φ180+mm脉冲爆震发动机热力性能研究

第22卷第lo期 航空动力学报 V。】，22No．10 2007年10_}=l JournalofAerospacePower Oct．2007 文章编号：10。O8055(2007)10一】627—05 中180mm脉冲爆震发动机热力性能研究 刘鸨，一，王家骅1，张义宁1，唐 豪1，张靖周 (1．南京航空舰灭大学能源与动力学院，南京210016 2．江苏工业学院机械工程系，常州213016) 摘 要：采用经验数据和计算相结合的方法预估直径180mm，长度为22m带气动阀的脉冲爆震发动 机(PulseDet【mationEn91ne，简称PDE)的性能，井考虑PDE内的总压损失}|算结果和实测结果基本吻合． 计算巾发现，由于考虑了PDE内总斥损失，I’uE推力比理想情况低，油耗比弹想情况大．谈计算方法对预估 实际PT玳工作性能具有较火的参考价值． 关键词：航空、航火推进系统、脉冲爆震发动机(PDE)：爆轰；性能领估；总压损失 中图分类号：v235．22 文献标识码：A InvestigationonthermodynamicperformaIIceOfpulse detonationenginewith咖180mm LIuH。n91⋯，wANGJiahual，zHANGYi—nin∥， TANGHa01，ZHANGJing—zhoul (1． CollegeofEnergyandPowerEn91nee“ng， Na面ingUniversityofAeronauticsandAstronautics， Nanjing，210016，Chlna；2．Department。fMechanica】Engineering， JiangsuP。lytechnlcUniversj‘y，Changzh。u，213016，China) Abstract：Thcpcrf。rmanceofPulseDet。nationE“gine(PDE)wlthaerovavleofdiame ter180mm、kngth2．2mwaspreestimatedbyusingamethodcombiningelperientialdata andcomputati。n，aLthesamctimethetotalpressurelossinsidethePDEwastakenint。ac— count。ThecomputationaIresultsbas{callymatchtheresuh5obtainedfromt11ee。periments． ItwasfoundthatthethrustofPI)Ewas10werthanLhatinidealcaseandsDecificfuelcon— sumption(SFC)waslargerthanth8tinidealcase，duetothatthetotaIpressurelosswas considered．Thiscomputati。nalmethodisvaluabIeforpre—estimatingtheperformanceof PDEinactualoperatlon． Keywords：acrospacepropulslonsystem；pulsedetonatione119ine(PDE)；detonati。n； performancepreestimation；totalpressurel。ss 脉冲爆震发动机(PDE)是一种利用脉冲式爆 震波产生高温、高压燃气来产生推力的新概念发 动机。41，由于其优越的热力学性能，简单而轻巧 的结构以及广泛的实用性‘“，越来越受到国内外 相关研究领域的关注，但为了在较短的时间和距 离内产生爆震波，一般要在爆震管内加入掺混器 和扰流片以改善可燃混气的混合性能和强化燃 烧，从而引起总压损失．目前，尚未有相应的模型 收稿日期：20070208；修订日期：20。7一07—1l 基金项目：目防基础预研项目(A252。060227) 作者简介：刘鸿(197d)，男，江苏无锡人，讲师，博士，主要从事燃烧领域研究 万方数据 航窀动力学报 第22卷 在设计前较准确预估实际脉冲爆震发动机的性 能． 国内外在该领域的研究主要有：①数值模 拟““]，计算时采用直接瞬时起爆，不考虑PDE的 总压损失，数值模拟计算由于没考虑PDE的总压 损失，计算结果还是理想极限值；②工程计算。一， 忽略PDE的总压损失，同时不考虑缓燃向爆震转 捩过程(DDT)的时间．