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脉冲爆震涡轮发动机增推装置性能试验
[J]. 航空学报, 2016, 37(2): 522-532
http://hkxb.buaa.edu.cn/CN/html/20160216.html
邱华 , 徐泽阳, 郑龙席, 段小瑶 西北工业大学动力与能源学院, 西安 710072
收稿日期: 2015-01-13; 退修日期: 2015-02-12; 录用日期: 2015-03-25; 网络出版时间: 2015-04-22 11:28
基金项目: 国家自然科学基金(50906072,51306154);中央高校基本科研业务费专项资金(3102014JCY01003);陕西省自然科学基础研究计划(2015JM5221)
作者简介: 邱华 男， 博士， 副教授。主要研究方向： 爆震推进应用基础研究， 发动机燃烧与流动， 非定常推进中的能量高效提取与转化。Tel: 029-88492414,E-mail: qiuhua@nwpu.edu.cn;
徐泽阳,男,硕士研究生。主要研究方向:脉冲爆震涡轮发动机相关技术。E-mail:370881832@qq.com;
郑龙席,男,博士,教授,博士生导师。主要研究方向:脉冲爆震发动机应用基础研究,航空发动机中的燃烧与流动,动力机械的结构、强度、振动、寿命及可靠性。Tel:029-88492414,E-mail:zhenglx@nwpu.edu.cn;
段小瑶,男,硕士研究生。主要研究方向:脉冲爆震涡轮发动机相关技术。E-mail:550557422@qq.com
摘要: 以液态汽油为燃料,通过在双管脉冲爆震涡轮发动机(PDTE)原理样机的涡轮出口加装不同喷管和引射器等增推装置,利用试验研究了不同增推装置对自吸气工作模式下(工作频率10~20 Hz)发动机工作状态及推进性能的影响。结果表明:虽然加装3种尾喷管之后涡轮转速、压气机增压比及压气机流量都有不同程度的下降,但发动机都获得了不同程度的推力增益;相比于工作频率20 Hz时无喷管发动机推力114.95 N,发动机加装尾喷管后最大推力可达143.3 N,实现增推24.7%,最大单位推力为749.87 N·s/kg;加装引射器后可以进一步增推,发动机最大推力达到200.67 N,实现增推39.8%,同时这种增推效果随着工作频率的升高而逐渐增大。
关键词: 脉冲爆震涡轮发动机 喷管 引射器 推进性能 自吸气
Tests of pulse detonation turbine engine performance with thrust augmentation devices
QIU Hua , XU Zeyang, ZHENG Longxi, DUAN Xiaoyao
School of Power and Energy, Northwestern Polytechnical University, Xi'an 710072, China eceived: 2015-01-13; Revised: 2015-02-12; Accepted: 2015-03-25; Published online: 2015-04-22 11:28 Foundation items: National Natural Science Foundation of China (50906072, 51306154); the Fundamental Research Funds for the Central Universities (3102014JCY01003); Natural Science Basic Research Plan in Shaanxi Province of China (2015JM5221) Corresponding author. Tel.: 029-88492414, E-mail: qiuhua@nwpu.edu.cn
Abstract: To acquire experimental propulsive performance of pulse detonation turbine engine(PDTE), thrust augmentation devices, such as converge/diverge nozzles and ejector, are installed on the turbine exit of two-tube PDTE experimental system. Experimental investigations are carried out to research the influences of thrust augmentation devices on the working condition and propulsive performance of PDTE. The PDTE experimental system is in the self-airbreathing working mode with working frequency from 10 Hz to 20 Hz. Liquid gasoline is used as fuel. Results show that the turbine speed, compression ratio and flow of compressor are all decreased with different degrees when converge/diverge nozzles are installed to the PDTE experimental system. However, the engine thrust is increased with the use of nozzles. Compared with the system without nozzle(thrust of which is 114.95 N at working frequency 20 Hz), the maximum thrust of the system with nozzle is 143.3 N and the thrust augmentation is 24.7%. And the maximum specific thrust is 749.87 N·s/kg. The thrust of the PDTE experimental system can be further increased with the installation of ejector to the system with nozzle. The maximum thrust at this condition is 200.67 N and the thrust augmentation is 39.8%. And the thrust augmentation can still be increased with the increase of working frequency.
Key words: pulse detonation turbine engine nozzle ejector propulsive performance air breathing
目前航空宇航推进装置的燃烧方式基本都以缓慢燃烧为主，该类推进装置的技术发展已经相当成熟，发动机推进性能已难有突破。由于爆震燃烧具有传播速度快、自增压及燃烧效率高等特点，为了进一步提高现有航空宇航推进装置的性能，将传统的等压燃烧室替换成爆震燃烧室成为当下较有潜力的可行方案[1, 2, 3, 4]。现有的很多脉冲爆震发动机的研究都集中在用爆震波直接产生推力，这与传统发动机利用高温燃气先经涡轮做功再经尾喷管加速排出的方式相比，大部分能量都耗散在环境中，大大降低了发动机的热效率，体现不出脉冲爆震发动机的潜在优势[4]。因此国外学者提出了脉冲爆震涡轮发动机(Pulse Detonation Turbine Engine，PDTE)这一新型发动机的概念[5, 6, 7, 8]，其主要由脉冲爆震燃烧室(Pulse Detonation Chamber，PDC)、压气机和涡轮等部件组成，既具有爆震燃烧效率高和燃烧自增压等特点，又具备涡轮机械效率高的优势。
2002年美国国家航空航天局(NASA)格林研究中心Petters和Felder[9]应用数值推进系统仿真(NPSS)对PDTE的推进性能进行分析表明，相比传统发动机，推力可提高2%，单位燃油消耗率将降低8%~10%，GE(General Electric)全球研究中心Goldmeer等[10]、美国赖特-帕特森空军基地Andrus和King[11]、西北工业大学何龙等[12]也对PDTE的推进性能优势进行了理论分析，认为PDTE有望在发动机推重比、单位燃油消耗率及单位推力等性能参数上得到显著提升。目前世界上包括中国在内的许多国家都正在积极开展有关PDTE的理论及试验研究。
在试验研究方面，国外开展PDTE研究的机构主要集中在美国、日本等国家，试验系统分为2类：① 多管爆震室与单级轴流涡轮组合试验器，如GE全球研究中心[13, 14]的8管PDC和辛辛那提大学[15]的6管PDC与单级涡轮匹配试验器；② 单管爆震室与涡轮增压器组合试验系统，如美国赖特-帕特森空军基地[16]和日本筑波大学[17]通过试验主要研究爆震波与涡轮的相互作用、爆震燃烧产物驱动涡轮的输出功及效率等，更进一步的是基于涡轮输出功评定整个系统的循环效率，如日本Maeda等[17]运用热力学方法计算出PDTE的理想循环热效率仅为20%~30%，而在单管爆震室与涡轮增压器组成的试验器上通过试验测得发动机热效率仅为1%~5%。国内目前只有西北工业大学开展爆震室与涡轮增压器匹配试验研究，研究范围已由爆震室与径向涡轮匹配研究[18, 19]拓展到离心压气机-爆震室-径向涡轮匹配，并已实现三部件在18 Hz工作条件下的自吸气匹配工作[20, 21]。
然而需指出的是，一方面，虽然国内外学者在PDTE的理论和试验研究方面做了大量研究工作，但目前的试验结果很难与PDTE的推进性能相联系；另一方面，目前基于涡轮输出功所计算的PDTE试验系统热效率低于7%[17, 22, 23]，远低于PDTE理论热效率，以此效率所计算的推进性能将很难体现PDTE优势。本文以液态汽油为燃料，空气为氧化剂，在PDTE整机试验系统上开展发动机整机推进性能试验研究，通过在涡轮出口加装不同喷管、引射器等增推装置，利用试验测量PDTE自吸气工作模式下的总体推进性能，研究结果从试验方面初步论证了该类型发动机的推进性能优势，并为发动机性能计算模型的建立和评估提供了试验依据。
1 试验装置及测量方法
PDTE原理样机结构简图如图 1所示，主要由双管脉冲爆震燃烧室、涡轮增压器(径向涡轮和离心压气机)、涡轮入口V型转接结构、压气机出口转接段、发动机启动进气结构及可转动支座等组成。双管脉冲爆震燃烧室主要由燃油喷注掺混段、点火段和爆震段组成：在燃油喷注掺混段内安装有进气锥，锥体内设计有供油及气动雾化管路、气动阀及气动雾化喷油嘴；点火段设计有火花塞安装座，试验中采用普通车用电火花塞，可通过加减垫片调节电火花塞的高度以保证爆震室的最佳点火位置；在爆震段内安装有强化爆震过程的Schelkin螺旋结构。涡轮和压气机为汽车用涡轮增压器，压气机设计最大流量为0.9 kg/s，最大压比为2.4，涡轮转速最高为58 000 r/min。涡轮入口转接结构为图 1(a)中V型构件，直接将双管排出燃气引入涡轮。压气机出口转接段由软管和金属管道组成，软管与压气机出口直连，并将空气引入金属管道中，金属管道经T型结构后由细变粗并转弯(见图 1(a))，通过V型结构分叉后分别与双管脉冲爆震燃烧室相连(见图 1(b))。发动机启动进气结构为图 1(a)中T型结构，试验系统启动时由外部高压空气供给氧化剂，当爆震室实现低频稳定工作时，电磁阀关闭，高压空气的供给被切断，试验系统进入自吸气模式。
图 1 PDTE原理样机结构简图
Fig.1 Schematic of PDTE prototype
图选项
涡轮出口为短平直段，通过链接不同增推装置以实现对发动机推进性能的改变。图 2为本文所采用的3种喷管1#、2#、3#尺寸图，若定义喷管长度与爆震室长度之比为β，则β从上到下分别为0.08、0.1、0.1；喷管进出口截面积收敛比AR分别为0.44、2.25、0.44。图 3为试验研究的引射器尺寸图，引射器的结构分为引气直段和扩张喷管，引射器入口直径为400 mm，直段总长度为110 mm(加法兰厚度)，扩张段长度为300 mm，扩张角为5°，引射器出口直径为332.5 mm，试验中，引射器安装在喷管下游，如图 1(b)所示，引射器入口与喷管出口间距为150 mm。
图 2 喷管尺寸对比
Fig.2 Dimensional comparison of nozzles
图选项
图 3 引射器尺寸
Fig.3 Dimension of ejector
图选项
试验系统中安装有6 个压力传感器，4个压电传感器(型号：CYD-205)分别安装在爆震室尾部出口的P5-1、P6-1、P5-2、P6-2测点处，用来测量爆震室尾部的压力状态，2个动态压阻传感器(PS300)分别安装在压气机出口的Pt1和P1测点处，用来测量压气机的出口压力状态。压力信号通过DEWE3020数据采集系统采集，采样频率为200 kHz。涡轮转速通过转速测量系统测量，测量范围为0~100 000 r/min。脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机的推力测量系统示意图如图 1(b)所示，发动机整体由一个可转动支座支撑，可绕转动轴自由转动，当高速燃气经尾喷管加速喷出时，由于反作用力的影响，发动机整体将按顺时针方向运动。在发动机压气机端放置一推力测量台架，发动机通过安装在增压器压气机端的推杆，经滑轨与推力测量台架上的推力传感器(Kistler9321B)紧固相连，推力传感器测量的信号经Kistler放大器调制，由数据采集系统采集后即可获得发动机的瞬时推力大小，再经过后处理软件积分平均可得发动机的实际平均推力。试验环境温度为28 ℃，采用93#汽油为燃料，燃油流量由齿轮体积流量计测量，压气机出口流量经图 1(a)中的涡轮质量流量计测量。双管爆震室同时点火，当PDTE进入自吸气工作模式后[20, 21]，通过调节供油量及工作频率，以实现发动机在5~20 Hz之间的稳定工作，并测量发动机的性能参数。
2 尾喷管增推性能
当PDTE进入自吸气工作模式时，发动机的工作状态仅受供油量及点火频率控制，表 1给出了本文所涉及试验工况下燃烧室内发动机的当量比(恰当油气比为0.066 088)。为实现发动机稳定工作，低频时供油量偏富；当工作频率f高于12 Hz后，无喷管下，PDTE的当量比控制在1.0附近；加喷管后，由于随之会引起对爆震室工作状态的影响，故在实现PDTE稳定工作的前提下，尽量使发动机当量比接近无喷管状态下的数值，其间差异在2%~10%之间。
表 1 不同工作频率下发动机当量比
Table 1 Equivalence ratios of engine at difference working frequencies
f/Hz Without nozzle Nozzle 1# Nozzle 2# Nozzle 3#
10 1.099 75 1.122 40 1.119 32 1.199 27
12 0.994 13 1.041 12 1.084 50 1.097 72
14 0.992 67 1.077 51 1.009 33 0.984 35
16 0.968 29 1.006 18 0.909 23 0.952 12
18 1.002 12 0.969 74 0.933 16 0.954 36
20 0.999 31 0.977 47 0.949 00 0.936 33
表选项
1) 爆震室尾部压力
图 4(a)为原理样机无喷管时爆震室尾部6号测点的压力波形，图 4(b)~图 4(d)分别为安装3种不同长度和收敛比AR的喷管之后爆震室尾部6号测点的压力波形，工作频率均为20 Hz。由图 4可以看出，无论在哪种工况下，PDTE原理样机单次爆震的峰值均在1.5 MPa以上，这说明爆震室的填充并未受到反传波太过严重的影响，可燃混气仍能充分填充到爆震室尾部，使燃烧波没有在出口处明显衰减，并在出口处形成连续稳定的爆震波。另外，以P6-1为例，在无喷管条件下爆震波的平均峰值为1.690 MPa，加装1#、2#、3#喷管之后的爆震波的平均峰值分别为1.812、1.825、1.924 MPa，由表 1中各工况当量比可见，此时加喷管时的当量比略低于无喷管工况下的，这说明加装不同形式的喷管之后，都会对爆震室内部的压力产生影响，平均峰值压力的提高是因为喷管壁面会对从涡轮出口喷出的压力波有反射作用，并影响到爆震室内部，而不加喷管时爆震波从涡轮出口迅速膨胀到大气环境中，因此加装喷管之后提升了爆震室内部排气的阻力，从而提升了整个循环的压力基准。而且进一步对比压力平均峰值大小可以发现，在等长度的情况下，扩张喷管的反射波强度要小于收敛喷管的；在同等收敛比AR的条件下，长度越长，反射波的强度就越大，对爆震室内部的压力影响效果也就越明显。
图 4 PDTE原理样机P6-1处的压力波形(f=20 Hz)
Fig.4 Pressure profiles at position P6-1 of PDTE prototype (f=20 Hz)
图选项
2) 压气机出口压力
图 5为爆震室尾部及压力机出口位置处P6-1、P6-2、Pt1的压力曲线放大图，Pt1处的压力曲线的尖刺为点火信号的干扰。当爆震室点火起爆后，爆震室内压力突然升高，必然会形成压力波，并向上、下游传播，向下游传播的压力波最终转变为爆震波，由于点火延迟的差异及爆震室内部结构的影响，双管内爆震波的转变过程不完全相同，故图 5中P6-1和P6-2间存在相位差；向上游传播的压力波逆流而上，并最终引起压气机出口Pt1处压力脉动，由于双管点火延迟的差异，双管的反传压力波并不会完全同时冲击压气机，因此压气机出口处的压力波峰出现了2次阶跃，在主波峰通过之后，压力曲线仍会有一次微小的脉动，这是由后续衰减的反传压力波造成的。之后压力曲线会维持在一定数值左右，而这个数值就是压气机稳定工作时的出口总压，能够反映压气机在这一阶段的真实增压比，图 5中压气机稳定工作段的出口总压为0.031 2 MPa。选取发动机稳定连续工作1 s的压气机出口压力波形图，并对反传波之后的稳定工作阶段压力曲线取平均值，最终得出压气机的实际平均增压比。
图 5 P6-1、P6-2、Pt1处的压力曲线放大图
Fig.5 Pressure profiles at position P6-1,P6-2 and Pt1
图选项
图 6(a)~图 6(d)为工作频率20 Hz时原理样机在不加喷管以及加装1#、2#、3#喷管之后压气机出口Pt1位置处的压力波形(图 6中尖刺为点火信号的干扰，不会对数据的采集产生影响)，压气机稳定工作段的压力平均值分别为0.030 9、0.023 8、0.029 1、0.025 1 MPa。由图 6中可以看出爆震反传压力波有着极强的反传特性，经过气动阀之后仍能传递到压气机出口，反传压力波对压气机的工作非常不利，剧烈的压力脉动极易造成压气机工作的不稳定，所以与传统的航空发动机采用的等压燃烧室不同，PDTE不仅需考虑压气机与爆震燃烧室之间的流量匹配，还需同时考虑爆震燃烧室反传压力波对压气机工作的不利影响。
图 6 Pt1位置处的压力波形
