各种航空航天发动机的问世不断加速着人类向空天进军的脚步, 与此同时, 复杂的飞行环境对推进系统提出了高性能、宽速域、宽空域等苛刻要求。爆震发动机作为一种基于爆震热力循环方式的新型动力装置, 具有潜在的性能优势, 同时可以在更宽的飞行条件下使用, 有着广阔的应用前景, 引起了世界范围内的广泛关注, 先后有大量综述性文章发表[1-5]。爆震燃烧本质上是一种以较低的熵增实现极快化学反应的过程。爆震波极快的释热速度使得爆震燃烧过程接近于等容燃烧, 基于爆震燃烧的动力系统相对于基于缓燃的等压燃烧系统具有更高的热效率; 另外, 爆震波具有自增压性质, 可以实现的增压比达15~55[6], 因此爆震发动机可以省去复杂的压气机和涡轮部件, 简化系统结构, 降低研究成本。迄今将爆震燃烧应用于空天动力已出现了很多构想, 如脉冲爆震发动机(Pulse Detonation Engine, 简称PDE)、驻定爆震发动机(Standing Detonation Engine, 简称SDE)和旋转爆震发动机(Rotating Detonation Engine, 简称RDE)。21世纪以来, 又先后有研究人员提出了多模态爆震组合发动机、微爆震动力等概念。这些发动机的发展状态及技术成熟度虽然各不相同, 但经性能分析或初步试验验证均被认为是可行且很有潜力的。
PDE是一种利用脉冲式爆震波产生推力的装置, 目前相对于其他几种形式的爆震发动机而言成熟度较高。根据是否携带氧化剂, PDE又可以分为吸气式脉冲爆震发动机(Air-breathing Pulse Detonation Engine, 简称APDE)和脉冲爆震火箭发动机(Pulse Detonation Rocket Engine, 简称PDRE)。其中PDRE的工作循环如图 1所示, 一个工作周期主要包括以下几个过程:(1)填充燃料与氧化剂; (2)点火; (3)起爆及爆震波的传播; (4)排气; (5)填充隔离气体; (6)再次填充燃料与氧化剂, 发动机进入下一循环周期。为了保证PDRE高性能稳定工作, 实现PDRE的工程应用, 仍存在许多需要解决的问题。本文主要从4个方面介绍目前PDRE在若干应用基础问题上的研究进展, 为后续PDRE研究提供参考:(1)两相爆震发动机技术; (2)短距低阻起爆技术; (3)发动机性能优化; (4) PDRE样机实验。
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| 图 1 PDRE工作循环示意图 Fig.1 Schematic of the operation processes of the PDRE |
实际应用中, 受体积和重量限制, PDRE需要采用能量密度更高的液态燃料。液态燃料的使用必然带来燃料雾化、液滴破碎、蒸发以及与氧化剂的掺混等问题。这些问题会对PDRE的性能产生重要影响, 也是实现两相PDRE正常工作需要解决的首要问题。
1.1 两相爆震中的速度损失20世纪60年代, Dabora等人[7-9]和Ragland等人[10]为了研究液体火箭发动机中的爆震及类爆震现象, 开展了两相爆震的研究。Dabora等人[7-8]的研究表明, 燃料液滴直径为2600μm时, 爆震波速相对于理想Chapman-Jouguet(简称C-J)波速有30%~35%的损失, 液滴直径低于300μm时, 波速损失只有2%~10%;并首次指出, 两相爆震的发展时间随液滴尺寸下降而减小。Dabora等人[9]的模型认为两相爆震中的能量释放是离散的, 离散特性归因于液滴处形成的爆炸波, 这些爆炸波追赶上激波前锋, 通过能量释放与激波耦合, 维持爆震波的传播, 如图 2所示。Ragland等人[10]发现燃料液滴直径2600μm时, 约20%的热量通过壁面损失掉了, 而波速损失高达32%。此处的理想C-J波速是基于理想预混气相爆震计算得到的, 他们认为在采用液态燃料后, 化学反应区宽度变大, 通过壁面热交换散失的热量增加, 最终导致了波速下降。Borisov等人[11]的模型则指出, 两相爆震时朝向与爆震波锋面相反方向运动的爆炸波(见图 2)使部分释放的热量未能参与到支持爆震波锋面上来, 这也是两相爆震波速低于C-J波速的一个原因。Pierce和Nicholls[12]指出, 前导激波在运动过程中受到燃油液滴的阻碍, 自身强度会有所衰减。Gubin和Sichel[13]的模型认为, 波速损失的主要原因在于燃料的不完全燃烧而非反应区对外散热。他们还指出, 液滴直径小于20μm时, 波速即可达到C-J理论值。不过, Kailasanath[14]认为该模型需要进一步研究。Bull等人[15]发现在非受限空间内无壁面散热的影响时, 两相爆震依然有波速损失, 这一结论表明向壁面散失部分热量并非是造成波速损失的唯一原因。Bowen等人[16]的研究同样指出, 当液滴直径足够小时, 两相爆震应该表现出类似于气相爆震的特征, 在基于液滴直径约2μm的癸烷燃料研究中, 他们得到的两相爆震波速与C-J理论波速相差仅±1%。
