周之瑤,王鵬輝,趙 宏,馮 欣,敖春芳

(北京航天試驗技術(shù)研究所,北京 100074)

0 引言

航天航空技術(shù)的發(fā)展要求飛行器在有限的尺寸下飛得更高、更快和更遠,這對推進劑的能量水平、能量密度提出了更高要求。為此,科研人員采用化學方法人工合成了多種高密度燃料并成功應用。由于高密度燃料的體積熱值(能量密度)顯著高于普通燃料,飛行器使用該燃料后,其推進性能大幅度提升[1]。然而,目前的化學技術(shù)手段受限于碳氫燃料的分子結(jié)構(gòu),最多只能將液體燃料的能量密度相對于航空煤油(約34 MJ/L)提高至44 MJ/L左右的水平[2]。另外,隨著密度的增加,燃料的冰點顯著升高,甚至在常溫下就會凝固。因此,通過人工制備高密度燃料愈發(fā)困難,需要尋找新的途徑來獲得能量更高的液體燃料[1]。受到在固體推進劑中添加高能金屬顆粒的啟發(fā),人們認為向液體燃料中添加這些顆粒也可提高能量密度。由此提出了漿體燃料的概念,即將密度很大的高能顆粒(如碳、鋁、硼或其他金屬)分散、懸浮于液態(tài)燃料中,通過顆粒表面改性等技術(shù)手段,保證一定時間內(nèi)不聚集、不沉淀,形成穩(wěn)定的懸浮液。漿體燃料綜合了固體和液體兩種燃料的優(yōu)點,既可以像液體燃料一樣輸送、霧化、蒸發(fā)和燃燒,又含有更高的體積熱值,并有望將液體碳氫燃料的體積熱值在目前最高44 MJ/L左右的基礎上提高36%[2],在航空航天領域十分有吸引力,因而圍繞漿體燃料國內(nèi)外開展了大量的研究工作。

漿體燃料在近年來的研究中多被稱為新型燃料,也被稱為納米流體燃料或高密度懸浮燃料[3],但實際上早在1933年就已經(jīng)出現(xiàn)了漿體燃料的探索和實踐[4]。早期所研究的漿體燃料和當前漿體燃料主要區(qū)別在于金屬顆粒的尺寸。納米技術(shù)的出現(xiàn)給漿體燃料帶來了質(zhì)的飛躍,使一度沉寂的漿體燃料研究重新活躍起來。漿體燃料研究大致可劃分為3個階段,即早期的金屬顆粒選擇與能量特性理論評估階段、中期的含微米顆粒漿體燃料研究和近期的含納米顆粒漿體燃料研究階段。

早期系統(tǒng)性的研究開始于20世紀40年代后期。1947—1957年美國NASA實施了一項針對漿體燃料的大規(guī)模研究[5],旨在探索是否能將含硼和含鎂等漿體燃料用于加力燃燒室和沖壓發(fā)動機。在NASA所屬Lewis實驗室同時開展了漿體燃料制備、漿體燃料物性、漿體燃料燃燒特性和漿體燃料燃燒室設計等多方面研究工作。除硼和鎂之外還對鋁、鈹?shù)冉饘僮鳛闈{體燃料固體添加物進行了大量的理論評估研究。理論評估中除了體積熱值和質(zhì)量熱值的評估之外,還對漿體推進劑用于發(fā)動機之后對飛行器性能(航程、載荷、速度)的影響進行了評估。該項目所開展的大量實驗研究結(jié)果并不理想,出現(xiàn)了霧化困難、顆粒沉積、廢氣中大顆粒排放等一系列問題,實測燃燒效率遠低于理論評估值,隨后該計劃終止。英國于20世紀50年代初期也開展了漿體燃料的研究[6],評價了鋰、鈹、硼、鎂、鋁等金屬及其氫化物在單獨狀態(tài)或懸浮于碳氫燃料中與硝酸進行反應的特性,結(jié)果也低于理論預期。

從20世紀70年代初到80年代末,含微米顆粒的漿體燃料成為主要研究對象?？蒲腥藛T開展了漿體燃料能量特性評估、漿體燃料物性、單液滴蒸發(fā)/燃燒特性和模型燃燒室燃燒性能研究。得益于技術(shù)及測量手段的進步,這一時期的研究更為細致深入。早期研究中對燃燒性能的評價主要依靠模型燃燒室試驗,到了中期研究階段,增加了針對漿體單液滴蒸發(fā)特性、燃燒特性的實驗研究和理論分析,使得人們對漿體燃料蒸發(fā)燃燒過程的認識提升到了一個新的高度。這其中包括包含文獻[7-8]對碳/JP—10漿體燃料液滴蒸發(fā)燃燒特性的研究,文獻[9]對硼/JP-10漿體燃燒特性研究,文獻[10]對煤/石油漿體單液滴燃燒特性研究,文獻[11]所作的水煤漿單液滴蒸發(fā)和點火特性研究及文獻[12]對Al/JP-10漿體液滴點火特性的研究。

