鋁粉燃料連續旋轉爆轟發動機工作特性

續晗， 羅永晨， 倪曉冬， 肖博文， 張鋒， 蘇曉杰， 鄭權， 翁春生

(南京理工大學 瞬態物理國家重點實驗室， 江蘇 南京 210094)

0 引言

爆轟發動機作為一種新型發動機，采用釋熱速率極快的爆轟燃燒方式將燃料的化學能高效轉化為動能，形成推力。一方面得益于其較高的熱循環效率，另一方面受益于其精簡的發動機結構，使得爆轟發動機成為推進領域的研究熱點之一[1]。爆轟發動機按照其工作模式可以大致分為以下三類：脈沖爆轟發動機[2]、連續旋轉爆轟發動機(RDE)[3]以及斜爆轟發動機[4]。按照其應用方式可以分為火箭式爆轟發動機、沖壓式爆轟發動機以及組合式爆轟發動機。上述大量研究都是圍繞著氣體燃料[5]或者液體燃料開展[6]，針對固體燃料的RDE研究則較少。

固體燃料相對于氣體和液體燃料而言，有其獨特優勢：部分固體燃料的能量密度更高，穩定性更好，環境適應性更強，便于存儲運輸，且原材料取材廣泛，價格低廉。另一方面，固體燃料發動機也有著其獨特的優勢，包括其可靠性更好，結構更加簡單等。另外，固體燃料發動機在點火前不需要復雜及耗時較長的燃料裝填過程，因此其發射周期更短，響應更快[7]。如果將固體燃料粉末化，形成固體粉末燃料，則將帶來更多的燃料優勢：粉末燃料隨流性較好，方便調節，可實現發動機多次啟動及推力可調的能力。由于固體粉末燃料的上述優勢，使得其在推進領域得到廣泛研究，如粉末的流化輸送研究、粉末沖壓發動機研究、粉末火箭發動機研究等。然而上述大量研究都圍繞著定壓燃燒方式開展，少有研究采用爆轟燃燒方式的粉末發動機。如果將爆轟燃燒的循環優勢與固體粉末的燃料優勢結合起來，形成固體粉末燃料RDE，將為飛行器等帶來更高性能且具有獨特優勢的新型動力技術。

俄羅斯和美國近幾年來開展了粉末爆轟發動機的相關研究。Bykovskii等[8-11]通過對煤粉爆轟發動機的實驗研究，實現了煤粉/氫氣/空氣混合物的連續旋轉爆轟燃燒，并分析比較了不同煤粉燃料帶來的不同粉末爆轟特性。Sajvadori等[12]和Dunn等[13-16]同樣實現了煤粉/氫氣/空氣混合物的連續旋轉爆轟燃燒，并且發現煤粉的加入可以拓寬RDE的工作范圍。然而上述粉末燃料RDE的研究均基于煤粉為燃料，且均需氫氣的加入才能實現連續旋轉爆轟燃燒，一旦沒有了氫氣的加入，爆轟波則會傳播失效，這不利于飛行器的工作。

本文以鋁粉為燃料、空氣為氧化劑，無需借助其他助爆氣體，實現了鋁粉/空氣RDE的正常工作；對鋁粉燃料RDE的爆轟特性及推進性能進行了實驗性探索，將其與相同發動機結構及相同運轉條件下噴注氫氣/空氣時的爆轟特性及推進性能進行對比分析，得出了鋁粉燃料的獨特爆轟特性及推進性能。

1 實驗裝置與測試方法

1.1 實驗裝置

鋁粉燃料RDE采用盤式結構，如圖1所示。圖1(a)中，P1、P2、P3、P4為4個壓強傳感器，用于監測發動機燃燒室內的爆轟波傳播過程。4個傳感器兩兩一組，組間間隔90°方位角，每組的2個傳感器徑向位置分別為40 mm和67 mm。燃料和空氣通過外圓噴入直徑為150 mm的發動機燃燒室。為避免回火問題，燃料和空氣分別通過空氣腔和燃料腔噴入燃燒室內進行混合，噴射方向如圖1(b)小箭頭所示。圖1(b)中，d為預混區直徑。因此所形成的混合區域距離外圓壁面有一定距離，爆轟波在混合區域內旋轉傳播。根據研究燃料不同，可以噴入鋁粉/空氣，從而實現鋁粉/空氣RDE的工作；亦可噴入氫氣/空氣，從而實現氫氣/空氣RDE的工作。本文對該盤式RDE分別噴注鋁粉/空氣及氫氣/空氣進行對比實驗研究，從而方便對比相同發動機構型下不同形態燃料的爆轟特性及推進性能。內圓為發動機爆轟產物的出口，直徑為50 mm。通過布置在燃燒室一側的H2/O2預爆轟管點火起爆，形成初始爆轟波。該爆轟波傳入發動機盤式燃燒室內，沿燃燒室外圓壁面順時針方向旋轉傳播，爆轟產物通過內圓持續不斷噴出，從而形成持續推力。

