鋁粉/氫氣/空氣混合爆轟現象試驗研究1)

張曉源 盧子寅 李進平 張仕忠 陸星宇 陳 宏

(中國科學院力學研究所高溫氣體動力學國家重點實驗室,北京 100190)

引言

有關粉塵爆炸的試驗研究,始于對工業安全的考慮.特定條件下粉塵與空氣形成可燃混合物,一旦遇到點火源,就會引發燃燒并產生爆炸.在19 世紀中葉就開始有研究煤粉、鋁粉和農作物等粉塵爆炸特性的相關試驗[1-4].為了更好地理解和預防粉塵爆炸,先后開展了大量的試驗研究.根據參與化學反應的物質形態的區別,可將粉末與氣體混合物的爆轟現象分為3 類[5]:(1)多相爆轟,在爆轟過程中發生的化學反應是固態顆粒與氣體之間的多相反應,通?？扇嘉飪H為固態顆粒;(2)混合爆轟,可燃物既有固態顆粒又有氣體,在爆轟過程中,既有氣體間的化學反應,又有固態顆粒與氣體的反應,區別于多相爆轟,混合爆轟情況更加復雜;(3)含塵氣體爆轟,固態顆粒是惰性的,不參加化學反應,爆轟過程中反應只發生于氣體之間.

金屬粉末作為一種新型燃料,具有密度大和燃燒焓高等優勢,并且綠色環保,易于運輸和保存,在航天推進中扮演著重要的角色,有效增大了固體推進劑的比沖[6-7].而金屬粉末在應用中最主要的問題是其往往難以點燃,對點火和起爆的要求高.金屬粉末與燃料混合使用,將有希望克服這樣的缺點.作為新型空天技術的發展方向之一,爆轟推進技術通過爆轟波點燃燃料,與傳統的基于燃燒的推進系統相比,可以實現更快、更完全的燃燒,提高發動機效率和性能[8-9].目前,在脈沖爆轟、旋轉爆轟和斜爆轟等方面的研究與發展中,爆轟推進技術已經取得了實質性的進展[10-13],但其中固體燃料的應用研究相對較少[14-16].有研究表明,將某些金屬粉末與其他燃料混合使用,通過提高火焰速度、溫度和壓力上升率,可以提高爆轟發動機的燃燒效率和推力水平[17].當金屬粉末和可燃氣體同時存在,并與空氣混合發生爆轟時,金屬粉末和可燃氣體都將反應釋熱,其中存在復雜的物理和化學過程.金屬粉末在爆轟推進技術上的應用基于對爆轟波的理論認識,需要充分的試驗研究成果來支撐.

金屬粉末/空氣爆轟研究領域擁有豐富的試驗研究成果[18-22],這些成果揭示了金屬粉末爆轟的特性、波陣面結構以及爆燃轉爆轟等重要現象,加深了對金屬粉末爆轟機理的理解.針對金屬粉末/氣體混合爆轟現象的研究,Zhang 等[22-23]和Veyssiere等[24-26]兩組研究團隊分別采用水平和直立式結構的爆轟管,選用了μm 級的鋁粉,混合氣體多為富氧的乙炔/空氣或者氫氣/空氣進行實驗,試驗中發現了穩定的雙波面爆轟波結構.在對混合爆轟現象的復雜性與多樣性進行分析之后,分別給出了對混合爆轟波結構的分類,使我們對單波面、雙波面等混合爆轟現象有了基本的認識與了解.

本文關注高溫水蒸氣為主體的燃氣中鋁粉點火燃燒特性對混合爆轟現象的影響,開展了鋁粉/氫氣/空氣混合爆轟試驗研究.實驗在當量比的氫氣/空氣混合氣體中進行,氣相爆轟后高溫產物中的主要氧化劑成分是水蒸氣.高溫燃氣條件下鋁粉的點火燃燒特性直接對混合爆轟現象產生影響.通過對混合爆轟現象的深入分析,歸納混合爆轟波的結構的影響規律,了解金屬燃料粉末在復雜環境中的點火與燃燒特性.對混合爆轟現象的深入認知,將利于爆轟技術的發展與應用.

