粉末爆轟發動機壓差式供給系統工作特性研究

肖博文,續 晗,翁春生,倪曉冬,張 鋒,鄭 權

(南京理工大學 瞬態物理國家重點實驗室,江蘇 南京 210094)

爆轟發動機作為一種新型推進裝置,因其較高的熱循環效率和熱釋放率,成為發動機研究的熱點[1]。爆轟發動機主要以液體[2,3]和氣體[4,5]為燃料,對粉末燃料方面的研究極少。粉末燃料有著能量密度大、易儲存、環境溫度適應能力好[6]等特性,因此,粉末爆轟發動機具有熱循環效率高,推重比大,燃料利用率高等優點,可廣泛用于火箭式和沖壓式發動機,在航空航天領域及彈用動力領域具有良好的應用前景。

近年來國內外在粉末爆轟領域進行了若干研究,BYKOVSKII等[7]證明了煤粉、空氣的混合物必須在可燃氣體參與下才能實現爆轟。DUMM等[8]通過實驗證明,H2/空氣的旋轉爆轟發動機實驗中添加少量碳粉可以進一步提高爆轟極限。續晗等[9,10]先后以煤粉/H2/空氣和鋁粉/空氣為燃料,實現了粉末旋轉爆轟發動機的成功運行,并且通過與H2/空氣為燃料的氣體爆轟實驗對比證明了煤粉與鋁粉等粉末燃料在參與爆轟的同時也增加了爆轟強度。臺經華等[11]對粉末/液體組合燃料的燃燒性能進行了研究,證明了適當增大組合燃料中煤油的摻混比例能提高鋁粉顆粒的燃燒效率。

粉末供給系統是粉末爆轟發動機重要組成部分,能否實現燃料的穩定、均勻和可調的供應,將直接影響發動機的工作性能,因此國內外學者對發動機的粉末供給系統進行了大量的研究。1970年FRICKLE等[12]為Al/AP粉末火箭發動機設計了一種流化床式粉末供給系統,該設計也為后續流化床式粉末供給系統的研究與改進起到了重要的參考作用。MEYER[13]在活塞內部設計了6條流化氣通道,并在活塞表面固定有紫銅燒結板,使流化氣噴射均勻。GOROSHIN等[14,15]設計了一種高速氣流剪切式粉末供給系統,流化氣從帶有一定傾角的環形狹縫中進入,對上升的粉層進行剪切流化。SUN等[16]在此基礎上,將環形狹縫改成環形集氣腔。ZHANG等[17]以N2/O2混合氣作為流化氣,將儲粉腔內的粉末流化并從上方管道流出。谷湘等[18]通過數值模擬證明了顆粒在軸向環形噴注下的離散效果差,燃燒效率低。

由于供粉系統需要對供粉流量精確調控,因此可以利用氣固兩相壅塞原理使氣固兩相流在最小截面處形成壅塞,從而實現對燃料供應流量的控制。文獻[19]研究發現在等截面摩擦管內,氣固兩相流達到壅塞時的最大流量隨固氣比的增大而減小。劉愛華等[20]通過實驗證明氣固兩相流在噴管中達到壅塞的條件,并且得出臨界壓力比和兩相聲速的計算公式。李強等[21-23]探究了鋁粉、漂珠、氧化鋁三種粉劑的物性參數對氣固兩相流聲速的影響。趙良舉等[24]通過對單一相和氣固兩相流聲速的計算,證明了氣固兩相流聲速要遠小于單一相。

為了進一步揭示粉末爆轟發動機燃料供給系統的工作特性和供粉特性,本文搭建了一套壓差式粉末燃料供給系統。通過對流化腔壓力、主氣路壓力、流化氣流量以及粉末收集袋質量的實時監測,來探究不同活塞速度下,該供粉系統對于煤粉燃料的粉末輸送特性,并且通過對煤粉/氮氣的氣固兩相聲速公式的擬合以及兩相密度公式的推導,完善了煤粉/氮氣氣固兩相壅塞流量的半經驗公式,為后續粉末爆轟發動機供粉系統的研究提供理論模型和實驗依據。