可以看出, 相比于气相爆震, 研究者们对两相爆震的爆震波结构、稳定性、可爆极限和起爆过程仍缺乏足够的认识, 关注的重点大部分在爆震波的最终传播速度上。降低液滴的雾化尺寸有利于减小波速损失, 对于PDRE而言具有重要意义。
1.2 爆震发动机中的雾化与掺混Brophy等人[17-18]采用JP-10作为燃料开展了两相PDE研究, 在液滴直径小于10μm的JP-10/氧气混合物中成功实现了爆震, 并观察到了与C-J波速接近的爆震波速。他们还研究了不同初始燃料温度的影响, 液滴尺寸随着初始温度的升高而减小, 燃料的蒸发量随着温度的升高而增加。实验结果表明, 对于JP-10/空气混合物, 只有在液滴直径小于3μm且燃料蒸发量达到70%时, 才能形成稳定爆震, 该条件对应的进气温度为375K。当温度达到425K时, 燃料将完全变成蒸汽。在以上2种不同温度情况下(375和425K), 观察到的爆震波速与C-J值的误差在2%以内。Cheatham等人[19-20]利用数值方法研究了不同初始燃料温度对燃料比冲的影响。研究结果表明, 当初始温度较低、液滴尺寸较大时, 很难获得稳定自持的爆震波, 比冲性能下降; 提高壁面温度, 增大燃料的蒸发量有助于提高发动机性能, 达到与气相爆震接近的效果。Tangirala等人[21]在研究中也得到了类似的结论。
因此, 研究者们开始考虑通过提高燃料的初始温度来提高发动机性能。Tucker等人[22]将JP8燃料加热到闪蒸状态, 显著缩短了缓燃向爆震转变(Deflagration to detonation transition, 简称DDT)的时间。Miser等人[23]则是利用爆震管壁面的散热来加热液态燃料, 实现了PDE短时间内的自持工作。Helfrich等人[24]采用图 3所示的实验系统, 通过逆流换热器利用壁面散热将燃料加热至超临界状态, 研究了PDE的性能。结果表明, 在大多数当量比条件下, 超临界态燃料的点火延迟时间、DDT时间和距离均会显著缩短。
国内西北工业大学、南京航空航天大学等单位多年来针对两相PDE中的起爆、喷射及混合等问题开展了大量研究[25-27], 极大推动了两相PDE相关技术的进步。近年来, 范珍涔[28]利用闪蒸技术, 研究了基于航空煤油的PDRE性能。结果表明, 采用离心喷嘴时, 当喷射温度高于473 K时即可实现闪蒸喷雾, 与常温喷射相比, 燃料比冲可提高1.2倍。靳乐[29]研究了超临界航空煤油对PDRE性能的影响, 结果表明, 超临界燃料可以大大改善发动机头部的雾化性能, 有效避免油气分布不均匀现象, 显著提高发动机工作稳定性, DDT距离和时间均会有效缩短。
2 短距低阻起爆技术PDRE中需要不断地产生爆震波获得推力, 因此探索可靠性高、可重复性好的起爆技术尤为重要。爆震波的起爆可以通过直接起爆和间接起爆实现。直接起爆需要巨大的点火能量, 对点火驱动装置要求极高, 一般不适合用于PDRE中。间接起爆指的是通过DDT过程获得爆震波, 仅需要较小的点火能量, 目前应用范围较广。但间接起爆通常需要一段转变距离, 并可能带来性能损失, 因此需要探索合适的短距低阻起爆技术。研究者们针对DDT过程以及缩短DDT距离的方法进行了大量的研究, 本文主要从PDRE应用角度, 介绍几种常用的起爆技术。