1 混合爆轟現象

在混合爆轟現象中,燃料既來源于混合物中的可燃氣體,也來源于散布在氣體中的可燃顆粒,爆轟波依靠這兩部分的化學釋熱來維持.顆粒相的點火延遲和燃燒時間與氣相的相比,相差一個甚至數個量級,因而混合爆轟的釋熱過程復雜.在頭激波之后,化學反應區域更長,釋熱順序的不同將引起混合爆轟多種不同的波系結構.

根據ZND 理論,激波后是一段反應區,反應區末端是化學反應完成后的爆轟產物[27].混合爆轟中氣相間的化學反應在波陣面后迅速完成,而金屬粉末由于傳熱和相變等物理過程,反應慢一步發生.氣相間爆轟首先產生高溫燃氣,之后鋁粉與氣相爆轟產物中的氧化劑反應釋熱.富氧的氣體爆轟所得的燃氣中,存在O2,H2O 及CO2等氧化劑.相對于氣相爆轟波,鋁粉點火延遲時間的不同,導致了混合爆轟波結構存在不同的類型.

根據實驗結果與理論分析,Zhang 等[22-23]與Veyssiere 等[24-26]在各自的文獻中,對混合爆轟波的結構進行了分類.(1)單波面結構:在單波結構的情況下,爆轟波由氣相間的反應釋熱和顆粒相的反應釋熱同時支持,僅有一個波面.該情況下顆粒相的化學反應延遲時間較短,能夠在氣相爆轟波音速面之前開始反應.(2)雙波面結構:特點是存在兩個波面.第一道波面由氣相間的化學反應釋熱支持,第二道波面由顆粒相與氣相產物的化學反應釋熱支持.顆粒相的反應點火延遲在氣相爆轟波聲速面之后,因而不能影響第一道波;但是顆粒相的反應釋熱卻足夠劇烈,因此產生了第二道波.(3)偽氣相爆轟:當顆粒相的點火延遲時間較長,在爆轟波音速面之后遠處才發生顆粒相的化學反應,爆轟波就只能得到氣相間化學反應釋熱的支持.對于爆轟波而言,顆粒相的化學反應毫無作用,這種情形稱為偽氣相爆轟.

在混合爆轟中既含有氣相間的反應,又含有兩相反應,而金屬顆粒由于傳熱和相變等物理過程,其反應慢一步發生.對于氫/氧/氮氣體與鋁金屬粉末混合物,在激波后氣相的氫/氧反應較快完成,而固體鋁粉顆粒的氧化反應則相對慢很多,因而鋁粉反應區較長,爆轟波結構模型如圖1 所示.

圖1 混合爆轟結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of hybrid detonation

2 試驗方案

2.1 試驗系統

混合爆轟試驗系統結構見圖2,采用臥式爆轟管,由爆轟試驗段、點火段、真空泄爆段和揚塵系統等構成,并配套有真空與供氣系統、測量與控制系統.點火段、爆轟試驗段與真空泄爆段三者之間由膜片隔開.爆轟試驗段內徑224 mm,長度13 m.在當量比的氫氣/空氣混合氣體中氮氣占比較大,由小口徑的射流發火管直接起始爆轟很困難[28],如果點火能量不足,容易產生爆燃轉爆轟的現象,不利于試驗觀測,因此采用等直徑的點火段將試驗段起爆.點火段長3 m,管中充入當量比的氫氣與氧氣,易于起爆.由射流發火管首先將點火段起爆,爆轟波擊破點火段與試驗段之間的膜片后,再起爆試驗段.真空泄爆段用于收集和清理粉塵,并且可以降低反射波壓力峰,提高試驗的安全性.

