2. 清华大学航天航空学院，北京 100084
2. School of Aerospace Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China
脉冲爆震发动机(pulse detonation engine, PDE)是利用周期性爆震波产生推力的动力装置, 每个工作周期包括混气充填、点火起爆、爆震波产生和传播以及排气等过程.考虑到实际工程应用, 缩短缓燃向爆震转捩(deflagration to detonation transition, DDT)的距离和时间从而提高PDE性能是首先需要考虑的因素, 其中点火是关键技术.
目前, 点燃预混气体, 并引发爆震波发生和传递的主要方式是:火花塞和等离子体点火器.火花塞点火体积小, 采用高压放电产生局部热流体, 进一步点燃气体, 利用了点火的"热机理".冷等离子体点火器点火体积大, 通过流注放电激发气体产生活性更大的离子, 从而点燃气体, 利用了点火的"离子效应".由于点火机理不同, 火焰发展过程不一致, 不同的点火方式影响了爆震性能.
文献[1-2]采用火花塞点火, 实现点火起爆过程, 起爆距离取决于点火能量、油气比等.冷等离子体具有实现高效点火和快速燃烧的能力[3-4]. Wang等[5-6]使用纳秒脉冲电源电压80 kV, 脉宽50 ns, 显著地缩短点火延迟时间. Brophy等[7-8]采用纳秒脉冲放电点火, 实现乙烯与470 K空气为工质的PDE协调工作, 频率为80 Hz.文献[9-10]通过瞬时等离子体点火(transient plasma ignition, TPI)的瞬时离子释放, 其比火花塞点火, 极大地缩短了DDT的距离和时间.大量研究者还针对纳秒脉冲放电技术的高压等离子体点火和辅助燃烧开展了研究工作[11-17]. Rosocha等[18]研究了交流驱动点火技术, Hu等[19]研究了交流驱动冷等离子体点火器提升合成气点火的特性技术. Kim等[20]指出这种技术可以提高甲烷火焰的传播速度. Zheng等[21-22]也研究了交流驱动冷等离子体对氢气/空气等预混气体点燃过程的影响机理, 然而尚未探讨放电区域大小对点火起爆过程的影响规律.
为此, 本文采用乙炔/空气混合气体, 通过双爆震管开展火花塞和冷等离子体点火器的点火实验, 分析了爆震波传播的压力数据以及高速摄影仪拍摄火焰图像, 研究了冷等离子体放电区体积大小对点火起爆性能的影响.
1 实验设备和方法(1) 实验系统
点火起爆实验系统如图 1所示, 包括双爆震管、高速摄影仪、充气与循环系统、点火系统、控制与数据采集系统等.双爆震管头部分别安装冷等离子体点火器和火花塞.爆震管结构1和2均采用方管, 结构相同, 爆震管长1.5 m, 横截面尺寸为60 mm×60 mm, 爆震管头部安装堵塞比43%的回型扰流器, 共10片, 片与片间距60 mm.爆震管一侧安装聚四氟脂板(长×宽=1 450 mm×60 mm), 光学视窗, 方便高速摄影仪拍摄火焰发展历程.在双爆震管相同截面, 4对离子探针与爆震管头部距离分别为200, 500, 800和1 100 mm, 2对压力传感器与爆震管头部距离分别为800和1 250 mm.
|
| 图 1 实验系统实物图和示意图 Fig.1 Experimental system |
实验系统中, 阀10接口为压缩空气, 用以检查系统气密性; 阀11、阀12接口为填充空气和纯氧, 阀13、阀14、阀15接口为填充不同的气体燃料.实验流程涉及抽真空、燃料和空气填充、循环混合以及点火起爆.抽真空流程包括:打开阀门2, 3, 6, 7, 8, 9, 关闭其余所有阀门, 用真空泵抽出系统空气, 由真空表确定真空度, 关闭阀9, 再关闭真空泵电源.燃料填充流程包括:打开燃料进口阀门, 燃料经过阀门7, 2, 3进入双爆震管, 由真空表核准填充燃料份额的分压力, 关闭燃料阀门, 再打开阀门11, 向实验系统填充空气至常压.燃料和氧化剂循环流程包括:关闭阀门2, 6, 7, 8, 开启阀门1, 3, 4, 5, 开启循环泵, 混气的循环路径为循环泵-阀1-爆震管2-阀4-阀5-爆震管1-阀3-循环泵.经过循环5~8 min后, 混气均匀, 关闭循环泵.点火起爆流程包括:关闭阀门1, 2, 3, 4, 5, 通过同步控制器, 触发点火信号的时刻, 冷等离子体电源、火花塞电源、高速摄影仪、数据采集系统同时工作, 压力传感器和离子探针同时采集数据.