圖1 RDE結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of rotating detonation engine

為方便對比相同發動機結構及相同運轉條件下，不同燃料形態所帶來的不同爆轟特性及推進性能，實驗中對鋁粉/空氣和氫氣/空氣的供給均采用1的當量比，空氣質量流量均為260 g/s。其中空氣質量流量通過音速噴嘴壅塞限流的方式來控制，并在管路中安裝流量計用于空氣流量的監控；氫氣燃料同樣采用音速噴嘴壅塞限流方式控制其流量，并在氫氣管路中安裝流量計用于氫氣流量的監控；鋁粉采用步進電機驅動活塞的方式供應，通過精確控制活塞位移速度及位移行程來控制鋁粉的供給流量和時長。

圖2 鋁粉電鏡掃描圖Fig.2 SEM photo of the aluminum powder

表1 鋁粉物理化學性質

1.2 測試方法

發動機燃燒室內的爆轟特性通過布置在燃燒室不同位置處的4個高頻壓強傳感器獲得，如圖1(a)所示。高頻壓強傳感器型號為美國PCB Piezotronics公司生產的PCB 113B24，其最小分辨率為0.035 kPa，共振頻率大于等于500 kHz，上升時間小于1 μs，足以捕捉爆轟波的傳播過程。發動機推力通過PCB Piezotronics公司生產的高頻推力傳感器PCB 208C03采集，該傳感器的最小分辨率為0.02 N，量程為2.224 kN，安裝在發動機頂部軸線位置(見圖1(b))，傳感器另一側與臺架固定面接觸，該推力傳感器最小分辨率為0.02 N。所有測量信號都通過測控系統進行同步采集，采集頻率為500 kHz。

2 結果與討論

圖3和圖4分別為鋁粉/空氣及氫氣/空氣RDE的熱試車實驗過程。兩種發動機的熱試車實驗都經歷了預噴射、點火起爆、持續工作及熄火4個過程。對比圖3及圖4可以看出，鋁粉/空氣RDE的預噴射過程伴有大量粉塵云，并且點火起爆后的尾焰更長，亮度更亮。這一現象將在后文討論中進行分析解釋。

圖3 鋁粉/空氣RDE工作過程Fig.3 Working process of Al/Air rotating detonation engine

圖4 氫氣/空氣RDE工作過程Fig.4 Working process of H2/air rotating detonation engine

2.1 爆轟波傳播特性分析

圖5為鋁粉/空氣及氫氣/空氣RDE燃燒室中的壓強振蕩曲線。該壓強曲線由布置在燃燒室外邊緣的壓強傳感器3測得，具體位置如圖1(a)所示。圖5中每次壓強上升都代表著爆轟波經過一次壓強傳感器3所在位置，峰值壓強則代表著爆轟波的強度。由圖5可見，鋁粉/空氣的峰值壓強Δp=0.707 MPa，要略高于氫氣/空氣的峰值壓強Δp=0.638 MPa。值得一提的是，發動機工作時燃燒室靜壓在0.3 MPa左右。根據鋁粉/空氣混合物的Chapman-Jouguet(C-J)爆轟理論計算，此壓強下鋁粉/空氣混合物的當量比為1時，鋁粉/空氣爆轟波峰值壓強pd(Al/air)=24.8×p0，p0為初始壓強。該C-J理論值被Zhang等[17]通過鋁粉爆轟實驗驗證，誤差在10%以內。氫氣/空氣混合物在此壓強下，當量比為1時的C-J爆轟峰值壓強為pd(H2/air)=15.9×p0。對于氣相爆轟而言，C-J爆轟峰值壓強和實驗測量值吻合較好[18]。由此可見，在相同初始壓強、相同當量比下，鋁粉/空氣的爆轟峰值壓強約是氫氣/空氣的1.6倍。根據C-J理論公式可知，爆轟峰值壓強和混合物熱值呈正比，因此鋁粉/空氣混合物具有更大的爆轟峰值壓強是由于鋁粉/空氣混合物的能量密度更大導致的。

