渦輪導向器對旋轉爆轟波傳播特性影響的實驗研究*

魏萬里 翁春生 武郁文 鄭權

(南京理工大學, 瞬態物理國家重點實驗室, 南京210094)

(2019 年 10 月 10日收到; 2019 年 12 月 20日收到修改稿)

1 引言

連續旋轉爆轟發動機(continuous rotating detonation engine, CRDE)是一種利用爆轟燃燒方式, 使爆轟波在環形燃燒室內連續旋轉傳播以產生推力的新型發動機. 傳統的基于等壓燃燒方式的推進系統已經比較成熟, 大幅提高其性能十分困難, 將爆轟用于推進有望大幅提高推進系統的性能. CRDE具有熱效率高、放熱速率快、結構簡單緊湊、工作范圍寬、污染物特別是氮氧化物排放低[1?4]等優點, 近年來在國內外備受關注, 成為推進領域研究的熱點. 目前對于CRDE的研究大多集中在點火起爆過程[5?9]、爆轟波傳播模態及穩定性[10?17]、爆轟波流場結構及推進性能[18?21]等方面.

由于爆轟燃燒的自增壓特性以及熱力學循環效率高的特點[22], 利用旋轉爆轟燃燒室(rotating detonation combustor, RDC)替代渦噴發動機的等壓燃燒室, 不僅可以提高發動機的燃燒室效率,還能減少壓氣機級數、降低發動機重量, 使發動機的結構得到簡化. 近年來, 國內外學者對此進行了相關的探索與研究. Sousa等[23]提出了一種精確計算發動機整個熱力學過程及非等熵過程的數值工具, 并對裝有RDC的燃氣輪機熱力學性能進行分析. 通過對裝有RDC的燃氣輪機與常規等壓燃燒室的燃燒效率進行對比, 發現在低壓比下RDC比常規等壓燃燒室的效率至少提高5%. Ji等[24]提出一種完整的旋轉爆轟渦輪發動機系統方案, 對其工作過程進行模型化分析. 與同參數等壓燃燒室燃氣渦輪發動機相比, 旋轉爆轟渦輪發動機在工作范圍內總體性能具有較大的優勢.

國內外學者不僅在理論性能分析方面開展了相關研究, 而且在實驗方面也進行了探索.Ishiyama等[25]和Higashi等[26]將圓盤形RDC與單級離心式壓氣機以及單級徑流式渦輪相組合, 分別開展了冷態和熱態實驗, 實驗成功獲得了旋轉爆轟波. Naples等[27]分別用RDC和傳統等壓燃燒室驅動T63燃氣輪機, 實驗發現RDC比傳統的等壓燃燒室具有更強的高頻不穩定性, 但這種高頻不穩定對渦輪效率的影響較小. 為了表征RDC的性能, Bach等[28]開發了一種具有模塊化參數的導向器, 研究表明隨著質量流量的增加燃燒室的壓力明顯增大. Welsh等[29]測量了渦輪導向器出口的壓力、溫度等流場參數, 發現經過渦輪導向器的作用,滯止壓力下降約5%. Zhou等[30,31]發現經過渦輪導向器后高頻壓力振蕩存在一定程度下降, 渦輪導向器對爆轟波傳播速度以及穩定性存在一定的影響. Wolanski[32]在多種構型的燃燒室下研究了爆轟波的穩定性, 并選取最優結構的RDC替代GTD-350渦輪軸發動機常規等壓燃燒室, 實驗結果證實RDC比常規等壓燃燒室具有更好的性能.

目前關于RDC替代渦噴發動機等壓燃燒室的研究側重于對發動機整體性能的分析與可行性驗證, 證實了RDC替代渦噴發動機等壓燃燒室更加有利于提高渦噴發動機的性能. 但對于RDC替代渦噴發動機等壓燃燒室后的工作模式以及非均勻不穩定的旋轉爆轟產物經過渦輪導向器后壓力分布特性的認識還不足, 值得進一步深入研究. 本文采用氫氣為燃料, 空氣為氧化劑, 對帶有渦輪導向器的RDC在不同當量比下的工作特性開展研究, 分析了RDC在三種不同模式下的工作特性以及渦輪導向器對爆轟產物中高頻壓力振蕩和靜壓的影響. 本文對于豐富RDC替代渦噴發動機等壓燃燒室的研究具有理論意義和工程應用價值.

2 實驗系統介紹

實驗系統如圖1所示, 主要包括推進劑供給系統、控制系統、信號采集系統以及裝有渦輪導向器的RDC.

