[doc格式] 气动阀型式对脉冲爆震发动机爆震特性的影响

[doc] 气动阀型式对脉冲爆震发动机爆震特性的影响 气动阀型式对脉冲爆震发动机爆震特性的 影响 第4l卷第2期 2009年4月 南京航 JournalofNanjing 空航天大学 UniversityofAeronautics&Astronautics Vol_4lNo.2 Apr.2009 气动阀型式对脉冲爆震发动机爆震特性的影响 郑殿峰张会强王家骅. (1.北京大学工学院,北京,100871;2.清华大学航天航空学院,北京,100084; 3.南京航空航天大学能源与动力学院,南京,210016) 摘要:通过改变气动阀结构,堵塞比及进气阻力系数,研究了其对脉冲爆震发动机(PDE)爆震波压力特性的影 响.为了改善燃油雾化,蒸发和掺混,低充填速度PDE宜采用双旋流式气动阀.同一类型气动阀堵塞比大,爆震 效果好,但会使PDE充填速度和工作频率降低,其最佳堵塞比为 6O%,7O.不同型式气动阀爆震燃烧效果除和 堵塞比有关外,还和正反向流动阻力系数有关,阻力系数越大,爆震燃 烧效果越好.结果明,结构简单的气动阀 具有单向阀和气动雾化喷嘴的功能,能够用于PDE. 关键词:脉冲爆震发动机;气动阀;爆震波;堵塞比 中图分类号:V235.22文献标识码:A文章编 号:1005—2615(2009)02—0187—05 EffectsofAerovalveStructureonPerformanceofPDE ZhengDianfeng,ZhangHuiqiang.,WangJiahua. (1.CollegeofEngineering,PekingUniversity,Beijing,100871,China; 2.CollegeofAerospace,TsinghuaUniversity,Beijing,100084,China;3.CollegeofEnergyandPowerEngineering, NanjingUniversityofAeronautics&Astronautics,Nanjing,210016,China) Abstract:Theperformancesofdetonationwavesinpulsedetonationengine(PDE)areinvestigatedunder differentstructures,blockageratiosanddragcoefficientsofaerovalves.Toimprovetheprocessoffuel automization,vaporizationandmixingwithair,thebi—swirlaerovalveispre ferredtoPDEunderthe conditionoflowmixturechargingvelocity.Forthesametypeofaerovalves,byincreasingtheblockage ratio,thedetonationwavesbecomestronger,whilethemixturechargingvelocityandworkingfrequency arereduced,thebestblockageratioisabout60, 7O%.Fordifferenttypesofaerovalves,theintensity ofdetonationwavesisrelatedtoblockageratioandrelatedtOdragcoefficientoftheforwardandreverse flow.Thelargerthedragcoefficientis,thestrongerthedetonationwavesis.Resultsshowthatsimple structureaerovalvescanbeappliedinPDEbecauseithasbothfunctionsofcheckvalveandair—?blastat— omizer. Keywords:pulsedetonationengine;aerovalve;detonationwave;blockageratio 脉冲爆震发动机(PDE)利用爆震原理口],呈周 期性工作,优点是结构简单,成本低.为满足周期性 工作的要求,PDE一般采用旋转阀和气动阀.旋转 阀可以保证反向流动漏气量降至最小,但旋转阀外 廓尺寸大,结构复杂.