(2) 控制与数据采集系统
数据采集系统为NI公司开发的NIPXI-1042Q采集系统, 共有16个并行通道, 每个通道频响为2.5 MHz; PCB高频压力传感器(113A22, 频响500 kHz)测量峰值压力, 自制离子探针测量火焰传播速度.示波器型号为DPO2024, 高速摄影仪为柯达redlake公司的HG100K型号, 每秒钟拍摄3×104张图像.
(3) 冷等离子体点火器结构
图 2是3种不同低压电极结构及安装照片, 依次定为A, B, C件, 3种低压电极内径33 mm, 外径37 mm, 放电间隙4 mm. A件低压电极长20 mm, 有8个直径4 mm的圆孔; B件低压电极长40 mm, 有24个直径4 mm的圆孔; C件低压电极长60 mm, 有32个直径4 mm的圆孔.直径4 mm小孔保证冷等离子体点燃的放电区火焰迅速传出, 点燃外侧未燃混气, 同时流动状态下, 有利于新鲜混气和放电区气体掺混.
|
| 图 2 不同电极结构及安装照片 Fig.2 Different cathode strucutres of cold plasma generator and discharge zone |
放电区安装结构示意是B件, 将低压电极安装在高压电极外侧, 中心高压电极直径20 mm, 阻挡介质为刚玉管, 外径25 mm, 形成不同的放电长度和放电间隙的电极结构.在实验研究中, 冷等离子体点火器单次放电能量为0.2 J左右, 火花塞单次放电能量为0.5 J.
2 实验结果 2.1 冷等离子体放电实验首先测试3个冷等离子体装置放电特性. 图 3分别为A, B, C件放电电压电流波形, A件间歇放电的电压峰-峰值U=38.9 kV, 电流峰-峰值I=624 mA; B件电压峰-峰值U=33.5 kV, 电流峰-峰值I=612 mA; C件电压峰-峰值U=32.3 kV, 电流峰-峰值I=446 mA.从而得出:不同电极结构, 放电电压电流不同, 差别很小, 因而放电功率差别不大.由于放电有随机性, 放电长度变化, 电流电压变化很难找到规律性.
|
| 图 3 A, B, C件放电电压电流波形 Fig.3 Discharge voltage and current for Case A, B and C |
A, B, C这3件冷等离子体点火器分别安装在爆震管头部.常压下, 以乙炔为燃料, 空气为氧化剂, 爆震管内乙炔燃料混气的余气系数0.6, 触发火花塞点火、冷等离子体点火、高速摄影仪拍摄火焰图像的同时, 数据采集系统开始采集数据, 用压力传感器测量爆震波峰值压力, 离子探针测量火焰传播速度.从点火时刻起, 火焰由爆震管的封闭端, 逐步发展, 经过缓燃向爆震转捩过程, 传出爆震管. 图 4(a), (b), (c)是离子探针测得的速度曲线; 图 4(d), (e), (f)是测得的爆震波压力曲线.
|
| 图 4 火焰传播速度和爆震波压力曲线 Fig.4 Flame propagation speed and detonation wave pressure |
从图 4(a), (b), (c)离子探针测得火焰传播时间可知, (1)冷等离子体点火火焰传播比火花塞点火时的火焰快1倍左右, 大大缩短了火焰传播时间, 可有效提高爆震频率; (2)冷等离子体点火的火焰传出爆震管时, 火花塞火焰可能才发展到200 mm以内; (3)起始火焰发展较慢, 经过一段距离, 火焰传播迅速.从图 4(d), (e), (f)压力传感器测得压力峰值可知, 冷等离子体点火爆震波的传播时间是火花塞的一半, 爆震波峰值压力明显高于火花塞点火, 说明冷等离子体点火具有优势.
为进一步比较冷等子体放电区长度对点火的影响, 列举A件数据如表 1所示.在距离爆震管头部800~1 100 mm之间, 两种点火方式的火焰传播速度达到1 800 m/s左右, 火焰发展成爆震波.对于冷等离子体点火, 在L=800 mm处, 火焰传播时间是2.46 ms, 爆震波的传播时间是2.468 ms, 爆震波的传播速度比火焰传播速度略低.如果单纯从测量数据来看, 这是因为压力传感器安装在壁面, 离子探针安装在爆震管中心, 在扰流器装置内, 爆震波和燃烧波是非常复杂的三维结构, 存在燃烧波在前的可能性, 同时爆震波还没有发展成平面波, 壁面采集的信号会滞后.在L=1 250 mm时, 爆震波传播时间比L=1 100 mm火焰传播时间长, 主要是爆震波传播距离较长, 但实际上已经是激波在前, 燃烧波在后. 表 2及表 3列举了B件及C件数据, 冷等离子体和火花塞点火都发展成爆震波, 得到的结果与A件相类似.