本實驗采用氫氣作為燃料, 空氣作為氧化劑,分別通過高壓氫氣瓶和高壓空氣瓶為系統提供實驗工質. 氫氣和空氣從高壓氣瓶中流出, 依次經過減壓閥、音速噴嘴、流量計、電磁閥和單向閥, 最后分別進入氫氣和空氣集氣腔. 通過調節供應管路上的減壓閥出口壓力, 來調節推進劑質量流量和當量比. 質量流量通過流量計進行監測, 推進劑的供應時間通過電磁閥進行控制, 實驗前對流量劑進行標定, 確保實驗中測量到的推進劑的質量流量的準確性.

圖1 實驗系統圖Fig. 1. Schematic diagram of the experiment system.

RDC內徑和外徑分別為78和88 mm, 長度為130 mm, 燃燒室出口與渦輪導向器相連, 圖2為RDC和渦輪導向器實物圖. 為了防止回火, 采用非預混噴注結構, 空氣由燃燒室頭部集氣腔通過環縫進入燃燒室, 環縫面積為 325.72 mm2; 氫氣通過均勻分布在內壁面的60個圓形噴孔進入燃燒室, 每個噴孔噴注面積為 0.503 mm2, 總噴注面積為 30.16 mm2. 為了提高點火成功率, 實驗采用切向安裝的氫氣/氧氣預爆管進行點火.

圖2 RDC 和渦輪導向器Fig. 2. Photograph of rotating detonation combustor and turbine guide vane.

在燃燒室外壁面及渦輪導向器上下游布置7個高頻壓力傳感器, 用于測量燃燒室內及渦輪導向器上下游的高頻壓力信號. 高頻壓力傳感器采用平齊的安裝方式, 傳感器與爆轟波直接接觸. 在氫氣和空氣集氣腔、渦輪導向器上下游各布置一個擴散硅壓力傳感器, 傳感器精度為±0.08% BSL(BSL為最佳擬合直線). 本文所用的7個PCB高頻壓力傳感器位置如圖3所示, PCB1, PCB6,PCB7分布在同一圓周上, PCB1, PCB2, PCB3,PCB4, PCB5分布在同一軸線上. PCB1和 PCB6,PCB6和PCB7之間的夾角均為60°. 高頻壓力傳感器的響應時間小于 1 μs, 其靈敏度為 0.725 mV/kPa,非線性度小于 1.0% FS (full scale), 諧振頻率不小于 500 kHz, 瞬時溫度 1649 ℃. 工作過程中采樣頻率設置為500 kHz, 高頻壓力通過信號放大器和A/D轉換器處理后由NI數據采集系統記錄, 擴散硅壓力傳感器和推進劑質量流量采集信號通過數據采集模塊由計算機終端記錄.

采用單片機來控制推進劑的供給時間和點火時間, 控制時間可精確到5 ms. 本文實驗運行時序如圖4所示, 實驗開始首先觸發數據采集系統, 然后打開氫氣、氧氣和空氣供給管路電磁閥, 向預爆轟管內噴注氫氣和氧氣, 同時向RDC內噴注氫氣和空氣. 填充完成后關閉預爆轟管氫氣和氧氣供給管路電磁閥, 然后打開預爆轟管的點火開關, 點燃預爆轟管內的氫氣和氧氣預混氣, 預爆轟管內形成的爆轟波進入RDC點燃氫氣和空氣預混氣, RDC進入工作狀態, 工作時間結束后關閉RDC內氫氣供給管路電磁閥, 繼續向燃燒室內噴注空氣來吹除剩余的燃料直至RDC完全熄火.

圖3 傳感器位置Fig. 3. Locations of sensors.

圖4 時序控制圖Fig. 4. Experimental time sequence.

3 實驗結果與分析

表1為實驗工況表, 實驗環境溫度為298 K,環境壓力為一個標準大氣壓. 根據高頻壓力信號特征, 本文將RDC的工作模式分為穩定旋轉爆轟模式、不穩定旋轉爆轟模式以及快速爆燃模式.

表1 實驗工況表Table 1. Test conditions.