圖5 鋁粉/空氣與氫氣/空氣RDE中壓強振蕩曲線(由傳感器3采集)Fig.5 Oscillation curves of pressures in Al/air and H2/air RDEs obtained by pressure sensor 3

圖6 爆轟波波頭、斜激波與傳感器之間相互位置示意圖Fig.6 Schematic diagram of relative positions among detonation wave，oblique wave and pressure sensors

值得討論的是，對比本文實驗所測得的發動機燃燒室內的峰值壓強，無論是鋁粉/空氣還是氫氣/空氣，其值都小于上文所提及的C-J理論爆轟峰值壓強，其原因分析如下。首先，本文實驗采用非預混的方式，氧化劑和還原劑在燃燒室內邊預混邊參與爆轟燃燒，因此摻混不均勻性會帶來爆轟壓強值的虧損。其次，本文實驗中所得峰值壓強是由傳感器3所測得的，由于傳感器座孔加工干涉問題，使得傳感器3所測位置無法貼近燃燒室外壁面。而爆轟波波頭的傳播比較貼近燃燒室外壁面，因此傳感器無法測得爆轟波波頭的峰值壓強，只能測得爆轟波形成的斜激波壓強，如圖6所示。斜激波壓強相對于爆轟波波頭壓強要弱許多，因此所測值要比理論C-J爆轟峰值壓強低。雖然無法測得爆轟波波頭峰值壓強，但斜激波的壓強是與爆轟波波頭壓強呈正比的，因此對比斜激波壓強也可以從側面反映爆轟波的強弱。本文實驗所測鋁粉/空氣的峰值壓強(Δp=0.707 MPa)略高于氫氣/空氣的實驗結果(Δp=0.638 MPa)，與C-J理論值的規律一致，從而進一步說明由于鋁粉/空氣混合物具有更高的能量密度，因此可以帶來更高的爆轟峰值壓強，實現更高的增壓能力。

值得討論的第2個問題是，本文實驗測的鋁粉/空氣峰值壓強(Δp=0.707 MPa)，僅為氫氣/空氣(Δp=0.638 MPa)的1.1倍(高11%)，遠小于上文所提C-J理論計算的1.6倍(高56%)，其原因分析如下。首先，本文實驗所測得的峰值壓強是斜激波的峰值壓強，雖然斜激波的壓強和爆轟波波頭峰值壓強呈正比，但是并不線性，因此實驗所測得的斜激波強度倍數不能完全吻合C-J理論爆轟強度倍數。另一方面，本文實驗所用固體燃料為0.53 μm中位徑鋁粉，而Zhang等[17]驗證鋁粉/空氣C-J理論值的實驗用鋁粉為100 nm粒徑粉末，遠小于本文實驗用鋁粉粒徑。根據Zhang等[17]的研究發現，隨著鋁粉粒徑的增大，有越來越多的未燃鋁粉出現在爆轟波聲速面之后，其后燃所釋放的化學能無法用于供給前導激波，因此會存在爆轟波峰值壓強虧損，導致實際爆轟峰值壓強低于理論C-J爆轟峰值壓強。本文實驗采用的鋁粉粒徑范圍為0.04～8 μm，其中大顆粒鋁粉無法參與爆轟燃燒，這是本文實驗所測倍數低于C-J理論倍數的第2個原因。

進一步地，上述機理可以用來解釋圖3及圖4中鋁粉/空氣和氫氣/空氣RDE正常工作時尾焰的差異。一方面，由于所用鋁粉中位徑較大，部分大顆粒鋁粉未在爆轟波聲速面之前參與爆轟燃燒，而發動機燃燒室長度較短，因此部分大顆粒鋁粉在噴出燃燒室后還在持續后燃，形成更長更亮的尾焰。另一方面，鋁粉的能量密度較大，化學反應放熱更加劇烈，因此尾焰更為明亮。

