力Fe之间存在大小为（mt+me）的误差,但经过一个周期的积分,惯性力（mt+me）冲量为0[5],因此,发动机实际推力Fe与压电式力传感器测得的瞬时推力Fp在一个周期内对时间积分得到的冲量相等,即平均推力相同。

2.2 吸气式PDE工作过程受力分析

对于图1和图3所示的吸气式PDE,其可能受到的力包括：1）吸气式PDE工作时产生的理论推力[5]（无喷管PDE推力壁压力曲线积分计算得到的推力值）；2）进气阀关闭时的来流阻力；3）进气阀开启时的来流阻力；4）膨胀排气时,PDE内部装置引起的阻力、管壁引起的摩擦力等；5）连接发动机的附件的牵制力,以及滚动轴承的摩擦力。由于吸气式PDE在工作过程中位移很小,因此,作用力5）可以忽略不计。

吸气式PDE的一个工作周期包括3个阶段：第1阶段,点火后,经过点火延迟及部分的DDT时间,管内的压力上升至大于来流总压,进气阀开始关闭；第2阶段,PDE完成DDT过程,进行膨胀排气；第3阶段,管内燃气压力降低至与来流总压相等,进气阀开启,开始填充进气,再次点火进入下一循环。因此,需要分3个阶段来对吸气式PDE的受力状况进行分析。

第1阶段：从开始点火到进气阀关闭。发动机所受到的力包括1）、3）、4）,其合力是动态变化的,因而能被压电式力传感器测到。

第2阶段：从进气阀关闭到进气阀再次开启。这个过程就是发动机产生正推力的最有效过程,但持续时间较短,相对整个周期一般约为20%,此时发动机受到1）、2）、4）3个力的共同作用,虽然2）是基本恒定的,但1）、4）是动态变化的,因此发动机所受到的力仍能被压电式力传感器测到。

第3阶段：从进气阀再次开启到下一次开始点火。此时发动机仅受到3）的作用,即进气阀开启时的来流阻力。该阻力的形成可以分为两个阶段：第1阶段为来流从进气阀流入,至刚好完全填满整个爆轰管,称为完全填充过程；第2阶段为刚好完全填满之后,继续填充的过程,可视为过填充过程。在完全填充过程中,由于沿程障碍物的变化,产生的阻力也是动态变化的。在过填充过程中,由于气流已经稳定,并且流经了整个的PDE,因此产生的阻力是基本恒定的,而压电式力传感器无法测得恒定的作用力,因此需要对压电式力传感器的特性做进一步研究。

图5 压电式力传感器在台阶力作用下的输出波形Fig.5 Step function response

图5为压电式力传感器在台阶力作用下输出的波形[13]。在一个恒定力F0的突然作用下,压电式力传感器的输出电压首先上升一个ΓV,然后开始逐渐下降,在经过0.01TC时间后,电压下降1%（TC为压电式力传感器的放电时间常数,一般为数百秒）,当力F0突然变为0时,传感器输出的电压也瞬间变为负值,然后逐渐上升,直至变为0.吸气式PDE过填充过程持续的时间比较短（小于PDE的工作周期）,远小于放电时间常数TC的1%,因此,发动机过填充过程中产生的恒定阻力是能够被压电式力传感器所测得的。

通过对吸气式PDE在工作过程中的受力分析可以看出,在发动机一个工作周期内所有的受力均能被压电式力传感器测得。

3 试验结果及其分析

3.1 中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀吸气式PDE的对比试验结果

以汽油为燃料,在一定的进气压力下,通过调节供油压力,获得了10 Hz工况下,中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀吸气式PDE的稳定工作过程。多次试验测得中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀吸气式PDE稳定爆轰波的平均峰值压力分别为1.71 MPa,2.39 MPa.根据发动机上P1和P2两测压点之间的距离以及燃烧波到达各测压点的时间差,可计算出燃烧波在两测压点之间传播的平均速度[14],多次试验测得爆轰波平均传播速度分别为1 333.1 m/s,1 421.3 m/s.由于两相PDE中存在雾化、掺混等诸多因素的影响,爆轰波的传播速度比CJ理论值低[15],因此可以认为本次试验中爆轰室内均形成了稳定的爆轰波。

