氣相氛圍中懸浮粉末燃料爆震燃燒研究進展

劉　龍，夏智勛，黃利亞

(1. 國防科技大學高超聲速沖壓發動機技術重點實驗室， 長沙 410073；2. 國防科技大學航天科學與工程學院， 長沙 410073)

0　引　言

爆震發動機憑借能量釋放速率快、結構簡單、熱循環效率高、推重比大等優點，日漸受到人們的廣泛關注。目前爆震發動機所用燃料主要為氣體(H2、CH4等)和液體(汽油、煤油等)，根據表1中數據，H2和煤油與幾種典型的粉末燃料(Al、Mg、B、C等)相比，其質量熱值都有較大優勢，但粉末燃料的體積熱值普遍高于傳統的液體、氣體燃料，即使在考慮粉末燃料裝填空隙的條件下，粉末燃料的裝填率可達到60%左右[1]，此時粉末燃料的體積熱值相比液體、氣體燃料仍有優勢，即對于體積一定的燃料箱，裝填粉末燃料能夠為飛行器動力系統提供更多能量。同時，粉末燃料在貯存、使用過程中安全性高，粉末燃料著火燃燒不需考慮霧化問題。但作為爆震燃料粉末燃料亦有其不足，在傳統氣相燃料爆震中，化學反應在分子層面進行，以預混燃燒反應為主，反應速率高，而粉末燃料的著火燃燒過程主要發生在粉末顆粒的表面或周圍區域，以表面燃燒(C、B等)或蒸發擴散燃燒(Al、Mg等)反應為主，反應速率較低，表現為燃料的點火延遲時間較長，直接起爆難度較大。因此若能夠通過一定技術手段實現粉末燃料的穩定、可靠直接起爆，或者將粉末燃料作為燃料添加劑應用于氣體、液體燃料爆震推進系統，結合氣體、液體燃料容易起爆，粉末燃料燃燒放熱多的優點，有望顯著提高現有爆震發動機動力性能。

本文以粉末燃料爆震研究進展為主線，以純粉末燃料爆震波、混合燃料爆震波為重點，綜述了其在實驗研究和數值模擬研究方面的進程和成果；總結分析了目前實驗手段及數值模擬方法的特點和不足；以此為依據提出了后續研究重點。

表1　不同燃料的質量熱值和體積熱值Table 1　Enthalpy of reaction per unit of mass and volume of different fuels

1　純粉末燃料爆震波

1.1　爆震波一維結構

圖1所示為典型的粉末爆震波一維結構示意圖，粉末燃料經過前導激波后在誘導區內受熱升溫實現著火，在后續的燃燒區內與氧化性氣體反應釋放能量用以維持爆震波的傳播。由于粉末燃料化學反應速率較低，粉末爆震波結構誘導區和燃燒區厚度量級相當，與氣相燃料爆震波結構(誘導區厚度比燃燒區高出1個量級)存在明顯不同，即便如此，仍有部分粉末燃料在燃燒區內未能實現完全燃燒，通過CJ平面(馬赫數為1的平面)之后繼續反應，但此時反應放熱對維持爆震波傳播不再有貢獻。

圖1　爆震波結構示意圖Fig.1　Scheme of detonation wave structure

Lee等[2]對燕麥粉的爆震燃燒問題，在歐拉坐標系下采用雙流體模型建立了粉末爆震一維模型，模型考慮了氣相與顆粒相之間的速度和溫度延遲、氣固混合物與管壁的摩擦損失熱交換損失以及燃燒反應輻射損失。結果表明，在一定的粉末濃度范圍內數值模擬結果與實驗結果吻合較好，但計算得到的爆震波速度仍略高于實驗測量值。而對于粉末濃度較高的情況，數值計算結果與實驗值偏差較大。