2.1 固体障碍物起爆技术在不采用起爆增强装置时, 通过DDT方法在光滑管中获得爆震波需要很长的距离, 甚至无法实现起爆[30]。通过在爆震管中增加固体障碍物, 如螺旋、斜劈、孔板等, 可以促进湍流的形成, 加快DDT过程并缩短转变距离。一种经典的DDT增强装置为Shchelkin[31]提出的螺旋障碍物, 如图 4所示。大量的实验[25, 32]证明, 采用Shchelkin螺旋, 在气相和两相混合物中均可有效缩短DDT距离。另外研究发现[33], 与其他障碍物不同的是, 采用Shchelkin螺旋时, 火焰传播过程中形成的局部爆炸中心可以沿螺旋传播, 更有利于爆震的形成。Lee等人[34]较全面地研究了障碍物尺寸、障碍物间距以及长度对DDT过程的影响。实验中, 他们在方形爆震管中布置螺旋形的孔板障碍物来加速DDT过程, 以空气和碳氢燃料作为反应物。研究表明, 当螺旋形孔板障碍物形成的阻塞比在0.3~0.6范围内时, 可有效实现DDT; 在障碍物区域使火焰大致加速到C-J波速的1/2即可成功实现DDT, 过长的障碍物长度会增加DDT时间; 另外, 多循环时, 未发现DDT距离的改变, 但DDT时间有所下降, 例如, 10Hz时的DDT时间由单循环所需的6ms下降到3ms。固体障碍物的主要缺点是会造成流动损失。Cooper等人[35]的研究指出, 对于不加障碍物可以起爆的混合物, 加上障碍物后会导致比冲下降约25%。为此, Brophy等人[36]尝试寻找低损失障碍物, 选择了多种斜坡形障碍物开展研究, 结果表明, 相对于螺旋形障碍物, 斜坡形障碍物最高减小了50%的总压损失。Li等人[26]利用螺旋形凹槽替代螺旋形障碍物开展了实验研究, 结果表明, 螺旋凹槽可以加速起爆过程, 同时可以获得更高的推力。
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| 图 4 爆震管示意图和Shchelkin螺旋实物图 Fig.4 The detonation tube and the Shchelkin spiral |
此外还有很多关于固体障碍物起爆研究的工作[37-38]。综合来看, 采用不同形式的DDT增强装置对DDT的增强效果有一定差异。不同形式DDT增强装置的共同目的是提高湍流度、增大火焰锋面表面积并提高火焰传播速度, 形成局部的爆炸中心, 最终使火焰锋面与激波耦合, 形成稳定自持的爆震波。障碍物的存在, 会带来流阻损失, 阻塞比在40%左右时, 可有效缩短DDT距离, 同时带来较低的流动损失。
2.2 流体障碍物起爆技术流体障碍物起爆技术指的是通过爆震管壁面上的狭缝或孔, 向流场中喷射气体, 对管内的流场形成扰动, 增大湍流度, 从而加速起爆过程, 缩短DDT距离。喷射的气流可看作是流体障碍物, 其功能与固体障碍物一致。图 5为2种障碍物对管内流场的作用示意图[39]。Knox等人[39-40]开展了固体障碍物与流体障碍物对DDT过程影响的对比实验研究。结果表明流体障碍物在增大湍流、加速起爆方面具有更大的优势。McGarry等人[41]采用甲烷/空气为反应物, 利用PIV和纹影等技术研究了射流动量和反应物当量比对火焰加速过程的影响, 结果表明:接近化学恰当比的反应物配比以及更大的动量比(射流动量与主流动量之比)更有利于火焰加速。随后, McGarry等人[42]分析了火焰经过固体和流体2种障碍物时, 火焰与障碍物间的相互作用。Chambers等人[43]研究了湍流火焰在射流条件下的加速机理, 并对比了层流火焰在射流条件下的加速过程。
国内白桥栋等人[44]对分别采用固体和流体障碍物后的DDT过程进行了数值模拟, 计算结果显示, 相比于固体障碍物, 流体障碍物可缩短约15.4%的DDT 距离。Zhao等人[45]设计了多孔射流爆震管, 并研究了射流组分对DDT过程的影响, 结果表明, 在较低的阻塞比下, 当射流组分为可燃混气时, 可以加速火焰, 但当射流为空气时, 火焰加速不明显。彭瀚等人[46]实验研究了射流延迟时间、位置、数量和分布形式对起爆特性的影响, 结果显示, 在各个射流喷射位置下均存在相应的最佳射流延迟喷射时间使得预混气的起爆时间最短。李舒欣等人[47]采用数值方法研究了流体障碍物对火焰加速过程的影响, 结果表明存在一个最优的射流速度, 可以使得火焰加速效果最好。王永佳等人[48]提出了热态射流的方案, 研究了射流尺寸以及冷态和热态流体障碍物对起爆特性的影响。结果表明, 较大的射流尺寸下, 采用氮气的冷态流体障碍物会稀释反应物, 不利于起爆, 而利用热态流体障碍物则具有更好的加速起爆效果。
总结来看, 流体障碍物应用于加速起爆的研究取得了一定的进展, 但作为一种较新的DDT增强方法, 目前仍存在许多问题需要解决, 例如, 如何实现多循环稳定可靠起爆, 如何评估流体障碍物的流动损失, 以及定量对比流体障碍物与固体障碍物的促进起爆效果等。