圖2 混合爆轟管結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of the hybrid detonation tube

2.2 揚塵系統

使用揚塵系統可以獲得分布較均勻的粉塵氣體混合物,圖3 給出了揚塵結構剖面圖,U 型粉槽固定在炮管的底部,用于盛放鋁粉,揚塵管架于粉槽的正上方.在揚塵管正下方開有一列直徑1 mm 的小孔正對粉槽,小孔間隔為5 cm.如圖3(b)所示,小孔噴出氮氣,將粉槽內的鋁粉揚起.揚塵管內通入的氮氣由圖2 中的電磁閥進行控制.選用2 m 長的有機玻璃管代替爆轟管進行揚塵效果試驗驗證,觀測鋁粉的揚起和塵降情況.利用遮光法,采用光強傳感器測量粉塵的相對均勻性.根據實際的揚塵效果,確定了揚塵氮氣的壓力為2.0 MPa,電磁閥開閥時間600 ms.圖4 給出了試驗過程視頻的截圖,鋁粉塵的濃度約100 g/m3.揚塵氮氣噴入前,鋁粉均勻鋪在粉槽內;電磁閥開啟后氮氣噴入,粉塵沿管底同時躍起;之后粉塵充分散布于管內,管一端的光源發出的光線,幾乎被粉塵完全遮擋而變暗.

圖3 揚塵管結構示意圖Fig.3 Schematic diagram of dispersion tube

圖4 揚塵效果試驗視頻截圖Fig.4 Screenshot of dust effect test video

試驗前管內預先加入鋁粉,根據鋁粉總質量和管內體積可估算揚塵鋁粉濃度.試驗時首先利用揚塵結構將鋁粉揚起,電磁閥開閥信號持續600 ms,閥關閉后點火.發火管先將點火段起爆,點火段內爆轟波向下游傳播,破膜后引爆試驗段.

2.3 鋁粉

考慮到μm 級、nm 級的球形鋁粉在含能材料領域有廣泛的應用和發展前景.采用μm 級和nm 級的球形鋁粉開展試驗,4 種μm 級鋁粉的名義粒徑分別為40 μm,20 μm,10 μm 和1 μm,nm 級鋁粉的名義粒徑100 nm.利用掃描電子顯微鏡觀測鋁粉的粒徑分布情況,同時進行能譜分析獲取鋁粉的實際鋁含量.圖5 是通過掃描電子顯微鏡觀測5 種規格鋁粉獲得的照片.可以看到5 種鋁粉顆粒形貌基本接近球形,粒徑小的鋁粉球形度更好,并且無明顯的團簇現象.

圖5 鋁粉掃描電鏡照與鋁粉顆粒尺寸分布Fig.5 Aluminum powder scanning electron microscope photo and particle size distribution

圖5 鋁粉掃描電鏡照與鋁粉顆粒尺寸分布 (續)Fig.5 Aluminum powder scanning electron microscope photo and particle size distribution (continued)

由鋁粉的掃描電鏡照片可以統計得出各規格鋁粉的粒徑尺寸分布情況,如圖5 所示.名義粒徑40 μm鋁粉,質量占比89.0%粒徑在20～50 μm 內;名義粒徑20 μm 鋁粉有89.6%在13～31 μm 內;名義粒徑10 μm 鋁粉有88.6% 在6～14 μm 內;名義粒徑1 μm 鋁粉有88.0% 在0.5～2.1 μm 內;名義粒徑100 nm 鋁粉有85.6%在70～150 nm 內.5 種鋁粉的粒徑分布區別明顯,粒徑的不同直接決定了鋁粉的點火延遲與燃燒特性,從而將對混合爆轟波產生影響.

微米級鋁粉表面為自然氧化,粒徑100 nm 表面采用烴類包覆處理.通過掃描電鏡能譜分析,給出鋁粉樣本的元素組成.名義粒徑10 μm,20 μm 和40 μm的鋁粉中的鋁含量均達到98%以上;名義粒徑1 μm鋁粉的鋁含量為91.4%;名義粒徑100 nm 鋁粉活性鋁含量在85%～90%之間.

3 試驗結果與分析

3.1 試驗狀態

混合爆轟試驗預充氣體為當量比的氫氣和空氣,因揚塵需要充入的氮氣量可依據試驗段的壓力增量測算得出,試驗中實際H2/O2/N2混合氣體的摩爾比為2:1:4.3.在沒有鋁粉的氣相爆轟對比試驗中,保證混合氣體比例相同.混合氣體初始壓力為1 bar(1 bar=100 kPa),根據爆轟波理論,在CJ 條件下氣相爆轟波計算結果見表1,CJ 壓力14.87 bar,理論爆速1923 m/s.點火段的氣體是當量比的氫氣和氧氣,初始壓力0.8 bar,略低于試驗段混合氣體,以防止試驗段形成過爆轟.微米級鋁粉濃度在300 g/m3左右,100 nm 鋁粉濃度約150 g/m3,試驗狀態參數見表2.

