爆震诊断（共7篇）
爆震诊断 篇1
前言
现代的汽油发动机,为了提高其动力性与经济性,通过选取最大的点火提前角或增大压缩比来实现。但点火提前角过大,会使发动机活塞上行还未到达上止点时,电火花就点燃混合气,令混合气提前点燃做功,产生对上行的活塞进行反冲的阻碍作用,这样很容易引起燃烧爆震。而燃烧爆震会使发动机气缸活塞组受高压作用,使机体及冷却系统过热,以致功力下降,油耗上升,甚至还可使活塞顶部产生积碳或溶化。为了使发动机功率发挥到最佳状态而又不发生爆震现象,必须要将点火提前角控制在爆震发生的临界数值上,其最有效的方法是装用爆震传感器,使其感知爆震发生时压力波的信号,进而自动推迟点火提前角至最佳值,达到自动消除爆震的目的。但若爆震传感器有故障,则会将造成发动机的控制失调,影响发动机的使用性能。
1、故障现象
有一台皇冠3.0轿车,因冷却液泄漏造成严重损坏,进行大修后不足2个月,车主则反映,车辆在刚修好后基本是正常的,但近期却出现冷、热车都启动困难且高速无力的现象,时速行驶在100km/h时,就感到动力不足,加速无力。检查车辆,故障指示灯不亮,显示电控系统无故障码存在。启动车辆,发动机有启动征兆,但需连续启动很长时间才能启动成功,路试感觉发动机发闷无力,最高车速勉强达到100km/h。
2、故障原因分析
此车刚大修不久,经观察,启动后工作平稳且无机械异响,可以说机械原因造成此故障的可能性甚微。该皇冠3.0装备的是直列六缸2JZ-GE电子控制D型多点汽油喷射发动机,电控单元ECU是依据曲轴位置信号进行判缸,在燃油压力正常的情况下,根据启动信号、转速信号、冷却液温度、节气门位置等信号,以ECU内存信息为基准,通过计算比较后进行启动时点火正时与空燃比的控制,启动后ECU根据进气歧管压力、发动机转速、节气门位置等信号决定最佳点火提前角及空燃比,而且根据进气温度、冷却液温度、爆震等信号对点火提前角及空燃比进行修正,以此达到最佳的控制。通常,根据工作原理分析,造成发动机启动困难或高速无力故障有以下原因:
1)起动困难:
(1):燃油压力过低;
(2):点火正时失准;
(3):水温传感器损坏;
(4):怠速阀卡死进气不良;
(5):爆震传感器损坏。
2)高速无力:
(1):燃油压力过低;
(2):点火正时失准
(3):节气门位置传感器损坏;
(4);进气歧管压力传感器损坏
(5):爆震传感器损坏。
3、故障诊断与排除
根据以上分析,对有可能产生故障的部分进行检测:
(1):油压检测。连接好燃油压力表后,起动发动机,测得燃油压力:怠速为234kpa,符合原厂怠速标准(228—255kpa)的要求,拔掉油压调节器接管,真空压力为305kpa,也符合原厂标准(225—315kpa)的要求。夹紧回油管检测油压升到475kpa,也符合应比怠速油压高150—300kpa标准,证明系统油压正常。
(2):点火正时测试。预热发动机后,将转速表的探头与检查
连接器的IG“-”连接(注意:转速表探头不得再碰触车身或搭铁,否则会损坏点火器),用连接线连接TE1和E1端子,用正时灯照射曲轴皮带上的正时标记,发动机在怠速时(700r/min),点火提前角为上止点前8度,而此车原厂标准是10度,稍慢了一点。
经上述的测试,我注意到点火提前角稍慢,这稍慢的点火正时,按常规也不至于引至启动困难和高速无力。但检查分电器发现调整范围己到尽头,不能再调。是什么原因引起的呢?用起动机带动发动机运转,此时检查点火正时,结果点火提前角在上止点前1—2度,明显反映点火提前角过小,这一发现促使我更怀疑故障是点火正时的影响所致,于是,检查空转高速与带负荷高速时的点火正时。这一检查,问题就出来了,高速空转尚可,带负荷高速时点火提前角明显失调,车速一过65km/h,点火提前角就只有5—6度,大大低于正常的提前角20—25度这一范围。是什么原因造成点火提前角过小,而ECU的自诊断系统又未能检测出其故障码呢?这只能有两个可能,一是点火正时机械控制系统故障;二是ECU信号处理与控制系统的隐性(传感器)故障。经检查,正时齿轮记号对正,正时皮带松紧度适中,打开分电器盖,分火头也对正第一缸且稍偏前。由于分电器采用了微机控制点火系统,没有点火提前机构,分电器仅起到点火顺序分配高压电的作用。检查信号发生器的间隙及固定情况,以及中高压线及分火线、分火盖等,结果均为正常,说明机械系统无问题。由于电控单元ECU是根据发动机转速、进气歧管压力、节气门位置等信号决定最佳点火提前角,同时根据进气温度、冷却水温、爆震信号等来修正点火提前角的,所以ECU不能检测到故障并以代码形式储存起来,这应该为传感器的隐性损坏。我依据平时的工作经验对各传感器进行仔细的检测:
(1)进气歧管压力传感器检查。在UCC与E2间加5v电压,在几种状态下,检查PIM与E2间电压,传感器连接器连接如图1,检测结果见表1。
(2)节气门位置传感器检查:传感器的连接图连接如图2,检测结果见表2。
水温传感器、进气温度传感器检查。检测结果见表3。
上述的检查数据表明,进气歧管压力传感器、节气门位置传感器、水温传感器及进气温度传感器都正常。那么最可疑的就是爆震传感器了。由于爆震传感器分别装于机体两侧且拆装不太方便,故在关掉点火开关的情况下,我拔下爆震传感器的连接端子,凭着试一试的念头起动发动机。当起动机一转动,发动机马上能启动,且一连几次,都能顺利启动,此时发动机故障指示灯是点亮的。
常用的爆震传感器有磁电式和压电式2种,2JZ—GE发动机装用的是共振型压电式爆震传感器,其内部结构如图3,控制波形如图4,控制电路图如图5传感器安装在发动机缸体上,发动机爆震时产生的压力波传给缸体,使质量块产生作用力施加到压电晶体上,压电晶体两端产生电荷通过电缆传输到ECU (ECU已先预存一个固定爆震频率),ECU根据电荷信号,通过计算比较,对点火提前角进行自动控制。原理如方框图所示:
关闭点火开关后,用平时准备的连接端子插入爆震传感器连接座,并引出边线,然后用万用表检测爆震传感器两端子间及端子与发动机机体(外壳)间的电阻。其中,1号爆震传感器两端间电阻为690欧,端子与外壳间的电阻为无穷大;2号爆震传感器两端子间及端子与外壳均为无穷大,符合原厂标准,即1号爆震传感器已损坏。拆下此爆震传感器仔细检查,发现一侧有水渍,用手扳动未觉松动,但见有微裂缝,于是更换新件,插回连接端子,拔下EFI保险丝30秒,以消除试车时的故障码。再次试车,冷热启动都正常,进行路试,轻松就能跑上120km/h。第二天再次启动试车一切正常。
通常ECU监测到爆震传感器损坏,会启动自我保护系统,将点火提前角锁定在某一固定值(该车标准为10度),以保证发动机的正常起动与行驶,并点亮仪表板上的故障警告灯,发出警告。那么,这车为什么会同时出现冷热启动困难且高速无力,又无故障码显示的情况呢?