中心锥鳞片阀吸气式PDE的爆轰波压力及传播速度均低于中心锥钝体阀吸气式PDE的相应值,这是因为中心锥钝体阀的进气通道喉部面积大于中心锥鳞片阀的喉部面积,且前者是固定不变的,后者由于阀自身的工作特性,鳞片在开启及关闭过程中均处于旋转状态,使得阀的进气通道面积也处于变化中。尽管进气压力是相同的,但由于进气通道面积的不同,有更多的来流空气通过中心锥钝体阀进入PDE爆轰室,因而具有了更好的爆轰效果。

推力F直接测量法测得的推力波形如图6所示,通过对时间积分,可计算出多循环吸气式PDE的平均推力。

图7为压电式力传感器测得的推力曲线与动态压力传感器P0测得的压力曲线第5个波形的放大图。图中压力波形峰值对应的时刻为0.430 s,推力波形峰值对应的时刻为0.463 s,推力波形峰值滞后于压力波形峰值0.033 s,这是由于PDE存在惯性力的缘故。当爆轰形成,高温高压燃气排出发动机后,PDE由于惯性力的作用,仍继续压缩压电式力传感器,这就使得推力波形的峰值在时间上滞后于压力波形的峰值。但惯性力在一个周期内对时间积分为0.因此,PDE的质量仅起到一个缓冲的作用[5]。

图6 中心锥鳞片阀吸气式PDE的推力波形Fig.6 Thrust time history of air-breathing PDE with CCSV

图7 中心锥鳞片阀吸气式PDE的推力曲线与P0处压力曲线第5个波形的放大图Fig.7 The enlarged view of the thrust curve of air-breathing PDE with CCSV and the pressure curve of the fifth wave at P0

为保证对比试验结果可靠性,除了进气阀结构不同外,中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀吸气式PDE的其他结构均相同。在相同的供气压力、供油压力及点火频率工况下,中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀吸气式PDE的爆轰试验均重复3次,试验结果如表1、表2所示。

表1 中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀吸气式PDE平均推力的对比试验结果Tab.1 Average thrusts of air-breathing PDEs with CCSV and CCBV

表2 中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀吸气式PDE推力壁峰值压力的对比试验结果Tab.2 Thrust wall peak pressures of air-breathing PDEs with CCSV and CCBV

从表1和表2中可以看出,中心锥鳞片阀吸气式PDE的平均推力和推力壁峰值压力分别为中心锥钝体阀吸气式PDE相应值的2.05倍和1.32倍。

3.2 试验结果的分析与讨论

中心锥钝体阀吸气式PDE虽然获得了更好的爆轰效果,得到了更高的爆轰压力,但由于中心锥钝体阀是一个不完善的单向阀,无法形成全封闭的推力壁,在工作过程中会有部分燃气从发动机头部溢出,如图8所示,降低了发动机推力壁压力的峰值,并给发动机的推力带来损失。中心锥鳞片阀由于在工作过程中能形成全封闭的推力壁,从而获得了更高的平均推力和推力壁峰值压力,如表1和表2所示。

图8 中心锥钝体阀吸气式PDE工作过程中的头部实物图Fig.8 Photograph of the head of air-breathing PDE with CCBV

图9 中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀吸气式PDE推力壁压力波形的放大图Fig.9 The enlarged view of the pressure histories at thrust walls of air-breathing PDEs with CCSV and CCBV

图9为中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀吸气式PDE推力壁压力波形的放大图,图中tCCSV和tCCBV为压力曲线上压力值大于0的波形的时域宽度,其中tCCSV为11.44 ms,tCCBV为7.89 ms.从图9中可以看出,中心锥鳞片阀吸气式PDE推力壁压力不仅具有更高的压力峰值,而且具有更宽的时域波形,这是进气阀结构与爆轰室内各种强化燃烧装置共同耦合作用的结果。在PDE出口为直管的条件下,推力壁压力值p与推力壁面积A相乘,可得到吸气式PDE推力壁处的瞬态推力FW,如图10所示。通过对时间积分,可得到吸气式PDE推力壁处瞬态推力的平均推力,该平均推力是PDE热力过程所产生的直接结果,是一个理论推力,而通过压电式力传感器直接测量到的平均推力是发动机的有效推力[5]。有效推力是理论推力除去众多推力损失后得到的结果,这些损失包括进气阀开启和关闭时的来流阻力,膨胀排气时PDE内部装置引起的阻力、管壁引起的摩擦力等。通过对图10中的瞬态推力曲线做积分,分别得到中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀吸气式PDE的理论推力,前者是后者的1.86倍,这表明中心锥鳞片阀有效地提高了吸气式PDE的理论推力。