在上述中期研究階段中,Zurawski等綜合考慮了飛行器性能及安全和技術(shù)問題,從理論上分別對添加鈹、鋰、鋁和鐵4種金屬的漿體燃料進行了評估,發(fā)現(xiàn)只有鋁有巨大潛力[13]。另外,添加鋁可以減少液態(tài)烴燃料的燃燒不穩(wěn)定[14]。此后,鋁顆粒在制備漿體燃料時備受關(guān)注。中期的研究工作比早期取得了更為積極的結(jié)果,添加金屬顆粒的漿體燃料在部分燃燒性能實驗中展現(xiàn)出比傳統(tǒng)純液體燃燒更高的能量特性。然而,由于長時間貯存后的沉淀問題未能根本解決,含微米顆粒的漿體燃料仍然未能獲得實際應用,此后漿體燃料研究呈現(xiàn)減少的趨勢。

進入20世紀90年代后,納米技術(shù)的誕生使得燃料中添加的金屬顆粒尺寸大幅減小至納米級,給漿體燃料的研究帶來了質(zhì)的飛躍。美國的Choi等將這種含納米顆粒的漿體燃料稱為“納米流體”[15]。納米顆粒具有更高的面體比,發(fā)生化學反應時的接觸面積更大,相對于微米顆粒,縮短了點火延遲,燃燒也更完全[16-18],而且,納米流體的穩(wěn)定性更好,顆粒能長時間保持懸浮而不易沉淀,更便于輸運及減小對管路的磨損[19]。這些優(yōu)勢使得多個科技領域掀起了納米流體的研究熱潮。另外,以往添加微米級顆粒的沉淀問題得到了較好的解決,甚至金屬顆粒的含量高達30%時,燃料的流動性仍與普通的液體燃料相近[20],這使得含納米顆粒的漿體燃料的實用性大大增加。此時,在持續(xù)進行漿體燃料制備技術(shù)研究的基礎上,漿體燃料的研究重心逐步轉(zhuǎn)移到燃燒性能研究上來,并逐步形成兩條典型的研究路徑:一是從微觀角度出發(fā),以單液滴為對象開展研究,即通過研究單液滴的蒸發(fā)、燃燒特性來揭示漿體燃料的燃燒機理;二是從宏觀角度出發(fā)進行研究,即通過模型燃燒室燃燒實驗來評價燃料的燃燒性能。

后續(xù)各節(jié)將從上述兩個視角出發(fā),對含鋁漿體燃料燃燒性能研究情況進行論述。有關(guān)單液滴的研究將論述單液滴蒸發(fā)、燃燒的理論模型、單液滴蒸發(fā)和燃燒特性實驗。之后回顧模型燃燒室燃燒性能研究。從已有研究的總體情況看,在漿體燃料燃燒性能研究中,單液滴的燃燒特性研究占了很大比例。模型燃燒室燃燒性能試驗研究主要集中于早期和中期的研究,針對的主要是含微米金屬顆粒的漿體燃料。近些年的研究中,含納米鋁顆粒的漿體燃料模型燃燒室燃燒試驗研究開展的數(shù)量較少。盡管如此,含納米鋁顆粒漿體燃料在模型燃燒室內(nèi)的燃燒行為與含微米顆粒漿體燃料的燃燒行為是相似的,因此本文重點對近些年含納米鋁漿體燃料模型的燃燒室燃燒性能研究進行評述。在本文最后的評述中,對當前研究存在的一些問題進行了討論,并對未來研究給出了建議。

1 單液滴蒸發(fā)燃燒模型

漿體燃料的理論模型研究大多聚焦于單液滴的蒸發(fā)及燃燒模型,建模對象以20世紀80—90年代含微米顆粒的漿體燃料為主。建模方法分為兩種:一種是建立單顆粒模型,即將液滴中所有金屬顆粒等質(zhì)量折算為一個位于液滴中心的球形顆粒;另一種是將液體燃料液滴中最初的所有金屬顆粒看成均勻分布,隨著蒸發(fā)和燃燒的進行,金屬顆粒會聚團,并以此為基礎建立模型。

文獻[21-22]采用第一種方法建立了鋁/正辛烷漿體單液滴在層流對流環(huán)境下的蒸發(fā)燃燒數(shù)值模型,并預測了燃料的點火延遲時間、蒸發(fā)燃燒時間等參數(shù),如圖1所示[23]。

單顆粒模型中假設一開始液滴中僅有液相先蒸發(fā)燃燒,待液體燃料蒸干后,單個金屬顆粒才開始受熱,其溫度不斷升高直至鋁的熔點(933 K)后相變發(fā)生,最終,溫度升高至鋁氧化物外殼熔化的溫度(2 300 K)時,認為液滴成功點火。Megaridis等又進一步建立起數(shù)值模型,研究了蒸發(fā)液滴的固相、液相和氣相之間的動量、能量和質(zhì)量交換[23]。然而,在燃燒過程中,單個納米鋁顆粒會形成多孔團塊結(jié)構(gòu)[24]。單顆粒模型忽略了團塊的多孔特性對傳熱傳質(zhì)的影響,并且不能考慮顆粒的運動和團聚對漿體流變特性、表面張力和燃燒效率帶來的影響,較為粗糙。因此,目前建模大多采用第二種方法。