2.3 热射流起爆技术热射流起爆技术是另一种可以实现短距低阻起爆的方式, 即首先在一个较小的管内形成高能燃烧的气流, 气流进入主爆震管后在短距离内点燃并起爆主爆震管中的反应物。热射流的状态可以分为高速火焰射流和爆震射流两种。
Lieberman等人[49]的研究认为, 采用高速火焰射流点火可以获得爆震波, 但仍需一定的DDT距离, 并指出采用热射流点火起爆与采用障碍物的小能量点火起爆相比, 流动损失更小。李建玲等人[50]的研究表明, 较之爆震管内安装螺旋来促进DDT的方法, 在同一模型机上采用火焰射流点火起爆能够使DDT距离缩短60%。
爆震射流则需要首先在较小的射流管路中形成爆震波, 一般会在射流管路中填充较易起爆的反应物。例如, Brophy等人[18, 51]采用乙烯/氧气作为预爆管中的混合物, 以此实现了主爆震管中JP10/空气的起爆, 工作频率达到40Hz。另外, 爆震射流方案涉及爆震波在变截面管道中的传播和自持。大量针对预爆管形式PDE的研究[51-53]表明, 预爆管与主爆震管之间的过渡段对爆震波的衍射和自持至关重要。Brophy等人[51]在研究中发现, 爆震波从小管中传出会出现衍射, 激波强度会减弱, 导致连续的爆震过渡失败; 但是衍射后的激波会在主爆震室内反射聚焦, 形成局部热点, 从而形成二次起爆过程。Yatsufusa等人[54]也发现高敏感混合物必须充满过渡段才能实现爆震波的连续过渡。Wang等人[55]研究了不同的热射流状态对起爆效果的影响, 并指出更高的热射流速度将更有助于起爆。He等人[56]研究了不同热射流管长度对主爆震管中火焰发展的影响, 拍摄到了几种不同的结果, 包括:爆震波衍射后, 解耦的激波在主爆震管内反射聚焦起爆; 爆震波解耦后经过一段DDT过程再次起爆(图 6(a)); 直接起爆, 爆震波在离开热射流管之后不解耦, 由球形爆震逐渐发展成平面爆震波(图 6(b)); 起爆失败(图 6(c))。出现这些状态的原因在于热射流的能量不同, 文中指出, 在射流进入主爆震管前处于过驱爆震状态附近时, 更有利于主爆震管内反应物的起爆。总的来说, 热射流起爆是一种有效的短距起爆技术, 甚至针对一些较难起爆的混合物或者流动条件同样适用, 主要缺点是需要独立的热射流管或预爆管, 也可能需要独立的推进剂。
2.4 激波聚焦起爆技术
激波聚焦起爆指的是在特殊结构下, 通过激波聚焦作用产生局部高温高压中心来起爆爆震波。Jackson和Shepherd[57]尝试在激波管产生高速激波, 激波通过环形孔聚焦后起爆反应物。实验中, 激波管填充物为空气, 爆震管中填充乙烯或丙烷/氧气/氮气混合物, 数据表明, 爆震波起爆所需的驱动激波压力要高于C-J压力, 但如果以可燃混气替代激波管中的空气, 所需的驱动压力将随之降低。Li和Kailasanath[58-59]通过数值模拟研究指出, 环形射流在进入爆震管后通过激波反射、聚焦可以成功获得爆震波。Levin等人[60]提出了两级PDE方案, 如图 7所示。首先在反应器中进行富油燃烧, 产物通过环形通道与二次空气混合进入谐振室, 在激波反射和聚焦作用下形成局部高温高压区, 直接起爆谐振室内的新鲜反应物。空军工程大学曾昊等人[61-66]对激波聚焦起爆爆震波进行了大量的数值模拟, 分别研究了凹面腔尺寸和曲率、环形射流初始压力和宽度以及环形射流喷口位置和宽度等因素对激波汇聚起爆爆震波的影响, 得到了各种因素对爆震波起爆的影响规律。
3 发动机性能优化
PDRE周期性的工作特征决定了其内部流动是非稳态的, 其性能分析模型的建立较为复杂。一些经典的研究工作包括:Heiser和Pratt[67]基于ZND模型对爆震循环进行了热力学分析, Wintenberger和Shepherd[68]基于Fickett-Jacobs循环建立了理想爆震循环分析模型, Talley和Coy[69]提出用等容循环模型来分析爆震发动机推进特性。模型预测结果均表明, 基于爆震燃烧的动力循环相对于基于缓燃的等压循环具有更大的优势, 但这些模型均采用了一些较理想的假设, 所得的结果只能用于评估PDRE的性能上限。而在目前的大部分研究中, PDRE的性能仍然很难达到理论上限, 很多方面均存在优化空间。除了前文介绍的反应物填充、雾化、掺混问题, 短距低阻起爆问题之外, 还可以提升PDRE性能的方案有:利用部分填充效应; 选择合适的尾喷管以及提高工作频率等。