图10 中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀吸气式PDE推力壁瞬态推力曲线第4个波形的放大图Fig.10 The enlarged view of the fourth waves of the transient thrust histories of thrust wall pressures for airbreathing PDEs with CCSV and CCBV

综上所述,中心锥鳞片阀吸气式PDE在工作过程中形成了全封闭的推力壁,一方面起到了很好的防倒流效果,阻止了燃烧产物从进气阀逆向流出,减少了推力损失；另一方面使燃烧起爆过程中的压缩波得到了完全地反射,增加了推力壁压力的峰值,并使得推力壁压力曲线具有更宽的时域波形,提高了发动机的理论推力。在两方面原因的共同作用下,中心锥鳞片阀显著地提高了吸气式PDE的有效推力,从而提高了吸气式PDE的推进性能。

4 结论

本文对多循环吸气式PDE工作过程中的受力状况进行了分析,开展了中心锥鳞片阀与中心锥钝体阀吸气式PDE的对比试验研究。通过一系列试验研究,得出结论如下：

1）中心锥鳞片阀不仅提高了吸气式PDE推力壁压力的峰值,并且使其具有了更宽的时域波形,从而提高了吸气式PDE的理论推力。

2）采用大于预计负推力的预紧力作用于压电式力传感器上的多循环吸气式PDE推力的直接测量方法,能测到发动机工作过程中的全部受力,并能得到准确的平均推力。

3）在10 Hz工况下,中心锥鳞片阀吸气式PDE的有效推力为中心锥钝体阀吸气式PDE有效推力的2.05倍。因此,关于中心锥鳞片阀的进一步研究对提高吸气式PDE的推进性能具有重要意义。

（References）

[1] Dominique P,Alban P,Laurent S.Performance of a valveless air breathing pulse detonation engine,AIAA 2004-3749[R].Florida： AIAA/ASME/SAE/ASEE,2004.

[2] Wang Z W,Yan C J,Fan W,et al.Experimental study of kerosene/air valveless air-breathing pulse detonation engines,AIAA 2009-1066[R].Florida：AIAA,2009.

[3] 李建中,王家骅,唐豪,等.煤油/空气三管气动阀式脉冲爆震发动机[J].航空学报,2009,30（11）：2052-2058.

LI Jian-zhong,WANG Jia-hua,TANG Hao,et al.Kerosene/air triple-tube aero-valve pulse detonation engine[J].Acta Aeronautica et Astronautica Sinica,2009,30（11）：2052-2058.（in Chinese）

[4] 郑龙席,严传俊,范玮,等.脉冲爆震发动机推力测试方法分析与比较[J].测控技术,2006,25（4）：37-41.

ZHENG Long-xi,YAN Chuan-jun,FAN Wei,et al.Analysis and comparison of pulse detonation engine thrust measuring methods[J]. Measurement&Control Technology,2006,25（4）：37-41.（in Chinese）

[5] 张义宁,王家骅,张靖周.多循环吸气式脉冲爆震发动机推力直接测量[J].推进技术,2006,27（5）：459-462.

ZHANG Yi-ning,WANG Jia-hua,ZHANG Jing-zhou.Impulse ofcyclic air-breathing pulse detonation engine[J].Journal of Propulsion Technology,2006,27（5）：459-462.（in Chinese）

[6] 陈文娟,张群,严传俊,等.吸气式脉冲爆震发动机原理性试验研究[J].实验流体力学,2009,23（2）：26-30.

CHEN Wen-juan,ZHANG Qun,YAN Chuan-jun,et al.Elementary experimental investigation of air-breathing pulse detonation engines[J].Journal of Experiments in Fluid Mechanics,2009,23（2）： 26-30.（in Chinese）

[7] 李海鹏,何立明,李天亮,等.钝体/阻流孔式气动阀工作机理及流阻特性研究[J].航空动力学报,2008,23（8）：1480-1485.