1 實驗

1.1 實驗系統及樣本選擇

整個粉末爆轟發動機供粉系統的結構如圖1所示,該系統由進氣系統、儲粉腔、流化腔、主氣路、粉末收集系統以及測控系統等組成。整個儲粉腔被活塞分為上下兩個部分。其中儲粉腔內活塞上方的部分用于儲存粉末,活塞下方則連接有可控升降速度的電機,通過控制活塞速度,實現對供粉速率的調控;儲粉腔上端連接有流化腔,流化腔由上半部的摻混段和底部的環形集氣腔構成;兩相音速噴嘴2被安裝在流化腔和主氣路之間。當流化氣從流化氣源流出,通過流化氣電磁閥1、音速噴嘴1和流量計,進入到流化腔的下部的環形集氣腔內從而對上升的粉末床層進行流化;低于流化腔壓力的主氣路氣體從主氣路氣源流出,通過主氣路電磁閥2后進入到主氣路中,當流化裝置穩定工作時,氣固兩相流會在流化腔與主氣路之間的兩相音速噴嘴2喉部處形成壅塞,將流化腔中粉末穩定輸送至主氣路中,最終進入到粉末收集系統中。粉末收集系統由可以實時測量質量的稱重傳感器以及多個粉末收集袋組成,多個粉末收集袋的使用是為了防止單個粉末收集袋因收集的粉量大,易堵塞粉末收集袋排氣孔進而產生危險。整個測控系統一方面通過調控各管路電磁閥以及電機等控制元件,完成整個供粉系統的時序控制;另一方面通過采集供粉系統中各壓力傳感器、流量計等測量元件數據,對整個供粉過程的各項特征參數進行實時監測。

圖1 粉末供給系統Fig.1 Powder feeding system

本實驗中選用的主氣路和流化氣路電磁閥可承受實驗過程中氣流產生的正向壓力10 MPa,反向壓力6 MPa,響應時間為50 ms;流化氣音速噴嘴直徑為2 mm,兩相音速噴嘴直徑為4 mm;氣體渦輪流量計的流量測量范圍是0～12 m3/h,采集頻率為100 Hz;儲粉腔內部最大儲粉高度為350 mm;所用活塞驅動電機可使活塞勻速上升的最大負載為5 000 N;稱重傳感器的測量范圍為0～5 kg,數據采集頻率為33 Hz;實驗粉末選擇5微米無煙煤粉,粉末密度為956 kg/m3。流化腔平面結構如圖2所示,流化腔底部直徑與儲粉腔內部直徑一致,都為60 mm;流化氣以切向進入到環形集氣腔中,流化氣流出環形集氣腔時的角度與豎直方向成25°,環形集氣腔間隙為1 mm;整個流化腔內壁傾斜角度與水平方向成75°。

圖2 流化腔結構Fig.2 Fluidization chamber

1.2 實驗過程

整個實驗分為流化前的粉末預壓縮過程和正式流化過程。

粉末預壓縮過程:將粉末自然裝填至環形集氣腔上表面處,關閉球閥1和球閥2,打開球閥3,開啟粉末壓縮氣源,將氣源壓力調至1 MPa,氣體進入流化腔后將環形集氣腔上表面處粉末向下壓縮。一定時間后關閉粉末壓縮氣源,關閉球閥3,緩慢打開球閥2,粉末壓縮氣體從流化腔排出。最后通過電機推動活塞將壓縮后的粉末床層重新上升至環形集氣腔上表面。

正式流化過程:先打開球閥1,關閉球閥2和球閥3,打開流化氣和主氣路氣源,通過時序控制使電機帶動活塞上移,從而推動活塞上方粉末床層持續上升,升至環形集氣腔出口時會被流化氣所流化,進而輸送進主氣路。工作時序大致為:先打開主氣路電磁閥,0.5 s后流化氣路電磁閥開啟的同時,控制電機使活塞向上移動。持續幾秒的工作時間后先關閉流化氣路電磁閥并停止活塞運動,0.5 s后再關閉主氣路電磁閥,最后系統停止數據采集。

1.3 實驗工況

具體實驗工況如表1所示。實驗1為探究在同一流化氣流量下,不同活塞速度對粉末供應效果的影響。實驗2用于驗證氣固兩相流的壅塞現象,可進一步確保實驗1中所有工況均處于壅塞狀態。