表1 氣相爆轟理論計算結果Table 1 Theoretical results of gas phase detonation

表2 混合爆轟實驗工況Table 2 Hybrid detonation test condition

3.2 雙波面爆轟實驗結果

名義粒徑40 μm 和20 μm 的鋁粉/氫氣/空氣混合爆轟試驗中,混合爆轟波呈現出雙波峰的結構.圖6 所示的壓力曲線是沿激波管布置的壓力傳感器所測得的,該壓力曲線給出了爆轟波面經過各測點位置而產生的壓力變化.S為測點位置與點火段膜片間的距離,第一個測點緊靠膜片S=0 m,各測點之間間隔2 m,共7 個測點.實驗段起爆后,爆轟波經歷了兩個階段:分別是發展階段和穩定階段.試驗開始時,爆轟波為普通的單峰結構,見圖6(a) 和圖6(b)中S=0 m 處的壓力曲線.發展階段爆轟波向下游的傳播過程中,從單峰中逐漸剝離出第二道波峰,并最終形成了穩定的雙波面結構.

圖6 壓力曲線測量結果Fig.6 Pressure records of a hybrid detonation

名義粒徑40 μm 時,在S=6 m 位置形成了雙波面混合爆轟波結構,見圖6(a),圖中同時給出了沒有鋁粉的純氣相爆轟波壓力曲線作為對比.雙波結構第一道波的波速為1.87 km/s,與純氣相爆轟波的波速1.88 km/s 接近,且在混合爆轟波的發展和穩定階段保持勻速.從S=0～6 m 混合爆轟波的發展中,可以觀察到,第二道波由第一道波中逐漸剝離而出.在形成穩定的雙波結構后,第一道波壓力峰值略低于純氣相的爆轟波.由S=6～12 m 的壓力跳躍,兩波之間的距離在逐漸拉大,第二道波波速為1.67 km/s,比第一道波慢.在重復實驗中,該值為1.69 km/s,實驗結果具有重復性.

名義粒徑20 μm 時,混合爆轟波發展更快,由圖6(b)可見,在S=4 m 位置第二道波峰就已經形成了.第一道波波速為1.86 km/s,同樣與純氣相爆轟的波速接近,第一道波峰壓力略低于純氣相爆轟波.雙波峰間的距離基本不變,第二道波的波速為1.89 km/s,與第一道波接近.20 μm 鋁粉混合爆轟第二道波峰壓力增幅較大,明顯高于40 μm 鋁粉.

由名義粒徑40 μm 和20 μm 鋁粉的混合爆轟試驗結果可知,雙波面混合爆轟波結構中第一道波是由氣相反應支持的爆轟波,與純氣相爆轟對比試驗獲得的爆速與爆壓接近.對于第一道波,鋁粉并沒有參與化學反應釋熱,相反地還從中吸收能量,增加了自己的動能與熱能,所以第一道波爆速與爆壓會略低于純氣相爆轟.粉塵被燃氣流加熱加速,將從氣流中吸收熱能和動能,對爆轟波而言是能量的損耗,從而造成了爆速降低.在粉塵的質量濃度相同時,粒徑越小動能與熱量的傳遞越快,粉塵吸收的能量越多,從而爆轟波的能量損失越大.經過第一道波后,氣相的爆轟產物近似達到化學平衡狀態,由于氫和空氣是當量比的,所以主要的氧化劑是H2O,以及微量的O2,NO 等.因此,第一道波后的混合物是鋁粉與氣相爆轟產物的混合.隨著爆轟產物高溫燃氣對鋁粉的加熱,當鋁粉達到了點火條件便發生了點火釋熱,第二道波就是由鋁粉化學反應釋熱而產生的.鋁粉粒徑的減小,增大了接觸面,加速了鋁粉與燃氣間的熱量傳遞,因此鋁粉的點火延遲時間縮短.正如圖1 所示,鋁粉的點火延遲逐漸接近第一道波,但只要鋁粉的釋熱發生于聲速面之后,就不會影響到第一道波.