气动阀结构简单,体积小,重 量轻.国外脉动发动机常用的一种旋流式气动阀口] 如图l(a)所示,当气流从正向进入气动阀时,气流 进入收敛型通道,而倒流时由于叶片产生旋流,强 制进入扩张型通道,倒流阻力会很大;另一种涡流 式气动阀如图1(b)所示,该气动阀是利用涡流发 生器来工作的,在空气发生倒流时,倒流空气的动 量大部分消耗在产生高紊流度的涡流上.这两种气 动阀外廓尺寸很大,阻力大,重量较重,其仅具有单 向阀的功能,不具有改善燃油雾化,蒸发和掺混功 收稿日期:2008一O1—10;修订日期:2008—04—06 作者简介:郑殿峰,男,副教授,1966年2月 生,E—mail:zhengdfoo@mails.tsinghua.edu.cn. 188南京航空航天大学第4l卷 能,不宜作PDE气动阀.PDE气动阀不仅影响油气 分布,爆震室的流场特征,而且影响点火性能,从缓 燃波发展成爆震波的距离(DDT)过程,有效推力, 爆震频率,性能和油耗等[3].因此,本文提出了单 向阀和气动雾化喷嘴一体化的气动阀,除具有 单向阀功能外,还具有改善燃油雾化,蒸发和掺混 的功能. (a)旋流式气动阀 ? (b)涡流式气动阀 图1脉动发动机气动阀结构示意图 1气动阀结构 旋流式气动阀设计的关键是控制正反向流动 阻力和改善燃油雾化及合理油气分布,以减小进气 阻力和满足气动阀下游一定距离处具有燃油蒸发 率7O及索太尔平均直径(SMD)小于10m.旋流 式气动阀进口迎气流方向,出口与爆震管连接,内 部结构为旋流器和喷嘴,呈收敛型通道,进口面积 大于出口面积.叶片进口和出口为直段,两直段之 间用圆弧连接,要求叶片间的遮盖度在1.1,1.3 之间.图2给出了6种型式的气动阀. 在单级轴向气动阀中,其中心安装离心喷嘴, 外环为单级旋流器(图2(a)),出口外径150mm, 旋流数S==:1.32,气动阀堵塞比定义为爆震管出 口面积(爆震管面积和出口叶片喉道流通面积之差 (.一A.)与爆震管面积之比,A.为爆震管面积, 0-=63.3. 在局部双级轴向气动阀中,其具有3层进气通 道,双级轴向旋流器与气动雾化喷嘴一体化设计, 内环是锥型双级轴向旋流器,外环是收敛型直流通 道,采用低堵塞比设计,提高了爆震管冷态填充速 度,阻力小,但其外环直流与双旋流器出口射流掺 混能力差,容易造成中心区域燃油过富,外环直流 区域燃油过贫.如图2(b)所示,气动阀出口外径 150mm,一级轴向旋流器旋流数S一0.787,二级 轴向旋流器旋流数S一0.491,气动阀堵塞比一 (o—A10ut—A2一A30u)/A0—35.8,10ut,A2., .分别为一,二级旋流器出口喉道面积及外环直 流通道出口面积. 在双级径向气动阀中,其为双级径向旋流器与 喷嘴一体化设计,燃油依靠喷嘴和文氏管二次雾 化,从而改善了燃油雾化蒸发和掺混质量,旋转气 流衰减快,在达到爆震室出口处已经很弱.如图 2(c)fJf示,气动阀出口外径150mm,一级径向旋流 器旋流数S=::1.39,二级径向旋流器旋流数S.一 0.71,气动阀堵塞比一(.一A.一A)/A.一 65.5,A.,A.分别为一,二级径向旋流器出口 (a)单级轴向气动阀(b)局部双级轴向气动阀(c)双级径向气动阀 (d)直通道轴向双旋流气动阀(e)直通道双钝体气动阀(D特种单钝体气动阀 图2气动阀结构示意图 第2期郑殿峰,等:气动阀型式对脉冲爆震发动机爆震特性的影响189 面积. 在直通道轴向双旋流气动阀中,为减小PDE 飞行外阻,使气动阀内外径与爆震室内外径相同, 故称之为直通道气动阀,如图2(d)所示,出口外径 60mm,由内外旋流方向相反的旋流器组成,气动 阀堵塞比盯一67.5. 直通道双钝体气动阀如图2(e)所示,出口外径 60mm,气动阀堵塞比=56. 特种单钝体气动阀如图2(f)所示,出口外径 60mm,气动阀堵塞比O’-----51. 2试验系统 图3为PDE试验系统示意图.试验系统由PDE 样机,推力架,供气系统,供油系统,点火系统,采集 系统组成.供气系统冲压进气,爆震波压力值由 PCBMl13A26高频响(500K)动态压力传感器测 量.一种爆震管为长2.2nl,内径150mm,另一种长 为1.8m,内径60mm.由于气源压头限制,爆震管 内的冷态填充速度仅在20~45m/s之间.在实验 研究中,以汽油为燃料,空气为氧化剂,除气动阀变 化外,PDE其他结构不变.在爆震室中安装由堵塞 比44.5%圆环型扰流片组成的强化燃烧装置. 