由于工程计算忽略总压损 失，同时不考虑I)r)T时间对周期、推力和油耗的 影响，计算结果与实际PDE相差较大；③经验公 式”⋯：R一1372．5孚_D&LDc，，式中R，DDc，L㈨ t 分别为平均推力、爆震室直径和长度，，为工作频 率．该仅限于常压进气条件下，因此经验公式 不能揭示龟行马赫数变化和PDE前有机械顶压 缩时对PDE性能的影响． 本文采用经验数据和计算相结合的方法，提 出用等容燃烧循环代替爆震燃烧循环，该模型首 先考虑爆震管内的总压损失，其次考虑DDT时 间对性能的影响，对预估实际PDE工作性能具有 较大的参考价值． 1物理模型 1．1 以等容燃烧循环代替PDE循环 图1为有预压缩的PDE循环和等容燃烧循 环(预压比p∥／‰，比容比”d／口。)．图中O∥DD7 O为爆震燃烧循环，O。7￡E70为等容燃烧循环． 从图中可知，PDE循环峰值压力比等容燃烧循环 的峰值压力高，而相应的比容PDE循环比等容燃 烧循环略小．国外研究表明两者循环热效率相 近”“，因此在计算中采用等容燃烧循环代替PDE 循环． 80 70 60 50 鼍40 30 20 lO j【 酣 l 强 {k 烈方‰ 矿F 0 l 2 3 4 5 6 m。 图l预压缩舶PDE循环和等容循环 Fig．1Thefmodynamlccyckswlthconstan}vo【ume anddet。nat‘vecombustioⅡwlthprecompresslon 1．2 PDE内总压损失对推力的影响 为了改善口丁燃混气的掺混性能和强化燃烧， PDE内安置一定数量的钝体，气流经过钝体产生 总压损失，使PDE喷口前总压下降，引起推力减 小和油耗升高．为了简化计算，假设rDE内高温 燃气的膨胀过程仍为理想等熵过程，PDE燃烧室 内气流参数为均匀的平均参数．由于PDE内总压 损失最终反映在尾喷口前总压降低，假设总压损 失集中在尾喷口前截面．燃气膨胀时，PDF燃烧 室内的压力、濡度和密度相应降低．PDE内瞬时 燃气质餐减小，它等于瞬时排气量． 1．3 PDE工作周期的时间划分 两相混气爆震波压力特性如罔2所示． 图2两相爆震波压』曲线 Fig．2Pressurecurveoftwophasedct。natlon弧tIme 由图2可知，多循环两相混气爆震波压力曲 线的特点为：①峰值压力和爆震波传播速度比气 态混气低；②一般尤明显压力平台(即爆震波后等 压段) PDE一个工作周期分可为_三阶段：①第一阶 段为缓燃转变为爆震燃烧阶段，即DDT过程．压 力由p。r点上升至p，。点，DDT过程时间为f一电 ‰相当于气态混气反应的爆震波波后压力，在用 等容燃烧代替爆震燃烧计算中，p。就是等容加热 的压力最高点；②第二阶段为膨胀阶段，由如膨 胀到进气压力舢(即p。)，推力主要由该阶段产 生，过程时间为f。；③第三阶段为燃烧产物排空和 充填阶段(包括隔离段充填)．这阶段气动阀打开， 进气道残余冷却燃气作为惰性气体隔离新鲜混气 和高温爆震燃烧产物．然后PDE内燃烧产物‘边 排出，一边进入新鲜混气，该阶段持续的时间为 ￡。．籼是燃气膨胀终了，爆震室进行吹除、充填过 程的压力，它的压力应等于气动阉进气压力A， 但大于环境压力p。．PDE的工作周期T。一￡-+ ≈+b，工作频率，一1／L． 对带气动单向阀PDE，气动阀关闭在点火以 万方数据 第10期 刘鸿等：÷180nl-n脉冲爆震发动机热力性能研究 后(即PDE内反压大于进气压力时)，由于点火存 在延迟时间，因此点火需提前，只要点火延迟时间 (包括气动阀关闭时问)小于迸气时间，点火延迟 刚间不会影响PDE工作周期． 2 PDE性能计算 2．1工作周期计算 (1)DDT时l叫“，由实验测定． (2)膨胀时间屯瞬时排气量为p。V，A．出(A， v。分别为出口截面瞬时密度和速度，n。为出口 截面积)．由于I)DE内燃气排出，PDE燃烧室内 密度下降邸，瞬时连续方程△止DcADc— mV。A。m(LDc，ADc分别为爆震室长度和爆震室截 面积)，计算V。时考虑PDE的总压损失，总压损 失系数}一△户／(o．jp驴)一l，由冷态测定，式中 △户为冷态进口总压与环境压力之差，p和y分别 是喷管出口截面的密度和速度．尽管冷态和热态 时在同样的速度下总压损失不同．但总压损失系 数在冷态和热态是相同的．在膨胀过程中，爆震 室瞬时密度、温度逐渐降低，导致瞬时压力逐渐降 低．取时间步长为o．01ms，直到瞬时压力等于气 动阀进气压力户-为止，则可计算出膨胀时间．膨 胀中不同时刻爆震室的压力、温度和密度认为是 均匀的．燃气膨胀分两段： ①当加／p”(￡)≤％时(po为环境压力，口。，为 临界压力比，p。