因为传感器有微裂纹并进了水,造成两信号引线间通过水渍产生电阻,这电阻只是使电脑ECU误认为爆震信号的正常信号,所以就发出控制推迟点火提前角和降低混合比的错误指令,致使冷、热启动困难。启动后,由于质量块振动,使端子间电阻暂时分开,ECU回复到接受正常的信号,使发动机回复正常状态。高速时,由于发动机高速运转使传感器内质量块振动频率加剧,两端间的电阻又重现,并传给ECU,从而又使ECU重新发出推迟点火提前角的错误指令,造成发动机高速无力。
4、结论
通过以上分析诊断,采取一系列排除方法,终于将这台皇冠3.0轿车发动机冷热车启动困难且高速无力的故障排除了。从中得出结论,这一故障只要是由于爆震传感器的短路故障,引起ECU接收错误的信号,进而发出错误指令所致的。
参考文献
[1]徐淼汪立亮张仕奇编著.现代汽车电子控制汽油喷射系统原理与检修.北京:电子工业出版社,2008.
[2]谢绍发编著.皇冠3.0 2JZ-GE发动机维修.广东:广东科技出版社,1999.
[3]宋福昌编著.汽车传感器识别与检测图解.北京:电子工业出版社,2004.
爆震诊断 篇2
爆震燃烧是汽油机的一种不正常燃烧现象,由终燃混合气的自燃引起。强烈爆震时,汽油机功率下降,振动加剧,不但影响性能,而且影响汽油机的寿命和汽车的安全性[1]。汽油机绝对不允许在强烈爆震的情况下工作,但当轻微爆震时,燃烧接近定容燃烧,汽油机的经济性与动力性均有所提高[2]。现代汽车上都装有爆震传感器以检测爆震,一般通过滤波和频谱分析的方法提取爆震特征[3]。但滤波和频谱分析方法检测精度不高,难以发现轻微爆震燃烧。而且都用单个指标诊断爆震,常用的如最大幅值、最大压力升高率等[4]。由于汽油机燃烧的复杂性,振动信号反映的又是燃烧的间接信息,用单个指标诊断爆震容易发生误判或漏判。为避免误判则必须在标定时将点火提前角留有较大余量,使汽油机远离爆震,这样会牺牲一部分性能。本文将小波变换与C-均值聚类方法相结合,利用振动信号有效地分类燃烧模式,并能诊断出轻微爆震。
1 诊断原理
由于小波变换在处理非平稳信号方面具有独特的优势[5],使离散小波变换能够有效地从汽油机振动信号中提取出轻微爆震特征[6]。这种轻微爆震的特征表现为某一特定频带上的周期性冲击。研究发现,目前已有的爆震指标在表征这种冲击特征方面均有缺陷,多数是依据信号能量的大小来判断。由于汽油机的不同燃烧模式之间没有明确的界限,模糊C-均值聚类分析方法处理此类问题具有明显优势。因此,本文提出利用模糊C-均值聚类分析方法来分类燃烧模式,采用多个特征值以改进单个指标诊断爆震容易发生误判或漏判的不足。具体方法是:将振动信号小波变换后的子带信号作为特征域,对特征域信号提取多个特征值,从不同方面表征燃烧模式,用模糊C-均值聚类算法对样本信号的特征值矩阵进行分类,并计算出聚类中心,最后根据待诊断信号与聚类中心的贴近度大小确定爆震与否。
2 算法
2.1 离散小波变换算法
令Aj·和Dj·为一对算子,Aj和 Dj分别代表第j层信号f(t)的小波变换的近似部分和细节部分,则离散小波变换的分解算法[7]为:
A0=f(t)
Aj=∑kH(k-2t)·Aj-1
Dj=∑kG(k-2t)·Aj-1 (1)
式中,t=1,2,…,N;j=1,2,…,J;J=log2N;H(t)和G(t)为一对正交镜像小波分解滤波器,分别为低通滤波器和高通滤波器。
离散小波变换的重构算法[7]为:
Aj=2{∑kh(k-2t)·Aj+1+
∑kg(k-2t)·Dj+1} (2)
式中,t=1,2,…,N;j=J-1,J-2,…,1,0;J=log2N;h(t)和g(t)为一对正交镜像小波重构滤波器,分别为低通滤波器和高通滤波器。
式(1)和式(2)所表示的算法是二进离散小波变换,从频域的角度来看,它是将信号分解到一系列二进带宽的子带上。本文采用改进的单个子带信号重构算法,来获得一系列子带上与原始信号具有相同时间分辨率的子带信号。
2.2 模糊C-均值聚类算法
模糊C-均值聚类算法[8]的实质是寻找一组中心矢量,使各样本到各中心矢量的加权距离平方和达到最小。
假设样本集合为X={x1,x2,…,xn},每个样本为p维向量,即xi={xi1,xi2,…,xip}。各样本以一定的程度隶属于C个不同的区域。用uij表示第j样本隶属于第i类的隶属度,满足3个条件:undefined。
采用总体组内误差平方和(overall within-group sum of squared errors)作为目标函数,其定义为:
J(U,V)=∑∑(μij)m(dij)2 (3)
式中,U为初始隶属度矩阵;m∈(1,+∞)为权重指数;V=(v1,v2,…,vn)T;dij为样本到中心矢量的距离,dij=‖xj-vi‖,xj为第j样本,vi为第i类加权平均值聚类中心矢量,其定义为:
undefined
聚类分析的有效性,用划分系数F和划分熵H来衡量:
undefined
undefined
3 爆震试验
对某4缸汽油机进行爆震试验,在不同转速(1 750、3 000、4 500、5 800 r/min)和节气门开度(100 %、80 %、60 %开启)条件下,点火提前角以2 °CA的步长自正常值不断增大,汽油机从正常燃烧直至发生爆震燃烧。用Kistler压力传感器测取第一缸缸内的压力信号,同时用IMI加速度传感器(621B40)测取第一缸缸盖上的振动信号,传感器输出的模拟信号经动态分析仪(35 670 A)以102.4 kHz的采样频率采集。测得某工况下压力和振动信号,如图1所示。
4 爆震诊断
以爆震试验中转速为5 800 r/min、节气门全开的工况为例,用图1所示方法进行爆震诊断。该工况的基本点火提前角为28 °CA。
4.1 爆震特征提取
分别取点火提前角为28、38、40 °CA的振动信号进行小波变换,选取Daubchies小波db10,小波变换尺度取23。由于小波变换d2子带信号频率范围为12 800～25 600 Hz,在爆震频率范围内,因此将d2子带确定为爆震信号的特征域。3种点火提前角下的d2子带信号如图2所示。将图2信号与图1压力示功图对照分析可见:图2a子带信号在2个循环的燃烧阶段均未见明显冲击,属正常燃烧;图2b子带信号在0.031 s处有明显冲击,此时正在汽油机第一缸第二循环燃烧过程最高压力点附近,由于试验中该工况下未发生明显的爆震燃烧噪声,且冲击的幅值较小,故确定第二循环为轻微爆震;图2c子带信号在0.01 s和0.031 s处都有明显冲击,时间都在2个循环燃烧过程最大压力点附近,且幅值较大,故确定2个循环都是爆震燃烧。