Fig.6 Pressure profiles at position Pt1
图选项
3) 压气机特性
图 7为原理样机在不加喷管以及加装1#、2#、3#喷管之后压气机压比与出口流量随频率的变化曲线。可以看出，随着频率的增加，压气机压比和出口流量也都随之增加，两者在12~16 Hz内增幅最为明显，而在18~20 Hz内增幅趋于平缓，这是因为随着发动机工作频率的增长，爆震波能够连续稳定地冲击涡轮，从而使涡轮能够稳定地输出轴功率并带动压气机稳定做功；但是随着工作频率进一步的增加，反传压力波的频率随之增加，压气机稳定工作的时间被压缩，压比和压气量的提升都受到明显制约，剧烈的反传压力脉动严重影响了压气机的正常工作，所以在频率增长到一定程度后，压气机的压气能力会严重受限，压气量的不足会直接影响到爆震室的填充，所以在高频工作状态下，爆震室的填充常常处在部分填充的状态下，进入涡轮之前爆震波的强度就会出现衰减，做功能力下降，并最终影响到整机的稳定工作以及工作频率的提升。
图 7 压气机压比与出口流量随频率的变化曲线
Fig.7 Changing curves of compression ratio and export flow of compressor versus frequency
图选项
经过同不加喷管的基准试验对比可以发现，加装3种喷管之后，压气机的压比以及出口流量都出现了下降的情况，尤其加装收敛喷管的试验结果降幅非常明显，这主要是因为加装喷管之后，对涡轮出口有限流作用，降低了涡轮转速与涡轮功，因此压气机的做功能力也随之减小，并最终影响到压气机的压比与出口流量。
4) 转速特性 图 8为不加喷管时PDTE原理样机在工作频率分别为10、14、16、20 Hz条件下的涡轮瞬时转速曲线图。可以看出，爆震波每次冲击涡轮之后，转速都会有明显的阶跃，但由于爆震波的非定常性，压力衰减极快，爆震波过后涡轮动力大幅度降低，依靠惯性维持转动，直至下一个爆震波冲击涡轮将转速抬升；同时随着频率的增加，涡轮的平均转速也随之增加，并且转速的阶跃也逐渐密集，脉动幅度也逐渐衰减，这说明随着频率的增加，涡轮转速趋于平稳，涡轮输出功的非定常特性得到逐步的改善，能够稳定地输出轴功率，提升发动机整机性能。需要指出的是，由于涡轮与压气机共轴，涡轮转速的突然提升必然会提升压气机的做功能力，进而可能引起压气机出口的压力及流量的脉动，但从图 8中可以看到，转速脉动从10 Hz时的2 000 r/min下降到20 Hz时的 1 000 r/min，故这种压力脉动是逐渐衰减的，而图 6中的压力脉动幅值基本维持不变，这表明压气机出口的压力脉动主要由爆震室压力反传引起。
图 8 PDTE原理样机涡轮瞬时转速曲线图(无喷管)
Fig.8 Transient turbine speed profiles of PDTE prototype (without nozzle)
图选项
图 9为不加喷管和加装1#、2#、3#喷管之后 涡轮相对换算转速(以增压器最大转速58 000 r/min 进行无量纲化)在不同频率下的试验对比结果。通过对比可以发现，加装喷管之后涡轮转速都有不同程度的下降，并且加装收敛喷管(1#、3#)的降幅最为明显，在20 Hz工作频率下分别为5.02%、7.29%，涡轮输出功的大小取决于压气机压缩功，涡轮转速在一定程度上能够反映涡轮输出功的大小；由于此时压气机平均增压比比较低，故涡轮转速主要受压气机流量的影响。PDTE加装2#(扩张)喷管时，涡轮转速在14、16、18 Hz工作频率下都高于不加喷管基准的试验，由图 7可见，此时两者压气机流量相差不大，但爆震室内爆震波的压力是不同的，注意到爆震波对瞬时涡轮转速的影响，故进而引起涡轮转速测量值的差异；当频率为20 Hz时，涡轮进口的压力脉动相比于低频工况趋于平缓，转速脉动随之降低，爆震室非定常排气对涡轮转速的影响减弱，而此时两者压气机流量相当，但无喷管时PDTE压气机增压比略大，故转速较高。
图 9 4种工况下涡轮相对换算转速随频率变化曲线
Fig.9 Relative corrected speed of turbine vs frequencies at four different work conditions
图选项
5) 推力特性
图 10为原理样机在有无喷管情况下工作频率为20 Hz时的推力曲线图。可以看出，爆震波产生的推力峰值非常可观，所产生的推力具有非常强的非定常特性，不能用单次爆震所产生的推力峰值来确定PDTE整机性能以及判断喷管的增推效果。分别选取各个工况下1 s内的推力曲线并进行积分，得出4组试验的平均推力分别为114.95、133.71、137.90、143.31 N，表 1给出了此时的当量比，当量比逐渐降低，这表明3种不同形式的喷管都能起到非常明显的增推作用，增推分别达到16.3%、19.9%、24.7%，此外，在同一喷管长度条件下，收敛喷管的增推效果要高于扩张喷管。在相同收敛比条件下，长度较长的喷管增推效果略高，这与不带涡轮的传统吸气式脉冲爆震发动机喷管的试验结果基本吻合，增推机理也与传统PDE喷管类似，加装不同形式的喷管之后会提高爆震室内部的基准压力，而且可以延长爆震室的排气时间，另外扩张喷管的增压效果虽然没有收敛喷管明显，但是能增加压力的作用面并使燃气继续膨胀做功，所以也能实现大幅的增推。
图 10 加装喷管和无喷管的PDTE推力曲线图(f=20 Hz)
Fig.10 Thrust profile of PDTE with and without nozzles (f=20 Hz)
图选项
图 11为原理样机在有无喷管情况下推力随频率变化的规律。可见无论在哪种工况下推力都会随频率的增长而增长，且基本呈线性关系，加装3#喷管的试验结果在各个频率下增推最为明显。 对比不加喷管的试验结果，可以发现加装喷管之后在各个频率下的增推效果都很明显，且随着频率的增加增推效果越明显。所以提高整机工作频率是提升PDTE推进性能的最有效的途径。
图 11 不同频率下PDTE的推力曲线
Fig.11 Thrust curves of PDTE at different frequencies
图选项
基于图 11中的推力和图 7中的压气机流量，可以得到如图 12所示的各工况下原理样机的单位推力随频率变化图。在20 Hz工作频率下4种工况下的试验结果分别为538.3、672.2、643.89、749.87 N·s/kg，加装喷管之后的增幅分别为24.9%、19.6%、39.9%，可见3#喷管的增幅最为明显。以压气机增压比1.3、当量比1为计算工况，利用CEA (Chemical Equilibrium with Applications)[24]可以计算出相关爆震参数，代入文献[25]给出的脉冲爆震发动机理论循环效率计算公式，并进而计算得到理论单位推力为1 490 N·s/kg。对比试验测量数据，原理样机最大单位推力仅为理论值的一半：一方面，试验中排气不均匀或脉动将带来损失，低增压比下，损失将达到20%[26]；另一方面，采用固定几何喷管，排出的燃气不可避免地存在过度膨胀和欠膨胀状态；最后试验中爆燃向爆震转变燃烧模式、爆震管流阻及部件效率等都将带来性能损失。值得指出的是，利用文献[25]给出的理想Brayton循环效率计算公式，计算得到其理论单位推力为590 N·s/kg，PDTE原理样机最大单位推力增幅为27%。
图 12 不同频率下PDTE的单位推力曲线
Fig.12 Specific thrust curves of PDTE at different frequencies
图选项
从整体变化趋势看，加装3种喷管都能实现单位推力的增加，加装3#喷管时单位推力增幅最为明显，加装1#和2#喷管时发动机单位推力交替变化。与图 11中平均推力随工作频率线性变化不同，单位推力在工作频率12~14 Hz间存在降低或上升变缓的现象，仅从单位推力计算角度来说，这是因为图 7中压气机流量在12~14 Hz区间出现由加速增加向线性增加的变化趋势；更深层的原因是工作频率的变化所引起的爆震室填充度的变化，而在频率12~14 Hz区间，爆震室处于过填充状态。这种过填充状态同时也将导致发动机低频工作下单位推力的降低。
对比传统涡喷发动机，在加热比一定的条件下，单位推力在压气机达到最佳增压比之前都会随着压比的升高而升高，而根据图 7、图 11和图 12 得到的结论，加装喷管之后，压比下降，单位推力反倒得到提升,可见爆震波从涡轮出口排出之后仍有相当的膨胀能力，在不加喷管的情况下燃气直接以球形激波的形式排放到大气，造成非常大的能量损失。因此加装喷管之后在提升推力性能的同时，也能更好地提取出口燃气的能量来做功，提升整机的热效率。
3 引射器增推性能
以加装3#喷管的PDTE原理样机为基准，参考大量试验积累的经验，将引射器安装在喷管出口150 mm处，由引射器支撑座固定在涡壳上。图 13为带引射器的PDTE原理样机在工作频率为20 Hz条件下的推力波形图，积分后平均推力达到200.67 N，对比不加引射器的试验结果实现增推39.8%，这说明引射器能很好地利用从喷管出口喷出的未完全膨胀的高速高温燃气，使其能在引射器内继续做功产生推力。对比3种不同喷管以及不加喷管基础试验的推力曲线图 10，可以发现，加装 引射器可以有效减少PDTE原理样机
图 13 加装引射器的PDTE推力波形图(f=20 Hz)
Fig.13 Thrust profile of PDTE with ejector (f=20 Hz)
图选项
瞬时负推力的产生，这是因为引射器能在爆震室填充阶段时继续利用从喷管喷出的燃气从大气环境中卷吸引入来流增加出口动量，进而有效地抵消在这一过程中由于爆震室内部压力过低所产生的负增益，而且引射器的工作过程是一个相对连续的过程，不像爆震波那样具有极强的非定常性，因此引射喷管能够很好地改善PDTE的非定常的工作状态。
图 14为加装引射器与不加引射器在工作频率为10~20 Hz之间的推力对比图。可看出无论是否加引射器，推力都随着频率的的增加而增加，且二者基本呈线性关系，但是加装引射器的PDTE原理样机产生的推力远高于不加引射器的推力，引射器在各个工作频率下的增推效果非常明显。通过对比2条曲线的趋势线(图 14中虚线)可以发现，随着频率的增加，引射器的增推效果会越来越大。这说明频率越高，引射器工作的连续性越好，能够很好地抵消由于PDTE工作的非定常性和周期性带来的负面影响。当工作频率过低时，单次爆震的循环时间较长，引射器的回流作用依旧明显；当工作频率较高时，回流来不及到达引射器入口，主流已经进入引射器内部，并从大气环境中卷吸引入来流继续做功。因此在高频状态下，引射器的工作会更加稳定，引射量也会提高，并且在提高推力的同时，也能使PDTE的推进性能更加的稳定。由于充分利用了从喷管出口喷出的未完全膨胀的高温气体继续做功，因此也提高了整机的循环热效率。
图 14 不同频率下PDTE的推力曲线
Fig.14 Thrust curves of PDTE at different frequencies
图选项
4 结 论
脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机在使用不同增推装置后仍能实现自吸气稳定工作，但此时PDTE的工作状态及推进性能将受增推装置的结构影响。
1) 加装3种尾喷管之后涡轮转速都有不同程度的下降，并且加装收敛喷管(1#、3#)的降幅最为明显，在20 Hz工作频率下分别为5.02%、7.29%，同时1#喷管下发动机转速略高于3#喷管；2#扩张喷管下发动机转速高于收敛喷管下转速，同时在工作频率14 Hz后开始高于无喷管基准转速。
2) 加装尾喷管之后发动机压气机压比及流量都要低于无喷管基准状态：对比1#和3#收敛喷管，3#长收敛喷管下发动机增压比高于1#短收敛喷管，而压气机流量变化趋势正好相反；2#扩张喷管下发动机流量高于收敛喷管，而压气机增压比在工作频率12 Hz以下时低于3#收敛喷管，工作频率高于14 Hz时，增压比高于收敛喷管。
3) 相比于无喷管发动机基准状态，加装尾喷管之后都能提升发动机推力，3#收敛喷管增推效果最好，在20 Hz工作条件下实现增推24.7%，1#收敛喷管与2#扩张喷管增推效果相当；喷管对单位推力影响也有类似变化趋势，3#喷管下发动机单位推力在20 Hz时达到749.87 N·s/kg。
4) 引射器的使用可以进一步实现脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机的推力增益，相比于试验中最好的3#喷管下发动机，加装引射器后在20 Hz时实现增推39.8%，同时这种增推效果随着工作频率的升高而逐渐增大。
脉冲爆震涡轮发动机增推装置性能试验
[J]. 航空学报, 2016, 37(2): 522-532
http://hkxb.buaa.edu.cn/CN/html/20160216.html
邱华 , 徐泽阳, 郑龙席, 段小瑶 西北工业大学动力与能源学院, 西安 710072
收稿日期: 2015-01-13; 退修日期: 2015-02-12; 录用日期: 2015-03-25; 网络出版时间: 2015-04-22 11:28
基金项目: 国家自然科学基金(50906072,51306154);中央高校基本科研业务费专项资金(3102014JCY01003);陕西省自然科学基础研究计划(2015JM5221)
作者简介: 邱华 男， 博士， 副教授。主要研究方向： 爆震推进应用基础研究， 发动机燃烧与流动， 非定常推进中的能量高效提取与转化。Tel: 029-88492414,E-mail: qiuhua@nwpu.edu.cn;
徐泽阳,男,硕士研究生。主要研究方向:脉冲爆震涡轮发动机相关技术。E-mail:370881832@qq.com;
郑龙席,男,博士,教授,博士生导师。主要研究方向:脉冲爆震发动机应用基础研究,航空发动机中的燃烧与流动,动力机械的结构、强度、振动、寿命及可靠性。Tel:029-88492414,E-mail:zhenglx@nwpu.edu.cn;
段小瑶,男,硕士研究生。主要研究方向:脉冲爆震涡轮发动机相关技术。E-mail:550557422@qq.com
摘要: 以液态汽油为燃料,通过在双管脉冲爆震涡轮发动机(PDTE)原理样机的涡轮出口加装不同喷管和引射器等增推装置,利用试验研究了不同增推装置对自吸气工作模式下(工作频率10~20 Hz)发动机工作状态及推进性能的影响。结果表明:虽然加装3种尾喷管之后涡轮转速、压气机增压比及压气机流量都有不同程度的下降,但发动机都获得了不同程度的推力增益;相比于工作频率20 Hz时无喷管发动机推力114.95 N,发动机加装尾喷管后最大推力可达143.3 N,实现增推24.7%,最大单位推力为749.87 N·s/kg;加装引射器后可以进一步增推,发动机最大推力达到200.67 N,实现增推39.8%,同时这种增推效果随着工作频率的升高而逐渐增大。
关键词: 脉冲爆震涡轮发动机 喷管 引射器 推进性能 自吸气
Tests of pulse detonation turbine engine performance with thrust augmentation devices
QIU Hua , XU Zeyang, ZHENG Longxi, DUAN Xiaoyao
School of Power and Energy, Northwestern Polytechnical University, Xi'an 710072, China eceived: 2015-01-13; Revised: 2015-02-12; Accepted: 2015-03-25; Published online: 2015-04-22 11:28 Foundation items: National Natural Science Foundation of China (50906072, 51306154); the Fundamental Research Funds for the Central Universities (3102014JCY01003); Natural Science Basic Research Plan in Shaanxi Province of China (2015JM5221) Corresponding author. Tel.: 029-88492414, E-mail: qiuhua@nwpu.edu.cn
Abstract: To acquire experimental propulsive performance of pulse detonation turbine engine(PDTE), thrust augmentation devices, such as converge/diverge nozzles and ejector, are installed on the turbine exit of two-tube PDTE experimental system. Experimental investigations are carried out to research the influences of thrust augmentation devices on the working condition and propulsive performance of PDTE. The PDTE experimental system is in the self-airbreathing working mode with working frequency from 10 Hz to 20 Hz. Liquid gasoline is used as fuel. Results show that the turbine speed, compression ratio and flow of compressor are all decreased with different degrees when converge/diverge nozzles are installed to the PDTE experimental system. However, the engine thrust is increased with the use of nozzles. Compared with the system without nozzle(thrust of which is 114.95 N at working frequency 20 Hz), the maximum thrust of the system with nozzle is 143.3 N and the thrust augmentation is 24.7%. And the maximum specific thrust is 749.87 N·s/kg. The thrust of the PDTE experimental system can be further increased with the installation of ejector to the system with nozzle. The maximum thrust at this condition is 200.67 N and the thrust augmentation is 39.8%. And the thrust augmentation can still be increased with the increase of working frequency.
