中心錐鱗片閥吸氣式脈沖爆轟發(fā)動機(jī)推力試驗研究

胡焰彬,翁春生,白橋棟,楊建魯,黃孝龍

（南京理工大學(xué)瞬態(tài)物理國家重點實驗室,江蘇南京 210094）

中心錐鱗片閥吸氣式脈沖爆轟發(fā)動機(jī)推力試驗研究

胡焰彬,翁春生,白橋棟,楊建魯,黃孝龍

（南京理工大學(xué)瞬態(tài)物理國家重點實驗室,江蘇南京 210094）

為提高吸氣式脈沖爆轟發(fā)動機(jī)的推力,進(jìn)行了中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥吸氣式脈沖爆轟發(fā)動機(jī)（PDE）的對比試驗研究,并對多循環(huán)吸氣式脈沖爆轟發(fā)動機(jī)工作過程的受力狀況進(jìn)行分析。研究結(jié)果表明：采用壓電式力傳感器能準(zhǔn)確測量多循環(huán)吸氣式脈沖爆轟發(fā)動機(jī)的平均推力；在10 Hz相同工況下,中心錐鱗片閥吸氣式PDE的平均推力是中心錐鈍體閥吸氣式PDE平均推力的2.05倍。研究結(jié)果對多循環(huán)吸氣式PDE推力的直接測量以及提高吸氣式PDE的推進(jìn)性能具有重要意義。

兵器科學(xué)與技術(shù)；脈沖爆轟發(fā)動機(jī)；吸氣式；進(jìn)氣閥；推力；直接測量

0 引言

脈沖爆轟發(fā)動機(jī)（PDE）是一種利用脈沖式爆轟波來產(chǎn)生推力的新概念發(fā)動機(jī),根據(jù)氧化劑來源的不同可分為吸氣式和火箭式。由于吸氣式PDE能長時間在大氣層內(nèi)工作,且無需自帶氧化劑,近些年來在國內(nèi)外得到了廣泛的研究與關(guān)注[1-3]。多循環(huán)吸氣式PDE推力的測量方法可分為直接測量法和間接測量法。間接測量法主要包括推力壁壓力曲線積分法、擺動法、彈簧-質(zhì)量系統(tǒng)法等[4]；直接測量法主要是利用壓電式力傳感器測量發(fā)動機(jī)的推力。張義寧等[5]采用直接測量法測量了多循環(huán)吸氣式PDE的平均推力。目前關(guān)于吸氣式PDE進(jìn)氣閥的研究中,多采用氣動閥結(jié)構(gòu),如鈍體氣動閥[6]、鈍體/阻流孔式氣動閥[7]、旋流式氣動閥[8]、倒旋流氣動閥[9]等。這些氣動閥都巧妙地利用了PDE成功點火起爆后氣動閥內(nèi)、外壓差較大,熱態(tài)工況下的總壓損失遠(yuǎn)大于冷態(tài)工況,以及高速倒流的高溫燃?xì)鈺跉鈩娱y喉部附近產(chǎn)生強(qiáng)間斷,阻止倒流的特點,從而使得PDE在點火起爆、爆轟波傳播以及膨脹排氣過程中的反向流動阻力遠(yuǎn)大于進(jìn)氣阻力。此外,這些氣動閥在燃油的霧化、摻混以及充當(dāng)推力壁等方面起到了重要作用[10]。由于氣動閥是不完善的單向閥,會有少部分燃?xì)鈴倪M(jìn)氣閥逆向流出,因此在進(jìn)氣閥的防倒流效果上仍有待進(jìn)一步的改善。

1 吸氣式PDE試驗系統(tǒng)

1.1 試驗裝置

吸氣式PDE試驗裝置如圖1所示,包括吸氣式PDE、供氣系統(tǒng)、供油系統(tǒng)、點火控制系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。吸氣式PDE由進(jìn)氣道、進(jìn)氣閥、混合段、點火段和爆轟室組成。爆轟室內(nèi)裝有擾流片[11]和激波反射器等強(qiáng)化燃燒裝置,用于縮短燃燒轉(zhuǎn)爆轟（DDT）的時間和距離。

圖1 吸氣式PDE試驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental device for air-breathing PDE