4.2 特征值确定
研究了20余个能够描述机械信号特征的时域参数,参数可见文献[9,10]。分别求d2子带信号下的各参数值,观察爆震燃烧模式下和正常燃烧模式下各参数值的变化趋势。选择能使爆震燃烧和正常燃烧分类清晰,并且类间距离较大,类内距离较小的特征值作为燃烧模式特征值。经过大量试验,最后确定三次原点矩、峭度、方差和本文定义的参数相对能量,作为燃烧模式的特征值,表达式和物理意义见表1。
表1公式中,xm为信号均值;σ为信号的标准差;ai为汽油机振动信号;xi为振动信号小波子带信号;n为信号点数,范围是燃烧过程上止点后0～90 °CA。
4.3 诊断实例
在模糊聚类算法中,在有效剔除数据野点的前提下,故障诊断样本的数量越多,分类结果相对越精确。限于篇幅,本文以24组数据为例进行聚类分析。将爆震试验得到的振动信号,用4.1节介绍的方法观察其特征域信号(这里是小波变换后d2子带信号),从正常燃烧的信号中取出部分信号作为样本1～8;从轻微爆震的信号中取出部分信号作为样本9～16;从爆震燃烧的信号中取出部分信号作为样本17～24。3种信号共同组成聚类分析的24组分类样本,用表1公式计算出分类样本的特征值矩阵,如表2所示。
取权重系数m=2,分类数C=3,用模糊C-均值聚类算法对表2数据进行分类,并对分类效果进行评估。得到模糊C-均值隶属度矩阵如表3所示,聚类中心如表4所示。通过计算得到划分系数F=0.91,划分熵H=0.14,说明分类效果很好(样本增加时,分类效果更好,F趋近于1,H趋近于0)。并且,从表3各样本隶属度值可见,模糊C-均值聚类方法分类结果与4.1节的方法结果一致,即模糊C-均值聚类方法能将信号按燃烧模式清晰分类。
随机取同样工况下不同点火提前角时测得的振动信号作为待诊断样本,将前面获得的3种燃烧模式的聚类中心作为爆震诊断的标准样本,把待诊断样本与标准样本对照,即可进行爆震诊断。用欧几里德贴近度法求取待诊断样本与标准样本聚类中心的贴近度,某4个样本的诊断结果如表5所示。
诊断结果与实际燃烧情况完全一致,在其他工况下,用该方法也能得到正确的结果,说明该方法可用于爆震诊断。
5 结论
(1) 利用离散小波变换能从汽油机的振动信号中提取出轻微爆震特征。
用多个特征值作为燃烧模式评价指标,不同特征值间提供互补信息,能更全面地反映汽油机燃烧状态。
(2) 与单个指标的爆震评价方法相比,发生误判的几率降低很多。
小波分析和模糊C-均值聚类结合的模糊爆震诊断方法,能准确识别汽油机燃烧的模式,诊断出轻微爆震燃烧。
摘要：提出了一种小波变换和模糊C-均值聚类相结合的汽油机爆震诊断方法,并对某汽油机进行了爆震试验,利用小波变换方法从汽油机振动信号中提取了轻微爆震特征。以振动信号小波变换后的特征子带信号为样本信号,以特征子带信号的4个时域参数作为燃烧模式特征值,利用模糊C-均值聚类方法对燃烧模式进行分类,用贴近度方法进行爆震诊断。结果表明:小波结合模糊C-均值聚类方法能够利用振动信号有效地分类燃烧模式,并能诊断出轻微爆震。
关键词：内燃机,汽油机,爆震诊断,小波变换,模糊C-均值聚类
参考文献
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[9]成曙,张振仁.发动机现代诊断技术[M].西安:西安交通大学出版社,2006.
爆震传感器检测与维修 篇3
汽车用爆震传感器按结构不同分为电感式爆震传感器和压电式爆震传感器两种, 又可将压电式爆震传感器分为压电式共振型爆震传感器、压电式非共振型爆震传感器和压电式火花塞座金属垫型爆震传感器三种。
1.1 电感式爆震传感器
电感式爆震传感器主要由感应线圈、铁心、壳体及永久磁体构成。其结构如图1所示。
电感式爆震传感器利用电磁感应原理检测发动机爆震。当发动机发生爆震时, 铁心受震动而使线圈磁通发生变化, 从而生成感应电动势。当传感器的固有频率相同于发动机爆震时的振动频率时, 传感器输出的信号电压最大。
1.2 压电式爆震传感器
1.2.1 压电式共振型爆震传感器
压电式共振型爆震传感器主要有压电元件、振子、基座、外壳等构成。图2为压电式共振型爆震传感器结构图。
压电元件将紧贴在振子上, 振子则固定在基座上。压电元件通过检测振子的振动压力, 把振动压力转换成电信号传给ECU。输出信号相似于电感式爆震传感器。由于发动机爆震时的振动频率相同于共振型爆震传感器振子的固有频率, 所以必须与发动机配套使用。但当发动机发生爆震时, 发动机将与振子共振, 压电元件输出的电压信号将明显变大, 测量非常容易。
1.2.2 压电式非共振型爆震传感器
压电式非共振爆震传感器主要有套筒、压电元件、惯性配重、塑料壳体和接线插座等构成, 图3为压电式非共振型爆震传感器结构图。
压电式非共振爆震传感器是通过接收加速度信号来检测爆震的。当发动机爆震发生时, 惯性配重与振动加速度的交变力以正比的形式加在压电元件上, 压电元件则将压力信号转变成电信号传给ECU。压电式非共振型爆震传感器输出的信号电压, 在有无爆震时没有明显增加, 爆震是否发生是靠滤波器检测传感器输出信号中有无爆震频率来判断的。这种传感器用于不同型号发动机时, 只需调整滤波器的频率范围, 所以通用性较强。
1.2.3 压电式火花塞座金属垫型爆震传感器
压电式火花塞座金属垫型爆震传感器的结构类似于压电式非共振型爆震传感器, 图4为压电式火花塞座金属垫型爆震传感器结构图。
该类型的传感器是将压电元件安装在火花塞的垫圈处, 每个缸都安装一个, 根据每个缸的燃烧压力直接检测各缸的爆震信息, 将其转换成电信号传给ECU。
2 爆震传感器检测与维修
桑塔纳GLi、2000GLi、2000GSi, 捷达AT、GTX型等国产轿车采用的是压电式爆震传感器, 其电路连接及插头和插座上端子位置如图5所示。当爆震传感器发生故障时, 发动机ECU能检测到, 从而读取此故障的有关信息。检修时, 断开点火开关, 拔下传感器线束插头, 用万用表OHM×100 kΩ或R×10 kΩ档检测传感器的电阻。检测结果应符合表中的规定。
参考文献
[1]汤子兴, 邵玉平.电控发动机技术问答[M].北京:机械工业出版社, 2003.