Khasainov[3]和Veyssiere[4]對淀粉顆粒在O2中的爆震燃燒問題建立了一維爆震模型，模型中的氣化參數是控制淀粉顆粒放熱反應的關鍵，在合適的氣化參數下，數值計算結果與實驗數據吻合較好，但當淀粉濃度超過4000 g/m3后，實驗證明爆震波存在，而此模型無法求解。同時此模型能夠解釋實驗得到的爆震波速度不同是由于其粉末粒徑、爆震管內徑以及爆震管長度差異所造成的。此外，文獻中給出了經簡化的爆震波熱力平衡速度預估公式：

(1)

式中：γCJ為CJ面處的混合物比熱比，Q為反應熱。計算結果與已有實驗數據吻合較好，而對于粉末濃度較高的情況，數值計算結果與實驗值偏差較大。

采用類似的松弛參數方法，Fedorov對含瀝青成分的碳粉顆粒在O2中的爆震燃燒過程展開一維建模[6-7]，此模型將化學反應源項簡化為3類：可揮發碳氫化合物(瀝青)的高溫分解和燃燒以及煤顆粒表面燃燒。數值計算結果表明，爆震波的穩態速度是碳粉顆粒初始濃度以及碳粉顆粒點火延遲時間的函數；可揮發碳氫化合物的高溫分解和燃燒以及碳粉顆粒表面燃燒動力學參數是影響碳粉顆粒的燃燒時間的關鍵因素，而碳粉顆粒多孔性導致的表面積增加對燃燒過程影響甚微；通過分析前導激波后的流場參數，認為碳粉顆粒的燃燒時間遠大于其點火延遲時間以及兩相間的速度和溫度延遲時間，因此碳粉顆粒燃燒時間是決定爆震波能否維持傳播的關鍵。

1.2　爆震波空間結構

有關粉末燃料爆震的實驗研究起始于上世紀60年代。Strauss[8]、Tulis[9]、Borisov[10]、浦以康[11]、Zhang[12-14]、劉慶明[15-16]等多國學者在不同尺寸爆震管內開展了粉末燃料爆震實驗研究，如表2所示。結果表明，要實現粉末燃料的爆震燃燒所需的爆燃轉爆震(Deflagration to Detonation Transition, DDT)距離明顯長于氣體或液體燃料[17-18]，提高點火源的點火能量可以縮短DDT距離。實驗中測得的爆震波一維傳播速度大都存在明顯波動，難以得到一個穩定的爆震波速度值。其中，文獻[12-14,16]在爆震管同一截面不同周向位置布置傳感器，根據記錄的高頻壓力信號推斷出粉末爆震波在傳播過程中存在沿周向的速度分量，并非單純的一維平面結構。文獻[13]針對粉末爆震波的旋轉結構進行了深入研究，認為粉末爆震波的旋轉結構與爆震管內徑D以及粉末爆震波胞格尺寸λ有關。當D≤λ時，粉末爆震波為單頭結構，此時前導激波后僅存在一道沿周向旋轉的橫波，三波點在內壁面的運動軌跡為一條與爆震管軸線成一定夾角的斜線；當D>λ時，粉末爆震波為多頭結構，此時前導激波后沿周向的兩個方向都有橫波存在，三波點在內壁面的運動軌跡交織形成胞格結構。文獻[14,19]中利用煙膜記錄得到的爆震波胞格結構也與上述理論相符。此外，文獻[19]中還提出了關于爆震管最小內徑與胞格尺寸之間的關系：

(2)

式中：d0、p0分別為粉末燃料初始粒徑以及氣相初始壓強，參數m、n根據不同工況取值不同。當D

表2　粉末爆震主要實驗結果總結[8-16]Table 2　Summary of main experiment results of powder fuels detonation

Fedorov等[20]針對Al-O2管道內爆震問題所建立了二維爆震模型，得到了詳細的橫向胞格尺寸，如圖2所示。數值計算結果表明，計算域寬度Y直接影響到胞格排列規律、尺寸大小分布，在胞格分布規律且尺寸相對均勻時，算例滿足網格無關性條件；胞格尺寸是顆粒的粒徑、點火延遲時間、燃燒時間以及兩相間的速度延遲時間、溫度延遲時間的函數，且與初值條件無關，針對胞格規則分布且尺寸相對均勻的穩態爆震波，提出了胞格尺寸與顆粒粒徑關系式：