3.3 單波面爆轟實驗結果

在名義粒徑10 μm,1 μm 和100 nm 的實驗中,鋁粉/氫氣/空氣混合爆轟波不再是雙波面結構,壓力曲線表現為單波峰,如圖7 所示.由圖7(a)中試驗段管壁上的壓力測量數據可得,10 μm 鋁粉混合爆轟波波速1.84 km/s,略低于純氣相爆速,但是爆轟波壓力峰值有明顯的增加,增幅達到約30%.爆速沒有增加,說明激波的支持依然只受到氣相化學反應釋熱,并沒有其他新的能量來源對激波產生影響.而壓力峰值卻大幅地增加,又說明了鋁粉點火燃燒確實發生了.出現這種情形只能是鋁粉在氣相爆轟波聲速面之后發生了點火燃燒,但是由于雙波結構間隔很近幾乎重合,在壓力曲線上無法辨識.由圖6 雙波結構可以看到,隨著粒徑的減小,第二道波的速度是增加的,在名義粒徑20 μm 時,雙波面間隔就穩定在了0.3 ms 左右.氫氧氣相爆轟CJ 聲速面距離激波面僅為毫米量級[27,29],當前激波速度1.9 km/s 的情況下,時間間隔約0.5 μs.如果雙波面的第二道波緊貼第一道聲速面,即使有理想的數據采集條件,壓力傳感器的端面尺寸至少得小于1 mm 才有可能捕捉的到兩次壓力階躍,目前還沒有這樣的實驗測試能力.由圖7(a)壓力曲線可見,10 μm 鋁粉的點燃進一步提前,但依然在聲速面之后,不能支持第一道激波.雖然試驗測量中無法辨識,但是可以判定該情況下雙波結構緊貼,在試驗壓力曲線上發生了重合,呈現出單波結構.

圖7 壓力曲線測量結果Fig.7 Pressure records of a hybrid detonation

1 μm 鋁粉也表現為單波面爆轟波,但仔細比較可以發現存在明顯的區別.由圖7(b)所示,比較有無鋁粉時的實驗結果可以發現,加入鋁粉后,爆速有了明顯增加,爆轟波從S=0 m 到達S=12 m 所需要的時間為6.23 ms,比無鋁粉時減少了0.16 ms,爆轟波速度達到了1.93 km/s.爆速的增加是由于激波面除了受到氣相化學反應釋熱的支持以外,有了新的能量來源,唯一可能的能量來源就是鋁粉的燃燒釋熱.在聲速面之前就已經發生了鋁粉的點火,并且開始釋放出化學能.但爆速的增加也只是小幅的增加,鋁粉的燃燒釋熱在聲速面前只是部分的釋出.從壓力峰值可以看出,1 μm 鋁粉混合爆轟波壓力峰值增量比10 μm 鋁粉小,僅10%左右.

名義粒徑100 nm 鋁粉的表面由烴類包覆,作為納米級鋁粉且無氧化層,其點火延遲更短.但試驗結果中并沒有得到爆速與爆壓都明顯增加的混合爆轟波.爆速1.91 km/s,比沒有鋁粉的純氣相爆轟略快,但沒有快于1 μm 鋁粉;壓力峰值比1 μm 鋁粉高,但低于10 μm 鋁粉的壓力峰值.該現象表明100 nm 鋁粉也只有少部分釋熱對激波產生支持,由于激波音速面距離很短,即使是達到了納米級的鋁粉,也不能在1 mm 的音速面之前將完整的化學反應釋熱過程完成.名義粒徑10 μm,1 μm 和100 nm 的混合爆轟波雖然試驗得到的都是單波面結構,但爆速和爆壓上區別明顯.鋁粉點燃時刻與聲速面的位置關系以及鋁粉燃燒速率決定了壓力峰值大小.壓力峰值是任何爆轟裝置都需要關注的參數,試驗結果表明相同條件下混合爆轟波并不是金屬粉塵粒徑越小,壓力峰值就越高.在本文的研究條件范圍內,當鋁粉點火延遲位于第一道聲速面時,將產生最大的壓力峰值.