全身烧伤伴爆震伤1例护理体会 篇4
1 临床资料
患者, 男, 44岁, 汉族。主因头、面、颈、背、臀及四肢被炼铁炉爆炸伤4h, 于2012年11月26日14∶31由平车推入我科。体温36.5℃, 脉搏80次/分, 呼吸22次/分, 血压120/80mm Hg (1mm Hg=0.133kPa) , 体质量75kg, 身高173cm。初步诊断: (1) 大面积中度烧伤, 面积48%; (2) 呼吸道烧伤; (3) 多脏器爆震伤。入院时创面肿胀, 大部分表皮脱落, 8%创面基底红润, 20%创面基底红白相间, 其余20%创面基底苍白, 渗出较多, 给予清创处理, 敷料包扎, 给予一级护理, 报病重, 禁食水, 留置尿管, 记录每小时尿量, 持续低流量吸氧, 雾化吸入, 创面持续灯烤。14∶50患者出现呼吸困难, 立即通知医师14∶50在床旁行气管切开术, 14∶56手术完毕, 患者呼吸困难好转。给予抗炎、补液抗休克治疗。
2 护 理
2.1 气道护理
采用气道灌洗来有效地清理气道, 灌洗时由2名护士共同配合操作, 1名护士用无菌注射器将雾化液8～10ml从气管内注入, 让患者呛咳, 将肺部深组织的痰液、分泌物、坏死脱落组织咯入主气道, 另1名护士用负压吸痰管将其吸出, 数分钟重复1次, 间隔1h左右, 直至坏死组织脱尽, 呼吸道修复[2]。气管灌洗技术对此类患者效果好, 未发生肺部感染。
2.2 雾化吸入
此患者采用的是氧气雾化吸入法, 庆大霉素16万U, 糜蛋白酶4000U加入生理盐水100ml静脉滴注, 每2小时1次, 每次20min, 同时协助患者排背, 鼓励患者咳嗽排痰。
2.3 病室内的环境
采用先进的空气净化机进行每小时的空气净化消毒, 湿度保持在28～32℃以上, 相对湿度>70%。室内进行经常性的洒水和拖地。
2.4 创面护理
定时进行创面用药:0.2%碘伏涂创面每2小时1次, 重组表皮生长因子涂创面每8小时1次, 涂药后全部更换烧伤护理垫, 创面采用暴露持续24h的远红外线治疗机照射创面, 起到消炎、杀菌、促进创面俞合的功能。
2.5 五官护理
(1) 眼部护理:由于眼睑水肿, 眼睛不易睁开, 渗出物不能及时排出, 易造成结膜或角膜继发感染, 应及时用消毒的干棉签擦拭吸干清除分泌物, 必要时涂眼药水; (2) 耳部护理:保持外耳创面清洁、干燥, 及时清除耳部渗出液, 翻身时注意保护耳部; (3) 鼻部护理:鼻腔内应保持清洁, 有分泌物及痂皮时及时清除, 保持呼吸道通畅[3]; (4) 口唇护理:由于肿胀口唇外翻, 口腔黏膜暴露, 要保持湿润防止细菌生长繁殖。
2.6 悬浮床的作用
对患者背部创面有很好的治疗作用, 减少创面受压及能保持创面的干燥, 并且有自控的湿度和温度。
2.7 无菌操作
严格无菌操作, 积极配合体液复苏、营养支持、抗感染等治疗。口腔护理每天2次, 尿道口消毒每天2次, 每天病房内紫外线消毒2次等。
3 结 果
患者在我科医护人员的共同努力下已基本全愈, 正处于功能康复期。现医护人员为其准备了一套功能康复训练课程, 已开始接受全程的功能康复训练。
4 讨 论
在护理全身烧伤伴爆震伤及吸入性损伤患者时, 采用气道灌洗方法, 有效地清理爆震伤患者气管内脱落的黏膜, 从而减少肺部并发症的发生。并且在环境、创面等方面给予创新, 使患者在治疗过程中减少并发症的发生。
参考文献
[1]周玉海, 温建延, 刘艳红.成批烧伤复合肺爆震伤的早期救治[J].华北国防医药, 2010, 22 (2) :141.
[2]赵晓春, 孙向军, 闫德雄, 等.批量烧伤合并吸入性损伤患者早期预防性气管切开的呼吸道管理[J].华北国防医药, 2010, 22 (3) :283.