λ=λ0(d/d0)θ

(3)

式中：λ0=27 cm，d0=10 μm，θ=1.6；研究還發現，對于一維穩態自維持爆震波而言，由波后兩相參數差值和延遲時間所對應的距離所定義的特征尺寸，與粉末燃料粒徑也呈指數相關關系。此外，Fedorov等[21]還針對不同顆粒粒徑分布的影響展開研究。數值計算結果表明，在一種粒徑占主導地位的條件下，爆震波胞格尺寸由占主導的粒徑顆粒決定；與單粒徑組分相比，爆震胞格形成變慢，橫波強度降低，三波點的峰值壓力有明顯降低；在一些粒徑組合中，胞格爆震波存在完全衰退的情況，存在一個不同粒徑顆粒質量分數比的范圍，在此范圍內，不會形成胞格，爆震波以平面形式傳播。

Benkiewicz等[22]針對Al-O2爆震問題的二維模型，在計算方法方面采用了一種自適應網格微調方法，增加了爆震波區域內流場結構的分辨率(如激波面、不連續斷面、密度高梯度變化區域等)，開展了對爆震波結構和波前演變過程的精細研究。結果表明，雖然現象的尺度不同，但Al顆粒在O2氛圍的爆震過程與單純氣相爆震結果類似，如三波點的發展，前導激波和橫波、三波點的震蕩，在爆震波后燃料駐留形成的口袋狀結構以及其他一些特征現象；在0.12 m寬、0.6 m長的計算域內，粒徑2.5 μm的Al粉顆粒最終發展為雙波并列模式，且對于稀薄氣固混合物，顆粒濃度影響不大，此時爆震波胞格寬度尺寸約為6 cm量級，與文獻[21]中根據實驗數據估算的胞格尺寸0.05-0.10 m相符；對于1 μm粒徑的Al粉顆粒，胞格結構更加精細，起初為11波并列模式，胞格特征寬度約為1.1 cm，隨后爆震波結構變得略微不規則，發展為8.5波并列模式。此時胞格特征寬度約為1.4 cm；

圖2　二維爆震問題胞格結構計算結果[20]Fig.2　Computation results of cellar structure in the 2-D detonation problem

Tsuboi等[23]針對玉米淀粉-O2爆震開展三維建模，數值計算得到了穩定的雙向旋轉爆震波結構以及內部的橫波傳播、三波點震蕩的細節信息，其所選的動力學參數得到的爆震波軸向速度、旋轉速度與文獻[13]的實驗數據符合度較好。

韋偉等[24]針對Al-O2爆震問題建立的二維模型考慮了氣體粘性作用在爆震波傳播過程中的影響。氣體粘性的存在使得爆震波傳播過程中阻力增加，傳播速度、峰值壓力均有所下降，但峰值速度更平穩。尤其是壁面附近黏性效應更加明顯，表現為管壁處徑向速度顯著增加，而軸向速度明顯下降。

由上述研究可以看出，在粉末濃度較高條件下現有模型計算結果并不理想，除粒徑、濃度以及顆粒物質本身著火燃燒模式外，爆震管尺寸也是影響爆震波后流場參數及胞格尺寸的重要因素。為實現粉末燃料的爆震燃燒，對爆震管管徑、管長都有一定要求，雖然在采用高能量點火源以及活性更高的O2作為氧化劑的條件下，爆震管尺寸可以適當減小(最小長度約2.7 m)，但作為飛行器動力系統仍然顯得過于龐大，限制了以純粉末作為燃料的爆震發動機的工程應用。

2　混合燃料爆震波

2.1　爆震波一維結構

在原本的氣相爆震系統中加入可反應的粉末燃料便構成了粉末燃料-氣相燃料-氣相氧化劑混合爆震系統。其中，氣相反應的時間尺度遠小于氣固兩相反應，使前導激波后化學反應整體熱量釋放速率隨時間呈非單調變化，爆震波結構更加復雜，同時粉末顆粒不僅與初始氣相組分中的氧化性氣體反應，也可能與氣相爆震燃燒產物發生反應，因此混合爆震系統中，不同氣相組分及粉末濃度條件下氣相反應與氣固兩相反應的進行程度可能存在較大差異，與純粉末爆震相比混合爆震波傳播機理更加復雜。