Key words: pulse detonation turbine engine nozzle ejector propulsive performance air breathing
目前航空宇航推进装置的燃烧方式基本都以缓慢燃烧为主，该类推进装置的技术发展已经相当成熟，发动机推进性能已难有突破。由于爆震燃烧具有传播速度快、自增压及燃烧效率高等特点，为了进一步提高现有航空宇航推进装置的性能，将传统的等压燃烧室替换成爆震燃烧室成为当下较有潜力的可行方案[1, 2, 3, 4]。现有的很多脉冲爆震发动机的研究都集中在用爆震波直接产生推力，这与传统发动机利用高温燃气先经涡轮做功再经尾喷管加速排出的方式相比，大部分能量都耗散在环境中，大大降低了发动机的热效率，体现不出脉冲爆震发动机的潜在优势[4]。因此国外学者提出了脉冲爆震涡轮发动机(Pulse Detonation Turbine Engine，PDTE)这一新型发动机的概念[5, 6, 7, 8]，其主要由脉冲爆震燃烧室(Pulse Detonation Chamber，PDC)、压气机和涡轮等部件组成，既具有爆震燃烧效率高和燃烧自增压等特点，又具备涡轮机械效率高的优势。
2002年美国国家航空航天局(NASA)格林研究中心Petters和Felder[9]应用数值推进系统仿真(NPSS)对PDTE的推进性能进行分析表明，相比传统发动机，推力可提高2%，单位燃油消耗率将降低8%~10%，GE(General Electric)全球研究中心Goldmeer等[10]、美国赖特-帕特森空军基地Andrus和King[11]、西北工业大学何龙等[12]也对PDTE的推进性能优势进行了理论分析，认为PDTE有望在发动机推重比、单位燃油消耗率及单位推力等性能参数上得到显著提升。目前世界上包括中国在内的许多国家都正在积极开展有关PDTE的理论及试验研究。
在试验研究方面，国外开展PDTE研究的机构主要集中在美国、日本等国家，试验系统分为2类：① 多管爆震室与单级轴流涡轮组合试验器，如GE全球研究中心[13, 14]的8管PDC和辛辛那提大学[15]的6管PDC与单级涡轮匹配试验器；② 单管爆震室与涡轮增压器组合试验系统，如美国赖特-帕特森空军基地[16]和日本筑波大学[17]通过试验主要研究爆震波与涡轮的相互作用、爆震燃烧产物驱动涡轮的输出功及效率等，更进一步的是基于涡轮输出功评定整个系统的循环效率，如日本Maeda等[17]运用热力学方法计算出PDTE的理想循环热效率仅为20%~30%，而在单管爆震室与涡轮增压器组成的试验器上通过试验测得发动机热效率仅为1%~5%。国内目前只有西北工业大学开展爆震室与涡轮增压器匹配试验研究，研究范围已由爆震室与径向涡轮匹配研究[18, 19]拓展到离心压气机-爆震室-径向涡轮匹配，并已实现三部件在18 Hz工作条件下的自吸气匹配工作[20, 21]。
然而需指出的是，一方面，虽然国内外学者在PDTE的理论和试验研究方面做了大量研究工作，但目前的试验结果很难与PDTE的推进性能相联系；另一方面，目前基于涡轮输出功所计算的PDTE试验系统热效率低于7%[17, 22, 23]，远低于PDTE理论热效率，以此效率所计算的推进性能将很难体现PDTE优势。本文以液态汽油为燃料，空气为氧化剂，在PDTE整机试验系统上开展发动机整机推进性能试验研究，通过在涡轮出口加装不同喷管、引射器等增推装置，利用试验测量PDTE自吸气工作模式下的总体推进性能，研究结果从试验方面初步论证了该类型发动机的推进性能优势，并为发动机性能计算模型的建立和评估提供了试验依据。
1 试验装置及测量方法
PDTE原理样机结构简图如图 1所示，主要由双管脉冲爆震燃烧室、涡轮增压器(径向涡轮和离心压气机)、涡轮入口V型转接结构、压气机出口转接段、发动机启动进气结构及可转动支座等组成。双管脉冲爆震燃烧室主要由燃油喷注掺混段、点火段和爆震段组成：在燃油喷注掺混段内安装有进气锥，锥体内设计有供油及气动雾化管路、气动阀及气动雾化喷油嘴；点火段设计有火花塞安装座，试验中采用普通车用电火花塞，可通过加减垫片调节电火花塞的高度以保证爆震室的最佳点火位置；在爆震段内安装有强化爆震过程的Schelkin螺旋结构。涡轮和压气机为汽车用涡轮增压器，压气机设计最大流量为0.9 kg/s，最大压比为2.4，涡轮转速最高为58 000 r/min。涡轮入口转接结构为图 1(a)中V型构件，直接将双管排出燃气引入涡轮。压气机出口转接段由软管和金属管道组成，软管与压气机出口直连，并将空气引入金属管道中，金属管道经T型结构后由细变粗并转弯(见图 1(a))，通过V型结构分叉后分别与双管脉冲爆震燃烧室相连(见图 1(b))。发动机启动进气结构为图 1(a)中T型结构，试验系统启动时由外部高压空气供给氧化剂，当爆震室实现低频稳定工作时，电磁阀关闭，高压空气的供给被切断，试验系统进入自吸气模式。
图 1 PDTE原理样机结构简图
Fig.1 Schematic of PDTE prototype
图选项
涡轮出口为短平直段，通过链接不同增推装置以实现对发动机推进性能的改变。图 2为本文所采用的3种喷管1#、2#、3#尺寸图，若定义喷管长度与爆震室长度之比为β，则β从上到下分别为0.08、0.1、0.1；喷管进出口截面积收敛比AR分别为0.44、2.25、0.44。图 3为试验研究的引射器尺寸图，引射器的结构分为引气直段和扩张喷管，引射器入口直径为400 mm，直段总长度为110 mm(加法兰厚度)，扩张段长度为300 mm，扩张角为5°，引射器出口直径为332.5 mm，试验中，引射器安装在喷管下游，如图 1(b)所示，引射器入口与喷管出口间距为150 mm。
图 2 喷管尺寸对比
Fig.2 Dimensional comparison of nozzles
图选项
图 3 引射器尺寸
Fig.3 Dimension of ejector
图选项
试验系统中安装有6 个压力传感器，4个压电传感器(型号：CYD-205)分别安装在爆震室尾部出口的P5-1、P6-1、P5-2、P6-2测点处，用来测量爆震室尾部的压力状态，2个动态压阻传感器(PS300)分别安装在压气机出口的Pt1和P1测点处，用来测量压气机的出口压力状态。压力信号通过DEWE3020数据采集系统采集，采样频率为200 kHz。涡轮转速通过转速测量系统测量，测量范围为0~100 000 r/min。脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机的推力测量系统示意图如图 1(b)所示，发动机整体由一个可转动支座支撑，可绕转动轴自由转动，当高速燃气经尾喷管加速喷出时，由于反作用力的影响，发动机整体将按顺时针方向运动。在发动机压气机端放置一推力测量台架，发动机通过安装在增压器压气机端的推杆，经滑轨与推力测量台架上的推力传感器(Kistler9321B)紧固相连，推力传感器测量的信号经Kistler放大器调制，由数据采集系统采集后即可获得发动机的瞬时推力大小，再经过后处理软件积分平均可得发动机的实际平均推力。试验环境温度为28 ℃，采用93#汽油为燃料，燃油流量由齿轮体积流量计测量，压气机出口流量经图 1(a)中的涡轮质量流量计测量。双管爆震室同时点火，当PDTE进入自吸气工作模式后[20, 21]，通过调节供油量及工作频率，以实现发动机在5~20 Hz之间的稳定工作，并测量发动机的性能参数。
2 尾喷管增推性能
当PDTE进入自吸气工作模式时，发动机的工作状态仅受供油量及点火频率控制，表 1给出了本文所涉及试验工况下燃烧室内发动机的当量比(恰当油气比为0.066 088)。为实现发动机稳定工作，低频时供油量偏富；当工作频率f高于12 Hz后，无喷管下，PDTE的当量比控制在1.0附近；加喷管后，由于随之会引起对爆震室工作状态的影响，故在实现PDTE稳定工作的前提下，尽量使发动机当量比接近无喷管状态下的数值，其间差异在2%~10%之间。
表 1 不同工作频率下发动机当量比
Table 1 Equivalence ratios of engine at difference working frequencies
f/Hz Without nozzle Nozzle 1# Nozzle 2# Nozzle 3#
10 1.099 75 1.122 40 1.119 32 1.199 27
12 0.994 13 1.041 12 1.084 50 1.097 72
14 0.992 67 1.077 51 1.009 33 0.984 35
16 0.968 29 1.006 18 0.909 23 0.952 12
18 1.002 12 0.969 74 0.933 16 0.954 36
20 0.999 31 0.977 47 0.949 00 0.936 33
表选项
1) 爆震室尾部压力
图 4(a)为原理样机无喷管时爆震室尾部6号测点的压力波形，图 4(b)~图 4(d)分别为安装3种不同长度和收敛比AR的喷管之后爆震室尾部6号测点的压力波形，工作频率均为20 Hz。由图 4可以看出，无论在哪种工况下，PDTE原理样机单次爆震的峰值均在1.5 MPa以上，这说明爆震室的填充并未受到反传波太过严重的影响，可燃混气仍能充分填充到爆震室尾部，使燃烧波没有在出口处明显衰减，并在出口处形成连续稳定的爆震波。另外，以P6-1为例，在无喷管条件下爆震波的平均峰值为1.690 MPa，加装1#、2#、3#喷管之后的爆震波的平均峰值分别为1.812、1.825、1.924 MPa，由表 1中各工况当量比可见，此时加喷管时的当量比略低于无喷管工况下的，这说明加装不同形式的喷管之后，都会对爆震室内部的压力产生影响，平均峰值压力的提高是因为喷管壁面会对从涡轮出口喷出的压力波有反射作用，并影响到爆震室内部，而不加喷管时爆震波从涡轮出口迅速膨胀到大气环境中，因此加装喷管之后提升了爆震室内部排气的阻力，从而提升了整个循环的压力基准。而且进一步对比压力平均峰值大小可以发现，在等长度的情况下，扩张喷管的反射波强度要小于收敛喷管的；在同等收敛比AR的条件下，长度越长，反射波的强度就越大，对爆震室内部的压力影响效果也就越明显。
图 4 PDTE原理样机P6-1处的压力波形(f=20 Hz)
Fig.4 Pressure profiles at position P6-1 of PDTE prototype (f=20 Hz)
图选项
2) 压气机出口压力
图 5为爆震室尾部及压力机出口位置处P6-1、P6-2、Pt1的压力曲线放大图，Pt1处的压力曲线的尖刺为点火信号的干扰。当爆震室点火起爆后，爆震室内压力突然升高，必然会形成压力波，并向上、下游传播，向下游传播的压力波最终转变为爆震波，由于点火延迟的差异及爆震室内部结构的影响，双管内爆震波的转变过程不完全相同，故图 5中P6-1和P6-2间存在相位差；向上游传播的压力波逆流而上，并最终引起压气机出口Pt1处压力脉动，由于双管点火延迟的差异，双管的反传压力波并不会完全同时冲击压气机，因此压气机出口处的压力波峰出现了2次阶跃，在主波峰通过之后，压力曲线仍会有一次微小的脉动，这是由后续衰减的反传压力波造成的。之后压力曲线会维持在一定数值左右，而这个数值就是压气机稳定工作时的出口总压，能够反映压气机在这一阶段的真实增压比，图 5中压气机稳定工作段的出口总压为0.031 2 MPa。选取发动机稳定连续工作1 s的压气机出口压力波形图，并对反传波之后的稳定工作阶段压力曲线取平均值，最终得出压气机的实际平均增压比。
图 5 P6-1、P6-2、Pt1处的压力曲线放大图
Fig.5 Pressure profiles at position P6-1,P6-2 and Pt1
图选项
图 6(a)~图 6(d)为工作频率20 Hz时原理样机在不加喷管以及加装1#、2#、3#喷管之后压气机出口Pt1位置处的压力波形(图 6中尖刺为点火信号的干扰，不会对数据的采集产生影响)，压气机稳定工作段的压力平均值分别为0.030 9、0.023 8、0.029 1、0.025 1 MPa。由图 6中可以看出爆震反传压力波有着极强的反传特性，经过气动阀之后仍能传递到压气机出口，反传压力波对压气机的工作非常不利，剧烈的压力脉动极易造成压气机工作的不稳定，所以与传统的航空发动机采用的等压燃烧室不同，PDTE不仅需考虑压气机与爆震燃烧室之间的流量匹配，还需同时考虑爆震燃烧室反传压力波对压气机工作的不利影响。
图 6 Pt1位置处的压力波形
Fig.6 Pressure profiles at position Pt1
图选项
3) 压气机特性
图 7为原理样机在不加喷管以及加装1#、2#、3#喷管之后压气机压比与出口流量随频率的变化曲线。可以看出，随着频率的增加，压气机压比和出口流量也都随之增加，两者在12~16 Hz内增幅最为明显，而在18~20 Hz内增幅趋于平缓，这是因为随着发动机工作频率的增长，爆震波能够连续稳定地冲击涡轮，从而使涡轮能够稳定地输出轴功率并带动压气机稳定做功；但是随着工作频率进一步的增加，反传压力波的频率随之增加，压气机稳定工作的时间被压缩，压比和压气量的提升都受到明显制约，剧烈的反传压力脉动严重影响了压气机的正常工作，所以在频率增长到一定程度后，压气机的压气能力会严重受限，压气量的不足会直接影响到爆震室的填充，所以在高频工作状态下，爆震室的填充常常处在部分填充的状态下，进入涡轮之前爆震波的强度就会出现衰减，做功能力下降，并最终影响到整机的稳定工作以及工作频率的提升。
图 7 压气机压比与出口流量随频率的变化曲线
Fig.7 Changing curves of compression ratio and export flow of compressor versus frequency
图选项
经过同不加喷管的基准试验对比可以发现，加装3种喷管之后，压气机的压比以及出口流量都出现了下降的情况，尤其加装收敛喷管的试验结果降幅非常明显，这主要是因为加装喷管之后，对涡轮出口有限流作用，降低了涡轮转速与涡轮功，因此压气机的做功能力也随之减小，并最终影响到压气机的压比与出口流量。
4) 转速特性 图 8为不加喷管时PDTE原理样机在工作频率分别为10、14、16、20 Hz条件下的涡轮瞬时转速曲线图。可以看出，爆震波每次冲击涡轮之后，转速都会有明显的阶跃，但由于爆震波的非定常性，压力衰减极快，爆震波过后涡轮动力大幅度降低，依靠惯性维持转动，直至下一个爆震波冲击涡轮将转速抬升；同时随着频率的增加，涡轮的平均转速也随之增加，并且转速的阶跃也逐渐密集，脉动幅度也逐渐衰减，这说明随着频率的增加，涡轮转速趋于平稳，涡轮输出功的非定常特性得到逐步的改善，能够稳定地输出轴功率，提升发动机整机性能。需要指出的是，由于涡轮与压气机共轴，涡轮转速的突然提升必然会提升压气机的做功能力，进而可能引起压气机出口的压力及流量的脉动，但从图 8中可以看到，转速脉动从10 Hz时的2 000 r/min下降到20 Hz时的 1 000 r/min，故这种压力脉动是逐渐衰减的，而图 6中的压力脉动幅值基本维持不变，这表明压气机出口的压力脉动主要由爆震室压力反传引起。
图 8 PDTE原理样机涡轮瞬时转速曲线图(无喷管)
Fig.8 Transient turbine speed profiles of PDTE prototype (without nozzle)
图选项
图 9为不加喷管和加装1#、2#、3#喷管之后 涡轮相对换算转速(以增压器最大转速58 000 r/min 进行无量纲化)在不同频率下的试验对比结果。通过对比可以发现，加装喷管之后涡轮转速都有不同程度的下降，并且加装收敛喷管(1#、3#)的降幅最为明显，在20 Hz工作频率下分别为5.02%、7.29%，涡轮输出功的大小取决于压气机压缩功，涡轮转速在一定程度上能够反映涡轮输出功的大小；由于此时压气机平均增压比比较低，故涡轮转速主要受压气机流量的影响。PDTE加装2#(扩张)喷管时，涡轮转速在14、16、18 Hz工作频率下都高于不加喷管基准的试验，由图 7可见，此时两者压气机流量相差不大，但爆震室内爆震波的压力是不同的，注意到爆震波对瞬时涡轮转速的影响，故进而引起涡轮转速测量值的差异；当频率为20 Hz时，涡轮进口的压力脉动相比于低频工况趋于平缓，转速脉动随之降低，爆震室非定常排气对涡轮转速的影响减弱，而此时两者压气机流量相当，但无喷管时PDTE压气机增压比略大，故转速较高。