爆震诊断 篇5
1 资料与方法
1.1 一般资料
35例 (58耳) 爆震性耳聋患者均为男性军人, 年龄19~38岁, 症状主要是听力下降、持续性耳鸣、眩晕、恶心、耳痛及头痛等症状。1周内就诊者22例, 2周内就诊者9例, 1个月内就诊者4例;左耳23例, 右耳35例。经一般检查, 神经科、影像学检查 (头颅及内听道CT和 (或MRI) , 排除蜗窗破裂及中枢神经系统病变。根据WHO“障碍残疾和残废的国际分类 (1980) ”标准[2]。重度听力障碍 (71~90 d B) 7耳, 中重度听力障碍 (56~70 d B) 14耳, 中度听力障碍 (41~55 d B) 17耳, 轻度听力障碍 (26~40 d B) 20耳。伴耳鸣47耳, 伴眩晕者34耳。鼓膜穿孔9耳。
1.2 方法
银杏叶注射液25 ml加入5%葡萄糖液500 ml中, 静脉滴注, 1次/d;甲钴胺片0.5mg, 3次/d。疗程为14d。强地松片1mg/kg, 晨起顿服, 逐渐减量。在上述基本药物治疗的同时采用 (杭州生产的YYCDS-20型12人管道式中型高压氧舱内进行高压氧治疗, 1次/d, 疗程为10 d。
鼓膜穿孔9耳, 用75%酒精清洁外耳道, 清理鼓膜表面血痂及分泌物, 给予抗生素药物治疗预防感染。其中2耳鼓膜大穿孔, 行鼓膜修补术。
1.3 疗效评定标准
痊愈:受损频率平均听力恢复正常, 或达健康水平;显效:受损频率平均听力提高30 d B以上;有效:受损频率平均听力提高15~30 d B;无效:受损频率平均听力改善在15 d B以下[3]。治愈+显效+有效=总有效率。治疗结束后行纯音测听检查并与治疗前比较。均随访6个月。
1.4 不良事件和毒副反应
采用高压氧综合治疗过程中, 未发现有不良事件和毒副反应。
2 结果
痊愈17耳, 显效20耳, 有效16耳, 无效5耳, 治愈率为29.3% (17/58) 、显效率为34.5% (20/58) , 总有效率为91.3% (53/58) 。眩晕、恶心、耳痛及头痛症状于治疗后1周内症状消失。19耳耳鸣消失, 16耳耳鸣减轻, 10耳耳鸣无变化。鼓膜穿孔9耳无一例感染, 7耳在治疗1月内穿孔愈合, 2耳鼓膜行鼓膜修补术, 术后愈合良好。
3 讨论
近年来因部队演练及施工所致爆震性耳聋有增多趋势, 耳爆震伤后出现的鼓膜穿孔、听骨损伤及内耳损伤, 导致传导性耳聋、感音性耳聋及混合型耳聋, 严重影响了官兵的日常工作、生活和学习。对这类患者应及时有效地应用改善微循环、营养神经药物以及高压氧等综合治疗[1]。
高压氧治疗是通过提高血氧含量, 血氧分压和增加血氧弥散度, 使血氧从血管纹向螺旋纹细胞的弥散率上升, 从而使耳蜗的血氧供应增加, 改善螺旋器细胞因缺氧而产生的损害, 增加细胞的新陈代谢, 加速毛细胞以及耳蜗前庭神经纤维的修复[4]。银杏叶注射液含有黄酮类化学成分, 能扩张冠状血管改善脏器血液循环及末梢微循环, 尤其能对抗肾上腺素所致的血管收缩, 增加灌流量, 并有明显的解痉作用, 可对抗组胺和胆碱引起的平滑肌痉挛, 有抗细胞坏死、抗氧化和清除自由基等作用[5,6]。本文中多数患者呈轻、中度感音神经性耳聋, 经行高压氧综合治疗, 效果较好。5耳为重度听力障碍且伴有中耳损伤, 治疗效果不佳。所以部队在演练及施工中应重视爆震性耳聋的预防, 采取切实有效的防护措施, 以降低发病率。一旦确诊为爆震性耳聋, 则应按急诊处理, 及时治疗。治疗方案应采取改善微循环、营养神经、激素、高压氧等综合治疗, 以提高治愈率。
摘要：目的:观察高压氧综合治疗爆震性耳聋的疗效。方法:对35例 (58耳) 爆震性耳聋患者行高压氧综合治疗, 治疗前和治疗后进行纯音测听。结果:总有效率为91.3% (53/58) 。结论:高压氧综合治疗爆震性耳聋疗效肯定, 无明显不良发应, 为临床治疗爆震性耳聋较理想方案。
关键词：高压氧,爆震性耳聋,疗效
参考文献
[1]黄选兆, 汪吉宝.实用耳鼻咽喉科学[M].人民卫生出版社, 1998:1060-1063.
[2]田勇泉.耳鼻咽喉科学[M].北京:人民卫生出版社, 2001:375.
[3]中华耳鼻咽喉头颈外科杂志编辑委员会, 中华医学会耳鼻咽喉头颈外科学分会.突发性聋的诊断和治疗指南 (2005年, 济南) [J].中华耳鼻咽喉头颈外科杂志, 2006.41 (8) :569.
[4]张兰荣, 申作明.高压氧早期治对爆震性耳聋患者听力恢复的影响[J].中国临床康复, 2004, 8 (35) :79.
[5]张建波, 邓力山, 王道雄.金纳多治疗爆震性耳聋[J].海南医学, 2003, 14 (4) :57.
爆震诊断 篇6
脉冲爆震发动机(Pulse Detonation Engine,简称 PDE)是一种利用脉冲式爆震波产生推力的新概念发动机。现有脉冲爆震发动机的推力测量方法有四种,分别为体积比冲法、推力壁压力曲线积分法、弹簧-质量-阻尼系统法和抛物摆法[1,2,3,4]。但是实际中存在一些特殊情况会使上述方法无法使用,如组合式脉冲爆震发动机系统 (如图1)。
该系统由于工作原理和安装方式受限等原因,无法应用现有方法进行推力测量。现提出了使用非接触式推力测量方法。该方法是通过在发动机尾喷管后安装承接板,使用牛顿第三定律以及动量定理,通过测量承接板的受力来获取发动机推力的一种方法。
这种方法的研究在国内外相对较少,中国科学院力学研究所在2010年8月公开了他们研究的一种间接测量气动推力的方法及装置。他们利用动压探针对发动机尾部截面的气动参数进行测量,然后通过环积分处理来获得发动机推力。中国科学院、北京航空航天大学航空学院以及清华大学机械工程学院的Wu Cheng-Kang等在2011年联合发表了航空动力学中非接触的稳态推力的测量方法[5]。他们研究了稳态情况下非接触推力测量方法中承接板安装位置对测量推力的影响。
但是之前的研究没有对这种方法产生测量误差的原理进行具体的分析,也没有对非接触方法是否会对发动机自身产生影响进行研究。另外,之前的研究都是基于稳态的气动参数,对于非稳态情况下非接触推力测量方法尚未报道。
本文的主要内容,首先介绍了非接触推力测量方法的原理;其次通过数值模拟,获得了不同参数的变化对非接触推力测量误差的影响;最后,通过实验研究,建立非接触式推力测量方法应用于某尺寸爆震发动机不同工作频率下的修正公式。
1 方法原理
对称径向进气式的非接触发动机推力测量方法,其原理及各特征截面如图2。
图2将发动机分为轴向进气段的控制体1和发动机主体直段的控制体2。
对于控制体1,在工况下轴向上的受力情况为:
F1 =(P1-Pe)A +V1m。
对于控制体2,对通过发动机的内流根据动量定理可以得到如下关系式:
P1A + Fi - P9A=V9m-V1m。
由于控制体2对其内部气流的作用力与气流对控制体2的作用力是一对作用力与反作用力,因此发动的实际受力为:
F2 =(P9-P1)A +(V9-V1)m。
其中A为发动机横截面积,m为通过发动机气流的质量流量。P0、V0为发动机进气压力和速度,P1、V1为头部气流已经偏转轴向上的压力和速度,P9、V9为发动机尾部排出的气流的压力和速度,Pb、Vb为冲击到平板上往径向方向偏转的气流的压力和速度,Pe为环境压力,Fi为流经控制体2的气流受控制体的作用力。
利用上述两式相加得发动机的实际受力:
F = F1 + F2 = V9m +(P9-Pe)A 。
对于承接平板,当冲击到其上的气流由轴向完全偏转到径向方向时,承接平板的受力根据轴向上的动量定力得:
Fb = V9m +(P9-Pe)A 。
由上两式可知,当冲击到平板上的气流完全由轴向偏转到径向上时,发动机的受力和平板的受力是相同的,而且这个结果与径向进气本身的压力和速度无关。
2 数值模拟
在实际的测量情况中,气流并非如图2情况下在平板处完全由轴向偏转到径向方向。在离开发动机尾部后,由于其自身与环境存在温度、速度和压力的差异,会存在往周围方向的扩散,因此无法保证气流在冲击到平板位置之前没有损失。
以下是选择空气作为研究对象的2D喷管模型的数值模拟,喷管长30 cm、直径6 cm,外场为长150 cm、直径100 cm的圆柱形区域。取其中心剖面采用网格质量为0.01结构化网格,网格量179 010,求解器采用基于密度的求解类型,隐式迭代,并采用二阶精度的离散格式。流场应满足的控制方程为:
状态方程:p=ρRT。
连续方程:
轴向和径向的动量方程:
能量方程:
式中ρ为空气密度,p为压力,v为速度,μ为流体动力黏性系数,角标z和r分别为轴向和径向的方向矢量,其他常量均按照κ-ε湍流模型进行取值。
参照组的计算边界条件如表1。
利用上述模型获得一组气流离开尾喷管的速度场及X=1.5 m处X向速度分布(如图3)。
基于单变量的研究思路。第一对比组只将相对初始压强增大到5 atm,其余不变。第二对比组只将初始温度增大到1 500 K,其余不变。第三对比组只将流量增大到3 kg/s,其余不变。所得结果如图4
参照组中各项气动参数保持不便,截面选择改为X=0.5 m位置,其结果如图5
通过对1 m处X向的速度分布进行对比分析发现,在升高温度、增大流量时,X向速度分布相对基准组更为集中,气流离开尾喷管出口后径向扩散损失较小;而增大气体压强时,气流离开尾喷管出口后,径向扩散损失比较大。而对于同一流场,选取截面距离喷管口处越近径向扩散越小。因此可以得到如下结论:
若选择了同一位置的截面,调节气动参数,则:
(1)气流与环境压差越大,扩散损失越大;
(2)增大气流流量,可以减小扩散损失;
(3)升高气流温度,也可以减小扩散损失。
若维持尾喷管气动参数恒定时,选取不同位置截面,则:扩散会随着选择截面位置的增加而增大。
上述分析表明,非接触推力测量方法在尾喷管出口气流与外界压差低、流量大、温度高且平板安装较为靠近的的条件下测量效果较好。
3 台架设计与实验
爆震发动机的工作特点,首先是其工况为非稳态,其次是其工况中存在高温、高压,且工质流量会随着工作频率的增加而线性增长。非接触推力测量方法台架设计的主要难点,在于承接平板半径的确定。通过数值模拟的方法,基于非接触推力测量方法的原理,建立2D爆震模型,在距离发动机尾部截面一定距离安置承接平板,通过观察平板上的压力分布,来确定合理的半径,并以此为参考,进行台架的设计。图6为台架设计的示意图。
实验在西北工业大学脉冲爆震实验室进行,所选发动机为脉冲火箭式发动机,头部安装六路气路,采取径向进气的方式提供爆震所需空气,喷油嘴安装在发动机头部,由燃油调剂系统进行调节。爆震发动机内径6 cm,总长1 605 mm。所选承接板直径为600 mm。使用两个推力传感器分别用直接法和非接触法对发动机推力进行测量,在发动机上沿轴线安装三个压力传感器P0、P1、P2,其位置分别为推力壁处,距离推力壁1 430 mm处和距离推力壁1 530 mm处。
4 实验数据与分析
使频率保持在25 Hz不变,逐次改变承接平板的位置至50 mm、70 mm、100 mm、200 mm、300 mm、400 mm、500 mm、以及不加装承接板八种情况进行测量并记录数据。偏差较大值均采用莱茵达准则(即残差V超出±3σ)进行剔除。工况条件和实验结果如下:
现象及分析:利用以上8组测量值的拟合结果发现:(1)非接触方法在实验区间的测量结果大于直接测量法,这个结果与传统稳态流非接触推力测量的结果相反。产生这个结果的主要原因在于脉冲爆震发动机间歇工作和高压的特性,这种特性会使冲击到平板上的爆震波发生回传,因此,图2中对冲击气流列轴向上的动量定理时,Fb > V9m + (P9-Pe)A,即平板受力大于发动机本身的受力;(2)测量推力与校准值存在一定的差异,这种差异在10 cm之前的较为明显,而在10 cm之后则会逐渐减小。这个结果表明,平板安装在10 cm前,会对发动机的正常工作产生明显的影响,而随着安装距离的逐渐增大,这种影响会逐渐减小,因此10 cm可以近似的看作由临界位置;(3)非接触推力的测量值会随着安装距离的增大而减小,此结果与数值模拟中气流扩散量与截面位置的关系结果相符。
使承接板固定在距离发动机尾部200 mm处,对10 Hz、15 Hz、20 Hz、25 Hz、30 Hz的情况进行测量并记下数据。为了保证实验的准确性,每一组频率都进行了多次的测量,其中偏差较大的结果仍采用莱茵达准则进行剔除。其结果如表4。
需要注意的是为了能够使发动机比较容易起爆且保持工作状态较为稳定,上述频率下所提供的油气量,都是过填充的。
现象及分析:测量推力值会随频率的上升而明显的上升,发动机测量推力随频率的变化基本成一阶线性的关系。高频情况下单位Hz的推力比低频情况下的略大(如表4)。一方面是爆震发动机本身具有这样的性质[9],另一方面,由于爆震发动机的工质流量是与其频率成正比的,所以高频情况下通过发动机的气流流量较大,即增大流量会使爆震发动机的单位推力增大,这个结果与第二节的数值模拟的结果相符。
5 结论
通过上述非接触气动推力测量方法的理论分析、发动机排出气体各参数对非接触方法测量影响的数值模拟以及相关实验可以得出以下结论:
(1)非接触方法测量发动机推力从推力产生的原理上进行分析是可行的,它在尾喷气流参数为高流量、高温和低压的情况下工作效果最佳;
(2)使用非接触方法对发动机进行推力测量时,承接板上的测量推力会随着承接板到发动机尾部截面的安装距离的增大而减小;
(3)脉冲爆震发动机使用非接触方法的推力测量结果可能会出现大于直接测量法的情况,主要原因是由于爆震发动机高压和间歇工作的特性,会导致冲击到平板上的爆震波发生回传,进而使非接触方法的测量结果比直接法大。而传统稳态发动机则一定不会出现这种情况;