3.1 穩定旋轉爆轟傳播過程分析

以工況11為例對穩定旋轉爆轟模式下的工作過程進行分析. 圖5為旋轉爆轟模式下工作過程中集氣腔壓力曲線, 在t1時刻供氣系統電磁閥開啟,氫氣和空氣集氣腔內壓力迅速升高并在短時間內達到平衡, 此時氫氣集氣腔和空氣集氣腔壓力分別為 4.9和 6.3 bar (1 bar = 105Pa). 由于此時還未觸發點火信號, RDC處于冷流狀態, 氣流先經過環形燃燒室再流經渦輪導向器后排出. 在t2時刻觸發點火信號, RDC成功起爆, 環形燃燒室內形成旋轉爆轟波, 氫氣集氣腔和空氣集氣腔壓力均受燃燒室內爆轟反壓的影響而上升, 氫氣集氣腔和空氣集氣腔壓力分別上升到 6.9和 7.4 bar. 在t3時刻, 關閉氫氣管路電磁閥, 保持空氣管路電磁閥處于開啟狀態, RDC停止工作, 氫氣管路的壓力迅速降低,待冷空氣將RDC冷卻后在t4關閉空氣管路電磁閥, 結束本次實驗.

圖6為燃燒室內高頻壓力曲線及頻域分析圖, 在RDC工作期間爆轟波平均峰值壓力為16.3 bar, 遠大于圖5所示氫氣和空氣集氣腔內的壓力, 這也解釋了圖5中t2到t3時刻氫氣和空氣集氣腔壓力上升的現象. 為了進一步分析旋轉爆轟波的傳播特性, 對PCB6和PCB7的高頻壓力信號進行放大分析, 可以看出在150.0—150.8 ms時間內, 爆轟波在燃燒室內以單波模態傳播了4個周期, 方向為從PCB6到PCB7, 從尾部觀測為逆時針方向.

圖5 工況 11集氣腔壓力曲線Fig. 5. Pressure trace of propellant manifolds in test 11.

圖6 高頻壓力曲線(a) 整體圖; (b)局部放大圖Fig. 6. High-frequency pressure: (a) Global graph; (b) magnified results.

基于PCB6處的高頻壓力信號計算爆轟波傳播速度, 如圖6(b)所示, 首先得出爆轟波的傳播周期, 根據(1)式求得每個周期內爆轟波的傳播頻率, 再根據(2)式求得每個周期內的傳播速度, 進而根據(3)式可求得爆轟波傳播的平均速度,

其中D為燃燒室外徑,K為傳播周期的個數.

圖7為爆轟波傳播速度隨時間分布圖, 可以看出, 爆轟波傳播速度主要分布在1400—1600 m/s,平均速度為1560.8 m/s.

圖7 速度分布圖Fig. 7. Velocity-time distribution.

對PCB6高頻壓力信號進行快速傅里葉變換(fast Fourier transform, FFT)以及短時傅里葉變換 (short time Fourier transform, STFT), 結果如圖8所示, 通過(4)式計算出爆轟波傳播的平均速度,

其中,D為環形燃燒室外徑,f為主頻.

通過(4)式計算出爆轟波傳播的平均速度為1576.7 m/s, 與通過(3)式計算出來的爆轟波傳播的平均速度 1560.8 m/s, 二者相差僅 1%, 在下文關于速度的計算中均采用(4)式進行計算. 從圖8可以清楚地觀察到爆轟波起爆、穩定傳播以及熄爆的全過程的主頻變化情況. 點火信號觸發后, 爆轟波傳播頻率迅速達到主頻5706 Hz; 在RDC工作的時間內, 爆轟波主頻始終穩定主頻5706 Hz附近;在 RDC 熄火階段, 爆轟波解耦, 主頻迅速降低, 直至RDC完全熄火. RDC整個工作期間一直保持單波穩定傳播模態, 未出現熄爆等不穩定現象.

圖8 頻域分析圖(a) FFT 結果; (b) STFT 結果Fig. 8. Frequency domain analysis: (a) FFT results; (b) STFT results.

圖9 為PCB1, PCB2和PCB3的高頻壓力信號. 由于PCB1處在爆轟波波頭高度范圍內, 而PCB2和PCB3處為斜激波, PCB1的壓力峰值明顯大于PCB2和PCB3. 同時, 可以明顯地看到每個爆轟波壓力峰值過后都存在一個較大壓力擾動,這是由于斜激波與渦輪導向器相互作用形成了反射激波并向上游傳播.

圖9 PCB1-PCB3 高頻壓力曲線Fig. 9. High-frequency pressure of PCB1-PCB3.