图 9 4种工况下涡轮相对换算转速随频率变化曲线
Fig.9 Relative corrected speed of turbine vs frequencies at four different work conditions
图选项
5) 推力特性
图 10为原理样机在有无喷管情况下工作频率为20 Hz时的推力曲线图。可以看出，爆震波产生的推力峰值非常可观，所产生的推力具有非常强的非定常特性，不能用单次爆震所产生的推力峰值来确定PDTE整机性能以及判断喷管的增推效果。分别选取各个工况下1 s内的推力曲线并进行积分，得出4组试验的平均推力分别为114.95、133.71、137.90、143.31 N，表 1给出了此时的当量比，当量比逐渐降低，这表明3种不同形式的喷管都能起到非常明显的增推作用，增推分别达到16.3%、19.9%、24.7%，此外，在同一喷管长度条件下，收敛喷管的增推效果要高于扩张喷管。在相同收敛比条件下，长度较长的喷管增推效果略高，这与不带涡轮的传统吸气式脉冲爆震发动机喷管的试验结果基本吻合，增推机理也与传统PDE喷管类似，加装不同形式的喷管之后会提高爆震室内部的基准压力，而且可以延长爆震室的排气时间，另外扩张喷管的增压效果虽然没有收敛喷管明显，但是能增加压力的作用面并使燃气继续膨胀做功，所以也能实现大幅的增推。
图 10 加装喷管和无喷管的PDTE推力曲线图(f=20 Hz)
Fig.10 Thrust profile of PDTE with and without nozzles (f=20 Hz)
图选项
图 11为原理样机在有无喷管情况下推力随频率变化的规律。可见无论在哪种工况下推力都会随频率的增长而增长，且基本呈线性关系，加装3#喷管的试验结果在各个频率下增推最为明显。 对比不加喷管的试验结果，可以发现加装喷管之后在各个频率下的增推效果都很明显，且随着频率的增加增推效果越明显。所以提高整机工作频率是提升PDTE推进性能的最有效的途径。
图 11 不同频率下PDTE的推力曲线
Fig.11 Thrust curves of PDTE at different frequencies
图选项
基于图 11中的推力和图 7中的压气机流量，可以得到如图 12所示的各工况下原理样机的单位推力随频率变化图。在20 Hz工作频率下4种工况下的试验结果分别为538.3、672.2、643.89、749.87 N·s/kg，加装喷管之后的增幅分别为24.9%、19.6%、39.9%，可见3#喷管的增幅最为明显。以压气机增压比1.3、当量比1为计算工况，利用CEA (Chemical Equilibrium with Applications)[24]可以计算出相关爆震参数，代入文献[25]给出的脉冲爆震发动机理论循环效率计算公式，并进而计算得到理论单位推力为1 490 N·s/kg。对比试验测量数据，原理样机最大单位推力仅为理论值的一半：一方面，试验中排气不均匀或脉动将带来损失，低增压比下，损失将达到20%[26]；另一方面，采用固定几何喷管，排出的燃气不可避免地存在过度膨胀和欠膨胀状态；最后试验中爆燃向爆震转变燃烧模式、爆震管流阻及部件效率等都将带来性能损失。值得指出的是，利用文献[25]给出的理想Brayton循环效率计算公式，计算得到其理论单位推力为590 N·s/kg，PDTE原理样机最大单位推力增幅为27%。
图 12 不同频率下PDTE的单位推力曲线
Fig.12 Specific thrust curves of PDTE at different frequencies
图选项
从整体变化趋势看，加装3种喷管都能实现单位推力的增加，加装3#喷管时单位推力增幅最为明显，加装1#和2#喷管时发动机单位推力交替变化。与图 11中平均推力随工作频率线性变化不同，单位推力在工作频率12~14 Hz间存在降低或上升变缓的现象，仅从单位推力计算角度来说，这是因为图 7中压气机流量在12~14 Hz区间出现由加速增加向线性增加的变化趋势；更深层的原因是工作频率的变化所引起的爆震室填充度的变化，而在频率12~14 Hz区间，爆震室处于过填充状态。这种过填充状态同时也将导致发动机低频工作下单位推力的降低。
对比传统涡喷发动机，在加热比一定的条件下，单位推力在压气机达到最佳增压比之前都会随着压比的升高而升高，而根据图 7、图 11和图 12 得到的结论，加装喷管之后，压比下降，单位推力反倒得到提升,可见爆震波从涡轮出口排出之后仍有相当的膨胀能力，在不加喷管的情况下燃气直接以球形激波的形式排放到大气，造成非常大的能量损失。因此加装喷管之后在提升推力性能的同时，也能更好地提取出口燃气的能量来做功，提升整机的热效率。
3 引射器增推性能
以加装3#喷管的PDTE原理样机为基准，参考大量试验积累的经验，将引射器安装在喷管出口150 mm处，由引射器支撑座固定在涡壳上。图 13为带引射器的PDTE原理样机在工作频率为20 Hz条件下的推力波形图，积分后平均推力达到200.67 N，对比不加引射器的试验结果实现增推39.8%，这说明引射器能很好地利用从喷管出口喷出的未完全膨胀的高速高温燃气，使其能在引射器内继续做功产生推力。对比3种不同喷管以及不加喷管基础试验的推力曲线图 10，可以发现，加装 引射器可以有效减少PDTE原理样机
图 13 加装引射器的PDTE推力波形图(f=20 Hz)
Fig.13 Thrust profile of PDTE with ejector (f=20 Hz)
图选项
瞬时负推力的产生，这是因为引射器能在爆震室填充阶段时继续利用从喷管喷出的燃气从大气环境中卷吸引入来流增加出口动量，进而有效地抵消在这一过程中由于爆震室内部压力过低所产生的负增益，而且引射器的工作过程是一个相对连续的过程，不像爆震波那样具有极强的非定常性，因此引射喷管能够很好地改善PDTE的非定常的工作状态。
图 14为加装引射器与不加引射器在工作频率为10~20 Hz之间的推力对比图。可看出无论是否加引射器，推力都随着频率的的增加而增加，且二者基本呈线性关系，但是加装引射器的PDTE原理样机产生的推力远高于不加引射器的推力，引射器在各个工作频率下的增推效果非常明显。通过对比2条曲线的趋势线(图 14中虚线)可以发现，随着频率的增加，引射器的增推效果会越来越大。这说明频率越高，引射器工作的连续性越好，能够很好地抵消由于PDTE工作的非定常性和周期性带来的负面影响。当工作频率过低时，单次爆震的循环时间较长，引射器的回流作用依旧明显；当工作频率较高时，回流来不及到达引射器入口，主流已经进入引射器内部，并从大气环境中卷吸引入来流继续做功。因此在高频状态下，引射器的工作会更加稳定，引射量也会提高，并且在提高推力的同时，也能使PDTE的推进性能更加的稳定。由于充分利用了从喷管出口喷出的未完全膨胀的高温气体继续做功，因此也提高了整机的循环热效率。
图 14 不同频率下PDTE的推力曲线
Fig.14 Thrust curves of PDTE at different frequencies
图选项
4 结 论
脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机在使用不同增推装置后仍能实现自吸气稳定工作，但此时PDTE的工作状态及推进性能将受增推装置的结构影响。
1) 加装3种尾喷管之后涡轮转速都有不同程度的下降，并且加装收敛喷管(1#、3#)的降幅最为明显，在20 Hz工作频率下分别为5.02%、7.29%，同时1#喷管下发动机转速略高于3#喷管；2#扩张喷管下发动机转速高于收敛喷管下转速，同时在工作频率14 Hz后开始高于无喷管基准转速。
2) 加装尾喷管之后发动机压气机压比及流量都要低于无喷管基准状态：对比1#和3#收敛喷管，3#长收敛喷管下发动机增压比高于1#短收敛喷管，而压气机流量变化趋势正好相反；2#扩张喷管下发动机流量高于收敛喷管，而压气机增压比在工作频率12 Hz以下时低于3#收敛喷管，工作频率高于14 Hz时，增压比高于收敛喷管。
3) 相比于无喷管发动机基准状态，加装尾喷管之后都能提升发动机推力，3#收敛喷管增推效果最好，在20 Hz工作条件下实现增推24.7%，1#收敛喷管与2#扩张喷管增推效果相当；喷管对单位推力影响也有类似变化趋势，3#喷管下发动机单位推力在20 Hz时达到749.87 N·s/kg。
4) 引射器的使用可以进一步实现脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机的推力增益，相比于试验中最好的3#喷管下发动机，加装引射器后在20 Hz时实现增推39.8%，同时这种增推效果随着工作频率的升高而逐渐增大。
[J]. 航空学报, 2016, 37(2): 522-532
http://hkxb.buaa.edu.cn/CN/html/20160216.html
邱华 , 徐泽阳, 郑龙席, 段小瑶 西北工业大学动力与能源学院, 西安 710072
收稿日期: 2015-01-13; 退修日期: 2015-02-12; 录用日期: 2015-03-25; 网络出版时间: 2015-04-22 11:28
基金项目: 国家自然科学基金(50906072,51306154);中央高校基本科研业务费专项资金(3102014JCY01003);陕西省自然科学基础研究计划(2015JM5221)
作者简介: 邱华 男， 博士， 副教授。主要研究方向： 爆震推进应用基础研究， 发动机燃烧与流动， 非定常推进中的能量高效提取与转化。Tel: 029-88492414,E-mail: qiuhua@nwpu.edu.cn;
徐泽阳,男,硕士研究生。主要研究方向:脉冲爆震涡轮发动机相关技术。E-mail:370881832@qq.com;
郑龙席,男,博士,教授,博士生导师。主要研究方向:脉冲爆震发动机应用基础研究,航空发动机中的燃烧与流动,动力机械的结构、强度、振动、寿命及可靠性。Tel:029-88492414,E-mail:zhenglx@nwpu.edu.cn;
段小瑶,男,硕士研究生。主要研究方向:脉冲爆震涡轮发动机相关技术。E-mail:550557422@qq.com
摘要: 以液态汽油为燃料,通过在双管脉冲爆震涡轮发动机(PDTE)原理样机的涡轮出口加装不同喷管和引射器等增推装置,利用试验研究了不同增推装置对自吸气工作模式下(工作频率10~20 Hz)发动机工作状态及推进性能的影响。结果表明:虽然加装3种尾喷管之后涡轮转速、压气机增压比及压气机流量都有不同程度的下降,但发动机都获得了不同程度的推力增益;相比于工作频率20 Hz时无喷管发动机推力114.95 N,发动机加装尾喷管后最大推力可达143.3 N,实现增推24.7%,最大单位推力为749.87 N·s/kg;加装引射器后可以进一步增推,发动机最大推力达到200.67 N,实现增推39.8%,同时这种增推效果随着工作频率的升高而逐渐增大。
关键词: 脉冲爆震涡轮发动机 喷管 引射器 推进性能 自吸气
Tests of pulse detonation turbine engine performance with thrust augmentation devices
QIU Hua , XU Zeyang, ZHENG Longxi, DUAN Xiaoyao
School of Power and Energy, Northwestern Polytechnical University, Xi'an 710072, China eceived: 2015-01-13; Revised: 2015-02-12; Accepted: 2015-03-25; Published online: 2015-04-22 11:28 Foundation items: National Natural Science Foundation of China (50906072, 51306154); the Fundamental Research Funds for the Central Universities (3102014JCY01003); Natural Science Basic Research Plan in Shaanxi Province of China (2015JM5221) Corresponding author. Tel.: 029-88492414, E-mail: qiuhua@nwpu.edu.cn
Abstract: To acquire experimental propulsive performance of pulse detonation turbine engine(PDTE), thrust augmentation devices, such as converge/diverge nozzles and ejector, are installed on the turbine exit of two-tube PDTE experimental system. Experimental investigations are carried out to research the influences of thrust augmentation devices on the working condition and propulsive performance of PDTE. The PDTE experimental system is in the self-airbreathing working mode with working frequency from 10 Hz to 20 Hz. Liquid gasoline is used as fuel. Results show that the turbine speed, compression ratio and flow of compressor are all decreased with different degrees when converge/diverge nozzles are installed to the PDTE experimental system. However, the engine thrust is increased with the use of nozzles. Compared with the system without nozzle(thrust of which is 114.95 N at working frequency 20 Hz), the maximum thrust of the system with nozzle is 143.3 N and the thrust augmentation is 24.7%. And the maximum specific thrust is 749.87 N·s/kg. The thrust of the PDTE experimental system can be further increased with the installation of ejector to the system with nozzle. The maximum thrust at this condition is 200.67 N and the thrust augmentation is 39.8%. And the thrust augmentation can still be increased with the increase of working frequency.