Veyssiere[25]和Khasainov[26]等人在經典的ZND非理想爆震模型的基礎上，以Al粉在H2-空氣氛圍中的爆震情況為例，建立一維混合爆震波模型，模型中假設Al粉主要跟氣相反應產物水蒸氣反應，根據爆震波后燃料能量釋放效果，將混合爆震波劃分為3種模式：第一種為Single-front detonation(SFD)模式，此時氣相燃料和固相顆粒燃料燃燒釋放的能量均用于維持爆震波的傳播，流場中僅有一處間斷面；第二種為Pseudo-gas detonation(PGD)模式，此時僅氣相燃料燃燒釋放的能量用于維持爆震波的傳播，在氣相爆震波CJ平面之前固相顆粒可視為惰性顆粒，而在CJ平面后，固相顆粒在氣相爆震高溫產物氛圍中開始著火燃燒；第三種是Double-front detonation(DFD)模式，此時存在兩道獨立的爆震波，即氣相燃料燃燒放熱維持的爆震波在前，固相顆粒燃料燃燒放熱維持的爆震波在后。在粉末顆粒燃料初始濃度較低時(100 g/m3)，爆震波最終以DFD模式穩定傳播，而濃度較高時(250 g/m3)，爆震波先以PGD模式傳播，之后由于CJ平面后顆粒反應產生的擾動使爆震波加速并最終以SFD模式穩定傳播。

Zhang等[27-29]針對在C2H2-空氣混合物中添加Al粉的爆震情形建立了一維混合爆震波模型，不同濃度和粉末粒徑條件下的混合爆震波數值計算結果與Veyssiere[25]和Khasainov[26]類似，不同的是，Zhang將DFD模式又細分為2類，當Al粉粒徑較小時(10 μm)，兩爆震波之間的距離基本維持不變，而當Al粉粒徑較大時(20 μm)，在傳播過程中兩爆震波之間的距離出現周期性震蕩。

Uphoff等[30]提出了一種通用形式的一維混合爆震波模型，并針對C粉在H2-空氣氛圍中的爆震情形開展算例研究，其中氣相H2-O2反應涉及8種組分，16個基元反應，而C粉顆粒除了考慮與O2分子反應外，也考慮其與H2-O2反應的中間產物O、OH反應。計算結果表明，即使最終爆震波能夠以雙波峰形式(DFD模式)傳播，顆粒經歷兩爆震波后仍未反應完全，且在顆粒濃度較低、反應速率較低的條件下，傳播過程中爆震波壓力主峰存在明顯震蕩。

Carvel等[31]通過H2-O2-Ar混合物內加入可燃顆粒或惰性顆粒的爆震實驗證明，在一定的顆粒粒徑、顆粒濃度、氣相組分及初始氣壓條件下，可燃顆粒與惰性顆粒對應的爆震波結構基本相同，存在明顯的雙波結構，即此時爆震波均以DFD模式傳播。分析認為可燃顆粒形成雙波結構是由于固相顆粒的點火延遲所致，與文獻[32]中結論一致，而對于惰性顆粒形成雙波結構，文中給出一種可能的解釋：固相顆粒相對于氣相存在速度滯后，在前導激波之后，固相顆粒密度并沒有隨氣相密度同步急劇上升，其密度激增點位于氣相密度激增點下游位置，處于后方的固相顆粒高密度區內，顆粒之間相互作用比重增大，對氣相流動起到一定阻滯所用，從而使壓力上升。