3.1 部分填充效应部分填充指的是爆震管内只填充了一部分反应物, 其余部分为不可燃气体(如燃烧产物)等。图 8(a)和(b)分别为爆震管满填充和部分填充状态示意图。在出现部分填充时, 单次过程产生的总冲量是低于满填充状态的, 但基于反应物的比冲可能会增加, 即部分填充效应。因此, 为了获得更高的比冲, PDRE在工作过程中可以选择部分填充的策略。另外, 在PDRE高频工作时, 由于填充时间的限制, 爆震管很可能会处于部分填充状态, 因此也会得到更高的推进剂比冲。
Li和Kailasanath[70]通过二维数值计算研究了单次工作循环的部分填充效应。在给定的填充长度下, 通过增加管长来改变填充度。计算结果表明, 爆震管冲量随着爆震管长度的增大而增大, 并逐渐趋于稳定, 因此部分填充方式能够增大燃料比冲, 但基于爆震管内所有混合物的比冲会降低。无量纲比冲在部分填充工作方式下的变化规律为:
(1)
其中, Ispf为部分填充时的燃料比冲, Ispffull为满填充时的燃料比冲, Lt为爆震管总长, Lf为燃料的填充长度, 常数a为部分填充效应带来的性能增益上限, 计算中a的取值范围为3.2~3.5。
Cooper等人[71]通过大量的实验, 并总结了前人的计算和实验结果, 拟合出了反应物比冲与填充系数的关系式:
(2)
其中, Isp为部分填充时的反应物比冲, Ispfull为满填充时的反应物比冲, ff为填充系数。
Sato等人[72]通过数值模拟研究了部分填充的影响, 并指出初始时刻反应物的质量占爆震管内总质量的比值, 是影响比冲的主要因素。基于模拟结果得到了更简单的部分填充效应经验公式:
(3)
其中, Isp为部分填充时的反应物比冲, Ispfull为满填充时的反应物比冲, Z为反应物的质量与爆震管内所有物质的质量之和的比值。
严宇[38]采用等容燃烧过程近似替代爆震燃烧过程, 近似认为反应物的燃烧产物和不可燃气体进行均匀混合之后再一起排出发动机, 用零维非稳态排气分析方法获得部分填充时的比冲等参数。王可[73]基于单次爆震性能分析模型, 考虑部分填充效应, 同时考虑了流动损失和液态燃料的影响, 建立了多循环PDRE的性能分析模型。
关于部分填充效应的实验和理论研究较多, 其对PDRE性能的影响, 目前普遍一致的观点是部分填充能够带来性能增益, 但尚缺乏通用性较强的定量分析方法, 其理论研究尚有待进一步发展。
3.2 尾喷管技术尾喷管需要将爆震后产生的高温高压气体有效地转变为推进动能, 对PDRE的性能有着重要影响。由于PDRE的工作状态是非稳态的, 其尾喷管的设计也因此变得复杂。Cambier和Tegner[74]采用准一维数值模型研究了5种不同类型扩张喷管对单循环工作性能的影响。研究发现, 喷管可带来推力增益, 且钟形喷管(内表面曲率为负)的增推效果优于内表面曲率不变或为正的扩张喷管。他们采用的喷管扩张比较大, 且在喷管中也填充了可燃混合物, 增推的同时比冲却有所下降。Eidelman和Yang[75]分别模拟了安装3种收敛喷管和3种扩张喷管时的情况, 结果表明:安装收敛喷管时均观察到了激波反射, 这与Cambier和Adelman[76]的结论一致; 另外, 在安装扩张喷管时, 虽然也能增加推力, 但在排气后期会出现过膨胀, 从而产生负推力。Allgood等人[77]实验研究了不同填充度下安装钟形收敛喷管和扩张喷管时的推进特性, 他们发现填充度对喷管的推力增益有很大影响。结果表明, 填充度不高于0.8时, 由于部分填充效应的存在, 不加喷管时推力最大, 即此时安装2种喷管均会造成推力下降; 填充度由0.8逐渐增大到1.0时, 只有安装收敛喷管时相对于不加喷管时产生了推力增益, 安装扩张喷管仍会造成推力下降。Cooper等人[78]测量了分别加装4种扩张喷管和6种收敛扩张喷管时的单次爆震推进特性。实验中, 在不同环境压力下(1.4~100 kPa)的结果表明, 各种扩张喷管均能产生比冲增益, 最大增益可达72%;收敛扩张喷管并未带来比冲增益, 相反在高环境压力下, 由于喉部的限流作用, 比冲出现大幅下降。Yan等人[79]研究了不同钟形收敛扩张喷管对PDRE性能的影响。实验中, 固定填充度0.73不变, 工作频率40Hz。选择的9种喷管均能带来推力增益, 最大增益可达21%。他们指出, 收敛扩张喷管存在最佳扩张比, 且该扩张比与喉道面积有关, 喉道面积越小, 最佳扩张比越大。Zhang等人[80]研究了不同喷管对无阀式PDRE性能的影响, 结果表明大部分收敛型喷管均可以提高推力, 但由于形成的激波反射影响了反应物的填充, 限制了PDRE工作频率的提高。