Key words: pulse detonation turbine engine nozzle ejector propulsive performance air breathing
目前航空宇航推进装置的燃烧方式基本都以缓慢燃烧为主，该类推进装置的技术发展已经相当成熟，发动机推进性能已难有突破。由于爆震燃烧具有传播速度快、自增压及燃烧效率高等特点，为了进一步提高现有航空宇航推进装置的性能，将传统的等压燃烧室替换成爆震燃烧室成为当下较有潜力的可行方案[1, 2, 3, 4]。现有的很多脉冲爆震发动机的研究都集中在用爆震波直接产生推力，这与传统发动机利用高温燃气先经涡轮做功再经尾喷管加速排出的方式相比，大部分能量都耗散在环境中，大大降低了发动机的热效率，体现不出脉冲爆震发动机的潜在优势[4]。因此国外学者提出了脉冲爆震涡轮发动机(Pulse Detonation Turbine Engine，PDTE)这一新型发动机的概念[5, 6, 7, 8]，其主要由脉冲爆震燃烧室(Pulse Detonation Chamber，PDC)、压气机和涡轮等部件组成，既具有爆震燃烧效率高和燃烧自增压等特点，又具备涡轮机械效率高的优势。
2002年美国国家航空航天局(NASA)格林研究中心Petters和Felder[9]应用数值推进系统仿真(NPSS)对PDTE的推进性能进行分析表明，相比传统发动机，推力可提高2%，单位燃油消耗率将降低8%~10%，GE(General Electric)全球研究中心Goldmeer等[10]、美国赖特-帕特森空军基地Andrus和King[11]、西北工业大学何龙等[12]也对PDTE的推进性能优势进行了理论分析，认为PDTE有望在发动机推重比、单位燃油消耗率及单位推力等性能参数上得到显著提升。目前世界上包括中国在内的许多国家都正在积极开展有关PDTE的理论及试验研究。
在试验研究方面，国外开展PDTE研究的机构主要集中在美国、日本等国家，试验系统分为2类：① 多管爆震室与单级轴流涡轮组合试验器，如GE全球研究中心[13, 14]的8管PDC和辛辛那提大学[15]的6管PDC与单级涡轮匹配试验器；② 单管爆震室与涡轮增压器组合试验系统，如美国赖特-帕特森空军基地[16]和日本筑波大学[17]通过试验主要研究爆震波与涡轮的相互作用、爆震燃烧产物驱动涡轮的输出功及效率等，更进一步的是基于涡轮输出功评定整个系统的循环效率，如日本Maeda等[17]运用热力学方法计算出PDTE的理想循环热效率仅为20%~30%，而在单管爆震室与涡轮增压器组成的试验器上通过试验测得发动机热效率仅为1%~5%。国内目前只有西北工业大学开展爆震室与涡轮增压器匹配试验研究，研究范围已由爆震室与径向涡轮匹配研究[18, 19]拓展到离心压气机-爆震室-径向涡轮匹配，并已实现三部件在18 Hz工作条件下的自吸气匹配工作[20, 21]。
然而需指出的是，一方面，虽然国内外学者在PDTE的理论和试验研究方面做了大量研究工作，但目前的试验结果很难与PDTE的推进性能相联系；另一方面，目前基于涡轮输出功所计算的PDTE试验系统热效率低于7%[17, 22, 23]，远低于PDTE理论热效率，以此效率所计算的推进性能将很难体现PDTE优势。本文以液态汽油为燃料，空气为氧化剂，在PDTE整机试验系统上开展发动机整机推进性能试验研究，通过在涡轮出口加装不同喷管、引射器等增推装置，利用试验测量PDTE自吸气工作模式下的总体推进性能，研究结果从试验方面初步论证了该类型发动机的推进性能优势，并为发动机性能计算模型的建立和评估提供了试验依据。
1 试验装置及测量方法
PDTE原理样机结构简图如图 1所示，主要由双管脉冲爆震燃烧室、涡轮增压器(径向涡轮和离心压气机)、涡轮入口V型转接结构、压气机出口转接段、发动机启动进气结构及可转动支座等组成。双管脉冲爆震燃烧室主要由燃油喷注掺混段、点火段和爆震段组成：在燃油喷注掺混段内安装有进气锥，锥体内设计有供油及气动雾化管路、气动阀及气动雾化喷油嘴；点火段设计有火花塞安装座，试验中采用普通车用电火花塞，可通过加减垫片调节电火花塞的高度以保证爆震室的最佳点火位置；在爆震段内安装有强化爆震过程的Schelkin螺旋结构。涡轮和压气机为汽车用涡轮增压器，压气机设计最大流量为0.9 kg/s，最大压比为2.4，涡轮转速最高为58 000 r/min。涡轮入口转接结构为图 1(a)中V型构件，直接将双管排出燃气引入涡轮。压气机出口转接段由软管和金属管道组成，软管与压气机出口直连，并将空气引入金属管道中，金属管道经T型结构后由细变粗并转弯(见图 1(a))，通过V型结构分叉后分别与双管脉冲爆震燃烧室相连(见图 1(b))。发动机启动进气结构为图 1(a)中T型结构，试验系统启动时由外部高压空气供给氧化剂，当爆震室实现低频稳定工作时，电磁阀关闭，高压空气的供给被切断，试验系统进入自吸气模式。
图 1 PDTE原理样机结构简图
Fig.1 Schematic of PDTE prototype
图选项
涡轮出口为短平直段，通过链接不同增推装置以实现对发动机推进性能的改变。图 2为本文所采用的3种喷管1#、2#、3#尺寸图，若定义喷管长度与爆震室长度之比为β，则β从上到下分别为0.08、0.1、0.1；喷管进出口截面积收敛比AR分别为0.44、2.25、0.44。图 3为试验研究的引射器尺寸图，引射器的结构分为引气直段和扩张喷管，引射器入口直径为400 mm，直段总长度为110 mm(加法兰厚度)，扩张段长度为300 mm，扩张角为5°，引射器出口直径为332.5 mm，试验中，引射器安装在喷管下游，如图 1(b)所示，引射器入口与喷管出口间距为150 mm。
图 2 喷管尺寸对比
Fig.2 Dimensional comparison of nozzles
图选项
图 3 引射器尺寸
Fig.3 Dimension of ejector
图选项
试验系统中安装有6 个压力传感器，4个压电传感器(型号：CYD-205)分别安装在爆震室尾部出口的P5-1、P6-1、P5-2、P6-2测点处，用来测量爆震室尾部的压力状态，2个动态压阻传感器(PS300)分别安装在压气机出口的Pt1和P1测点处，用来测量压气机的出口压力状态。压力信号通过DEWE3020数据采集系统采集，采样频率为200 kHz。涡轮转速通过转速测量系统测量，测量范围为0~100 000 r/min。脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机的推力测量系统示意图如图 1(b)所示，发动机整体由一个可转动支座支撑，可绕转动轴自由转动，当高速燃气经尾喷管加速喷出时，由于反作用力的影响，发动机整体将按顺时针方向运动。在发动机压气机端放置一推力测量台架，发动机通过安装在增压器压气机端的推杆，经滑轨与推力测量台架上的推力传感器(Kistler9321B)紧固相连，推力传感器测量的信号经Kistler放大器调制，由数据采集系统采集后即可获得发动机的瞬时推力大小，再经过后处理软件积分平均可得发动机的实际平均推力。试验环境温度为28 ℃，采用93#汽油为燃料，燃油流量由齿轮体积流量计测量，压气机出口流量经图 1(a)中的涡轮质量流量计测量。双管爆震室同时点火，当PDTE进入自吸气工作模式后[20, 21]，通过调节供油量及工作频率，以实现发动机在5~20 Hz之间的稳定工作，并测量发动机的性能参数。
2 尾喷管增推性能
当PDTE进入自吸气工作模式时，发动机的工作状态仅受供油量及点火频率控制，表 1给出了本文所涉及试验工况下燃烧室内发动机的当量比(恰当油气比为0.066 088)。为实现发动机稳定工作，低频时供油量偏富；当工作频率f高于12 Hz后，无喷管下，PDTE的当量比控制在1.0附近；加喷管后，由于随之会引起对爆震室工作状态的影响，故在实现PDTE稳定工作的前提下，尽量使发动机当量比接近无喷管状态下的数值，其间差异在2%~10%之间。
表 1 不同工作频率下发动机当量比
Table 1 Equivalence ratios of engine at difference working frequencies
f/Hz Without nozzle Nozzle 1# Nozzle 2# Nozzle 3#
10 1.099 75 1.122 40 1.119 32 1.199 27
12 0.994 13 1.041 12 1.084 50 1.097 72
14 0.992 67 1.077 51 1.009 33 0.984 35
16 0.968 29 1.006 18 0.909 23 0.952 12
18 1.002 12 0.969 74 0.933 16 0.954 36
20 0.999 31 0.977 47 0.949 00 0.936 33
表选项
1) 爆震室尾部压力
图 4(a)为原理样机无喷管时爆震室尾部6号测点的压力波形，图 4(b)~图 4(d)分别为安装3种不同长度和收敛比AR的喷管之后爆震室尾部6号测点的压力波形，工作频率均为20 Hz。由图 4可以看出，无论在哪种工况下，PDTE原理样机单次爆震的峰值均在1.5 MPa以上，这说明爆震室的填充并未受到反传波太过严重的影响，可燃混气仍能充分填充到爆震室尾部，使燃烧波没有在出口处明显衰减，并在出口处形成连续稳定的爆震波。另外，以P6-1为例，在无喷管条件下爆震波的平均峰值为1.690 MPa，加装1#、2#、3#喷管之后的爆震波的平均峰值分别为1.812、1.825、1.924 MPa，由表 1中各工况当量比可见，此时加喷管时的当量比略低于无喷管工况下的，这说明加装不同形式的喷管之后，都会对爆震室内部的压力产生影响，平均峰值压力的提高是因为喷管壁面会对从涡轮出口喷出的压力波有反射作用，并影响到爆震室内部，而不加喷管时爆震波从涡轮出口迅速膨胀到大气环境中，因此加装喷管之后提升了爆震室内部排气的阻力，从而提升了整个循环的压力基准。而且进一步对比压力平均峰值大小可以发现，在等长度的情况下，扩张喷管的反射波强度要小于收敛喷管的；在同等收敛比AR的条件下，长度越长，反射波的强度就越大，对爆震室内部的压力影响效果也就越明显。
图 4 PDTE原理样机P6-1处的压力波形(f=20 Hz)
Fig.4 Pressure profiles at position P6-1 of PDTE prototype (f=20 Hz)
图选项
2) 压气机出口压力
图 5为爆震室尾部及压力机出口位置处P6-1、P6-2、Pt1的压力曲线放大图，Pt1处的压力曲线的尖刺为点火信号的干扰。当爆震室点火起爆后，爆震室内压力突然升高，必然会形成压力波，并向上、下游传播，向下游传播的压力波最终转变为爆震波，由于点火延迟的差异及爆震室内部结构的影响，双管内爆震波的转变过程不完全相同，故图 5中P6-1和P6-2间存在相位差；向上游传播的压力波逆流而上，并最终引起压气机出口Pt1处压力脉动，由于双管点火延迟的差异，双管的反传压力波并不会完全同时冲击压气机，因此压气机出口处的压力波峰出现了2次阶跃，在主波峰通过之后，压力曲线仍会有一次微小的脉动，这是由后续衰减的反传压力波造成的。之后压力曲线会维持在一定数值左右，而这个数值就是压气机稳定工作时的出口总压，能够反映压气机在这一阶段的真实增压比，图 5中压气机稳定工作段的出口总压为0.031 2 MPa。选取发动机稳定连续工作1 s的压气机出口压力波形图，并对反传波之后的稳定工作阶段压力曲线取平均值，最终得出压气机的实际平均增压比。
图 5 P6-1、P6-2、Pt1处的压力曲线放大图
Fig.5 Pressure profiles at position P6-1,P6-2 and Pt1
图选项
图 6(a)~图 6(d)为工作频率20 Hz时原理样机在不加喷管以及加装1#、2#、3#喷管之后压气机出口Pt1位置处的压力波形(图 6中尖刺为点火信号的干扰，不会对数据的采集产生影响)，压气机稳定工作段的压力平均值分别为0.030 9、0.023 8、0.029 1、0.025 1 MPa。由图 6中可以看出爆震反传压力波有着极强的反传特性，经过气动阀之后仍能传递到压气机出口，反传压力波对压气机的工作非常不利，剧烈的压力脉动极易造成压气机工作的不稳定，所以与传统的航空发动机采用的等压燃烧室不同，PDTE不仅需考虑压气机与爆震燃烧室之间的流量匹配，还需同时考虑爆震燃烧室反传压力波对压气机工作的不利影响。
图 6 Pt1位置处的压力波形
Fig.6 Pressure profiles at position Pt1
图选项
3) 压气机特性
图 7为原理样机在不加喷管以及加装1#、2#、3#喷管之后压气机压比与出口流量随频率的变化曲线。可以看出，随着频率的增加，压气机压比和出口流量也都随之增加，两者在12~16 Hz内增幅最为明显，而在18~20 Hz内增幅趋于平缓，这是因为随着发动机工作频率的增长，爆震波能够连续稳定地冲击涡轮，从而使涡轮能够稳定地输出轴功率并带动压气机稳定做功；但是随着工作频率进一步的增加，反传压力波的频率随之增加，压气机稳定工作的时间被压缩，压比和压气量的提升都受到明显制约，剧烈的反传压力脉动严重影响了压气机的正常工作，所以在频率增长到一定程度后，压气机的压气能力会严重受限，压气量的不足会直接影响到爆震室的填充，所以在高频工作状态下，爆震室的填充常常处在部分填充的状态下，进入涡轮之前爆震波的强度就会出现衰减，做功能力下降，并最终影响到整机的稳定工作以及工作频率的提升。
图 7 压气机压比与出口流量随频率的变化曲线
Fig.7 Changing curves of compression ratio and export flow of compressor versus frequency
图选项
经过同不加喷管的基准试验对比可以发现，加装3种喷管之后，压气机的压比以及出口流量都出现了下降的情况，尤其加装收敛喷管的试验结果降幅非常明显，这主要是因为加装喷管之后，对涡轮出口有限流作用，降低了涡轮转速与涡轮功，因此压气机的做功能力也随之减小，并最终影响到压气机的压比与出口流量。
4) 转速特性 图 8为不加喷管时PDTE原理样机在工作频率分别为10、14、16、20 Hz条件下的涡轮瞬时转速曲线图。可以看出，爆震波每次冲击涡轮之后，转速都会有明显的阶跃，但由于爆震波的非定常性，压力衰减极快，爆震波过后涡轮动力大幅度降低，依靠惯性维持转动，直至下一个爆震波冲击涡轮将转速抬升；同时随着频率的增加，涡轮的平均转速也随之增加，并且转速的阶跃也逐渐密集，脉动幅度也逐渐衰减，这说明随着频率的增加，涡轮转速趋于平稳，涡轮输出功的非定常特性得到逐步的改善，能够稳定地输出轴功率，提升发动机整机性能。需要指出的是，由于涡轮与压气机共轴，涡轮转速的突然提升必然会提升压气机的做功能力，进而可能引起压气机出口的压力及流量的脉动，但从图 8中可以看到，转速脉动从10 Hz时的2 000 r/min下降到20 Hz时的 1 000 r/min，故这种压力脉动是逐渐衰减的，而图 6中的压力脉动幅值基本维持不变，这表明压气机出口的压力脉动主要由爆震室压力反传引起。
图 8 PDTE原理样机涡轮瞬时转速曲线图(无喷管)
Fig.8 Transient turbine speed profiles of PDTE prototype (without nozzle)
图选项
图 9为不加喷管和加装1#、2#、3#喷管之后 涡轮相对换算转速(以增压器最大转速58 000 r/min 进行无量纲化)在不同频率下的试验对比结果。通过对比可以发现，加装喷管之后涡轮转速都有不同程度的下降，并且加装收敛喷管(1#、3#)的降幅最为明显，在20 Hz工作频率下分别为5.02%、7.29%，涡轮输出功的大小取决于压气机压缩功，涡轮转速在一定程度上能够反映涡轮输出功的大小；由于此时压气机平均增压比比较低，故涡轮转速主要受压气机流量的影响。PDTE加装2#(扩张)喷管时，涡轮转速在14、16、18 Hz工作频率下都高于不加喷管基准的试验，由图 7可见，此时两者压气机流量相差不大，但爆震室内爆震波的压力是不同的，注意到爆震波对瞬时涡轮转速的影响，故进而引起涡轮转速测量值的差异；当频率为20 Hz时，涡轮进口的压力脉动相比于低频工况趋于平缓，转速脉动随之降低，爆震室非定常排气对涡轮转速的影响减弱，而此时两者压气机流量相当，但无喷管时PDTE压气机增压比略大，故转速较高。