試驗中采用動態(tài)壓力傳感器對PDE沿程各處的壓力進(jìn)行測量。動態(tài)壓力傳感器P0位于發(fā)動機(jī)推力壁附近,用于測量推力壁附近的壓力變化。動態(tài)壓力傳感器P1和P2位于所有強(qiáng)化燃燒裝置之后,用于測量爆轟室內(nèi)的壓力變化。

1.2 進(jìn)氣閥的設(shè)計

設(shè)計的中心錐鱗片閥（CCSV）與作為對比組的中心錐鈍體閥（CCBV）的結(jié)構(gòu)分別如圖2（a）和圖2（b）所示。

圖2 中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of central cone-scales valve and central cone-blunt valve

中心錐鱗片閥主要包括中心錐、鱗片和限位裝置,其工作原理是利用吸氣式PDE在進(jìn)氣與點火起爆工作過程中內(nèi)、外壓差的不同來控制鱗片的旋轉(zhuǎn)方向。進(jìn)氣時,管內(nèi)壓力小于來流總壓,鱗片向發(fā)動機(jī)下游方向旋轉(zhuǎn),閥門逐漸開啟,直至與限位裝置接觸,閥門達(dá)到最大開啟狀態(tài)。點火后,發(fā)動機(jī)管內(nèi)壓力不斷升高,當(dāng)管內(nèi)壓力大于來流總壓時,管內(nèi)氣體作用在鱗片上的力大于來流對其的作用力,從而使得鱗片開始向上游方向旋轉(zhuǎn),閥門逐漸關(guān)閉,直至受到中心錐的阻擋,閥門完全地閉合,并形成全封閉的推力壁,從而有利于爆轟的形成。

針對定向隨鉆擴(kuò)孔技術(shù)的特點，采取了以下優(yōu)化措施：1)按設(shè)計的造斜率，摸索造斜率變化規(guī)律，及時調(diào)整螺桿彎角，增強(qiáng)定向擴(kuò)孔能力；2)簡化鉆具組合，使井眼曲率平滑過渡，降低摩阻，以提高鉆井液潤滑性和防塌性能，達(dá)到預(yù)期的規(guī)則井眼。

中心錐鈍體閥的工作原理是利用錐形鈍體結(jié)構(gòu),使中心錐鈍體閥在冷態(tài)進(jìn)氣條件下,正向流動阻力略小于反向流動阻力。當(dāng)發(fā)動機(jī)開始點火工作后,頭部的壓力迅速升高,利用閥的內(nèi)、外壓差以及高速倒流產(chǎn)生的強(qiáng)間斷,增加閥的反向流動阻力,從而起到單向閥功能,但仍會有少部分燃?xì)獍l(fā)生倒流。為了保證PDE最大限度地輸出推力,錐形鈍體的底面直徑與爆轟管內(nèi)徑相等。

2 推力測試系統(tǒng)及其分析

2.1 PDE推力直接測量試驗裝置

推力直接測量的試驗裝置[5,12]如圖3所示。PDE由細(xì)鋼絲繩水平懸吊于空中,并通過滾動軸承限制其只能沿軸向做單自由度運動。壓電式力傳感器被安裝在實驗臺的固定架上,其頂部與發(fā)動機(jī)上的頂板接觸,并通過尾部的預(yù)緊裝置施加一個大于預(yù)計負(fù)推力的預(yù)緊力作用在壓電式力傳感器上,確保發(fā)動機(jī)產(chǎn)生負(fù)向推力時,頂板仍能與傳感器頂部保持接觸。壓電式力傳感器的晶體片受到力作用時具有釋放電荷的特性,晶體片兩表面積累的正負(fù)電荷產(chǎn)生的電壓差大小表征傳感器受力的大小。當(dāng)恒定的作用力作用在傳感器上,并保持一定的時間后,晶體片的電壓輸出為0.因此在初始預(yù)緊力的作用下,壓電式力傳感器的電壓輸出為0.當(dāng)發(fā)動機(jī)產(chǎn)生正向推力時,發(fā)動機(jī)獲得向前的位移,會進(jìn)一步壓縮壓電晶體片,傳感器電壓輸出大于0.當(dāng)發(fā)動機(jī)受到負(fù)向的作用力時,發(fā)動機(jī)向后移動,壓電晶體片會產(chǎn)生相應(yīng)地膨脹,傳感器電壓輸出為負(fù)值。