Wolinski等[33]在長4.5 m，內徑8 cm的爆震管內開展了燕麥粉-CH4-空氣混合物爆震實驗，實驗采用H2-O2產生的爆震波引爆混合物。實驗結果表明，CH4-空氣混合物本身不易形成爆震波，而加入燕麥粉則有助于爆震波的形成，這是由于燕麥粉受熱揮發形成的氣相組分對爆震波形成起到了促進作用，而波后懸浮顆粒在受熱形成的高溫熱點的同時也提高了混合物的湍流度，也有助于爆震波的形成；形成最強爆震波時對應的燕麥粉濃度，隨氣相組分中CH4比例的增加而降低；燕麥粉濃度過高會抑制爆震波的形成，對應CH4體積分數為9%的工況條件，文中給出了一個經驗公式用于計算爆震波熄滅的燕麥濃度上限

σ/d=1000 kg/m4

(4)

式中：σ為燕麥濃度上限，d為燕麥平均粒徑，實驗結果與此經驗公式符合度較好。

2.2　爆震波空間結構

圖3　煙膜記錄的爆震波胞格結構[32]Fig.3　Soot tracks of the detonation cellar structure

Veyssiere等[32]開展Al-H2-空氣混合物的爆震實驗研究，得到了具有雙波結構的連續爆震波(DFD傳播模式)，分析認為由于H2與Al顆粒點火延遲存在差距，第一道爆震波由H2燃燒反應放熱維持，第二道爆震波由Al燃燒反應放熱維持。實驗中還嘗試用C2H4或C2H2替代H2，但沒有得到連續雙波結構；隨后又針對不同類型的Al粉對爆震波波速和胞格結構的影響進行了實驗研究，實驗中采用三種Al粉(粒徑3.5 μm球形粉A_1、粒徑13 μm球形粉A_2，厚度0.5-1 μm片狀粉F)，并與純氣相爆震進行了對比，爆震波結構對比如圖3所示，添加A_1和F的爆震與純氣相爆震相比，爆震胞格尺寸更小且排列更規則，而添加A_2的爆震胞格尺寸比純氣相爆震大且更加不規則；添加A_1和F的爆震無論爆震波峰值還是后續燃燒產物的壓力均高于純氣相爆震，而添加A_2的爆震從爆震波到達并進過100 μs的時間段內，壓強水平與純氣相爆震十分接近，在爆震波峰通過200 μs后有一個明顯的壓力上升；添加A_1和F的爆震波速相比純氣相有所增加，而A_2與純氣相相比有所降低。

Zhang等[27]對Al-C2H2-空氣混合物爆震開展實驗研究，結果表明，Al粉對C2H2-空氣爆震的影響趨勢與Veyssiere等人[32]的結果類似，即添加小粒徑(2 μm)的Al粉所形成的爆震與C2H2-空氣的純氣相爆震相比，其胞格尺寸更小，爆震波峰壓力與波后燃燒產物壓力更高。

1—純氣相爆震, 2—粒徑13 μm Al粉混合爆震, 3—粒徑13 μm惰性粉末爆震, 4—粒徑3.5 μm Al粉混合爆震圖4　在t=1和t=2 ms時刻，Al粉濃度為300 g/m3條件下，爆震波壓強曲線[34]Fig.4　Profiles of pressure at t=1 and 2 ms for 300 g/m3 aluminum powders

Khasainov等[34]針對Al粉在H2-空氣氛圍中的爆震情形建立了二維混合爆震波模型，結果表明，對于小粒徑(3.5 μm)而言，爆震波速度隨Al粉濃度增加而增加，爆震波胞格尺寸隨著Al粉濃度的增加而減小，而大粒徑(13 μm)反之；文中還將上述兩種添加Al的混合爆震與純氣相爆震、添加惰性粉末(粒徑13 μm)的爆震進行了對比分析，其爆震波壓強曲線如圖4所示，結果表明，添加大粒徑Al粉的混合爆震波為兩個獨立的雙波結構(圖中曲線2)，位于下游的壓力峰是由Al粉燃燒導致(曲線2、3對比)，添加小粒徑Al粉的混合爆震波為單波結構(曲線4)，小粒徑Al粉的燃燒反應增強了氣相爆震波的強度(曲線1、4對比)。