(4)承接板存在临界安装位置,如果过近则会对发动机的正常工作产生影响,使爆震发动机直接推力测量法的结果急速下降。
摘要：对非接触推力的产生原理进行了理论分析,并利用CFD软件,对影响该测量方法精度的发动机气动因素进行了数值分析。结果显示非接触方法在尾喷管出口气流为低压、高温、高流量且承接板安装较近的情况下,测量损失较小。通过火箭式爆震发动机推力测量实验,研究了爆震发动机频率以及承接板安装位置对非接触式推力测量结果的影响。实验结果表明,承接板上的测量推力会随承接板到发动机尾喷口距离的增加而减小,高频情况下的相对误差比低频情况下小,实验结果与数值模拟一致。
爆震诊断 篇7
关键词：爆震波,激波,激波向爆震波转变,U形管,数值计算
目前脉冲爆震发动机 ( PDE) 普遍采用的起爆方法是间接起爆, 间接起爆是采用较低的点火能量通过爆燃向爆震转变 ( deflagration to detonation transi- tion, DDT) , 或是激波向爆震转变 ( shock wave to det- onation transition, SDT) 的起爆方式。从已有的DDT距离数据来看, 应用碳氢燃料的PDE需要较长的爆震室, 这就会限制爆震波在推进系统中的应用［1—5］。 为满足DDT或是SDT距离的需求和缩短爆震室轴向尺寸的要求, 可以采用曲管爆震室代替现有国内外普遍研究的直管爆震室, 这一方法既适用于主爆震室也适用于预爆管。国外对曲管中DDT和SDT的研究是从最近几年开始的, 相关试验方法和数据还不完善, 但初步结论是弯曲光管对DDT和SDT的快速形成是有利的［6—8］。
现以丙烷 ( C3H8) 为燃料, 以空气为氧化剂, 研究激波在U形管中的传播、加速过程, 激波向爆震转变过程, 以及爆震波在U形管中的传播过程, 并归纳总结曲管中SDT转变规律, 为弯曲爆震室的设计提供参考。
1数值方法与计算模型
1. 1数值方法
流体流动受物理守恒定律的支配, 基本守恒方程包括: 质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定律; 流动中包含不同组分间的混合及相互作用, 还要遵守组分守恒定律。这些守恒定律的数学描述可以表示成控制方程的通用形式
将式 ( 1) 展开得
式 ( 2) 中, 为通用变量, 可以代表u 、v 、w 、T等求解变量, Γ 为广义扩散系数, S为广义源项。式 ( 1) 中各项依次为瞬态项、对流项、扩散项和源项。 对于特定的方程, φ 、Γ 和S具有特定的形式, 表1给出了三个符号与各特定方程的对应关系。
所有控制方程都可经过适当的数学处理, 将方程中的因变量、时变项、对流项和扩散项写成标准形式, 并将方程右端的其余各项集中在一起定义为源项, 化为通用微分方程, 只需考虑通用微分方程式 ( 1) 的数值解。数值计算近壁面采用非平衡壁面函数处理, 在方程离散格式上采用二阶迎风格式, 在算法上应用对瞬态问题有着明显优势的PISO算法 ( the pressure-implicit with splitting of operators) ［9］。 为了取得较高的计算精度, 时间步长采用适应性时间推进, 最小时间步长为1 × 10－ 10, 最大时间步长为5 × 10－ 7, 这种方法在以前的文章中有过验证［10，11］。 化学反应采用两步反应机理, 即: 将反应分成两个阶段, 第一阶段为感应期阶段, 此阶段不发生化学反应, 没有放热现象; 第二阶段为放热阶段, 此阶段发生化学反应, 伴随放热现象。
丙烷 ( C3H8) 的化学反应方程式为
1. 2计算模型
Frolov［7］在预爆管后设计了一段螺旋管, 如图1所示, 相比于直爆震室所需的直接起爆能量, 增加螺旋管后只需一半的点火能量就可通过DDT形成爆震, 这主要归功于螺旋管内激波的多次反射压缩作用。本文对图1中的模型进行简化, 来研究激波在U形管中的传播、加速过程, 激波向爆震波转变过程, 以及爆震波在U形管中的传播过程, 为曲管爆震室的设计提供参考。简化为图2 ( a) 、 ( b) 所示的两种计算模型进行模拟。
两种模型均由直管段和U形段组成, 内径为50 mm, 直管段长度为300 mm, 点火区紧靠封闭端, 长15 mm。U形段内壁面曲率直径分别为d = 4 mm、 28 mm、50 mm、78 mm、100 mm。为了克服外界对爆震室出口流场的干扰, 计算过程还增加了外区。计算网格为四边形网格, 模型网格尺寸均为1 mm, 并采用了自适应网格技术［12］, 爆震室出口外区部分网格尺寸逐渐增大。
1. 3初值及边界条件
U形管内填充当量比为1. 0的丙烷和空气混合气, 初始压力为0. 1 MPa, 初始温度为300 K, 爆震室外区填充空气。采用激波点火的方式, 点火区温度为300 K, 压力为12 ~ 18 MPa ( 为了研究激波向爆震波转变过程的需要, 所以采用了高起爆压力) , U形管的另一端连接外区, 外区边界为压力出口, 其压力和温度分别为0. 1 MPa、300 K。所有壁面均为绝热、无滑移。
2模拟结果和流场分析
2. 1 U形管弯管处形成“热点”
对曲率直径d = 50 mm的模型 ( a) 进行计算, 点火区压力为12 MPa时, 激波进入U形段时的平均速度为715 m/s ( 根据进入U形段时的某一时间间隔内激波扫过的距离, 可以算出激波在这一时间内的平均速度) , 外壁面附近的激波速度、压力、温度增加, 内壁面附近的激波参数均降低, 外壁面处激波能量的升高仍未能达到形成爆震波所需的, 所以经过弯管后未能形成爆震波 ( 判断爆震波形成的标准是: 爆震波可以以恒定的波速向前传播, 并保持压力、温度、波速等特性参数不变。) 。图3为点火区压力为18 MPa时, 激波向爆震波转变的过程图, 是在不同时刻截取的压力和温度云图。激波进入弯管时的平均速度为960 m/s, 温度为780 K, 压力为0. 8 MPa, 如图3 ( a) 所示; 在外壁面的限制作用下, 外壁面附近的压力、温度逐渐增大[图3 ( b) 、 ( c) ], 当压力和温度升高到一定程度, 就会在某一处出现局部爆炸点, 即“热点”[图3 ( d) ], 这是爆震波产生的前提条件。
2. 2 “热点”向爆震波转变
图4是爆震波随时间的推移向弯管的两个方向传播的过程。局部爆炸点在U形管弯管段的外壁面附近形成后, 爆震波压力波迅速向四周传播, 随后传播到弯管的内壁面处[图4 ( b) ]; 接着形成了沿U形管向上游和向下游传播的两个爆震波锋面[图4 ( c) 、 ( d) ], 这就是通过SDT形成爆震波的过程; 由于局部爆炸出现之前仅仅是激波在管中的传播, 没有燃烧现象, 所以在“热点”上游和下游均有可燃混合物的存在, 所以会出现向上游和下游两个方向传播的爆震波, 这与传统的由DDT形成的爆震波的压力分布规律是不同的; 向下游传播的爆震波在弯管的限制作用下, 传播方向发生改变, 使得外壁面附近的爆震波压力大于内壁面附近的爆震波压力[图4 ( e) 、 ( f) ], 外壁面附近的爆震波速度大于内壁面附近的速度, 从而出现了图4 ( g) 中的爆震波前锋面; 在压力差的作用下, 激波由外壁面向内壁面传播, 并加强了内壁面附近的爆震波, 使得内壁面附近的爆震波速度大于外壁面[图4 ( h) 、 ( i) ], 最终形成了稳定传播的爆震波[图4 ( j) ]。