表1 實驗工況Table 1 Experimental conditions

2 結果與分析

2.1 供粉過程工作特性分析

以實驗1中活塞速度為25 mm/s的工況為例,供粉系統的工作特性及兩個臨界點所在曲線部分的放大圖如圖3所示。

圖3 粉末供給系統工作特性Fig.3 Working characteristics of powder supply system

本文中粉末的質量流量曲線為粉末總質量曲線對時間的微分。通過對圖3中流化腔壓力進行微分,將微分曲線與壓力和粉末流量的波動情況進行對比分析,最終可以將整個供粉過程分為三個階段。

第一階段為供粉過程的初始階段,此時流化腔壓力持續上升且曲線幾乎無波動,同時粉末質量流量在零刻度線左右波動。根據分析,第一階段臨界點為流化腔壓力持續上升至第一個波動點所對應的微分曲線下降段中,曲線波動產生的第一個零點,具體為圖3左上角放大圖中微分曲線上t=3.98 s的點。在該點后壓力開始不規則波動,此后供粉過程進入第二階段。而造成這一實驗現象的原因,一方面是環形集氣腔中的流化氣是以一定角度斜向上旋轉進入流化腔摻混段的,粉末需要上升一小段距離才能被流化氣流化;另一方面,粉柱在預壓縮過程中其表面會塌陷。因此該階段從流化腔流化出去的粉末很少。

第二階段是供粉過程中的不穩定輸送階段,由于流化氣對隨活塞上升的粉末不斷切割導致流化腔內粉量增加,氣體與粉末間相互碰撞加強,大量粉末流過音速噴嘴喉部時,造成氣體流通面積不斷變化,導致流化腔內壓力曲線呈現不穩定波動,此時氣固兩相流在噴嘴處形成不穩定輸送,所以在第二階段的流化腔壓力相較于第一階段產生明顯的波動,但波動無規律,質量流量也同樣不穩定波動。

第三階段為供粉過程中的穩定輸送階段,該階段流化腔壓力開始以一定頻率穩定波動,因此第二階段和第三階段臨界點為壓力微分曲線形成一定頻率的穩定波動前的第一個周期起始點,在此點后微分曲線波動穩定。具體為圖3中壓力微分曲線放大圖上t=5.35 s的點。流化腔壓力在穩定階段形成的波動主要是由于被流化后的粉末受到流化腔與主氣路之間的壓差作用從音速噴嘴流出后,流化腔內的粉末濃度降低;另一方面,流化氣持續對上升至環形集氣腔處的粉末進行流化,流化腔內壓力不斷上升,產生波動。從圖3中可以觀察到粉末流量與流化腔壓力都呈現出相類似的波動,驗證了上述分析。

為了保證粉末爆轟發動機穩定運行,在發動機熱態實驗中,應該使供粉系統的供粉過程在點火裝置點火前達到第三階段。因此在實際發動機熱態實驗前會根據冷態流化過程中的不同階段的時間,對粉末噴射以及點火過程進行時序設置,通過在點火前對發動機進行粉末燃料的預噴射,保證發動機正常工作中粉末燃料的穩定供應。

2.2 供粉量對供粉特性的影響

圖4為實驗1活塞速度從10 mm/s到30 mm/s變化時,各工況壓力曲線和流量曲線變化圖。

圖4 不同活塞速度下的工作特性圖Fig.4 Operating characteristics at different piston speeds

由圖4可知,隨著活塞速度從10 mm/s增長到30 mm/s過程中,流化腔內穩定階段的平均壓力和平均粉末流量逐漸上升。由于流化氣流量恒定,因此穩定階段的流化腔壓力升高主要是由于供粉流量逐漸增加后粉末通過音速噴嘴喉部時的流通面積增加,導致流化氣流通面積在減少。具體流化氣流通面積隨活塞速度的變化如圖5所示。根據氣體動力學中的氣體壅塞公式計算最大流量:

(1)

圖5 不同活塞速度下流化氣流過噴嘴面積Fig.5 Area with different piston speed

另一方面可以看到隨著活塞速度的增加,流化腔壓力在穩定階段的波動也變大。分析得出,當活塞速度增加時供粉量增加,使流化腔內壓力增高,此時流化腔內被流化的顆粒數量多,進而增加了顆粒與顆粒之間的碰撞概率,使顆粒在碰撞的過程中能量耗散增加,因此在氣固兩相相互作用的基礎上加強了顆粒間的相互作用,使第三階段穩定供粉階段的壓力波動幅度變大。