2.3　混合爆震應用研究

鑒于純粉末燃料在爆震管中DDT距離過長而使得目前以純粉末作為燃料的爆震發動機的工程應用較難實現，可以借鑒固體劑中加入高能固體顆粒的方法，將粉末燃料作為添加劑加入到現有的氣體、液體燃料爆震中，結合氣體、液體燃料容易起爆，粉末燃料燃燒放熱多的優點，以期提高原有爆震發動機動力性能。

Bykovskii等[35-38]以H2為流化氣，在圓盤形渦流燃燒室內實現了μm級C粉與空氣的爆震燃燒。實驗系統結構如圖5所示，H2夾帶C粉由供應裝置進入環形腔進入燃燒室，空氣經由環形腔進入燃燒室，在圓盤形燃燒室一端平面上有長條形觀察窗，另一端平面有排氣管。在排氣管內徑70 mm和100 mm條件下，得到了速度為1.6-1.8 km/s的連續旋轉爆震波，在排氣管內徑50 mm條件下，得到了頻率約為4.8 kHz的徑向脈沖爆震波。在后續研究過程中，圓盤渦流燃燒室內徑由204 mm增大至500 mm，同時降低H2質量分數(相對于C粉2.8-5%)，增大C粉粒徑(10-60 μm)，成功實現了爆震；驗證了H2是爆震波產生的關鍵，氣固兩相反應占次要地位，但反應放熱更多；圓盤渦流燃燒室尺寸越大，C粉駐留時間越長，越容易實現爆震，實驗過程中C粉消耗率為106 kg/(s·m2)；實驗結果還表明，增大空氣入射角有利于實現連續旋轉爆震；增大管道截面積，減小排氣管直徑有利于降低總壓損失；隨著爆震波數量減少，其對環形腔5、6內的壓強影響增大。

圖5　燃燒室及空氣、C粉供應系統示意圖[38]Fig.5　Experimental chamber and system for air and coal supply[38]

Palaszewski等[39]開展了Al基凝膠脈沖爆震發動機單脈沖點火燃燒試驗，所采用的Al基凝膠燃料中的Al粉質量分數為4.85-25%，粒徑為60-100 nm。實驗結果表明，Al粉質量分數為12-18%的Al基凝膠與空氣組合即可實現爆震燃燒，無需額外補充O2，與之相對應，煤油凝膠要實現爆震燃燒需要在空氣中補充額外O2(氣相氛圍中O2質量分數不能低于30%)，說明Al基凝膠脈沖爆震發動機對空氣中O2含量依賴程度低，發動機工作可靠性高，同時燃料密度的提高可以有效提升發動機總沖。

由上述研究成果可知，對于混合爆震，在適當的氣相組分比例及粉末顆粒濃度條件下，添加小粒徑粉末的確有促進爆震燃燒的作用，大粒徑粉末由于點火延遲時間較長反而可能削弱爆震波強度，作用類似于惰性顆粒；小尺寸圓盤形燃燒室內成功實現氣體/粉末燃料的連續旋轉爆震，以及采用Al基凝膠的PDE實現單次脈沖點火，說明將混合爆震用于動力系統具有一定可行性。

3　粉末爆震實驗裝置、測量手段和數值模擬方法

在早期的粉末燃料爆震實驗中，由于受到粉末彌散方法的限制，爆震管大都采用豎直形式[8,33]，粉末燃料彌散主要靠爆震管頂端或底端通入流化氣來實現。此類爆震管受安裝條件制約，長度有限，同時，經彌散后懸浮在管內的粉末燃料受重力影響在豎直方向存在密度梯度，影響彌散均勻性。

對于水平放置的爆震管，其尺寸限制較小，管長可達數十米，如圖6所示為Zhang[14]的爆震管實驗裝置示意圖，其采用的粉末彌散方式是先將粉末燃料鋪在管底并在粉末燃料上放置一根與爆震管軸線同方向的細管，在細管與粉末燃料相對的細管壁上開有許多小孔(直徑0.8 mm)，依靠經由小孔的氣流將粉末燃料吹離爆震管底來實現粉末燃料彌散懸浮。浦以康[11]、劉慶明[15-16]等人采用了一種自制的噴粉揚塵系統，在爆震管壁上沿軸線方向等距開孔，每個孔安裝一個組獨立的噴粉揚塵裝置，以此產生均勻彌散的粉末燃料。