图 9 4种工况下涡轮相对换算转速随频率变化曲线
Fig.9 Relative corrected speed of turbine vs frequencies at four different work conditions
图选项
5) 推力特性
图 10为原理样机在有无喷管情况下工作频率为20 Hz时的推力曲线图。可以看出，爆震波产生的推力峰值非常可观，所产生的推力具有非常强的非定常特性，不能用单次爆震所产生的推力峰值来确定PDTE整机性能以及判断喷管的增推效果。分别选取各个工况下1 s内的推力曲线并进行积分，得出4组试验的平均推力分别为114.95、133.71、137.90、143.31 N，表 1给出了此时的当量比，当量比逐渐降低，这表明3种不同形式的喷管都能起到非常明显的增推作用，增推分别达到16.3%、19.9%、24.7%，此外，在同一喷管长度条件下，收敛喷管的增推效果要高于扩张喷管。在相同收敛比条件下，长度较长的喷管增推效果略高，这与不带涡轮的传统吸气式脉冲爆震发动机喷管的试验结果基本吻合，增推机理也与传统PDE喷管类似，加装不同形式的喷管之后会提高爆震室内部的基准压力，而且可以延长爆震室的排气时间，另外扩张喷管的增压效果虽然没有收敛喷管明显，但是能增加压力的作用面并使燃气继续膨胀做功，所以也能实现大幅的增推。
图 10 加装喷管和无喷管的PDTE推力曲线图(f=20 Hz)
Fig.10 Thrust profile of PDTE with and without nozzles (f=20 Hz)
图选项
图 11为原理样机在有无喷管情况下推力随频率变化的规律。可见无论在哪种工况下推力都会随频率的增长而增长，且基本呈线性关系，加装3#喷管的试验结果在各个频率下增推最为明显。 对比不加喷管的试验结果，可以发现加装喷管之后在各个频率下的增推效果都很明显，且随着频率的增加增推效果越明显。所以提高整机工作频率是提升PDTE推进性能的最有效的途径。
图 11 不同频率下PDTE的推力曲线
Fig.11 Thrust curves of PDTE at different frequencies
图选项
基于图 11中的推力和图 7中的压气机流量，可以得到如图 12所示的各工况下原理样机的单位推力随频率变化图。在20 Hz工作频率下4种工况下的试验结果分别为538.3、672.2、643.89、749.87 N·s/kg，加装喷管之后的增幅分别为24.9%、19.6%、39.9%，可见3#喷管的增幅最为明显。以压气机增压比1.3、当量比1为计算工况，利用CEA (Chemical Equilibrium with Applications)[24]可以计算出相关爆震参数，代入文献[25]给出的脉冲爆震发动机理论循环效率计算公式，并进而计算得到理论单位推力为1 490 N·s/kg。对比试验测量数据，原理样机最大单位推力仅为理论值的一半：一方面，试验中排气不均匀或脉动将带来损失，低增压比下，损失将达到20%[26]；另一方面，采用固定几何喷管，排出的燃气不可避免地存在过度膨胀和欠膨胀状态；最后试验中爆燃向爆震转变燃烧模式、爆震管流阻及部件效率等都将带来性能损失。值得指出的是，利用文献[25]给出的理想Brayton循环效率计算公式，计算得到其理论单位推力为590 N·s/kg，PDTE原理样机最大单位推力增幅为27%。
图 12 不同频率下PDTE的单位推力曲线
Fig.12 Specific thrust curves of PDTE at different frequencies
图选项
从整体变化趋势看，加装3种喷管都能实现单位推力的增加，加装3#喷管时单位推力增幅最为明显，加装1#和2#喷管时发动机单位推力交替变化。与图 11中平均推力随工作频率线性变化不同，单位推力在工作频率12~14 Hz间存在降低或上升变缓的现象，仅从单位推力计算角度来说，这是因为图 7中压气机流量在12~14 Hz区间出现由加速增加向线性增加的变化趋势；更深层的原因是工作频率的变化所引起的爆震室填充度的变化，而在频率12~14 Hz区间，爆震室处于过填充状态。这种过填充状态同时也将导致发动机低频工作下单位推力的降低。
对比传统涡喷发动机，在加热比一定的条件下，单位推力在压气机达到最佳增压比之前都会随着压比的升高而升高，而根据图 7、图 11和图 12 得到的结论，加装喷管之后，压比下降，单位推力反倒得到提升,可见爆震波从涡轮出口排出之后仍有相当的膨胀能力，在不加喷管的情况下燃气直接以球形激波的形式排放到大气，造成非常大的能量损失。因此加装喷管之后在提升推力性能的同时，也能更好地提取出口燃气的能量来做功，提升整机的热效率。
3 引射器增推性能
以加装3#喷管的PDTE原理样机为基准，参考大量试验积累的经验，将引射器安装在喷管出口150 mm处，由引射器支撑座固定在涡壳上。图 13为带引射器的PDTE原理样机在工作频率为20 Hz条件下的推力波形图，积分后平均推力达到200.67 N，对比不加引射器的试验结果实现增推39.8%，这说明引射器能很好地利用从喷管出口喷出的未完全膨胀的高速高温燃气，使其能在引射器内继续做功产生推力。对比3种不同喷管以及不加喷管基础试验的推力曲线图 10，可以发现，加装 引射器可以有效减少PDTE原理样机
图 13 加装引射器的PDTE推力波形图(f=20 Hz)
Fig.13 Thrust profile of PDTE with ejector (f=20 Hz)
图选项
瞬时负推力的产生，这是因为引射器能在爆震室填充阶段时继续利用从喷管喷出的燃气从大气环境中卷吸引入来流增加出口动量，进而有效地抵消在这一过程中由于爆震室内部压力过低所产生的负增益，而且引射器的工作过程是一个相对连续的过程，不像爆震波那样具有极强的非定常性，因此引射喷管能够很好地改善PDTE的非定常的工作状态。
图 14为加装引射器与不加引射器在工作频率为10~20 Hz之间的推力对比图。可看出无论是否加引射器，推力都随着频率的的增加而增加，且二者基本呈线性关系，但是加装引射器的PDTE原理样机产生的推力远高于不加引射器的推力，引射器在各个工作频率下的增推效果非常明显。通过对比2条曲线的趋势线(图 14中虚线)可以发现，随着频率的增加，引射器的增推效果会越来越大。这说明频率越高，引射器工作的连续性越好，能够很好地抵消由于PDTE工作的非定常性和周期性带来的负面影响。当工作频率过低时，单次爆震的循环时间较长，引射器的回流作用依旧明显；当工作频率较高时，回流来不及到达引射器入口，主流已经进入引射器内部，并从大气环境中卷吸引入来流继续做功。因此在高频状态下，引射器的工作会更加稳定，引射量也会提高，并且在提高推力的同时，也能使PDTE的推进性能更加的稳定。由于充分利用了从喷管出口喷出的未完全膨胀的高温气体继续做功，因此也提高了整机的循环热效率。
图 14 不同频率下PDTE的推力曲线
Fig.14 Thrust curves of PDTE at different frequencies
图选项
4 结 论
脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机在使用不同增推装置后仍能实现自吸气稳定工作，但此时PDTE的工作状态及推进性能将受增推装置的结构影响。
1) 加装3种尾喷管之后涡轮转速都有不同程度的下降，并且加装收敛喷管(1#、3#)的降幅最为明显，在20 Hz工作频率下分别为5.02%、7.29%，同时1#喷管下发动机转速略高于3#喷管；2#扩张喷管下发动机转速高于收敛喷管下转速，同时在工作频率14 Hz后开始高于无喷管基准转速。
2) 加装尾喷管之后发动机压气机压比及流量都要低于无喷管基准状态：对比1#和3#收敛喷管，3#长收敛喷管下发动机增压比高于1#短收敛喷管，而压气机流量变化趋势正好相反；2#扩张喷管下发动机流量高于收敛喷管，而压气机增压比在工作频率12 Hz以下时低于3#收敛喷管，工作频率高于14 Hz时，增压比高于收敛喷管。
3) 相比于无喷管发动机基准状态，加装尾喷管之后都能提升发动机推力，3#收敛喷管增推效果最好，在20 Hz工作条件下实现增推24.7%，1#收敛喷管与2#扩张喷管增推效果相当；喷管对单位推力影响也有类似变化趋势，3#喷管下发动机单位推力在20 Hz时达到749.87 N·s/kg。
4) 引射器的使用可以进一步实现脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机的推力增益，相比于试验中最好的3#喷管下发动机，加装引射器后在20 Hz时实现增推39.8%，同时这种增推效果随着工作频率的升高而逐渐增大。
脉冲爆震涡轮发动机增推装置性能试验
[J]. 航空学报, 2016, 37(2): 522-532
http://hkxb.buaa.edu.cn/CN/html/20160216.html
邱华 , 徐泽阳, 郑龙席, 段小瑶 西北工业大学动力与能源学院, 西安 710072
收稿日期: 2015-01-13; 退修日期: 2015-02-12; 录用日期: 2015-03-25; 网络出版时间: 2015-04-22 11:28
基金项目: 国家自然科学基金(50906072,51306154);中央高校基本科研业务费专项资金(3102014JCY01003);陕西省自然科学基础研究计划(2015JM5221)
作者简介: 邱华 男， 博士， 副教授。主要研究方向： 爆震推进应用基础研究， 发动机燃烧与流动， 非定常推进中的能量高效提取与转化。Tel: 029-88492414,E-mail: qiuhua@nwpu.edu.cn;
徐泽阳,男,硕士研究生。主要研究方向:脉冲爆震涡轮发动机相关技术。E-mail:370881832@qq.com;
郑龙席,男,博士,教授,博士生导师。主要研究方向:脉冲爆震发动机应用基础研究,航空发动机中的燃烧与流动,动力机械的结构、强度、振动、寿命及可靠性。Tel:029-88492414,E-mail:zhenglx@nwpu.edu.cn;
段小瑶,男,硕士研究生。主要研究方向:脉冲爆震涡轮发动机相关技术。E-mail:550557422@qq.com
摘要: 以液态汽油为燃料,通过在双管脉冲爆震涡轮发动机(PDTE)原理样机的涡轮出口加装不同喷管和引射器等增推装置,利用试验研究了不同增推装置对自吸气工作模式下(工作频率10~20 Hz)发动机工作状态及推进性能的影响。结果表明:虽然加装3种尾喷管之后涡轮转速、压气机增压比及压气机流量都有不同程度的下降,但发动机都获得了不同程度的推力增益;相比于工作频率20 Hz时无喷管发动机推力114.95 N,发动机加装尾喷管后最大推力可达143.3 N,实现增推24.7%,最大单位推力为749.87 N·s/kg;加装引射器后可以进一步增推,发动机最大推力达到200.67 N,实现增推39.8%,同时这种增推效果随着工作频率的升高而逐渐增大。
关键词: 脉冲爆震涡轮发动机 喷管 引射器 推进性能 自吸气
Tests of pulse detonation turbine engine performance with thrust augmentation devices
QIU Hua , XU Zeyang, ZHENG Longxi, DUAN Xiaoyao
School of Power and Energy, Northwestern Polytechnical University, Xi'an 710072, China eceived: 2015-01-13; Revised: 2015-02-12; Accepted: 2015-03-25; Published online: 2015-04-22 11:28 Foundation items: National Natural Science Foundation of China (50906072, 51306154); the Fundamental Research Funds for the Central Universities (3102014JCY01003); Natural Science Basic Research Plan in Shaanxi Province of China (2015JM5221) Corresponding author. Tel.: 029-88492414, E-mail: qiuhua@nwpu.edu.cn
Abstract: To acquire experimental propulsive performance of pulse detonation turbine engine(PDTE), thrust augmentation devices, such as converge/diverge nozzles and ejector, are installed on the turbine exit of two-tube PDTE experimental system. Experimental investigations are carried out to research the influences of thrust augmentation devices on the working condition and propulsive performance of PDTE. The PDTE experimental system is in the self-airbreathing working mode with working frequency from 10 Hz to 20 Hz. Liquid gasoline is used as fuel. Results show that the turbine speed, compression ratio and flow of compressor are all decreased with different degrees when converge/diverge nozzles are installed to the PDTE experimental system. However, the engine thrust is increased with the use of nozzles. Compared with the system without nozzle(thrust of which is 114.95 N at working frequency 20 Hz), the maximum thrust of the system with nozzle is 143.3 N and the thrust augmentation is 24.7%. And the maximum specific thrust is 749.87 N·s/kg. The thrust of the PDTE experimental system can be further increased with the installation of ejector to the system with nozzle. The maximum thrust at this condition is 200.67 N and the thrust augmentation is 39.8%. And the thrust augmentation can still be increased with the increase of working frequency.