LI Hai-peng,HE Li-ming,LI Tian-liang,et al.Research on mechanism and flow drag character of an aerodynamic valve with blunt block and backflow damping orifices[J].Journal of Aerospace Power,2008,23（8）：1480-1485.（in Chinese）

[8] 郑殿峰,王家骅,王波,等.脉冲爆震发动机旋流式气动阀工作机理和扰流器阻力特性的实验研究[J].南京航空航天大学学报,2005,37（1）：101-105.

ZHENG Dian-feng,WANG Jia-hua,WANG Bo,et al.Experimental investigation on mechanism of swirling aerovalve and drag coefficient of turbulence generation in PDE[J].Journal of Nanjing University of Aeronautics&Astronautics,2005,37（1）：101-105.（in Chinese）

[9] 宫继双,范育新,王家骅,等.脉冲爆震发动机倒旋流气动阀数值与实验研究[J].航空动力学报,2011,26（8）：1719-1726.

GONG Ji-shuang,FAN Yu-xin,WANG Jia-hua,et al.Numerical and experimental study on inversing-rotating aero-valves of PDE[J]. Journal of Aerospace Power,2011,26（8）：1719-1726.（in Chinese）

[10] 李建中,王家骅.煤油/空气脉冲爆震发动机气动阀研究[J].南京航空航天大学学报,2008,40（3）：279-283.

LI Jian-zhong,WANG Jia-hua.Aerovalves of kerosene/air pulse detonation engine[J].Journal of Nanjing University of Aeronautics&Astronautics,2008,40（3）：279-283.（in Chinese）

[11] 马丹花,翁春生.爆震管内扰流片对爆震波影响的数值分析[J].推进技术,2011,32（3）：425-430.

MA Dan-hua,WENG Chun-sheng.Numerical investigation of two-phase detonation with the osbstacles[J].Journal of Propulsion Technology,2011,32（3）：425-430.（in Chinese）

[12] 严传俊,范玮.脉冲爆震发动机原理及关键技术[M].西安：西北工业大学出版社,2005：293-296.

YAN Chuan-jun,FAN Wei.Principle and key technology of pulse detonation engine[M].Xi'an：Northwestern Polytechnical University Press,2005：293-296.（in Chinese）

[13] PCB Piezotronics Inc.Model 200B05 installation and operating manual[EB/OL].[2014-04-14].http：∥www.pcb.com/products.aspx?m=200B05.htm.

[14] 彭振.等离子体点火对脉冲爆轰发动机两相爆轰影响的研究[D].南京：南京理工大学,2011.

PENG Zhen.The studies of effect of plasma ignition on two-phase detonation in pulse detonation engine[D].Nanjing：Nanjing University of Science and Technology,2011.（in Chinese）

[15] Roy G D,Frolov S M,Netzer D W,et al.High speed deflagration and detonation：fundamentals and control[M].Moscow：Elex-KM,2000：315-332.

Experimental Research of the Thrust of Air-Breathing Pulse Detonation Engine with Central Cone-scales Valve

HU Yan-bin,WENG Chun-sheng,BAI Qiao-dong,YANG Jian-lu,HUANG Xiao-long
（National Key Laboratory of Transient Physics,Nanjing University of Science and Technology,Nanjing 210094,Jiangsu,China）

In order to improve the thrust of air-breathing pulse detonation engine,the air-breathing pulse detonation engines with central cone-scales valve（CCSV）and central cone-blunt valve（CCBV）are investigated,and the force condition of multi-cycle air-breathing pulse detonation engine during working is analyzed.The results show that the average thrust of multi-cycle air-breathing pulse detonation engine can be accurately measured by using the piezoelectric force sensor.Furthermore,the average thrust of airbreathing pulse detonation engine with CCSV is 2.05 times as high as that of the engine with CCBV at 10 Hz.For this point of view,the results are significant to the direct measurement of the thrust of multi-cycle air-breathing pulse detonation engine and the improvement of the propulsion performance of airbreathing pulse detonation engine.

ordnance science and technology；pulse detonation engine；air-breathing；inlet valve； thrust；direct measurement

V235.22

A

1000-1093（2014）10-1521-07

10.3969/j.issn.1000-1093.2014.10.001

2014-01-10

国家自然科学基金项目（11372141）；中央高校基本科研业务费专项（30920130112007）

胡焰彬（1985—）,男,博士研究生。E-mail：bingyanhu123@126.com；

翁春生（1964—）,男,教授,博士生导师。E-mail：wengcs@126.com