(幻为喷口前的瞬时总压，T+(幻 为喷口前的瞬时总温) ②当po／p。(￡)>口。时 忙√z等半H南)孚1． (3)混气充填和吹除时间(包括隔离段充填) 屯一(LDc+△L)／Vml(△L为隔离段距离，Vml为充 填速度)，多循环工作时，由于混气和热壁面热量 交换，混气温度随进气距离的增加而增加；同时由 于总压损失使静压随进气距离的增加而下降．热 态v。采用先测定冷态V“，后经热态修iE得到． 燃烧时．DDT过程由于混气压力、温度升高、体积 膨胀，为了使爆震波在管口恰好赶上混气的膨胀 波(即可燃混气恰好膨胀至管口)，充填长度LDc 可略短一些．以防混气溢出． 2．2推力计算 若不考虑气动阀漏气对推力的影响，推力由 两部分组成：①当气动阀关闭时，这时高压燃气膨 胀，产生正推力．膨胀过程的平均正推力R，一一 声：A，。ffl+￡2)／T。+∑[qⅢV。+(p。一p。)n。]△f／ T。，式中A为迎风面压力．nm．A。分别为进『I面 积和出口截面面积，V。，p。分别为出时间内出j1 截面的平均流速和平均压力坞。为△f时阃内的 平均流量，p。为环境压力；②当气动阀开，排空燃 气同时进气，这时产生负推力．该过程为稳态，进 气、吹除过程的平均负推力R。一{m、，}，．A。一[n。 妮+(加加)]A。}f3／t，式中p“为膨胀到p。 时的热燃气的密度，A．埔。v．。和p。。分别为进口 截面面积和相应的密度、速度、压力，因此平均净 推力R—R。+R。． 2．3油耗计算 馄气当量比为l时，油耗(单位：kg／N·h) sFc一9．8]×3600×o．067五DcLDcADL‘厂／R，式中 irr，Lw，ADc和，分别表示为爆震燃烧室的平均 密度、长度、截面积和工作频率．；Dc是由进气温度 和压力确定的． 2．4循环热效率计算 循环热效率主要取决于燃气膨胀终了时的出 口温度．口一(^。}g—b)／q，式中凡为化学反应前 的焓，q为加入燃气的热量，7td为高压燃气膨胀到 进气压力时的焓．当混气当董比为1时，每公斤汽 油和14．7kg的空气恰好反应，凶此加热量为每公 斤汽油的放热量嚷／(1+14．7)．因为爆震波的传播 速度很快(1500～3ooom／s)，燃气球不及膨胀，所 以采用定容过程处理，忽略循环散热量． 3计算结果和实验结果比较 3．1研究对象和工况 计算对象管径为≠一180mm，长度为2．2m， 带气动阀的PDE样机，如图3所示．PDE进口总 压为O．155MPa，进气湿度为300K，总压损失系 数∈为13．5，DDT时间取f1—3nls． 3．2计算结果和实验对比 计算结果：t一42．75ms，，一23Hz，平均推 力R=l003．2N，油耗SFc一33．7kg／N-h，热 效率目一22．42％． 图4为计算瞬时推力曲线，图5为实验测瞬 时推力曲线． 孵 万方数据 航卒动力学报 第22卷 电源控制器 !鬟群传感器 L，镪丝 3弹簧 自管点火器 4顶紧螺杆 b{k5轴承呷 J)DE■P_5 充觊II || 图3 PDE推力测量系统示意罔 F19．3SchemeofPDFthrIlsttesti“gsy5tem 阿4计算推力／时阉曲线 Flg．4ComputationalLhrustcurveVstIme 网5实验测推力／时间曲线 ng．5ExperImentaIthrustcurveVstLme (1)从图4、图5可知：实验所测瞬时推力峰 值点比计算推力峰值点约小80％；在一个周期 中，实验所测瞬时推力峰值点的出现比计算值大 约晚20ms；整个进气、吹除过程的计算瞬时推力 为负值，而相应实验测量瞬时推力只有小部分为 负值．因为实验测量时，在某一时刻一部分推力通 过传感器表现出来，另一部分转变为发动机的惯 性．惯性力抵消了一部分进气时的负推力，所以实 测负推力段较短．由于惯性力在一个周期内积分 为零，PDE惯性力对直接测量乎均推力无影 响n”．虽然计算瞬时推力曲线和PDE实验瞬时 推力曲线完全不同，但计算平均推力等于PDE的 实际平均推力．实验测量PDE平均推力为83kg (包括外阻约20kg)，和计算半均推力值基本吻 台．漠差在o．7％左右， (2)实验所测油耗与计算值偏差较大，实际油 耗比计算值高18％．这主要因为实验中油路采用 自适应控制：①当高温燃气膨胀时．由于进气压力 p，小于进油压力A，囡此高温燃气先膨胀到p。 以下，这时就提前开始供油，这部分油喷进了膨胀 的燃气和隔离段(隔离段气体是进气道内降温的 燃气)；②点火后PDE内反压升高，气动阀关闭， 但由于p，论文

政研论文下载论文大学下载论文大学下载关于长拳的论文浙大论文封面下载