向下游传播的爆震波是在静止的可燃混合物中传播的, “热点”上游的可燃混合物在激波的带动下也向下游流动, 所以向上游传播的爆震波是在有一定速度和压力的逆流中传播的, 总体来看, 向下游传播的爆震波速度较大, 向上游传播的爆震波压力较大, 又由于点火区处是封闭的壁面, 所以在整个上游出现了大片的高压区。将向上游传播的爆震波放大, 并将不同时刻的爆震波前锋面叠加就会出现图5中的胞格结构, 可以看出, 爆震波的前导激波是一个非平面结构, 由弯曲激波组成, 弯曲激波以很高的速度向各个方向传播, 而当两个前凸激波相交时, 为了保持平衡, 在相交线上就出现了第三个激波 ( 横波) , 也就形成了“三波点”结构, 将“三波点”运动轨迹连接起来就得到了如图所示的鱼鳞状胞格结构。 而在向下游传播的爆震波中没有出现这种明显的 “三波点”结构, 可能是由于上游的可燃气有一定的速度和压力, 增加了流体的湍流度, 为横波的出现创造了条件, 而在静止的可燃气中只能看出一维爆震波结构。
2. 3不同强度的激波经过U形管的波速变化
图6是沿U形管内壁面和外壁面的波速变化情况, 波速是单位时间内激波前锋扫过的距离。横轴是距离封闭端的距离, 纵轴是激波速度。三条曲线表示激波以三种不同的速度进入U形管弯管后的情况。曲线1 ( 图中detonation曲线) 是以爆震波速度进入弯管, 这是在点火区压力为18 MPa, 温度为2 000 K时 ( 为了在直管段形成爆震波, 只能增大点火区的温度, 采用这种点火方式得到的爆震波属于DDT过程) , 在直管段已经形成稳定的爆震波的情况。爆震波在收缩的外壁面上发生反射, 出现一道“马赫杆”, 速度升高; 在扩张的内壁面附近发生衍射, 爆震波强度减弱, 波速降低; 在直管段时波速均基本保持在爆震波速度 ( 1 800 m/s) 附近; 在第二个U形管弯管段时激波速度发生与经过第一个弯管时相同的变化。曲线2 ( 图中SDT曲线) 是以较高的激波速度进入弯管段, 并发生激波向爆震波转变的过程。激波以960 m/s的速度进入弯管, 在外壁面上发生反射, 在内壁面处出现衍射现象; 外壁面附近反射波与激波相互作用并加强, 使得压力和温度均有很大的增加, 同时速度也增大, 而在内壁面附近的激波变得较弱, 速度减小; 在外壁面上的压力和温度增大到一定程度时出现“热点”, 此处的激波速度也达到了爆震波速度; 外壁面附近的爆震波迅速向四周传播, 引爆内壁面处的未燃气, 使得内壁面上的激波速度达到爆震波速; 随后的变化与曲线1的变化类似。曲线3 ( 图中shock wave曲线) 是激波以710 m / s的速度进入弯管段, 同样在外壁面发生反射, 在内壁面发生衍射, 但激波和反射激波相互作用并加强后不足以转变为爆震波, 外壁面上速度又降低到进入弯管时的速度, 经过第二个弯管时经过同样的过程, 最终没有形成爆震波。
2. 4不同曲率直径对爆震波的影响
以上分析是对曲率直径d = 50 mm的模型 ( a) 和模型 ( b) 进行的分析。本文还对不同的曲率直径进行了模拟, 图7是不同曲率直径的U形管形成爆震波的位置, 也就是局部爆炸点 ( 红色高压区域) 出现的位置。曲率直径为4 mm、28 mm、50 mm、78 mm时, 相同强度的激波经过弯管反射加强作用后可以形成“热点”并进一步形成爆震波, d = 100 mm时, 出现“热点”, 但未能形成爆震波。可以看出, d = 4 mm时, 激波扫过U形管50° ( 以进入U形管弯管时为0°, 出弯管时为180°) 时出现“热点”, d = 28 mm时, 在60°处出现“热点”, d = 78 mm时, 在83° 处出现“热点”。d = 100 mm时, 由于曲率直径过大, 壁面对激波的反射加强作用较小, 虽然在弯管段出现“热点”但仍未形成爆震波。
图8为相同强度的入射激波在不同曲率直径 ( d = 4 mm、100 mm) 的U形管模型中的传播过程云图。不同曲率直径的U形管在不同角度处出现“热点”后, 迅速向四周传播, 进一步形成爆震波, 从弯管向下游传播的爆震波紧贴外壁面传播, 同一截面上的爆震波呈现不均匀的现象, 在曲率直径较大时, 不均匀的爆震波在较短的距离内就会变得比较均匀。在d = 100 mm时, 激波在两个弯管处紧贴外壁面传播, 在外壁面的反射作用下, 压力增大, 温度也升高, 出现“热点”。而后激波进入直管段, 压力和温度均降低, 激波强度低于进入弯管时的强度, 又经过第二个弯管的作用也未能形成爆震波。
2. 5模拟结果实用性分析
相比于直管下的SDT特性, 曲管中激波的碰撞、反射起主导作用, 本文分析了不同曲率直径、不同激波强度对SDT的影响规律。U形管的曲率直径越小, 对激波的反射作用越强, 经过内外壁面多次反射后更容易形成爆震波。激波经过U形管后, 在内外壁面上出现不均匀的激波强度和速度, 从不均匀状态过渡到均匀状态需要一定的距离, 距离的大小与U形管的曲率直径有关, 所以设计曲管预爆室时需要综合考虑曲率直径, 直段长度, 以及激波强度在SDT过程中的影响作用。
3结论
本文以丙烷 ( C3H8) 为燃料, 以空气为氧化剂, 采用数值方法研究初始激波在U形管弯管中的传播、加速过程, 激波向爆震波的转变过程, 以及爆震波在U形管中的传播过程。在管径为50 mm的U形管中, 初始激波速度为960 m/s时, 经过弯管的反射加强作用可以形成“热点”, 并进一步形成爆震波, 而在初始激波速度低于715 m/s时, 不能形成爆震波; 爆震波在弯管段形成后向上游和向下游两个方向传播, 向下游传播的爆震波进入直管段后逐渐变成强度较弱的、比较均匀的爆震波, 向上游传播的爆震波是在有一定压力和逆流速度的流场中传播, 传播速度较小, 压力较大, 可以明显看出“三波点” 的运动轨迹; 稳定的爆震波和激波在经过弯管段时在外壁面附近强度增加, 在内壁面附近发生衍射现象强度减弱; 曲率直径对SDT有很大的影响, 较小的曲率直径对SDT有促进作用; 在曲率直径较大的U形管中, 不均匀的爆震波传播出弯管后, 在较短的距离内就会变得比较均匀, 这为设计曲管预爆室提供了理论基础和参考。
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