虽然有关喷管的研究在某些方面达成了共识, 如采用收敛喷管时会造成向上游回传的反射激波并干扰填充过程[75-77]等, 但许多方面依然存在互相矛盾的地方。原因可能在于不同研究中喷管内的填充物不同, 一些研究中的填充物为可燃混合物, 而另一些研究中的填充物为空气。另外, 在不同的研究中, 各种参数(如形状、尺寸、背压、可燃混合物种类和填充度等)千差万别, 也就是说, 不同研究之间的直接对比或许不具有实际意义。总之, 尾喷管设计和选取应充分考虑实际工况, 如填充度、工作频率、初始压力和环境压力等, 然后进行理论分析和实验验证。近年来, 针对PDRE喷管的设计理论也开始出现[38, 81], 但由于PDRE非稳态工作特性, 建立完善的喷管设计理论仍将是一项漫长而富有挑战性的工作。
3.3 高频控制技术PDRE通过周期性的爆震波获得推力, 在填充状态相同的情况下, 更高的工作频率意味着更大的推力, 另外, 发动机的工作状态越接近于稳态, 由推力不连续造成的振动越小, 同时也有利于喷管设计。因此, 如何提高PDRE的工作频率一直是人们研究的重要问题。
为了实现PDRE高频稳定运行, 需要正确匹配每个循环中填充、点火、起爆以及排气和隔离气体填充等过程的关系, 同时应尽量缩短各个过程的时间。由于推进剂的填充速度远低于爆震波的形成和传播速度, 因此填充过程占用了一个工作周期的大部分时间[82], 缩短填充时间是提高工作频率的关键。另外, 填充过程是间歇性的, 对PDRE的控制方案提出了更高的要求。目前实现推进剂间歇性填充的方法包括电磁阀式填充、旋转阀式填充以及无阀自适应填充。3种方式各有优缺点, 均未完全发展成熟, 仍有许多方面值得继续开展研究。
电磁阀式填充方式是利用电信号控制可以高频作动的阀门周期性开关, 并与点火时间匹配, 按照特定的时序工作。电磁阀结构小巧、响应速度快, 阀门开关与点火时序受电信号精确控制, 可靠性高。但由于现阶段电磁阀的流量和响应特性的矛盾, 限制了其在高频PDRE上的应用。Brophy等人[17-18, 83]利用电磁阀控制液体燃料JP-10和氧气的间歇式填充, 稳定的爆震频率不超过10Hz, 在采用气态乙烯作为燃料时, 实现了80Hz稳定工作。New等人[84]测试的点火频率为10~30Hz, 实验得到的PDRE工作频率为15Hz。为了突破电磁阀流量的限制, 研究者们提出了一些新的控制方案。Mercurio等人[85]采用多个电磁阀同时控制多路气体填充的方案, 氢气、氧气间歇填充, 隔离气体氦气连续填充, 实现的最高工作频率为120Hz, 工作时间可达1s。Panicker等人[86]提出沿爆震管轴向设置多点填充位置的方案, 可以增大填充流量, 缩短填充时间。另外, Panicker等人[86]提出了2套电磁阀交替工作的设想, 通过在2套电磁阀的控制信号间设定相位差, 实现工作频率的翻倍。王可等人[73, 87]提出了一种简化倍频工作方式, 并在基于汽油的两相PDRE上开展了验证实验。其中氧化剂与燃料仍为单个填充管路, 由单个电磁阀控制, 但工作过程中保持常开状态; 隔离气体有2个填充管路, 由2套电磁阀分别控制。工作过程中, 控制隔离气体的2个电磁阀交替工作, 点火按时序以2倍的频率工作。最终实现了74Hz的工作频率(电磁阀工作频率37Hz), 拓宽了电磁阀式两相PDRE的工作范围。这种控制方案下, 氧化剂与燃料管路保持常开, 仅在隔离气体填充时被暂时阻断, 因此保证了足够的填充流量。