3.4 混合爆轟波結構分析

將鋁粉/氫氣/空氣混合爆轟波的測試結果歸納于表3 之中.鋁粉粒徑較大時,混合爆轟波呈現雙波面結構;粒徑較小時為單波面的結構.基于試驗結果的分析表明,鋁粉的點火燃燒特性,影響了混合爆轟波結構.特別是鋁粉的點火延遲相對于氣相爆轟聲速面的位置關系,對爆轟波結構起了決定性作用.當鋁粉的點火延遲遠離氣相爆轟聲速面,可以得到雙波面混合爆轟波結構;當其點火延遲接近氣相爆轟聲速面但稍有落后時,由于傳感器尺度與響應有限,測量結果為單波峰,波爆速沒有增加但壓力峰值增加很大;當鋁粉點火延遲在氣相爆轟聲速面之前,鋁粉的燃燒對第一道激波產生了支持,混合爆轟為單波面結果,爆速與壓力峰值都較純氣相狀態有明顯的提升.

如圖1 所示的鋁粉/氫氣/空氣混合爆轟波結構中,混合均勻的氫氣與空氣在頭激波的反應迅速,而鋁粉則慢一步與高溫的氣相燃燒產物H2O 繼續反應.為了說明鋁粉在高溫燃燒產物H2O 中的點火延遲對混合爆轟波結構起到的關鍵作用.基于一維的ZND 模型,針對如圖1 所示的定常的混合爆轟波雙波結構,計算混合爆轟波中鋁粉的點火延遲.建立氣相和顆粒相各自的守恒方程,引入交互項以表征兩項之間的動量交換和熱傳導[30-31].計算模型中假設:鋁粉顆粒為球形,尺寸相同,溫度單一且均勻;顆粒體積忽略,氣相為完全氣體;不考慮管壁的摩擦與傳熱.顆粒相守恒方程

其中,σp和vp是質量濃度與顆粒速度,ep是顆粒內能,f和q分別表示顆粒和氣體之間的動能交換和熱傳導.氣相守恒方程

氣體的狀態方程為

式中,ρg和vg是氣體的濃度與速度,γ和R分別為氣體比熱比和氣體常數,Qgas為氣相反應釋熱量.采用二階段化學反應模型來描述氣相反應[32]

其中Qg為氣相化學反應放熱,β表征了放熱反應階段的進程.

動量交換項和熱傳導項分別為

其中,dp為顆粒直徑,Cd是粒子的拖拽力系數,Nu是努塞爾數,λg是氣體導熱系數,ε是鋁粉顆粒的輻射率,σ是玻爾茲曼常數.

采用迭代求解,計算過程中首先假定爆速,代入由式(1)～式(3)組成的常微分方程組中進行求解.通過非理想爆轟的廣義CJ 條件[30],反復校正爆速,最終得到確定且唯一的爆速,從而得出鋁粉的動量與能量交換過程.圖8 給出了10 μm 鋁粉顆粒溫度TAl的計算結果,爆速取值為1990.1 m/s 時,滿足非理想爆轟的廣義CJ 條件,馬赫數為1 時有效釋熱率dQeff/dt=0,即化學反應放熱量與熱損失達到平衡.聲速面在0.96 mm 處,聲速面顆粒溫度上升至約340 K.

圖8 10 μm 鋁粉顆粒溫度的計算結果Fig.8 Calculation result of TAl (10 μm)

選取兩個代表溫度來分析鋁粉顆粒的點火,一是鋁的熔點933 K,另一個是綜合考慮相關研究成果,給出的μm 級鋁粉的點火溫度1350 K[33].顆粒受氣體加熱到達點火溫度所需要的波后距離即為點火延遲距離.圖9 給出了不同粒徑鋁粉,在混合爆轟中達到熔點933 K 和點火溫度1350 K,所需要的點火延遲距離.很明顯隨粒徑的增大熱量傳導速度減慢.在混合爆轟波中,2 μm 鋁粉顆粒僅需幾毫米就達到了點火溫度,已經接近氣相氫氧爆轟CJ 面1 mm左右的距離;而50 μm 鋁粉顆粒則需要0.34 m 才能到達熔點933 K,需要0.78 m 到達點火溫度1350 K.根據圖9 中的鋁粉點火延遲曲線,可以更深入地分析混合爆轟試驗中得到的爆轟波結構.