3.2 不穩定旋轉爆轟傳播過程分析

以工況5為例, 對不穩定旋轉爆轟模式下的工作過程進行分析. 圖10為工況5集氣腔壓力曲線,在觸發點火信號之前, 空氣集氣腔壓力穩定在6.3 bar, 氫氣集氣腔壓力穩定在 2.5 bar. 同工況 11相比, 由于氫氣質量流量的減小, 氫氣集氣腔壓力明顯下降, 空氣集氣腔壓力基本不變. 點火信號觸發后, RDC 先以快速爆燃模式工作了 210 ms, 接著以旋轉爆轟模式工作了73 ms. 氫氣集氣腔的壓力在快速爆燃階段由 2.5 bar上升到 3.2 bar, 在旋轉爆轟階段壓力繼續上升到3.7 bar, 說明旋轉爆轟相較于快速爆燃, 燃燒室內高頻壓力振蕩對氫氣集氣腔的影響更大. 而空氣集氣腔壓力在燃燒室工作階段始終保持平穩, 未受燃燒室內高頻壓力的影響, 這是由于集氣腔內壓力越大, 其對環形燃燒室內的高頻壓力回傳的抵抗能力越強.

圖10 工況 5集氣腔壓力Fig. 10. Pressure trace of propellant manifolds in test 5.

圖11 給出了工況5燃燒室內高頻壓力曲線.從圖11可以明顯觀察到, 從點火時刻到210 ms之間為快速爆燃模式, 壓力峰值約 1 bar; 隨后壓力峰值迅速增大到6 bar左右, RDC此時開始以旋轉爆轟模式工作. 分別對快速爆燃階段和旋轉爆轟階段的高頻壓力信號做FFT, 如圖11(b)所示, 得到在快速爆燃階段主頻為4039 Hz, 平均傳播速度為 1116.1 m/s; 在旋轉爆轟階段主頻為 4569 Hz,平均傳播速度為1262.5 m/s, 旋轉爆轟波的傳播速度和壓力峰值相對于爆燃波均有較大的提升. 與工況11穩定旋轉爆轟模式下相比, 由于此工況下當量比較低, 導致旋轉爆轟階段爆轟波傳播速度虧損較大.

圖11 工況 5結果分析(a)高頻壓力曲線; (b) FFT 結果Fig. 11. Result analysis in test 5: (a) High-frequency pressure; (b) FFT results.

3.3 快速爆燃傳播過程分析

以工況2為例對典型的快速爆燃工況進行分析. 圖12為快速爆燃模式下工作過程中集氣腔壓力曲線. 空氣集氣腔壓力在電磁閥開啟后迅速升高到6.2 bar, 并保持穩定; 氫氣集氣腔壓力在點火信號觸發之前穩定在1.6 bar, 點火信號觸發后, 氫氣集氣腔內的壓力快速上升并穩定在2.3 bar直至RDC熄火.

如圖13所示, 該模式下燃燒波主要以爆燃波的形式出現, 壓力峰值約0.6 bar, 遠遠小于上文工況11穩定旋轉爆轟模式下的壓力峰值(壓力峰值為16.3 bar). 對PCB6的高頻壓力曲線進行FFT分析, 其主頻為 3660 Hz, 燃燒波平均傳播速度為1011.3 m/s. 在當量比較低的工況下, 燃燒釋放的熱量不足以形成旋轉爆轟波, 燃燒室內可燃預混氣以快速爆燃模式燃燒.

對工況1—14按照(2)式求出每個周期內的速度, 按照(3)式求出平均速度, 基于每個周期內爆轟波的傳播速度, 按照(5)式計算相對標準偏差μ, 根據相對標準偏差來評估爆轟波傳播的穩定性.相對標準偏差μ的計算如下:

圖14為不同工況下的平均速度和相對標準偏差隨當量比的變化, 從圖14可以明顯觀察到, 在當量比小于0.50時, RDC以快速爆燃模式工作,平均傳播速度較低且速度的相對標準偏差大; 隨著當量比的增大, 開始以不穩定旋轉爆轟模式工作,旋轉爆轟波的平均傳播速度逐漸增大且爆轟波速度波動變小, 表明爆轟波傳播穩定性提高; 在當量比大于0.82時, RDC開始以穩定旋轉爆轟的模式工作.

圖12 工況 2集氣腔壓力Fig. 12. Pressure trace of propellant manifolds in test 2.

圖13 工況 2結果分析(a) 高頻壓力曲線; (b) FFT 結果Fig. 13. Result analysis in test 2: (a) High-frequency pressure; (b) FFT results.

圖14 平均速度和相對標準偏差Fig. 14. Average velocity and relative standard deviation of detonation wave.