圖6　Zhang實驗裝置結構示意圖[14]Fig.6　Schematic diagram of the experimental setup used by Zhang[14]

除了采用傳統爆震管裝置，Veyssiere等[40]曾嘗試在如圖7的實驗裝置內開展粉末燃料半球面爆震實驗，由于裝置尺寸較小(容積0.385 m3)，實驗未能得到自維持傳播的穩定爆震波。

圖7　Veyssiere半球面爆震實驗裝置結構示意圖[40]Fig.7　Schematic diagram of the hemisphere detonation experi-mental setup for hemisphere detonation used by Veyssiere

在實驗測量手段方面，對于壓力測量，使用高頻壓力傳感器測量爆震波波峰壓力，使用煙膜記錄爆震波傳播過程中胞格結構變化等是目前常用且成熟的壓力測量方法。

對于溫度測量，目前公開文獻中尚未見到可直接用于粉末爆震波流場溫度測量的成熟技術，時下較為成熟的相干反斯托克斯拉曼散射[41](Coherent anti-Stokes Raman Scattering, CARS)測溫技術適用于穩態靜止火焰的測量，且對光路要求較高，只能測量單點溫度，不太適用于高速傳播的粉末爆震波流場溫度測量。而在相關研究領域，已經實現利用光譜儀[42]、光電倍增管[43]或者高速相機[44]等設備采集顆粒燃燒的火焰光譜/光強信號，經過后續算法處理得到顆粒的燃燒溫度，并且目前光譜儀測溫方法的采樣間隔已經可以達到μs量級[45]，因此目前來看利用光譜儀測溫設備測量粉末爆震波流場溫度具有較高的可行性，但此方法直接采集的是光強/光譜信息，需后處理程序轉化為流場溫度信息，準度受后處理程序算法影響較大。

對于組分濃度測量，時下得到廣泛應用的平面激光誘導熒光(Planar Laser Induced Fluorescence, PLIF)技術主要用于H2及碳氫燃料燃燒過程中中間產物(如CH基、OH基、CO基等)濃度測量，文獻[46]證明利用PLIF技術能夠得到Al顆粒燃燒過程中的中間產物AlO濃度分布，但PLIF技術受其采樣頻率的限制，使得目前粉末爆震波流場濃度測量仍然難以實現，燃燒中間產物濃度分布是研究燃燒機理問題的重要信息，濃度測量的技術瓶頸也是目前限制粉末燃料爆震燃燒實驗與理論建模研究的關鍵問題。

在建模和數值模擬方法方面，爆震波誘導區和燃燒區內粉末燃料顆粒群受熱、著火、燃燒過程，涉及氣固兩相之間的質量、動量、能量交換以及化學反應動力學等復雜過程，需要進行適當簡化假設。將顆粒當作流體處理的歐拉-歐拉方法(雙流體模型)是目前描述粉末顆粒爆震燃燒過程的主要方法[4-7,20-22,47-49]。氣固兩相間的質量、動量、能量交換過程分別由固相顆粒轉氣相的質量轉化率Jp、顆粒所受氣體作用力f以及氣固兩相間熱量傳導速率q等源項描述，f、q的表達式大致相同，并無本質區別。模型中假定固相轉化為氣相后，氣相燃燒為瞬時完成的單步反應，未考慮詳細反應過程，此時Jp也表示顆粒燃燒速率，根據不同物質的燃燒特征，Jp表達式可分為有限擴散反應模型、有限動力學反應模型以及動力學-擴散混合模型等[50]。燃燒產物統一算作氣相組分，未考慮燃燒產物實際凝結過程的影響，如文獻[47]中將液態產物Al2O3按氣相處理，但對氣體壓力沒有貢獻。