旋转阀式填充方式是利用高速转动的机械旋转部件实现阀门周期性开关, 容易达到较高的频率, 在使用中需要额外的动力(例如电机)驱动, 并需要增加实现点火与填充过程匹配的控制单元。旋转阀的缺点[86]在于易漏气, 在高压环境下工作不稳定, 在高频下很难精确控制流量、获得合适的当量比, 驱动电机将增加系统复杂度, 并可能会带来电磁干扰和机械振动。1995年, Bussing[88-89]提出了旋转阀式多管PDE设计方案, 随后Bussing等人[90]采用旋转阀进行了一系列的PDRE概念验证实验。以氢气为燃料、以氧气为氧化剂, 实现了145Hz的爆震频率; 使用气态碳氢燃料、氧气为氧化剂时取得最高工作频率为40Hz。Hinkey等人[91]发展了基于旋转阀的双管PDE, 并成功进行了单管10Hz的实验, 随后, Hinkey等人[92]在带水冷的大尺寸旋转阀式双管PDE上, 采用气态碳氢燃料和预爆管设计, 实现了单管40Hz、双管80Hz的运行, 稳定工作时间长达30s。美国普惠公司[93-94]先后研制出大尺寸单管PDE和大尺寸五管并联PDE。在五管PDE实验中[95], 采用了预爆管起爆手段, 预爆管中使用乙烯和氧气, 主爆震管中使用乙烯和空气, 单管工作频率可达80Hz。Schauer等人[32]将汽车的四缸内燃机改装成机械阀来控制PDE中预混可爆气体和隔离气体的填充, 最初使用的燃料为氢气, 在单管PDE上实现了成功运行, 工作频率为8Hz, 运行时间长达91s。随后, 通过利用各种燃油预处理技术和起爆技术, 成功实现了使用多种液体燃料的PDE的多循环运行。但总的来说, 在使用液态燃料时实现的工作频率并不高, 一般在10~20Hz。2010年, Matsuoka等人[96]设计了一种旋转阀, 在使用乙烯为燃料、氧气为氧化剂、氦气为隔离气体时, 实现了工作频率范围5~33.3Hz内的稳定运行。随后, Matsuoka等人[97]改进了旋转阀, 实现了工作频率的提升, 最高达到160Hz。之后, 这种旋转阀结构被进一步改进, 并用于四管并联PDE[98], 在样机Todoroki Ⅱ[99]上得以应用。国内王可等人[100-101]先后设计了一套齿轮式旋转阀和凸轮式旋转阀用于实现两相PDRE所需的间歇式供给, 2种旋转阀控制下均实现了基于碳氢燃料的两相PDRE稳定工作, 分别达到的最高工作频率为15和66Hz。实验结果也指出泄漏以及点火与填充的匹配是旋转阀式PDRE需要解决的重要问题。Lu等人[102-103]改进了旋转阀结构, 并将其应用于一种新结构的爆震管上, 采用乙烯为燃料, 最高实现了200Hz的稳定工作, 压力波形图如图 9所示。
无阀自适应填充方式的爆震室入口没有机械阀门, 而是依靠爆震室内压力的周期性变化在爆震室入口形成类似气动阀的结构, 自适应调节推进剂的填充, 由点火信号控制工作频率。无阀式填充的优势在于:可极大地简化供应系统, 摆脱物理阀门对工作频率的限制, 同时使发动机的工作状态更易调节; 缺点在于:高压燃烧产物反传, 容易导致推进剂过早点火, 工作稳定性降低。Valaev[104]等人申请了一种无阀PDE的专利, 他们提出在爆震管之前的供给管路上加装冷却装置, 工作时爆震管内的压力振荡使燃料和氧化剂停止供给的同时, 会将部分燃烧产物挤压至装有冷却装置的管路内, 这部分被冷却的燃烧产物在下一个循环供给新鲜反应物时进入爆震管, 可起到隔离介质的作用。DeRoche[105]注册了一个类似的专利, 只不过没有在供给管路上设置冷却装置。Baklanov等人[106]在特殊设计的实验装置中实现了上述专利所提出的无阀PDE的稳定工作, 采用气态燃料并且强制冷却后实现的最高工作频率为92Hz。Shimo和Heister[107]提出了另一种无阀PDE设计, 他们加长设计了氧化剂供给管路和进气段, 以产生有效的隔离区, 从而保证发动机稳定工作。Kitano等人[108]采用无阀方案, 在一个内径15mm、长660mm的爆震管中进行了多循环爆震实验, 基于气态燃料实现了80Hz的工作。Endo等人[109]提出了一种燃料、氧化剂和隔离气体均为无阀自适应填充的控制方式。选择乙烯为燃料、氧气为氧化剂、氩气为隔离气体, 在内径10mm、长350mm的爆震管内实现了150Hz的工作频率, 工作时长15min。Matsuoka等人[110]提出了在无阀填充方式下利用液态水作为隔离物的控制方法, 并进行了一系列后续研究[111-112]。其中燃料与氧化剂采用无阀式填充, 液态水由电磁阀控制间歇性填充, 利用水的相变降低爆震管头部温度达到隔离作用。在采用乙烯/氧气混合物作为推进剂时, 在内径10mm的爆震管内得到了350Hz的工作频率。随后, Matsuoka等人[113-115]采用超临界态乙烯作为燃料, 去掉液态水, 同样实现了稳定工作, 最高工作频率达到500Hz。国内王可[80, 116]等人针对两相PDRE, 提出了无阀无隔离自适应工作过程的控制方案, 实现了两相PDRE的稳定工作。工作循环如图 10所示, 采用液态汽油为燃料, 富氧空气为氧化剂, 当汽油进入爆震管之后, 汽油的雾化与蒸发可以吸收热量, [JP]改善隔离效果, 在内径24mm、长660mm的爆震管中最高达到了110Hz的工作频率。Lu等人[117]介绍了一种无阀带隔离两相PDRE的控制方案, 引入了一路无阀式填充的隔离气体管路, 最高实现了130Hz的两相爆震频率。