Key words: pulse detonation turbine engine nozzle ejector propulsive performance air breathing
目前航空宇航推进装置的燃烧方式基本都以缓慢燃烧为主，该类推进装置的技术发展已经相当成熟，发动机推进性能已难有突破。由于爆震燃烧具有传播速度快、自增压及燃烧效率高等特点，为了进一步提高现有航空宇航推进装置的性能，将传统的等压燃烧室替换成爆震燃烧室成为当下较有潜力的可行方案[1, 2, 3, 4]。现有的很多脉冲爆震发动机的研究都集中在用爆震波直接产生推力，这与传统发动机利用高温燃气先经涡轮做功再经尾喷管加速排出的方式相比，大部分能量都耗散在环境中，大大降低了发动机的热效率，体现不出脉冲爆震发动机的潜在优势[4]。因此国外学者提出了脉冲爆震涡轮发动机(Pulse Detonation Turbine Engine，PDTE)这一新型发动机的概念[5, 6, 7, 8]，其主要由脉冲爆震燃烧室(Pulse Detonation Chamber，PDC)、压气机和涡轮等部件组成，既具有爆震燃烧效率高和燃烧自增压等特点，又具备涡轮机械效率高的优势。
2002年美国国家航空航天局(NASA)格林研究中心Petters和Felder[9]应用数值推进系统仿真(NPSS)对PDTE的推进性能进行分析表明，相比传统发动机，推力可提高2%，单位燃油消耗率将降低8%~10%，GE(General Electric)全球研究中心Goldmeer等[10]、美国赖特-帕特森空军基地Andrus和King[11]、西北工业大学何龙等[12]也对PDTE的推进性能优势进行了理论分析，认为PDTE有望在发动机推重比、单位燃油消耗率及单位推力等性能参数上得到显著提升。目前世界上包括中国在内的许多国家都正在积极开展有关PDTE的理论及试验研究。
在试验研究方面，国外开展PDTE研究的机构主要集中在美国、日本等国家，试验系统分为2类：① 多管爆震室与单级轴流涡轮组合试验器，如GE全球研究中心[13, 14]的8管PDC和辛辛那提大学[15]的6管PDC与单级涡轮匹配试验器；② 单管爆震室与涡轮增压器组合试验系统，如美国赖特-帕特森空军基地[16]和日本筑波大学[17]通过试验主要研究爆震波与涡轮的相互作用、爆震燃烧产物驱动涡轮的输出功及效率等，更进一步的是基于涡轮输出功评定整个系统的循环效率，如日本Maeda等[17]运用热力学方法计算出PDTE的理想循环热效率仅为20%~30%，而在单管爆震室与涡轮增压器组成的试验器上通过试验测得发动机热效率仅为1%~5%。国内目前只有西北工业大学开展爆震室与涡轮增压器匹配试验研究，研究范围已由爆震室与径向涡轮匹配研究[18, 19]拓展到离心压气机-爆震室-径向涡轮匹配，并已实现三部件在18 Hz工作条件下的自吸气匹配工作[20, 21]。
然而需指出的是，一方面，虽然国内外学者在PDTE的理论和试验研究方面做了大量研究工作，但目前的试验结果很难与PDTE的推进性能相联系；另一方面，目前基于涡轮输出功所计算的PDTE试验系统热效率低于7%[17, 22, 23]，远低于PDTE理论热效率，以此效率所计算的推进性能将很难体现PDTE优势。本文以液态汽油为燃料，空气为氧化剂，在PDTE整机试验系统上开展发动机整机推进性能试验研究，通过在涡轮出口加装不同喷管、引射器等增推装置，利用试验测量PDTE自吸气工作模式下的总体推进性能，研究结果从试验方面初步论证了该类型发动机的推进性能优势，并为发动机性能计算模型的建立和评估提供了试验依据。
1 试验装置及测量方法
PDTE原理样机结构简图如图 1所示，主要由双管脉冲爆震燃烧室、涡轮增压器(径向涡轮和离心压气机)、涡轮入口V型转接结构、压气机出口转接段、发动机启动进气结构及可转动支座等组成。双管脉冲爆震燃烧室主要由燃油喷注掺混段、点火段和爆震段组成：在燃油喷注掺混段内安装有进气锥，锥体内设计有供油及气动雾化管路、气动阀及气动雾化喷油嘴；点火段设计有火花塞安装座，试验中采用普通车用电火花塞，可通过加减垫片调节电火花塞的高度以保证爆震室的最佳点火位置；在爆震段内安装有强化爆震过程的Schelkin螺旋结构。涡轮和压气机为汽车用涡轮增压器，压气机设计最大流量为0.9 kg/s，最大压比为2.4，涡轮转速最高为58 000 r/min。涡轮入口转接结构为图 1(a)中V型构件，直接将双管排出燃气引入涡轮。压气机出口转接段由软管和金属管道组成，软管与压气机出口直连，并将空气引入金属管道中，金属管道经T型结构后由细变粗并转弯(见图 1(a))，通过V型结构分叉后分别与双管脉冲爆震燃烧室相连(见图 1(b))。发动机启动进气结构为图 1(a)中T型结构，试验系统启动时由外部高压空气供给氧化剂，当爆震室实现低频稳定工作时，电磁阀关闭，高压空气的供给被切断，试验系统进入自吸气模式。
图 1 PDTE原理样机结构简图
Fig.1 Schematic of PDTE prototype
图选项
涡轮出口为短平直段，通过链接不同增推装置以实现对发动机推进性能的改变。图 2为本文所采用的3种喷管1#、2#、3#尺寸图，若定义喷管长度与爆震室长度之比为β，则β从上到下分别为0.08、0.1、0.1；喷管进出口截面积收敛比AR分别为0.44、2.25、0.44。图 3为试验研究的引射器尺寸图，引射器的结构分为引气直段和扩张喷管，引射器入口直径为400 mm，直段总长度为110 mm(加法兰厚度)，扩张段长度为300 mm，扩张角为5°，引射器出口直径为332.5 mm，试验中，引射器安装在喷管下游，如图 1(b)所示，引射器入口与喷管出口间距为150 mm。
图 2 喷管尺寸对比
Fig.2 Dimensional comparison of nozzles
图选项
图 3 引射器尺寸
Fig.3 Dimension of ejector
图选项
试验系统中安装有6 个压力传感器，4个压电传感器(型号：CYD-205)分别安装在爆震室尾部出口的P5-1、P6-1、P5-2、P6-2测点处，用来测量爆震室尾部的压力状态，2个动态压阻传感器(PS300)分别安装在压气机出口的Pt1和P1测点处，用来测量压气机的出口压力状态。压力信号通过DEWE3020数据采集系统采集，采样频率为200 kHz。涡轮转速通过转速测量系统测量，测量范围为0~100 000 r/min。脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机的推力测量系统示意图如图 1(b)所示，发动机整体由一个可转动支座支撑，可绕转动轴自由转动，当高速燃气经尾喷管加速喷出时，由于反作用力的影响，发动机整体将按顺时针方向运动。在发动机压气机端放置一推力测量台架，发动机通过安装在增压器压气机端的推杆，经滑轨与推力测量台架上的推力传感器(Kistler9321B)紧固相连，推力传感器测量的信号经Kistler放大器调制，由数据采集系统采集后即可获得发动机的瞬时推力大小，再经过后处理软件积分平均可得发动机的实际平均推力。试验环境温度为28 ℃，采用93#汽油为燃料，燃油流量由齿轮体积流量计测量，压气机出口流量经图 1(a)中的涡轮质量流量计测量。双管爆震室同时点火，当PDTE进入自吸气工作模式后[20, 21]，通过调节供油量及工作频率，以实现发动机在5~20 Hz之间的稳定工作，并测量发动机的性能参数。
2 尾喷管增推性能
当PDTE进入自吸气工作模式时，发动机的工作状态仅受供油量及点火频率控制，表 1给出了本文所涉及试验工况下燃烧室内发动机的当量比(恰当油气比为0.066 088)。为实现发动机稳定工作，低频时供油量偏富；当工作频率f高于12 Hz后，无喷管下，PDTE的当量比控制在1.0附近；加喷管后，由于随之会引起对爆震室工作状态的影响，故在实现PDTE稳定工作的前提下，尽量使发动机当量比接近无喷管状态下的数值，其间差异在2%~10%之间。
表 1 不同工作频率下发动机当量比
Table 1 Equivalence ratios of engine at difference working frequencies
f/Hz Without nozzle Nozzle 1# Nozzle 2# Nozzle 3#
10 1.099 75 1.122 40 1.119 32 1.199 27
12 0.994 13 1.041 12 1.084 50 1.097 72
14 0.992 67 1.077 51 1.009 33 0.984 35
16 0.968 29 1.006 18 0.909 23 0.952 12
18 1.002 12 0.969 74 0.933 16 0.954 36
20 0.999 31 0.977 47 0.949 00 0.936 33
表选项
1) 爆震室尾部压力
图 4(a)为原理样机无喷管时爆震室尾部6号测点的压力波形，图 4(b)~图 4(d)分别为安装3种不同长度和收敛比AR的喷管之后爆震室尾部6号测点的压力波形，工作频率均为20 Hz。由图 4可以看出，无论在哪种工况下，PDTE原理样机单次爆震的峰值均在1.5 MPa以上，这说明爆震室的填充并未受到反传波太过严重的影响，可燃混气仍能充分填充到爆震室尾部，使燃烧波没有在出口处明显衰减，并在出口处形成连续稳定的爆震波。另外，以P6-1为例，在无喷管条件下爆震波的平均峰值为1.690 MPa，加装1#、2#、3#喷管之后的爆震波的平均峰值分别为1.812、1.825、1.924 MPa，由表 1中各工况当量比可见，此时加喷管时的当量比略低于无喷管工况下的，这说明加装不同形式的喷管之后，都会对爆震室内部的压力产生影响，平均峰值压力的提高是因为喷管壁面会对从涡轮出口喷出的压力波有反射作用，并影响到爆震室内部，而不加喷管时爆震波从涡轮出口迅速膨胀到大气环境中，因此加装喷管之后提升了爆震室内部排气的阻力，从而提升了整个循环的压力基准。而且进一步对比压力平均峰值大小可以发现，在等长度的情况下，扩张喷管的反射波强度要小于收敛喷管的；在同等收敛比AR的条件下，长度越长，反射波的强度就越大，对爆震室内部的压力影响效果也就越明显。
图 4 PDTE原理样机P6-1处的压力波形(f=20 Hz)
Fig.4 Pressure profiles at position P6-1 of PDTE prototype (f=20 Hz)
图选项
2) 压气机出口压力
图 5为爆震室尾部及压力机出口位置处P6-1、P6-2、Pt1的压力曲线放大图，Pt1处的压力曲线的尖刺为点火信号的干扰。当爆震室点火起爆后，爆震室内压力突然升高，必然会形成压力波，并向上、下游传播，向下游传播的压力波最终转变为爆震波，由于点火延迟的差异及爆震室内部结构的影响，双管内爆震波的转变过程不完全相同，故图 5中P6-1和P6-2间存在相位差；向上游传播的压力波逆流而上，并最终引起压气机出口Pt1处压力脉动，由于双管点火延迟的差异，双管的反传压力波并不会完全同时冲击压气机，因此压气机出口处的压力波峰出现了2次阶跃，在主波峰通过之后，压力曲线仍会有一次微小的脉动，这是由后续衰减的反传压力波造成的。之后压力曲线会维持在一定数值左右，而这个数值就是压气机稳定工作时的出口总压，能够反映压气机在这一阶段的真实增压比，图 5中压气机稳定工作段的出口总压为0.031 2 MPa。选取发动机稳定连续工作1 s的压气机出口压力波形图，并对反传波之后的稳定工作阶段压力曲线取平均值，最终得出压气机的实际平均增压比。
图 5 P6-1、P6-2、Pt1处的压力曲线放大图
Fig.5 Pressure profiles at position P6-1,P6-2 and Pt1
图选项
图 6(a)~图 6(d)为工作频率20 Hz时原理样机在不加喷管以及加装1#、2#、3#喷管之后压气机出口Pt1位置处的压力波形(图 6中尖刺为点火信号的干扰，不会对数据的采集产生影响)，压气机稳定工作段的压力平均值分别为0.030 9、0.023 8、0.029 1、0.025 1 MPa。由图 6中可以看出爆震反传压力波有着极强的反传特性，经过气动阀之后仍能传递到压气机出口，反传压力波对压气机的工作非常不利，剧烈的压力脉动极易造成压气机工作的不稳定，所以与传统的航空发动机采用的等压燃烧室不同，PDTE不仅需考虑压气机与爆震燃烧室之间的流量匹配，还需同时考虑爆震燃烧室反传压力波对压气机工作的不利影响。
图 6 Pt1位置处的压力波形
Fig.6 Pressure profiles at position Pt1
图选项
3) 压气机特性
图 7为原理样机在不加喷管以及加装1#、2#、3#喷管之后压气机压比与出口流量随频率的变化曲线。可以看出，随着频率的增加，压气机压比和出口流量也都随之增加，两者在12~16 Hz内增幅最为明显，而在18~20 Hz内增幅趋于平缓，这是因为随着发动机工作频率的增长，爆震波能够连续稳定地冲击涡轮，从而使涡轮能够稳定地输出轴功率并带动压气机稳定做功；但是随着工作频率进一步的增加，反传压力波的频率随之增加，压气机稳定工作的时间被压缩，压比和压气量的提升都受到明显制约，剧烈的反传压力脉动严重影响了压气机的正常工作，所以在频率增长到一定程度后，压气机的压气能力会严重受限，压气量的不足会直接影响到爆震室的填充，所以在高频工作状态下，爆震室的填充常常处在部分填充的状态下，进入涡轮之前爆震波的强度就会出现衰减，做功能力下降，并最终影响到整机的稳定工作以及工作频率的提升。
图 7 压气机压比与出口流量随频率的变化曲线
Fig.7 Changing curves of compression ratio and export flow of compressor versus frequency
图选项
经过同不加喷管的基准试验对比可以发现，加装3种喷管之后，压气机的压比以及出口流量都出现了下降的情况，尤其加装收敛喷管的试验结果降幅非常明显，这主要是因为加装喷管之后，对涡轮出口有限流作用，降低了涡轮转速与涡轮功，因此压气机的做功能力也随之减小，并最终影响到压气机的压比与出口流量。
4) 转速特性 图 8为不加喷管时PDTE原理样机在工作频率分别为10、14、16、20 Hz条件下的涡轮瞬时转速曲线图。可以看出，爆震波每次冲击涡轮之后，转速都会有明显的阶跃，但由于爆震波的非定常性，压力衰减极快，爆震波过后涡轮动力大幅度降低，依靠惯性维持转动，直至下一个爆震波冲击涡轮将转速抬升；同时随着频率的增加，涡轮的平均转速也随之增加，并且转速的阶跃也逐渐密集，脉动幅度也逐渐衰减，这说明随着频率的增加，涡轮转速趋于平稳，涡轮输出功的非定常特性得到逐步的改善，能够稳定地输出轴功率，提升发动机整机性能。需要指出的是，由于涡轮与压气机共轴，涡轮转速的突然提升必然会提升压气机的做功能力，进而可能引起压气机出口的压力及流量的脉动，但从图 8中可以看到，转速脉动从10 Hz时的2 000 r/min下降到20 Hz时的 1 000 r/min，故这种压力脉动是逐渐衰减的，而图 6中的压力脉动幅值基本维持不变，这表明压气机出口的压力脉动主要由爆震室压力反传引起。