圖7為鋁粉/空氣及氫氣/空氣RDE壓強曲線的快速傅里葉變換(FFT)分析圖。由圖7可以看出鋁粉/空氣RDE的工作頻率(f=3.65 kHz)要低于氫氣/空氣RDE(f=4.09 kHz)。由(1)式可知，在供給當量比都為1下，鋁粉/空氣的爆轟波傳播速度要比氫氣/空氣的爆轟波傳播速度低11%。

vd=f·d·π

(1)

式中：vd為爆轟波的平均傳播速度；f為主頻。

圖7 鋁粉/空氣與氫氣/空氣RDE中壓強振蕩的FFTFig.7 FFT plots of Al/air and the H2/air RDEs

根據鋁粉/空氣混合物的C-J爆轟理論計算，初始壓強0.3 MPa下，鋁粉和空氣混合物的當量比為1時，鋁粉/空氣C-J爆轟速度D(Al/air)=1 878.2 m/s。該C-J理論值同樣被Zhang等[17]通過鋁粉爆轟實驗驗證，誤差在10%以內。氫氣/空氣混合物在此壓強下，當量比為1時的C-J爆轟速度D(H2/air)=1 986.6 m/s。同樣，對于氣相爆轟而言，C-J爆轟速度和實驗測量值吻合地較好[18]。由此可見，鋁粉/空氣的C-J爆轟壓強雖然比氫氣/空氣的高56%，但是其C-J爆轟速度要比氫氣/空氣的低5.4%。而本文實驗測得的鋁粉/空氣爆轟速度要比氫氣/空氣的低11%，這同樣是由于所使用的鋁粉中位徑較大，部分大顆粒鋁粉在聲速面后進行后燃，存在爆轟速度的虧損，導致其低于理論C-J爆轟速度。換言之，雖然供給當量比為1，但鋁粉實際參與爆轟燃燒的當量比是小于1的。綜上所述可以推測，對于鋁粉燃料RDE，采用粒徑更小的鋁粉燃料(納米級)，會使更多的鋁粉參與爆轟燃燒，實際爆轟當量比就會更加接近供給當量比，進一步提升爆轟壓強及爆轟速度，從而提升推進性能。

2.2 爆轟波傳播模態分析

圖8和圖9分別為鋁粉/空氣及氫氣/空氣RDE穩定工作時燃燒室內圖1所示不同位置處4個壓強傳感器所采集到的壓強曲線圖。由圖8和圖9可以看出，兩種發動機的壓強振蕩較為規律，起峰順序為：壓強傳感器3(壓強傳感器4)→壓強傳感器1(壓強傳感器2)，表明爆轟波在兩個發動機中的傳播都是沿順時針方向。這是因為預爆轟管中的爆轟波都是沿順時針方向傳入發動機燃燒室的(見圖1(a))。由于壓強傳感器1和2處在同一個方位角上，這兩個位置處的起峰時刻基本一致。壓強傳感器3和4同樣如此。爆轟波在發動機中的傳播模態可以通過(2)式～(4)式獲得：

(2)

(3)

(4)

圖8 鋁粉/空氣RDE中不同位置處壓強振蕩曲線Fig.8 Pressure profiles in different positions of Al/air RDE

圖9 氫氣/空氣RDE中不同位置處壓強振蕩曲線Fig.9 Pressure profiles in different positions of H2/air RDE

2.3 發動機推力性能分析

圖10為鋁粉/空氣及氫氣/空氣RDE的推力曲線，其中的平均推力值通過(5)式得出：

(5)