圖3 多循環(huán)吸氣式PDE推力直接測量試驗裝置Fig.3 Schematic diagram of direct measurement experimental device for multi-cycle air-breathing PDE

PDE在忽略滾動軸承摩擦力及附屬管道線路牽扯力的情況下,如圖4所示,有

式中：Fe為發(fā)動機(jī)的推力；Fp為壓電式力傳感器測得的力；mt和me分別為壓電式力傳感器頂部質(zhì)量與發(fā)動機(jī)質(zhì)量；為發(fā)動機(jī)的加速度。

由（1）式可知,利用壓電式力傳感器測得的瞬時推力Fp與發(fā)動機(jī)實際推力Fe之間存在大小為（mt+me）的誤差,但經(jīng)過一個周期的積分,慣性力（mt+me）沖量為0[5],因此,發(fā)動機(jī)實際推力Fe與壓電式力傳感器測得的瞬時推力Fp在一個周期內(nèi)對時間積分得到的沖量相等,即平均推力相同。

2.2 吸氣式PDE工作過程受力分析

對于圖1和圖3所示的吸氣式PDE,其可能受到的力包括：1）吸氣式PDE工作時產(chǎn)生的理論推力[5]（無噴管PDE推力壁壓力曲線積分計算得到的推力值）；2）進(jìn)氣閥關(guān)閉時的來流阻力；3）進(jìn)氣閥開啟時的來流阻力；4）膨脹排氣時,PDE內(nèi)部裝置引起的阻力、管壁引起的摩擦力等；5）連接發(fā)動機(jī)的附件的牽制力,以及滾動軸承的摩擦力。由于吸氣式PDE在工作過程中位移很小,因此,作用力5）可以忽略不計。

吸氣式PDE的一個工作周期包括3個階段：第1階段,點火后,經(jīng)過點火延遲及部分的DDT時間,管內(nèi)的壓力上升至大于來流總壓,進(jìn)氣閥開始關(guān)閉；第2階段,PDE完成DDT過程,進(jìn)行膨脹排氣；第3階段,管內(nèi)燃?xì)鈮毫档椭僚c來流總壓相等,進(jìn)氣閥開啟,開始填充進(jìn)氣,再次點火進(jìn)入下一循環(huán)。因此,需要分3個階段來對吸氣式PDE的受力狀況進(jìn)行分析。

第1階段：從開始點火到進(jìn)氣閥關(guān)閉。發(fā)動機(jī)所受到的力包括1）、3）、4）,其合力是動態(tài)變化的,因而能被壓電式力傳感器測到。

第2階段：從進(jìn)氣閥關(guān)閉到進(jìn)氣閥再次開啟。這個過程就是發(fā)動機(jī)產(chǎn)生正推力的最有效過程,但持續(xù)時間較短,相對整個周期一般約為20%,此時發(fā)動機(jī)受到1）、2）、4）3個力的共同作用,雖然2）是基本恒定的,但1）、4）是動態(tài)變化的,因此發(fā)動機(jī)所受到的力仍能被壓電式力傳感器測到。

第3階段：從進(jìn)氣閥再次開啟到下一次開始點火。此時發(fā)動機(jī)僅受到3）的作用,即進(jìn)氣閥開啟時的來流阻力。該阻力的形成可以分為兩個階段：第1階段為來流從進(jìn)氣閥流入,至剛好完全填滿整個爆轟管,稱為完全填充過程；第2階段為剛好完全填滿之后,繼續(xù)填充的過程,可視為過填充過程。在完全填充過程中,由于沿程障礙物的變化,產(chǎn)生的阻力也是動態(tài)變化的。在過填充過程中,由于氣流已經(jīng)穩(wěn)定,并且流經(jīng)了整個的PDE,因此產(chǎn)生的阻力是基本恒定的,而壓電式力傳感器無法測得恒定的作用力,因此需要對壓電式力傳感器的特性做進(jìn)一步研究。