图 8 PDTE原理样机涡轮瞬时转速曲线图(无喷管)
Fig.8 Transient turbine speed profiles of PDTE prototype (without nozzle)
图选项
图 9为不加喷管和加装1#、2#、3#喷管之后 涡轮相对换算转速(以增压器最大转速58 000 r/min 进行无量纲化)在不同频率下的试验对比结果。通过对比可以发现，加装喷管之后涡轮转速都有不同程度的下降，并且加装收敛喷管(1#、3#)的降幅最为明显，在20 Hz工作频率下分别为5.02%、7.29%，涡轮输出功的大小取决于压气机压缩功，涡轮转速在一定程度上能够反映涡轮输出功的大小；由于此时压气机平均增压比比较低，故涡轮转速主要受压气机流量的影响。PDTE加装2#(扩张)喷管时，涡轮转速在14、16、18 Hz工作频率下都高于不加喷管基准的试验，由图 7可见，此时两者压气机流量相差不大，但爆震室内爆震波的压力是不同的，注意到爆震波对瞬时涡轮转速的影响，故进而引起涡轮转速测量值的差异；当频率为20 Hz时，涡轮进口的压力脉动相比于低频工况趋于平缓，转速脉动随之降低，爆震室非定常排气对涡轮转速的影响减弱，而此时两者压气机流量相当，但无喷管时PDTE压气机增压比略大，故转速较高。
图 9 4种工况下涡轮相对换算转速随频率变化曲线
Fig.9 Relative corrected speed of turbine vs frequencies at four different work conditions
图选项
5) 推力特性
图 10为原理样机在有无喷管情况下工作频率为20 Hz时的推力曲线图。可以看出，爆震波产生的推力峰值非常可观，所产生的推力具有非常强的非定常特性，不能用单次爆震所产生的推力峰值来确定PDTE整机性能以及判断喷管的增推效果。分别选取各个工况下1 s内的推力曲线并进行积分，得出4组试验的平均推力分别为114.95、133.71、137.90、143.31 N，表 1给出了此时的当量比，当量比逐渐降低，这表明3种不同形式的喷管都能起到非常明显的增推作用，增推分别达到16.3%、19.9%、24.7%，此外，在同一喷管长度条件下，收敛喷管的增推效果要高于扩张喷管。在相同收敛比条件下，长度较长的喷管增推效果略高，这与不带涡轮的传统吸气式脉冲爆震发动机喷管的试验结果基本吻合，增推机理也与传统PDE喷管类似，加装不同形式的喷管之后会提高爆震室内部的基准压力，而且可以延长爆震室的排气时间，另外扩张喷管的增压效果虽然没有收敛喷管明显，但是能增加压力的作用面并使燃气继续膨胀做功，所以也能实现大幅的增推。
图 10 加装喷管和无喷管的PDTE推力曲线图(f=20 Hz)
Fig.10 Thrust profile of PDTE with and without nozzles (f=20 Hz)
图选项
图 11为原理样机在有无喷管情况下推力随频率变化的规律。可见无论在哪种工况下推力都会随频率的增长而增长，且基本呈线性关系，加装3#喷管的试验结果在各个频率下增推最为明显。 对比不加喷管的试验结果，可以发现加装喷管之后在各个频率下的增推效果都很明显，且随着频率的增加增推效果越明显。所以提高整机工作频率是提升PDTE推进性能的最有效的途径。
图 11 不同频率下PDTE的推力曲线
Fig.11 Thrust curves of PDTE at different frequencies
图选项
基于图 11中的推力和图 7中的压气机流量，可以得到如图 12所示的各工况下原理样机的单位推力随频率变化图。在20 Hz工作频率下4种工况下的试验结果分别为538.3、672.2、643.89、749.87 N·s/kg，加装喷管之后的增幅分别为24.9%、19.6%、39.9%，可见3#喷管的增幅最为明显。以压气机增压比1.3、当量比1为计算工况，利用CEA (Chemical Equilibrium with Applications)[24]可以计算出相关爆震参数，代入文献[25]给出的脉冲爆震发动机理论循环效率计算公式，并进而计算得到理论单位推力为1 490 N·s/kg。对比试验测量数据，原理样机最大单位推力仅为理论值的一半：一方面，试验中排气不均匀或脉动将带来损失，低增压比下，损失将达到20%[26]；另一方面，采用固定几何喷管，排出的燃气不可避免地存在过度膨胀和欠膨胀状态；最后试验中爆燃向爆震转变燃烧模式、爆震管流阻及部件效率等都将带来性能损失。值得指出的是，利用文献[25]给出的理想Brayton循环效率计算公式，计算得到其理论单位推力为590 N·s/kg，PDTE原理样机最大单位推力增幅为27%。
图 12 不同频率下PDTE的单位推力曲线
Fig.12 Specific thrust curves of PDTE at different frequencies
图选项
从整体变化趋势看，加装3种喷管都能实现单位推力的增加，加装3#喷管时单位推力增幅最为明显，加装1#和2#喷管时发动机单位推力交替变化。与图 11中平均推力随工作频率线性变化不同，单位推力在工作频率12~14 Hz间存在降低或上升变缓的现象，仅从单位推力计算角度来说，这是因为图 7中压气机流量在12~14 Hz区间出现由加速增加向线性增加的变化趋势；更深层的原因是工作频率的变化所引起的爆震室填充度的变化，而在频率12~14 Hz区间，爆震室处于过填充状态。这种过填充状态同时也将导致发动机低频工作下单位推力的降低。
对比传统涡喷发动机，在加热比一定的条件下，单位推力在压气机达到最佳增压比之前都会随着压比的升高而升高，而根据图 7、图 11和图 12 得到的结论，加装喷管之后，压比下降，单位推力反倒得到提升,可见爆震波从涡轮出口排出之后仍有相当的膨胀能力，在不加喷管的情况下燃气直接以球形激波的形式排放到大气，造成非常大的能量损失。因此加装喷管之后在提升推力性能的同时，也能更好地提取出口燃气的能量来做功，提升整机的热效率。
3 引射器增推性能
以加装3#喷管的PDTE原理样机为基准，参考大量试验积累的经验，将引射器安装在喷管出口150 mm处，由引射器支撑座固定在涡壳上。图 13为带引射器的PDTE原理样机在工作频率为20 Hz条件下的推力波形图，积分后平均推力达到200.67 N，对比不加引射器的试验结果实现增推39.8%，这说明引射器能很好地利用从喷管出口喷出的未完全膨胀的高速高温燃气，使其能在引射器内继续做功产生推力。对比3种不同喷管以及不加喷管基础试验的推力曲线图 10，可以发现，加装 引射器可以有效减少PDTE原理样机
图 13 加装引射器的PDTE推力波形图(f=20 Hz)
Fig.13 Thrust profile of PDTE with ejector (f=20 Hz)
图选项
瞬时负推力的产生，这是因为引射器能在爆震室填充阶段时继续利用从喷管喷出的燃气从大气环境中卷吸引入来流增加出口动量，进而有效地抵消在这一过程中由于爆震室内部压力过低所产生的负增益，而且引射器的工作过程是一个相对连续的过程，不像爆震波那样具有极强的非定常性，因此引射喷管能够很好地改善PDTE的非定常的工作状态。
图 14为加装引射器与不加引射器在工作频率为10~20 Hz之间的推力对比图。可看出无论是否加引射器，推力都随着频率的的增加而增加，且二者基本呈线性关系，但是加装引射器的PDTE原理样机产生的推力远高于不加引射器的推力，引射器在各个工作频率下的增推效果非常明显。通过对比2条曲线的趋势线(图 14中虚线)可以发现，随着频率的增加，引射器的增推效果会越来越大。这说明频率越高，引射器工作的连续性越好，能够很好地抵消由于PDTE工作的非定常性和周期性带来的负面影响。当工作频率过低时，单次爆震的循环时间较长，引射器的回流作用依旧明显；当工作频率较高时，回流来不及到达引射器入口，主流已经进入引射器内部，并从大气环境中卷吸引入来流继续做功。因此在高频状态下，引射器的工作会更加稳定，引射量也会提高，并且在提高推力的同时，也能使PDTE的推进性能更加的稳定。由于充分利用了从喷管出口喷出的未完全膨胀的高温气体继续做功，因此也提高了整机的循环热效率。
图 14 不同频率下PDTE的推力曲线
Fig.14 Thrust curves of PDTE at different frequencies
图选项
4 结 论
脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机在使用不同增推装置后仍能实现自吸气稳定工作，但此时PDTE的工作状态及推进性能将受增推装置的结构影响。
1) 加装3种尾喷管之后涡轮转速都有不同程度的下降，并且加装收敛喷管(1#、3#)的降幅最为明显，在20 Hz工作频率下分别为5.02%、7.29%，同时1#喷管下发动机转速略高于3#喷管；2#扩张喷管下发动机转速高于收敛喷管下转速，同时在工作频率14 Hz后开始高于无喷管基准转速。
2) 加装尾喷管之后发动机压气机压比及流量都要低于无喷管基准状态：对比1#和3#收敛喷管，3#长收敛喷管下发动机增压比高于1#短收敛喷管，而压气机流量变化趋势正好相反；2#扩张喷管下发动机流量高于收敛喷管，而压气机增压比在工作频率12 Hz以下时低于3#收敛喷管，工作频率高于14 Hz时，增压比高于收敛喷管。
3) 相比于无喷管发动机基准状态，加装尾喷管之后都能提升发动机推力，3#收敛喷管增推效果最好，在20 Hz工作条件下实现增推24.7%，1#收敛喷管与2#扩张喷管增推效果相当；喷管对单位推力影响也有类似变化趋势，3#喷管下发动机单位推力在20 Hz时达到749.87 N·s/kg。
4) 引射器的使用可以进一步实现脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机的推力增益，相比于试验中最好的3#喷管下发动机，加装引射器后在20 Hz时实现增推39.8%，同时这种增推效果随着工作频率的升高而逐渐增大。
在试验研究方面，国外开展PDTE研究的机构主要集中在美国、日本等国家，试验系统分为2类：① 多管爆震室与单级轴流涡轮组合试验器，如GE全球研究中心[13, 14]的8管PDC和辛辛那提大学[15]的6管PDC与单级涡轮匹配试验器；② 单管爆震室与涡轮增压器组合试验系统，如美国赖特-帕特森空军基地[16]和日本筑波大学[17]通过试验主要研究爆震波与涡轮的相互作用、爆震燃烧产物驱动涡轮的输出功及效率等，更进一步的是基于涡轮输出功评定整个系统的循环效率，如日本Maeda等[17]运用热力学方法计算出PDTE的理想循环热效率仅为20%~30%，而在单管爆震室与涡轮增压器组成的试验器上通过试验测得发动机热效率仅为1%~5%。
国内目前只有西北工业大学开展爆震室与涡轮增压器匹配试验研究，研究范围已由爆震室与径向涡轮匹配研究[18, 19]拓展到离心压气机-爆震室-径向涡轮匹配，并已实现三部件在18 Hz工作条件下的自吸气匹配工作[20, 21]。
国内目前只有西北工业大学开展爆震室与涡轮增压器匹配试验研究，研究范围已由爆震室与径向涡轮匹配研究[18, 19]拓展到离心压气机-爆震室-径向涡轮匹配，并已实现三部件在18 Hz工作条件下的自吸气匹配工作[20, 21]。
以压气机增压比1.3、当量比1为计算工况，利用CEA (Chemical Equilibrium with Applications)[24]可以计算出相关爆震参数，代入文献[25]给出的脉冲爆震发动机理论循环效率计算公式，并进而计算得到理论单位推力为1 490 N·s/kg。
对比试验测量数据，原理样机最大单位推力仅为理论值的一半：一方面，试验中排气不均匀或脉动将带来损失，低增压比下，损失将达到20%[26]；另一方面，采用固定几何喷管，排出的燃气不可避免地存在过度膨胀和欠膨胀状态；最后试验中爆燃向爆震转变燃烧模式、爆震管流阻及部件效率等都将带来性能损失。
值得指出的是，利用文献[25]给出的理想Brayton循环效率计算公式，计算得到其理论单位推力为590 N·s/kg，PDTE原理样机最大单位推力增幅为27%。
====简单来说，即使目前暂时只达到了理论值的50%，PDTE原理样机的单位推力就已经超过传统等压燃烧循环27%。
对比试验测量数据，原理样机最大单位推力仅为理论值的一半：一方面，试验中排气不均匀或脉动将带来损失，低增压比下，损失将达到20%[26]；另一方面，采用固定几何喷管，排出的燃气不可避免地存在过度膨胀和欠膨胀状态；最后试验中爆燃向爆震转变燃烧模式、爆震管流阻及部件效率等都将带来性能损失。
值得指出的是，利用文献[25]给出的理想Brayton循环效率计算公式，计算得到其理论单位推力为590 N·s/kg，PDTE原理样机最大单位推力增幅为27%。
====简单来说，即使目前暂时只达到了理论值的50%，PDTE原理样机的单位推力就已经超过传统等压燃烧循环27%。
3) 相比于无喷管发动机基准状态，加装尾喷管之后都能提升发动机推力，3#收敛喷管增推效果最好，在20 Hz工作条件下实现增推24.7%，1#收敛喷管与2#扩张喷管增推效果相当；喷管对单位推力影响也有类似变化趋势，3#喷管下发动机单位推力在20 Hz时达到749.87 N·s/kg。
4) 引射器的使用可以进一步实现脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机的推力增益，相比于试验中最好的3#喷管下发动机，加装引射器后在20 Hz时实现增推39.8%，同时这种增推效果随着工作频率的升高而逐渐增大。
4) 引射器的使用可以进一步实现脉冲爆震涡轮喷气发动机原理样机的推力增益，相比于试验中最好的3#喷管下发动机，加装引射器后在20 Hz时实现增推39.8%，同时这种增推效果随着工作频率的升高而逐渐增大。
目前的预研进展说明，小日本的以下论点纯属放屁！
日本Maeda等[17]运用热力学方法计算出PDTE的理想循环热效率仅为20%~30%，而在单管爆震室与涡轮增压器组成的试验器上通过试验测得发动机热效率仅为1%~5%。
兔子家有嘛？
向D大致敬
D 大好厉害
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对了，D 大能不能介绍下我国的连续旋转爆震发动机研究进展呀，谢谢啦
感觉连续旋转爆震发动机和斜爆震波发动机虽然难度更大，但是工作起来后可能更可靠些
对了，D 大能不能介绍下我国的连续旋转爆震发动机研究进展呀，谢谢啦
感觉连续旋转爆震发动机和斜爆震波发动机虽然难度更大，但是工作起来后可能更可靠些