总之, PDRE高频工作的间歇式填充主要依靠电磁阀、旋转阀和无阀3种方式实现。3种方式各有优缺点, 均未完全发展成熟, 仍有许多方面值得进一步研究。例如, 电磁阀控制策略, 无泄漏、高频和大流量旋转阀方案设计, 无阀工作时如何降低压力脉动对进气的影响以及如何将无阀工作方式更为成熟地应用于PDRE等。
4 PDRE样机实验在大量应用基础研究文献发表的同时, 研究人员也开展了以PDRE为动力的演示验证试验。美国普惠公司设计了大尺寸五管并联PDE样机, 并于2004年完成了实验[95], 分别进行了不加喷管和加装不同类型喷管的研究。样机通过旋转阀来实现推进剂间歇式填充, 采用了预爆管起爆手段。在预爆管中采用乙烯和氧气, 主爆震管中采用乙烯和空气, 单管工作频率可达80Hz。美国空军实验室的Schauer等人[118]首次成功进行了以爆震发动机为动力的飞行试验。采用Long-EZ飞机为载体, 飞行高度约为30m, 飞行时间为10s。发动机由四管并联, 燃料为辛烷, 单管频率为20Hz, 产生了超过890N的峰值推力。自2004年开始, 日本筑波大学、庆应义塾大学、广岛大学、名古屋大学以及青山大学等多个机构联合组成团队, 以Kasahara等人[98-99, 119-122]为代表, 开展了多次PDRE样机实验。采用乙烯为燃料, 氧气为氧化剂、氦气为隔离气体, 设计了单管PDRE样机Todoroki Ⅰ[120], 并在地面滑轨上进行了地面滑跑实验。随后又改进采用了四管并联的结构, 设计了PDRE样机Todoroki Ⅱ[99, 122], 并于2014年开展了6自由度弹射试飞试验。Kasahara等人[123]展望了爆震发动机在日本未来的发展, 指出PDRE可能会用于太空飞行器降落时的动力, 他们希望在未来可以完成爆震发动机真正意义上的飞行实验。中国西北工业大学同时开展了APDE和PDRE的研究, 其中APDE样机实现了爆震室与压气机和涡轮的匹配[124]; PDRE方面则是多次开展了样机滑跑实验。范玮等人[125]采用航空煤油为燃料, 氧气为氧化剂, 以地面小车为载体, 验证了两相PDRE的推进性能, 并在2013年对该装置进行了改进[126], 在水平跑道上进行了以两相PDRE为动力的地面滑跑实验。图 11是以PDRE为动力装置的地面样机图片。目前开展的样机演示实验均证明了爆震发动机作为动力装置的可行性, 但大部分样机采用的技术仍不是性能最优的方案, 最新的PDRE样机技术仍在研究当中, 相关结果尚未得到公开, 未来PDRE的性能仍有很大的提升空间。
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| 图 11 PDRE演示样机 Fig.11 PDRE prototype |
PDRE应用基础问题方面的研究取得了长足的进步, 但距离工程应用仍有差距。
两相PDRE方面, 通过提高燃油初始温度, 使燃油加热至超临界状态或闪蒸喷射进入爆震管, 有助于改善雾化效果, 提高发动机的性能。可以考虑利用爆震管壁面散热加热燃油, 相关技术细节仍需进一步研究。
短距低阻起爆方面, 目前固体障碍物起爆技术相对成熟, 可以实现在较短的距离内可靠起爆, 但会带来较大的性能损失; 利用流体障碍物起爆可以降低性能损失, 但如何在多循环条件下提高起爆可靠性方面的研究仍然较少; 热射流起爆和激波聚焦起爆可以实现短距低阻起爆, 但需要尽量降低系统的复杂度, 提高多循环起爆的可靠性。
性能优化方面, 部分填充方式可以提高推进剂的比冲, 安装合适的尾喷管可以提高发动机推力, 但PDRE非稳态工作特性下的尾喷管设计理论仍有待进一步探索。提高PDRE工作频率的关键在于实现推进剂高频间歇性填充, 采用电磁阀或旋转阀控制填充时, 工作频率受限于阀门的作动频率和流量; 采用无阀式填充时, 需要保证相邻工作循环之间的有效隔离过程。
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