3.4 渦輪導向器上下游壓力分析

以工況11為例對渦輪導向器上下游壓力進行分析. 圖15為工況11對應的渦輪導向器上下游的高頻壓力振蕩曲線及靜態壓力曲線. 從圖15可以明顯觀察到渦輪導向器上游的高頻壓力曲線存在較為陡峭的壓力尖峰, 而經過渦輪導向器后, 陡峭的壓力尖峰基本消失. 渦輪導向器上游平均壓力峰值下游平均壓力峰值為定義壓力振蕩幅值的衰減系數a, 由下式計算:

此工況下a為47.1%, 說明渦輪導向器對壓力振蕩的幅值具有明顯的抑制作用. 對渦輪導向器上下游的高頻壓力進行FFT分析, 如圖15(b)所示上游壓力振蕩的主頻為5712 Hz, 下游壓力振蕩的主頻為5693 Hz, 二者均與圖8(a)所示燃燒室內的爆轟波主頻5706 Hz接近. 由于渦輪導向器的結構特點, 由爆轟波誘導的斜激波遇到渦輪導向器后產生反射現象, 部分反射激波向渦輪導向器上游回傳從而使得下游壓力振蕩的幅值明顯減小. 渦輪導向器對壓力振蕩的幅值具有明顯的抑制作用, 但對壓力振蕩的頻率影響較小.

同時, 從圖15(a)可以觀察出渦輪導向器上游的靜態壓力為0.63 bar, 下游的靜態壓力為0.31 bar,這是因為渦輪導向器是收縮型流道, 爆轟燃燒產物在渦輪導向器流道內壓力降低、速度增大, 不考慮流動損失的情況下, 降低的靜壓均轉變成了動壓,用于推動渦輪轉子做功.

圖15 渦輪導向器上下游結果分析(a)高頻壓力及靜壓; (b) FFT 結果Fig. 15. Analysis of upstream and downstream results of turbine guide vane: (a) High-frequency pressure and static pressure; (b)FFT results.

圖16 渦輪導向器上下游流場參數統計(a) 頻率; (b) 靜壓Fig. 16. Statistics of flow field parameters in upstream and downstream of turbine guide vane: (a) Frequency; (b) static pressure.

圖17 靜態壓力及平均峰值壓力隨當量比的變化(a) 靜態壓力; (b) 平均壓力峰值Fig. 17. Variation of static pressure and average peak pressure with equivalent ratio: (a) Static pressure; (b) average peak pressure.

對此工況進行重復實驗, 并對渦輪導向器上下游振蕩的主頻、渦輪導向器上下游的靜態壓力進行統計, 結果如圖16所示. 三次實驗所得的渦輪導向器上下游高頻壓力振蕩主頻均在旋轉爆轟波主頻附近波動, 最大誤差在2%以內, 表明渦輪導向器上下游的高頻壓力振蕩是由旋轉爆轟波的傳播頻率造成的, 且渦輪導向器對振蕩頻率沒有抑制的作用, 同時三次實驗中渦輪導向器上下游的靜態壓力均降低了50%左右.

對工況1—14下的渦輪導向器上下游靜壓及高頻動態壓力傳感器平均峰值壓力進行統計, 結果如圖17所示. 各工況下渦輪導向器上游靜壓均大于下游的靜壓, 且隨著當量比的增大, 上下游靜壓均呈現上升的趨勢, 經過渦輪導向器的作用, 渦輪下游靜壓降低了30%—51%. 同時, 各工況下高頻振蕩的平均峰值壓力經過導向器后均大大降低, 衰減率在41%—56%.

4 結論

本文對帶有渦輪導向器的RDC在不同當量比下的工作特性開展了實驗研究, 主要得到了以下結論:

1)實驗得到了三種不同的工作模態: 在當量比大于0.82時, RDC以穩定旋轉爆轟模式工作;在當量比小于0.5時, RDC以快速爆燃模式工作;在當量比處于二者之間時, RDC以不穩定旋轉爆轟模式工作. 隨著當量比的增大, 旋轉爆轟波傳播的速度增大且穩定性提高;

2)爆轟波下游的斜激波在渦輪導向器處發生反射, 并向上游燃燒室內傳播; 高頻壓力振蕩與渦輪導向器相互作用, 高頻振蕩的峰值壓力降低41%—56%, 但頻率基本不變, 且與旋轉爆轟波傳播的主頻基本保持一致, 表明渦輪導向器對壓力振蕩的幅值具有明顯的抑制作用, 但對壓力振蕩的頻率影響較小;

3)隨著當量比的增大, 渦輪導向器上下游的靜壓均同時增大. 經過渦輪導向器的作用, 燃燒產物的靜壓降低了約30%—51%;

本文僅研究了帶渦輪導向器的RDC的工作特性, 未考慮渦輪轉子對RDC工作特性的影響,下一步將開展帶有渦輪轉子的RDC的研究.