圖5 壓電式力傳感器在臺階力作用下的輸出波形Fig.5 Step function response

圖5為壓電式力傳感器在臺階力作用下輸出的波形[13]。在一個恒定力F0的突然作用下,壓電式力傳感器的輸出電壓首先上升一個ΓV,然后開始逐漸下降,在經(jīng)過0.01TC時間后,電壓下降1%（TC為壓電式力傳感器的放電時間常數(shù),一般為數(shù)百秒）,當(dāng)力F0突然變?yōu)?時,傳感器輸出的電壓也瞬間變?yōu)樨?fù)值,然后逐漸上升,直至變?yōu)?.吸氣式PDE過填充過程持續(xù)的時間比較短（小于PDE的工作周期）,遠(yuǎn)小于放電時間常數(shù)TC的1%,因此,發(fā)動機(jī)過填充過程中產(chǎn)生的恒定阻力是能夠被壓電式力傳感器所測得的。

通過對吸氣式PDE在工作過程中的受力分析可以看出,在發(fā)動機(jī)一個工作周期內(nèi)所有的受力均能被壓電式力傳感器測得。

3 試驗結(jié)果及其分析

3.1 中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥吸氣式PDE的對比試驗結(jié)果

以汽油為燃料,在一定的進(jìn)氣壓力下,通過調(diào)節(jié)供油壓力,獲得了10 Hz工況下,中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥吸氣式PDE的穩(wěn)定工作過程。多次試驗測得中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥吸氣式PDE穩(wěn)定爆轟波的平均峰值壓力分別為1.71 MPa,2.39 MPa.根據(jù)發(fā)動機(jī)上P1和P2兩測壓點之間的距離以及燃燒波到達(dá)各測壓點的時間差,可計算出燃燒波在兩測壓點之間傳播的平均速度[14],多次試驗測得爆轟波平均傳播速度分別為1 333.1 m/s,1 421.3 m/s.由于兩相PDE中存在霧化、摻混等諸多因素的影響,爆轟波的傳播速度比CJ理論值低[15],因此可以認(rèn)為本次試驗中爆轟室內(nèi)均形成了穩(wěn)定的爆轟波。

中心錐鱗片閥吸氣式PDE的爆轟波壓力及傳播速度均低于中心錐鈍體閥吸氣式PDE的相應(yīng)值,這是因為中心錐鈍體閥的進(jìn)氣通道喉部面積大于中心錐鱗片閥的喉部面積,且前者是固定不變的,后者由于閥自身的工作特性,鱗片在開啟及關(guān)閉過程中均處于旋轉(zhuǎn)狀態(tài),使得閥的進(jìn)氣通道面積也處于變化中。盡管進(jìn)氣壓力是相同的,但由于進(jìn)氣通道面積的不同,有更多的來流空氣通過中心錐鈍體閥進(jìn)入PDE爆轟室,因而具有了更好的爆轟效果。

推力F直接測量法測得的推力波形如圖6所示,通過對時間積分,可計算出多循環(huán)吸氣式PDE的平均推力。

圖7為壓電式力傳感器測得的推力曲線與動態(tài)壓力傳感器P0測得的壓力曲線第5個波形的放大圖。圖中壓力波形峰值對應(yīng)的時刻為0.430 s,推力波形峰值對應(yīng)的時刻為0.463 s,推力波形峰值滯后于壓力波形峰值0.033 s,這是由于PDE存在慣性力的緣故。當(dāng)爆轟形成,高溫高壓燃?xì)馀懦霭l(fā)動機(jī)后,PDE由于慣性力的作用,仍繼續(xù)壓縮壓電式力傳感器,這就使得推力波形的峰值在時間上滯后于壓力波形的峰值。但慣性力在一個周期內(nèi)對時間積分為0.因此,PDE的質(zhì)量僅起到一個緩沖的作用[5]。

圖6 中心錐鱗片閥吸氣式PDE的推力波形Fig.6 Thrust time history of air-breathing PDE with CCSV

圖7 中心錐鱗片閥吸氣式PDE的推力曲線與P0處壓力曲線第5個波形的放大圖Fig.7 The enlarged view of the thrust curve of air-breathing PDE with CCSV and the pressure curve of the fifth wave at P0