上述雙流體模型中，顆粒采用的著火判據是參考物質的熔點、沸點，人為設定點火溫度。這樣的做法優點在于計算簡便，但誤差較大，且缺乏物理解釋。由于顆粒在誘導區、燃燒區內的著火過程對于維持爆震波傳播有重要影響，顆粒點火判據需要進一步改進，如參考固體顆粒著火燃燒數值模擬常采用的溫度突躍[51]、質量躍遷[52]、氧化層破碎[53]等著火判據。此外，多顆粒燃燒時顆粒間存在合作效應[54]，與單顆粒燃燒相比，表現為著火溫度降低，著火延遲時間變短，而上述模型均未考慮顆粒間合作效應。

文獻[20-22]表明，在二維模型中，為使爆震波在傳播過程中形成胞格結構，需要在初始條件中添加一個密度擾動，而文獻[24]的二維模型中因未加初始擾動計算得到的爆震波仍為平面結構。

近幾年，由于Conservation Element/ Solution Element(CE/SE)方法在捕獲強間斷波方面所表現出的良好效果，國內學者嘗試將此方法針應用于粉末燃料爆震問題數值模擬[48-49]，驗證了該方法的可行性。

除基于歐拉-歐拉方法的雙流體模型外，另一種在氣固兩相流數值模擬的常用方法，將顆粒當做離散相處理的歐拉-拉格朗日方法，適用于顆粒數目不多的條件，而在粉末爆震數值模擬中，顆粒粒徑小數目大，且涉及化學反應，若采用歐拉-拉格朗日法則計算量太大，目前公開文獻中未見到采用此方法模擬計算粉末爆震。

針對粒徑更小的nm級粉末顆粒，目前已有將其當作大分子處理，用于nm級Al粉-空氣氣固兩相混合物的流動燃燒數值模擬[55]，此處理方法也為粉末爆震燃燒數值模擬提供了新的思路。

在混合爆震波模型方面，主要是將粉末爆震與其他燃料爆震模型線性組合，并未考慮兩者之間的耦合作用，雖然部分計算結果在傳播模式、爆震波速度等宏觀現象和參數能夠與實驗結果有較好的匹配，但涉及具體化學反應過程則人為假設較多，是否與實際反應一致有待驗證。

4　結束語

對國內外粉末燃料在氣相氛圍中爆震燃燒的實驗及數值模擬研究進展進行了綜述，分析了在空氣、O2等氧化性氣相氛圍以及在H2、CH4等燃料和空氣、O2等組成的混合氣相氛圍中粉末燃料爆震波的傳播特性，討論了粉末爆震波的傳播機理。研究結果表明：(1)粉末燃料本身的物質性質、粒徑和濃度是影響爆震波速度、穩定性、傳播模式、細觀結構和胞格尺寸的重要因素；(2)目前的粉末燃料-氣相氧化劑爆震系統中，要實現穩定的爆震燃燒需要較大尺寸的爆震管，難以將其直接應用于爆震發動機；(3)圓盤形燃燒室以及Al基凝膠PDE等混合爆震工程實驗取得初步成果，證明將粉末燃料應用于爆震動力系統有較好的應用前景。

為實現粉末燃料在爆震發動機中的實際工程應用，需要對懸浮粉末燃料在氣相氛圍中的爆震燃燒特性開展進一步研究，以實現粉末燃料爆震燃燒高效組織，提高能量利用率，改善爆震發動機性能。因此還有許多工作需要開展：(1)開發出適用于粉末爆震波溫度及組分濃度分布的先進測量技術，針對粉末燃料在氣相氛圍中爆震燃燒波的細觀結構開展實驗研究，進一步加深對粉末燃料爆震機理的認識，建立準確性更高的粉末爆震波模型；(2)采用恰當的數值計算方法，利用先進的云計算資源，開展高維度的粉末爆震波數值模擬研究；(3)結合粉末爆震機理及現有工程實驗的研究成果，開展采用粉末燃料混合爆震的發動機原理樣機研究。

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