|
下载CSV 表 1 A冷等离子点火器与火花塞点火器比较 Tab.1 Comparison between low temperature plasma generator and spark plug in Case A |
|
|
下载CSV 表 2 B冷等离子点火器与火花塞点火器比较 Tab.2 Comparison between low temperature plasma generator and spark plug in Case B |
|
|
下载CSV 表 3 C冷等离子点火器与火花塞点火器比较 Tab.3 Comparison between low temperature plasma generator and spark plug in Case C |
表 1, 2, 3比较了3个冷等离子体点火装置点火起爆过程的爆震波参数. A, B, C件点火在L=1 100 mm时的传播时间分别为2.626, 2.571, 2.234 ms, 说明随放电长度增加, 放电区体积增大, 火焰传播时间缩短.在L=800~1 100 mm之间, A, B, C件点火的火焰传播速度分别为1 807.2, 1 796.4, 1 764.7 m/s, 速度差别很小, 与放电区体积增加没有相关性.在L=1 100 mm, A, B, C件点火的火焰传播时间与火花塞点火的时间差分别是2.74, 3.184, 2.979 ms, 与放电区体积增加没有相关性, 爆震波最高峰值压力分别为7.15, 6.77, 6.10 MPa, 随放电区长度的增加, 爆震波峰值压力降低, 这可能与放电区形成的初始火焰点燃爆震管混气有关.而在L=1 250 mm, A, B, C件的爆震波峰值压力分别是2.93, 2.85, 3.29 MPa, 说明扰流器内爆震波峰值压力高, 在扰流器爆震波峰值压力比较小, 放电区体积大小与获得的爆震波峰值压力没有相关性.
考虑到配气、实验、测试系统等误差因素, 冷等离子体放电区大小对爆震性能的影响, 较难得到具有一定规律的结论.冷等离子体点火比电火花点火具有优越性, 主要是冷等离子体点火瞬间, 放电区产生很多微放电通道, 迅速形成大体积火焰点火, 而火花塞是小体积点火, 但冷等离子体放电体积变化对改善点火没有明显趋势, 因此, 在冷等离子体点火器具体设计时, 可适当减小放电尺寸.
2.3 高速摄影爆震火焰发展图像图 5是B装置点燃乙炔和空气时, 采用高速摄影仪拍摄的点火起爆图像, 每幅图上面火焰是火花塞点火图像, 下面火焰是冷等离子体点火图像.从点火时刻起t=0 ms, 只看到火花塞弧光放电现象, 没有拍到冷等离子体放电形貌.当t=2.2 ms时, 冷等离子体点火火焰发展到0.45 m, 火焰明亮, 火花塞点火火焰呈黄色斑点, 直径很小, 没有拍摄到爆震管头部整体火焰.当t=2.67 ms时, 冷等离子体点火火焰发展到1.27 m, 火焰明亮, 火花塞点火火焰呈黄色斑点.当t=2.97 ms时, 冷等离子体点火火焰传出爆震管, 火焰黄白色, 爆震管出口火焰呈蘑菇云状.当t=5.33 ms时, 火花塞点火火焰发展到0.45 m, 火焰亮度较弱.在t=5.77 ms, 火花塞点火火焰发展到1.08 m, 在t=6.13 ms, 火花塞点火火焰传出爆震管, 而冷等离子体点火火焰传出爆震管的时间是2.97 ms.可见, 冷等离子体点火比火花塞具有明显优势, 加速点火初期火焰的形成和发展, 提高火焰传播速度, 加快燃烧过程.
|
| 图 5 乙炔和空气点火起爆过程的高速摄影图像记录 Fig.5 Snapshots of high speed camera on initiation process of C2H2/air mixture |
本文采用双爆震管实验系统的单次起爆实验, 研究了不同放电区域对起爆过程以及爆震波发展规律的影响, 还与火花塞点火器的点火过程进行了比较分析.在常压、常温条件下, 得到如下结论:
(1) 冷等离子体放电区长度变化影响放电电压电流大小, 但对功率的影响不大.
(2) 冷等离子体不同放电区长度的火焰传播时间大约是火花塞的一半, 提高了爆震波峰值压力.