為保證對比試驗結(jié)果可靠性,除了進(jìn)氣閥結(jié)構(gòu)不同外,中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥吸氣式PDE的其他結(jié)構(gòu)均相同。在相同的供氣壓力、供油壓力及點火頻率工況下,中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥吸氣式PDE的爆轟試驗均重復(fù)3次,試驗結(jié)果如表1、表2所示。

表1 中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥吸氣式PDE平均推力的對比試驗結(jié)果Tab.1 Average thrusts of air-breathing PDEs with CCSV and CCBV

表2 中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥吸氣式PDE推力壁峰值壓力的對比試驗結(jié)果Tab.2 Thrust wall peak pressures of air-breathing PDEs with CCSV and CCBV

從表1和表2中可以看出,中心錐鱗片閥吸氣式PDE的平均推力和推力壁峰值壓力分別為中心錐鈍體閥吸氣式PDE相應(yīng)值的2.05倍和1.32倍。

3.2 試驗結(jié)果的分析與討論

中心錐鈍體閥吸氣式PDE雖然獲得了更好的爆轟效果,得到了更高的爆轟壓力,但由于中心錐鈍體閥是一個不完善的單向閥,無法形成全封閉的推力壁,在工作過程中會有部分燃?xì)鈴陌l(fā)動機(jī)頭部溢出,如圖8所示,降低了發(fā)動機(jī)推力壁壓力的峰值,并給發(fā)動機(jī)的推力帶來損失。中心錐鱗片閥由于在工作過程中能形成全封閉的推力壁,從而獲得了更高的平均推力和推力壁峰值壓力,如表1和表2所示。

圖8 中心錐鈍體閥吸氣式PDE工作過程中的頭部實物圖Fig.8 Photograph of the head of air-breathing PDE with CCBV

圖9 中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥吸氣式PDE推力壁壓力波形的放大圖Fig.9 The enlarged view of the pressure histories at thrust walls of air-breathing PDEs with CCSV and CCBV

圖9為中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥吸氣式PDE推力壁壓力波形的放大圖,圖中tCCSV和tCCBV為壓力曲線上壓力值大于0的波形的時域?qū)挾?其中tCCSV為11.44 ms,tCCBV為7.89 ms.從圖9中可以看出,中心錐鱗片閥吸氣式PDE推力壁壓力不僅具有更高的壓力峰值,而且具有更寬的時域波形,這是進(jìn)氣閥結(jié)構(gòu)與爆轟室內(nèi)各種強(qiáng)化燃燒裝置共同耦合作用的結(jié)果。在PDE出口為直管的條件下,推力壁壓力值p與推力壁面積A相乘,可得到吸氣式PDE推力壁處的瞬態(tài)推力FW,如圖10所示。通過對時間積分,可得到吸氣式PDE推力壁處瞬態(tài)推力的平均推力,該平均推力是PDE熱力過程所產(chǎn)生的直接結(jié)果,是一個理論推力,而通過壓電式力傳感器直接測量到的平均推力是發(fā)動機(jī)的有效推力[5]。有效推力是理論推力除去眾多推力損失后得到的結(jié)果,這些損失包括進(jìn)氣閥開啟和關(guān)閉時的來流阻力,膨脹排氣時PDE內(nèi)部裝置引起的阻力、管壁引起的摩擦力等。通過對圖10中的瞬態(tài)推力曲線做積分,分別得到中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥吸氣式PDE的理論推力,前者是后者的1.86倍,這表明中心錐鱗片閥有效地提高了吸氣式PDE的理論推力。

圖10 中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥吸氣式PDE推力壁瞬態(tài)推力曲線第4個波形的放大圖Fig.10 The enlarged view of the fourth waves of the transient thrust histories of thrust wall pressures for airbreathing PDEs with CCSV and CCBV

綜上所述,中心錐鱗片閥吸氣式PDE在工作過程中形成了全封閉的推力壁,一方面起到了很好的防倒流效果,阻止了燃燒產(chǎn)物從進(jìn)氣閥逆向流出,減少了推力損失；另一方面使燃燒起爆過程中的壓縮波得到了完全地反射,增加了推力壁壓力的峰值,并使得推力壁壓力曲線具有更寬的時域波形,提高了發(fā)動機(jī)的理論推力。在兩方面原因的共同作用下,中心錐鱗片閥顯著地提高了吸氣式PDE的有效推力,從而提高了吸氣式PDE的推進(jìn)性能。