图3PDE试验系统示意图 3试验结果 3.1爆震管直径150mm气动阀爆震燃烧试验 采用图2(a)单级轴向气动阀时,在冲压进气 速度100m/s时,爆震管冷态填充速度为30m/s. 试验表明,PDE点火困难,点火后出现间断爆震燃 烧或连续燃烧现象,这主要是因为离心喷嘴雾化 差,油珠SMD大,并被甩到爆震管壁面形成油膜, 点燃后,致使不均匀油膜蒸发,造成爆震管内气态 油气非常不均匀.由于放热强度低,爆震管内不能 形成高于进气和供油的反压,不能实现间歇进气和 供油,而产生连续燃烧现象.壁面油膜不稳定蒸发, 引起爆震管内气态油气比随时间变化,当某一时刻 气态油气比符合可爆混气要求时,产生间断爆震 波.从PDE出口观察看到,爆震管内部和外部火焰 高速旋转,噪音很大,停止供油和点火后,发现在爆 震管下部扰流片之间存在火焰,说明在爆震管下部 有积油.试验表明:PDE内形成具有一定气态油气 比及油气比较均匀的可爆混气是起爆的先决条件. 采用图2(b)局部双轴向气动阀时,在冲压进 气速度100m/s时,爆震管冷态填充速度为 45m/s.PDE点火困难,点火成功后,能够持续实 现间歇燃烧,但头部漏气严重,燃烧噪音小,间歇燃 烧强度削弱.该气动阀点火困难是由于电嘴处于外 环直射流区,电嘴附近气态油气比较贫.间歇燃烧 强度弱是由于气动阀喉道堵塞比小,推力壁漏气严 重,在爆燃阶段由于反向漏气,推力壁反射激波较 弱,不能建立强激波,从而不能形成爆震波.试验表 明:为了减小反向漏气,PDE气动阀喉道必须具有 一 定的堵塞比,才能产生良好的爆震波,产生一定 的推力,小于一定的堵塞比就不能产生良好的爆震 波. 采用图2(c)双径向气动阀时,在冲压进气速度 120m/s时,爆震管冷态填充速度为22m/s.试验 表明:PDE点火非常容易成功,PDE协调工作频率 可达5,12Hz,头部漏气少,尾部火焰基本为蓝色, 爆震噪音极大.图4为PDE工作频率5Hz的爆震 波特性曲线.压力传感器在气动阀下游1.8m处, 测得的爆震波峰值压力2.1MPa,而国外研究表 明[5]:液体燃料的PDE产生的压力波峰值压力超 过1.5MPa,认为已经产生爆震波.因此该PDE样 机试验已经产生爆震波,双径向气动阀PDE能产 生爆震波的主要原因是高的堵塞比及良好的气动 雾化特性. 2.5 2.o 1.5 一 山 1.0 , o.5 0.0 - o.5 T=200ms ILL— 一一_ 0100200300400 t|ms 图4PDE爆震波特性曲线 根据文献[6—7],所研究的双径向气动阀,单级 轴向气动阀,局部双轴向气动阀的阻力系数分别为 19O南京航空航天大学第4l卷 21.66,9.59,2.2O,相应气动阀堵塞比分别为 65.5,63.39,5,35.8.虽然前两种气动阀堵塞比 数值接近,但结构不同,使得阻力系数差别很大,爆 震管冷态填充速度差别大,而且燃油雾化掺混方式 不同.因此,爆震强度不仅与气动阀堵塞比有关,而 且与气动阀结构和阻力系数有关.不同型式气动 阀,同一堵塞比下,阻力系数越大,爆震效果越好, 阻力系数越小,爆震效果越差l同一型式气动阀,堵 塞比越大,爆震效果越好,气动阀堵塞比越小,爆震 效果越差. 综上所述,单级轴向气动阀燃油雾化差,协调 工作性差l局部双轴向气动阀堵塞比小,爆震频率 提高,爆震燃烧强度下降,应增加气动阀的堵塞比; 双径向气动阀堵塞比大,爆震频率减小,爆震燃烧 强度提高,应减小气动阀的堵塞比.在本文实验条 件下,爆震管直径为150mm的旋流式气动阀的堵 塞比应大于6O. 3.2爆震管直径60mm气动阀爆震燃烧试验 图5,6分别为直通道双钝体气动阀和直通道 轴向双旋流气动阀PDE不同测量位置的爆震波特 性曲线.从图可知:在PDE工作频率为10Hz,直通 道双钝体气动阀在气动阀后1.04m处,压力波峰 t,ms (a)气动阀后1.04m tlms (b)气动阀后1.52m 图5离心喷嘴在直通道双钝体气动阀内供油的爆震波 特性曲线 1.6 1.4 1.2 1.O 0.8 兰0.6 O.4 O.2 O.O - 0.2 — 0.4 2.O 1.8 1.6 1.4 1.2 ?1.0 皇0.8 0.6 0.4 O.2 O.O - 0.2 — 0.4 ‘T=l00ms I J一J.1L.