式中：Ta為發動機的平均推力值；T(t)為隨時間變化的推力值；t1為推力達到最大峰值的時刻；t2為停止供應燃料的時刻。

圖10 鋁粉/空氣與氫氣/空氣RDE的推力曲線Fig.10 Thrust profiles of Al/air and H2/air RDEs

由圖10可以看出，在發動機結構一致且均無噴管下，空氣流量同為260 g/s，供給當量比同為1下，鋁粉/空氣RDE的推力要比氫氣/空氣RDE的推力高35%。這是因為鋁粉燃料的體積能量密度(定當量比下單位體積混合物的化學能)更大：在空氣流量260 g/s，供給當量比1下，氫氣流量為7.5 g/s，鋁粉流量為67 g/s。按照氫氣熱值為140 kJ/g、鋁粉熱值為30.2 kJ/g來計算，相同供給條件下，氫氣的供給能量為7.5 g/s×140 kJ/g=1 050 kJ/s，鋁粉的供給能量為67 g/s×30.2 kJ/g=2 023.4 kJ/s。因此鋁粉的供給能量接近于氫氣的2倍，然而鋁粉的推力卻只比氫氣提高了35%，其原因2.1節中已給出：實驗所用鋁粉中位徑較大，部分大顆粒無法參與爆轟燃燒而參與了后續的爆燃，使得熱循環效率下降，因此推力無法等比例增高。

值得注意的是，推力曲線最初上升的35 N是由于燃料/空氣預噴射所產生的推力，而后的推力增益才是燃料/空氣化學反應熱量釋放所形成的。

3 結論

本文對鋁粉/空氣盤式RDE進行了熱試車實驗，實現了鋁粉和純空氣的連續旋轉爆轟燃燒并獲得了穩定推力，為吸氣式粉末燃料RDE奠定了一定的實驗和理論基礎。通過與供給當量比同為1的氫氣/空氣盤式RDE熱試車實驗結果對比，得到以下主要結論：

1) 在發動機結構一致且均無噴管下，空氣流量同為260 g/s，供給當量比同為1下，鋁粉的體積能量密度接近于氫氣的2倍，但鋁粉/空氣RDE的推力卻只比氫氣/空氣RDE的推力高了35%。這是因為實驗所用鋁粉的中位徑較大，部分大顆粒鋁粉無法參與爆轟燃燒，而參與了后續的爆燃，因此熱循環效率有所下降。

2) 鋁粉/空氣的C-J理論爆轟壓強比氫氣/空氣的高56%，而本文實驗所測鋁粉/空氣的峰值壓強要比氫氣/空氣的峰值壓強高11%。一方面是由于本文實驗所測的峰值壓強為爆轟形成的斜激波的壓強，與爆轟壓強雖然呈正比，但并不線性。另一方面是由于實驗所用鋁粉中位徑較大，部分大顆粒鋁粉在聲速面后進行后燃，其所釋放的化學能無法用于供給前導激波，因此會存在爆轟波峰值壓強虧損，導致其低于理論C-J爆轟峰值壓強。但即便如此，鋁粉/空氣的爆轟壓強還是要高于氫氣/空氣。

3) 鋁粉/空氣的C-J理論爆轟速度要比氫氣/空氣的低5.4%，而本文實驗測得的鋁粉/空氣爆轟速度要比氫氣/空氣的低11%，這同樣是因為所使用的鋁粉中位徑較大，所以部分大顆粒鋁粉在聲速面后進行后燃，存在爆轟速度的虧損，導致其低于理論C-J爆轟速度。

4) 鋁粉/空氣RDE的工作模態同氫氣/空氣RDE一樣，均為單波模態。

雖然同為粉末燃料，然而鋁粉燃料相對于煤粉燃料而言，具有更快的化學反應速率，并且單位體積下鋁粉的化學反應放熱量要高于煤粉。因此，相對于煤粉燃料，鋁粉燃料在前導激波作用后可及時放出足夠的熱量來支持前導激波的自持傳播，因此不需要借助其他助爆氣體即可實現鋁粉燃料連續旋轉爆轟波的傳播。而煤粉燃料由于化學反應放熱速率較慢，且單位體積內的放熱量較低，因此其放熱無法支持前導激波的自持傳播，需要借助氫氣等助爆氣體來維持前導激波的傳播，這不利于工程應用。

本文實驗雖不需借助任何助爆氣體，實現了鋁粉燃料和純空氣的連續旋轉爆轟燃燒，但所采用的鋁粉中位徑為0.53 μm，粒徑依然較大，因此存在部分大顆粒鋁粉在聲速面后進行后燃，無法參與爆轟燃燒，導致爆轟壓強及爆轟速度的虧損。如果采用納米級鋁粉，將會有更多的鋁粉參與爆轟燃燒，進一步提升爆轟壓強及波速。對于鋁粉燃料RDE而言，可進一步縮短燃燒室長度、提升實際熱循環效率，從而進一步提升推進性能。