2.3 壅塞現象證明

實驗2是在流化氣總壓3 MPa,活塞速度10 mm/s的供粉參數下,通過改變主氣路總壓來探究煤粉流化過程中的壅塞現象。圖6分別為主氣路總壓1～2.5 MPa下的供粉壓力與流量圖,圖7為前四幅圖中各壓力與流量曲線在供粉穩定階段的平均壓力值與流量值。從下圖中可以觀察到,當主氣路總壓從1 MPa上升至2.5 MPa,供粉達到穩定階段時,主氣路內壓力不斷上升而流化腔壓力和粉末流量基本保持不變。針對以上現象分析得出,當主氣路總壓升高時,下游主氣路內的壓力波動并沒有影響到上游流化腔內的壓力,此時氣固兩相流速達到兩相聲速,粉末流量不再變化。根據以上分析結果可以證明在此實驗下,氣固兩相流處于壅塞狀態。

圖6 不同主氣路總壓下工作特性圖Fig.6 Operating characteristics under different total pressures

圖7 主氣路總壓升高流化腔壓力與粉末流量變化圖Fig.7 Variation of fluidization pressure and powder flow rate

為了進一步驗證以上實驗工況的壅塞狀態,通過氣固兩相平衡流壅塞狀態下的流量公式計算實驗中的實際壓比αC(音速噴嘴喉部處壓力P1與流化腔內壓力P0的比值),與文獻[25]中不同顆粒達到氣固壅塞狀態時的臨界壓比值進行比對分析。

氣固壅塞狀態下,實際壓比αC:

(2)

式中:γm為氣固兩相絕熱指數。

想要求出實際壓比,需先對氣固兩相絕熱指數γm進行求解。

氣固兩相平衡流壅塞流量:

(3)

式中:Rm為兩相混合常數。

(4)

式中:φ為顆粒相質量分數;εp為顆粒相體積分數。

氣固兩相平衡流動時顆粒體積分數:

(5)

式中:n為固氣質量比;ρp為粉末密度。

假設流化腔內氣固混合均勻,顆粒相質量分數:

(6)

表2 實驗2中主氣路總壓2.5MPa數據Table 2 Data of 2.5 MPa total pressure in the main gas line in experiment 2

將實驗2中流化氣總壓3 MPa,主氣路總壓2.5 MPa,活塞速度為10 mm/s工況得到的固氣比帶入文獻[25]中不同顆粒在壅塞狀態時臨界壓比公式(7),求出臨界壓比值:

(7)

式中:λp為煤粉導熱系數;λAL2O3為三氧化二鋁的導熱系數。

最后求得實際壓比為0.582 4,臨界壓比為0.585 3。根據文獻[20]得出的結論,氣固兩相流在噴嘴喉部達到壅塞所需的條件是噴嘴喉部壓力與流化腔壓力比值小于或等于臨界值,本實驗中主氣路總壓2.5 MPa下的實際壓比要小于該臨界值,因此在實驗2中主氣路總壓2.5 MPa以下的工況均為壅塞,這里通過公式求解的方法進一步驗證了之前實驗工況中氣固兩相流的壅塞狀態。

2.4 煤粉/氮氣氣固兩相流聲速與壅塞流量擬合

通常粉末的質量流量是通過冷態噴射實驗來對相應實驗工況進行標定,由于不同的發動機熱態實驗工況都對應著不同的供粉流量,因此需要建立一套對于煤粉/氮氣的氣固兩相的質量流量計算公式,從而降低實驗成本提高工作效率。

根據氣固兩相壅塞的流量公式:

(8)

式中:vm為氣固兩相聲速。

根據上式可知,音速噴嘴喉部面積已知的情況下,想要得到氣固兩相壅塞流量,首先要計算出兩相混合密度和兩相聲速。

①煤粉/氮氣氣固兩相混合密度

假設流化腔內流化氣與粉末混合均勻,則氣固兩相密度可以根據氣固兩相平衡流的狀態方程求出:

(9)

P1可通過求解兩相絕熱指數γm,進而由式(2)計算。再將式(4)～式(6)代入到式(9)中,推導可得:

(10)