4 結(jié)論

本文對多循環(huán)吸氣式PDE工作過程中的受力狀況進(jìn)行了分析,開展了中心錐鱗片閥與中心錐鈍體閥吸氣式PDE的對比試驗研究。通過一系列試驗研究,得出結(jié)論如下：

1）中心錐鱗片閥不僅提高了吸氣式PDE推力壁壓力的峰值,并且使其具有了更寬的時域波形,從而提高了吸氣式PDE的理論推力。

2）采用大于預(yù)計負(fù)推力的預(yù)緊力作用于壓電式力傳感器上的多循環(huán)吸氣式PDE推力的直接測量方法,能測到發(fā)動機(jī)工作過程中的全部受力,并能得到準(zhǔn)確的平均推力。

3）在10 Hz工況下,中心錐鱗片閥吸氣式PDE的有效推力為中心錐鈍體閥吸氣式PDE有效推力的2.05倍。因此,關(guān)于中心錐鱗片閥的進(jìn)一步研究對提高吸氣式PDE的推進(jìn)性能具有重要意義。

（References）

[1] Dominique P,Alban P,Laurent S.Performance of a valveless air breathing pulse detonation engine,AIAA 2004-3749[R].Florida： AIAA/ASME/SAE/ASEE,2004.

[2] Wang Z W,Yan C J,Fan W,et al.Experimental study of kerosene/air valveless air-breathing pulse detonation engines,AIAA 2009-1066[R].Florida：AIAA,2009.

[3] 李建中,王家驊,唐豪,等.煤油/空氣三管氣動閥式脈沖爆震發(fā)動機(jī)[J].航空學(xué)報,2009,30（11）：2052-2058.

LI Jian-zhong,WANG Jia-hua,TANG Hao,et al.Kerosene/air triple-tube aero-valve pulse detonation engine[J].Acta Aeronautica et Astronautica Sinica,2009,30（11）：2052-2058.（in Chinese）

[4] 鄭龍席,嚴(yán)傳俊,范瑋,等.脈沖爆震發(fā)動機(jī)推力測試方法分析與比較[J].測控技術(shù),2006,25（4）：37-41.

ZHENG Long-xi,YAN Chuan-jun,FAN Wei,et al.Analysis and comparison of pulse detonation engine thrust measuring methods[J]. Measurement&Control Technology,2006,25（4）：37-41.（in Chinese）

[5] 張義寧,王家驊,張靖周.多循環(huán)吸氣式脈沖爆震發(fā)動機(jī)推力直接測量[J].推進(jìn)技術(shù),2006,27（5）：459-462.

ZHANG Yi-ning,WANG Jia-hua,ZHANG Jing-zhou.Impulse ofcyclic air-breathing pulse detonation engine[J].Journal of Propulsion Technology,2006,27（5）：459-462.（in Chinese）

[6] 陳文娟,張群,嚴(yán)傳俊,等.吸氣式脈沖爆震發(fā)動機(jī)原理性試驗研究[J].實驗流體力學(xué),2009,23（2）：26-30.

CHEN Wen-juan,ZHANG Qun,YAN Chuan-jun,et al.Elementary experimental investigation of air-breathing pulse detonation engines[J].Journal of Experiments in Fluid Mechanics,2009,23（2）： 26-30.（in Chinese）

[7] 李海鵬,何立明,李天亮,等.鈍體/阻流孔式氣動閥工作機(jī)理及流阻特性研究[J].航空動力學(xué)報,2008,23（8）：1480-1485.

LI Hai-peng,HE Li-ming,LI Tian-liang,et al.Research on mechanism and flow drag character of an aerodynamic valve with blunt block and backflow damping orifices[J].Journal of Aerospace Power,2008,23（8）：1480-1485.（in Chinese）

[8] 鄭殿峰,王家驊,王波,等.脈沖爆震發(fā)動機(jī)旋流式氣動閥工作機(jī)理和擾流器阻力特性的實驗研究[J].南京航空航天大學(xué)學(xué)報,2005,37（1）：101-105.