— lr’ O501O0l5O2oo250 t/ms (a)气动阀后1.04m f,ms (b)气动阀后1.52m 图6离心喷嘴在轴向双旋流气动阀内供油的爆震波特 性曲线 值压力0.98MPa,在气动阀后1.52rn处,压力波 峰值压力1.3MPa,说明爆震管内还没有产生爆震 波,但沿爆震管向下游爆震效果在增强.直通道轴 向双旋流气动阀在气动阀后1.04m处,压力波峰 值压力1.51MPa,在气动阀后1.52m处,爆震波 峰值压力1.78MPa,说明在气动阀后1.04m处已 经产生爆震波[8].图7为特种单钝体气动阀PDE不 同测量位置的爆震波特性曲线.单钝体气动阀在气 动阀后1.04m处,爆震波峰值压力2.2MPa,在气 动阀后1.52m处,压力波峰值压力1.81MPa,在 气动阀后1.04m处爆震波峰值压力最高,沿爆震 管向下游爆震波再衰减.单钝体气动阀推力壁面积 与爆震管面积相同,进气喉道设在钝体外环,主要 是为改善反向漏气和强化爆震波,这种气动阀与直 通道双钝体气动阀(一56%)和直通道轴向双旋流 气动阀(一67.5)出口不同的是,推力壁为平壁, 有利于提高爆震效果.所以对于PDE气动阀,减小 爆震波垂直作用平面的气动阀缝隙,最好为钝体平 壁,是提高爆震强度的有效途径.由此得出,气动阀 堵塞比越大,缩短了DDT距离,爆震燃烧效果也越 好,气动阀的堵塞比也应大于6O%.该试验表明:低 充填速度双旋流式气动阀,由于文氏管出口两侧气 流速度(合成速度)大于钝体喉道气流速度,从而改 第2期郑殿峰,等:气动阀型式对脉冲爆震发动机爆震特性的影响 191 c薯 , 1.4 1.2 1.0 O.8 皇0.6 0.4 O.2 0.0 一 O.2 — 0.4 4006008oo1000 tIms (a)气动阀后1.o4m 02004006008001000 t/ms (b)气动阀后1.52m 图7离心喷嘴在单钝体气动阀内供油的爆震波特性曲线 善了燃油气动雾化质量,有利于PDE内产生爆震 波,因此低充填速度PDE,宜采用双旋流式气动阀, 而高充填速度PDE,由于喉道气流速度已足够大, 可以满足燃油雾化要求,为了减小进气总压损失, 宜采用钝体气动阀. 4结论 (1)利用气动阀一定堵塞比的喉道实现单向阀 功能,利用喉道高速气流改善燃油雾化性能,从而 使气动阀具有单向阀和气动雾化喷嘴的功能,并满 足PDE起爆要求. (2)气动阀堵塞比大,喉道气流速度高,改善单 向阀和燃油雾化性能,爆震燃烧效果好,但降低PDE 充填速度和工作频率,使进气阻力(负推力)增加. (3)不同型式气动阀,爆震燃烧效果不但和喉 道的堵塞比有关,而且和由气流结构不同造成阻力 有关,气动阀阻力大,减小反向漏气提高爆震效果. (4)不同型式气动阀,使用填充速度范围不 同,低充填速度PDE宜采用双旋流气动阀,高充填 速度PDE宜采用钝体气动阀,以减小阻力. 参考文献: [1]范玮,严传俊,黄希桥,等.新概念脉冲爆震发动机研 究的最新进展[J].飞机设计,2003,6(2):55—66. [23郑殿峰.吸气式汽油/空气脉冲爆震发动机关键技术 研究[D].北京:清华大学航天航空学院,2004. [33LindstedtRP,MichelsHJ.DeflagrationtOdetona— tiontransitionsandstrongdeflagrationsinAlkane andAlkeneAirMixtures[J].CombustFlame, 181. 1989,76(2):169— [4]CooperM,JacksonS,AustinJM,eta1.Directex— perimentalimpulsemeasurementsfordetonations anddeflagrations,AIAA2001—3812[R].2001. [5]ZitounR,DesbordesD.Propulsiveperformancesof pulseddetonations[J].CombustionScienceand Technology,1999,144(1/6):93-114. E6]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,2005,37(1):101—105. [7]郑殿峰,王家骅,张会强,等.脉冲爆震发动机阻力特 性研究[J].推进技术,2004,25(2):152—155. [8]郑殿峰,王家骅,张会强,等.扰流片对汽油/空气脉 冲爆震发动机爆震波压力的影响[J].推进技术, 2004,25(6):549—552. 222????,OOOOO