圖9 不同粒徑鋁粉顆粒的點火延遲Fig.9 Ignition delay of aluminum powder with different particle sizes

鋁粉顆粒2 μm 的點火延遲距離已經接近氣相氫氧爆轟CJ 面,隨著粒徑的繼續減小,必然鋁粉顆?？梢栽诼曀倜嬷斑_到點火溫度并被點燃.結合試驗結果,鋁粉粒徑較小的情況下(100 nm 和1 μm),對比同樣狀態下的純氣相爆轟,鋁粉的加入使得波后壓力增高,爆速有所增加.可見,鋁粉點火釋熱開始于聲速面之前,因而爆轟波由氣相間和顆粒相兩部分的反應釋熱支持,燃氣/鋁粉混合爆轟呈現單波面結構.

在鋁粉粒徑較大的情況下(20 μm 和40 μm),由圖9 的計算結果,顆粒在第一聲速面之后點火.實驗結果出現雙波面結構,氣相間化學反應釋熱支持第一道波,而鋁粉反應釋熱支持第二道波.

在鋁粉粒徑10 μm 情況下,實驗所得曲線雖然也是單波面結構,但根據鋁粉點火延遲的計算結果,此時鋁粉顆粒的燃燒反應發生于第一聲速面之后,因而其釋熱對爆轟波不產生支持,雖然峰值壓力有大幅提高,但爆速并不增加.因為10 μm 鋁粉的點火延遲距離在10 mm 量級,尺寸上接近了壓力傳感器,所以測量結果無法分辨,但其實也是雙波面結構,是兩波面距離很近的混合爆轟波.結合鋁粉點火延遲計算結果來分析混合爆轟現象,可更加清楚地知道,爆轟波壓力曲線的變化可以明顯反映鋁粉在燃氣中的點火與燃燒;另一方面,鋁粉在燃氣中的點火燃燒特性決定了混合爆轟波的結構.

4 結論

鋁粉/氫氣/空氣混合爆轟現象具有復雜性和多樣性,通過鋁粉/氫氣/空氣混合爆轟波試驗,對于不同粒徑的球形鋁粉顆粒,獲得了單波面和雙波面的混合爆轟波結構.當量比的混合均勻的氫氣與空氣,氣相反應在激波面后迅速完成,因而鋁粉的點火燃燒是氫氧爆轟燃氣條件下發生的.混合爆轟波結構受到鋁粉在燃氣中點火燃燒特性的影響,而存在不同的結構.只有顆粒相反應釋熱發生在爆轟波聲速面之前才能對爆轟波的首道激波產生影響,使得爆速增加;而當顆粒相的反應釋熱落后于聲速面,且在爆轟波的觀測時間內顆粒相的點火釋熱能夠發生,就可以產生第二道激波,得到雙波面的混合爆轟波結構.

試驗結果表明,鋁粉粒徑的大小對鋁粉點火延遲與燃燒時間影響很大,從而影響混合爆轟波的結構.鋁粉粒徑較小時(100 nm 和1 μm),鋁粉化學反應快于聲速面之前發生,爆轟波由氣相和顆粒燃燒兩部分的反應釋熱支持,對比同樣狀態下的純氣相爆轟,鋁粉的加入使得爆速和波峰壓力增高,此時呈單波爆轟結構.鋁粉粒徑較大時則出現了雙波面爆轟的情況.粒徑20 μm 時,第二道波與第一道波速度接近,兩波間距在向下游傳遞過程中基本不變;40 μm時,第二道波波速較慢,因而兩波間距逐漸拉開.粒徑10 μm 的混合爆轟波本質上是兩波面距離很近的雙波面結構,峰值壓力有大幅提高,但爆速并沒有增加.在鋁粉/氫氣/空氣混合爆轟現象中,反映了鋁粉在復雜條件下的燃燒特性,通過對混合爆轟試驗結果的分析,明確了鋁粉的點火燃燒特性對混合爆轟現象的影響機理.

致謝

本文工作的研究思路和試驗方法得到了俞鴻儒院士的建議和幫助,在此表示感謝.