ZHENG Dian-feng,WANG Jia-hua,WANG Bo,et al.Experimental investigation on mechanism of swirling aerovalve and drag coefficient of turbulence generation in PDE[J].Journal of Nanjing University of Aeronautics&Astronautics,2005,37（1）：101-105.（in Chinese）

[9] 宮繼雙,范育新,王家驊,等.脈沖爆震發(fā)動機(jī)倒旋流氣動閥數(shù)值與實驗研究[J].航空動力學(xué)報,2011,26（8）：1719-1726.

GONG Ji-shuang,FAN Yu-xin,WANG Jia-hua,et al.Numerical and experimental study on inversing-rotating aero-valves of PDE[J]. Journal of Aerospace Power,2011,26（8）：1719-1726.（in Chinese）

[10] 李建中,王家驊.煤油/空氣脈沖爆震發(fā)動機(jī)氣動閥研究[J].南京航空航天大學(xué)學(xué)報,2008,40（3）：279-283.

LI Jian-zhong,WANG Jia-hua.Aerovalves of kerosene/air pulse detonation engine[J].Journal of Nanjing University of Aeronautics&Astronautics,2008,40（3）：279-283.（in Chinese）

[11] 馬丹花,翁春生.爆震管內(nèi)擾流片對爆震波影響的數(shù)值分析[J].推進(jìn)技術(shù),2011,32（3）：425-430.

MA Dan-hua,WENG Chun-sheng.Numerical investigation of two-phase detonation with the osbstacles[J].Journal of Propulsion Technology,2011,32（3）：425-430.（in Chinese）

[12] 嚴(yán)傳俊,范瑋.脈沖爆震發(fā)動機(jī)原理及關(guān)鍵技術(shù)[M].西安：西北工業(yè)大學(xué)出版社,2005：293-296.

YAN Chuan-jun,FAN Wei.Principle and key technology of pulse detonation engine[M].Xi'an：Northwestern Polytechnical University Press,2005：293-296.（in Chinese）

[13] PCB Piezotronics Inc.Model 200B05 installation and operating manual[EB/OL].[2014-04-14].http：∥www.pcb.com/products.aspx?m=200B05.htm.

[14] 彭振.等離子體點火對脈沖爆轟發(fā)動機(jī)兩相爆轟影響的研究[D].南京：南京理工大學(xué),2011.

PENG Zhen.The studies of effect of plasma ignition on two-phase detonation in pulse detonation engine[D].Nanjing：Nanjing University of Science and Technology,2011.（in Chinese）

[15] Roy G D,Frolov S M,Netzer D W,et al.High speed deflagration and detonation：fundamentals and control[M].Moscow：Elex-KM,2000：315-332.

Experimental Research of the Thrust of Air-Breathing Pulse Detonation Engine with Central Cone-scales Valve

HU Yan-bin,WENG Chun-sheng,BAI Qiao-dong,YANG Jian-lu,HUANG Xiao-long
（National Key Laboratory of Transient Physics,Nanjing University of Science and Technology,Nanjing 210094,Jiangsu,China）

In order to improve the thrust of air-breathing pulse detonation engine,the air-breathing pulse detonation engines with central cone-scales valve（CCSV）and central cone-blunt valve（CCBV）are investigated,and the force condition of multi-cycle air-breathing pulse detonation engine during working is analyzed.The results show that the average thrust of multi-cycle air-breathing pulse detonation engine can be accurately measured by using the piezoelectric force sensor.Furthermore,the average thrust of airbreathing pulse detonation engine with CCSV is 2.05 times as high as that of the engine with CCBV at 10 Hz.For this point of view,the results are significant to the direct measurement of the thrust of multi-cycle air-breathing pulse detonation engine and the improvement of the propulsion performance of airbreathing pulse detonation engine.

ordnance science and technology；pulse detonation engine；air-breathing；inlet valve； thrust；direct measurement

V235.22

A

1000-1093（2014）10-1521-07

10.3969/j.issn.1000-1093.2014.10.001

2014-01-10

國家自然科學(xué)基金項目（11372141）；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費專項（30920130112007）

胡焰彬（1985—）,男,博士研究生。E-mail：bingyanhu123@126.com；

翁春生（1964—）,男,教授,博士生導(dǎo)師。E-mail：wengcs@126.com