②煤粉/氮氣氣固兩相聲速

為了實現對不同工況下氣固兩相聲速的預測,并且完成兩相壅塞流量公式的推導,需要對本文研究的煤粉流化實驗中的氣固兩相聲速建立計算模型。

由于式(10)中所有參數均可以在實驗1工況獲得,同時流化氣質量流量、粉末質量流量也已知,因此氣固兩相壅塞流量、氣固兩相混合密度均可求。從而根據式(8)可反求出氣固兩相聲速,通過對實驗1中不同工況下氣固兩相聲速數據進行擬合,可擬合出氣固兩相聲速計算公式(11)。圖8為擬合聲速曲線與實際聲速數據圖。

圖8 3 MPa流化氣總壓氣固兩相流擬合與實際聲速數據Fig.8 3 MPa gas-solid flow fitting and actual sound velocity

vm=17.331 55n2-99.510 37n+323.904 72

(11)

根據推導出的兩相密度公式以及擬合出的兩相聲速公式,可進一步推導出煤粉/氮氣的氣固兩相壅塞流量半經驗公式(12)。將實驗1中所有工況數據代入到式(12)中,得出各工況下的理論流量值。圖9為氣固壅塞流量半經驗公式擬合得到的直線與實際氣固兩相壅塞流量的值的對比圖,其中粉末流量值為圖中各工況下穩定供粉階段對應的粉末流量曲線的平均值?？梢钥闯鰧嶋H流量數據基本接近于兩相壅塞流量擬合直線。

(12)

圖9 3 MPa流化氣總壓氣固兩相流擬合與實際流量數據Fig.9 3 MPa gas-solid flow fitting and actual mass flow rate

為了進一步驗證上述煤粉/氮氣的氣固兩相壅塞流量半經驗公式,本文在流化氣總壓4 MPa,主氣路總壓1 MPa,活塞速度在10～30 mm/s下進行了一系列流化實驗,并將實驗獲得的實際氣固兩相聲速和壅塞流量值分別與擬合式(11)和式(12)對應的結果進行比較。圖10和圖11顯示了在不同的活塞速度下,實際兩相聲速與壅塞流量值同擬合的兩相流聲速曲線以及兩相流壅塞流量擬合直線的對比圖,其中粉末流量值為圖11中各工況下穩定供粉階段對應的粉末流量曲線的平均值。從圖中可以發現通過擬合的氣固兩相聲速公式所求的值與實際兩相聲速值重合度較高,并且所推導的氣固兩相壅塞流量半經驗公式可以很好地反應實驗中實際兩相流量。

圖10 4 MPa流化氣總壓氣固兩相流擬合與實際聲速數據Fig.10 4 MPa gas-solid flow fitting and actual sound velocity

圖11 4 MPa流化氣總壓氣固兩相流擬合與實際流量數據Fig.11 4 MPa gas-solid flow fitting and actual mass flow rate

3 結論

本文搭建了一套壓差式粉末燃料供給系統,研究了煤粉燃料的流化過程以及供粉特性,擬合了煤粉/氮氣氣固兩相聲速,并推導了兩相壅塞流量半經驗公式,得到以下結論:

①當粉末供給系統處于穩定供粉階段時,整個供粉系統可以實現對粉末爆轟發動機燃料的穩定輸送。

②隨著活塞速度的提高,供粉流量增加,粉末通過音速噴嘴喉部時流通面積增大,氣體流通面積就會減小,使流化腔內壓力增加。

③在實驗2流化氣總壓3 MPa,活塞速度為10 mm/s,主氣路總壓從1 MPa上升至2.5 MPa時,主氣路壓力的變化并不影響流化腔壓力與粉末流量,表明實驗過程中氣固兩相流達到壅塞狀態。通過實時監測的相關參數計算音速噴嘴喉部處壓力與流化腔內壓力的比值,并將其與前人擬合得到的臨界壓比公式的計算結果相比較,實際壓比小于臨界壓比,進一步驗證了本文各實驗工況中氣固兩相流的壅塞狀態。

④根據流化氣總壓3 MPa的實驗結果,擬合得到的氣固兩相流聲速公式及所推導的壅塞流量半經驗公式與流化氣總壓為4 MPa時的計算結果一致性極高,因此,該擬合公式適用于壓差式煤粉/氮氣流化輸送過程中粉末流量的具體計算。