(3) 冷等离子体放电区长度变化与火焰传播时间、火焰传播速度及爆震波峰值压力没有相关性, 因此, 在设计点火器时可适当减小放电区体积.
| [1] |
Sinibaldi J O, Brophy C M, Robinson J P. Ignition effects on deflagration-to-detonation transition distance in gaseous mixtures[R]. AIAA 2000-3590, 2000.
|
| [2] |
Kaneshige M, Shepherd J E. Detonation database[R]. FM97-8, 1997.
|
| [3] |
Stange S, Kim Y, Ferreri V, et al. Flame images indicating combustion enhancement by dielectric barrier disch-arges[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2005, 33(2): 316-317. DOI:10.1109/TPS.2005.845940 |
| [4] |
Rosocha L A, Coates D M, Platts D, et al. Plasma-enhanced combustion of propane using a silent discharge[J]. Physics of Plasmas, 2004, 11(5): 2950-2956. DOI:10.1063/1.1688788 |
| [5] |
Wang F, Liu J B, Sinibaldi J, et al. Transient plasma ignition of quiescent and flowing air/fuel mixtures[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2005, 33(2): 844-849. DOI:10.1109/TPS.2005.845251 |
| [6] |
Wang F, Kuthi A, Gundersen M A. Technology for transient plasma ignition[R]. AIAA 2005-951, 2005.
|
| [7] |
Brophy C. Initiation improvements for hydrocarbon/air mixtures in pulse detonation applications[R]. AIAA 2009-1611, 2009.
|
| [8] |
Brophy C, Dvorak T, Dausen D, et al. Detonation initiation improvements using swept-ramp obstacles[R]. AIAA 2010-1336, 2010.
|
| [9] |
Busby K, Corrigan J, Yu S T, et al. Effects of corona, spark and surface discharges on ignition delay and deflagration-to-detonation times in pulsed detonation engines[R]. AIAA 2007-1028, 2007.
|
| [10] |
Sinibaldi J O, Rodriguez J, Channel B, et al. Investigation of transient plasma ignition for pulse detonation engines[R]. AIAA 2005-3774, 2005.
|
| [11] |
Pancheshnyi S V, Lacoste D A, Bourdon A, et al. Ignition of propane-air mixtures by a repetitively pulsed nanosecond discharge[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2006, 34(6): 2478-2487. DOI:10.1109/TPS.2006.876421 |
| [12] |
Bentaleb S, Tardiveau P, Jorand F, et al. Ignition of N2/O2/C3H8 mixtures by a single nanosecond pulsed discharge at atmospheric pressure[C]. Proceedings of International Conference on Plasma Physics (ISPC). Philadelphia, USA: 2011.
|
| [13] |
Markus D, Hallermann A, Langer T, et al. Experimental investigation of the ignition by repetitive streamer discharges[R]. AIAA 2011-3451, 2011.
|
| [14] |
Lou G F, Bao A N, Nishihara M, et al. Ignition of premixed hydrocarbon-air flows by repetitively pulsed, nanosecond pulse duration plasma[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2007, 31(2): 3327-3334. DOI:10.1016/j.proci.2006.07.126 |
| [15] |
Bao A N, Utkin Y G, Keshav S, et al. Ignition of ethylene-air and methane-air flows by low-temperature repetitively pulsed nanosecond discharge plasma[J]. IEEE Transactions on Plasma Science, 2007, 35(6): 1628-1638. DOI:10.1109/TPS.2007.910143 |
| [16] |
Mintusov E, Serdyuchenko A, Choi I, et al. Mechanism of plasma assisted oxidation and ignition of ethylene-air flows by a repetitively pulsed nanosecond discharge[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2009, 32(2): 3181-3188. DOI:10.1016/j.proci.2008.05.064 |
| [17] |
Kosarev I N, Khorunzhenko V I, Mintoussov E I, et al. A nanosecond surface dielectric barrier discharge at elevated pressures:time-resolved electric field and efficiency of initiation of combustion[J]. Plasma Sources Science and Technology, 2012, 21(4): 045012. DOI:10.1088/0963-0252/21/4/045012 |
| [18] |
Rosocha L A, Kim Y, Anderson G K, et al. Combustion enhancement using silent electrical discharges[J]. International Journal of Plasma Environmental Science & Technology, 2007, 1(1): 8-13. |
| [19] |
Hu H B, Song Q B, Xu Y J, et al. Non-equilibrium plasma assisted combustion of low heating value fuels[J]. Journal of Thermal Science, 2013, 22(3): 275-281. DOI:10.1007/s11630-013-0624-z |
| [20] |
Kim W, Mungal M G, Cappelli M A. Flame stabilization using a plasma discharge in a lifted jet flame[R]. AIAA 2005-931, 2005.
|
| [21] |
Zheng D F, Wang B. Acceleration of DDT by non-thermal plasma in a single-trial detonation tube[J]. Chinese Journal of Aeronautics, 2018, 31(5): 1012-1019. DOI:10.1016/j.cja.2017.12.016 |
| [22] |
Zheng D F, Wang B. Utilization of nonthermal plasma in pulse detonation engine ignition[J]. Journal of Propul-sion and Power, 2018, 34(2): 539-549. DOI:10.2514/1.B36591 |