漿體液滴中液體組分的蒸發(fā)過程可大致劃分為兩個階段,即液體載體蒸發(fā)階段和成殼后的蒸發(fā)階段。當液載比較低時,第一階段的蒸發(fā)燃燒行為與純液滴相同,可以用經(jīng)典的d2定律來描述[25-26]。隨著蒸發(fā)的進行,懸浮在液體中的顆粒留在液滴表面,導致液滴表面處的顆粒數(shù)密度增加。如果初始液滴足夠大并且顆粒數(shù)足夠多,則顆粒數(shù)密度將增加到顆粒互相連接形成剛性外殼為止。實驗表明,當顆粒表面層名義上為3個粒徑厚時,就會形成剛性外殼,如圖2(a)所示[27]。剛性殼形成后,在恒定的外徑下會發(fā)生第二階段的液體蒸發(fā),如圖2(b)所示。隨著殼厚度的進一步增加,根據(jù)質(zhì)量守恒,在液滴內(nèi)部會形成氣隙,如圖2(c)所示。之后,表面活性劑的熱解使殼變得不滲透,液體蒸發(fā)停止,如圖2(d)所示。

圖2 漿體液滴的蒸發(fā)機理Fig.2 Evaporation mechanism of slurry droplets

Lee等建立了蒸發(fā)第二階段的模型。漿體液滴被描繪為由外部剛性多孔殼、初始漿體的中間層和內(nèi)部蒸汽泡組成的結(jié)構(gòu)[26]。在蒸發(fā)過程中,殼外徑保持恒定,殼內(nèi)徑逐漸減小,氣泡擴大。該模型的特征在于液體蒸發(fā)速率恒定,并預測氣泡和殼的內(nèi)表面直徑隨時間呈三次方變化,被稱為d3定律模型。

Mueller等對已有的液滴蒸發(fā)燃燒模型進行擴展,對不滲透的殼形成后內(nèi)部壓力和殼體應力進行了建模[27]。當內(nèi)部壓力積累到一定程度,會導致殼層破碎,大量更細的液滴從內(nèi)部噴濺而出繼續(xù)蒸發(fā)燃燒,Lee等將這一現(xiàn)象稱為“微爆現(xiàn)象”[26]。漿體液滴的微爆過程可分為3個階段,依次為加熱階段、殼形成階段和壓力積聚階段,如圖3所示[28]。

圖3 漿體液滴的微爆機理Fig.3 Micro-explosion mechanism of slurry droplets

Wong等依據(jù)Al/C/JP-10漿體單液滴燃燒實驗的數(shù)據(jù),針對液載比為30%和66%的漿體液滴建立了半經(jīng)驗模型,準確預測其微爆開始的標志是液滴0.8倍半徑處的溫度達到JP-10沸點[29]。Byun等針對液載比為10%～40%的含微米鋁漿體燃料液滴建立了數(shù)值模型,并成功對液滴半徑變化、微爆現(xiàn)象出現(xiàn)時間等參數(shù)進行了預測[28]。研究表明,微爆開始的時間與初始液滴直徑和初始液載比有關(guān):初始液滴尺寸越大,初始液載比越小,微爆炸開始的時間越晚。另外,在微爆的3個階段里,殼形成時間與壓力建立時間相當,而加熱時間則比其他時間要短。

王繼剛建立了柴油/氧化鈰納米流體的蒸發(fā)模型,可以較為準確地計算納米流體液相平衡蒸發(fā)階段的蒸發(fā)速率[30]。Wei等建立了納米流體液滴蒸發(fā)第一階段即成殼之前的蒸發(fā)模型,如圖4所示[31]。隨著液滴蒸發(fā)的進行,越來越多的粒子積聚在液滴表面,減小了有效的液體蒸發(fā)表面積,從而使納米流體液滴的蒸發(fā)與純液滴蒸發(fā)所遵循的d2定律產(chǎn)生偏差。作者引入修正系數(shù)β對d2定律的公式進行修正得到納米流體液滴直徑隨時間的變化。建模結(jié)果表明,殼形成之前,納米流體液滴的蒸發(fā)行為主要受Peclet數(shù)及初始粒子濃度的影響。隨著Peclet數(shù)和初始粒子濃度的增加,殼形成的時間減少,殼直徑增加,且與經(jīng)典d2定律的偏差越來越大。

圖4 納米流體液滴的蒸發(fā)模型Fig.4 Evaporation model of nano-fluid droplets

當漿體液滴中的液體燃料蒸干后,余下的金屬顆粒會以團塊的形式繼續(xù)蒸發(fā)燃燒。鋁團塊和納米鋁單顆粒的蒸發(fā)燃燒機理有所差異[32],當鋁團塊加熱至鋁的熔點933 K時,開始發(fā)生相變,最終形成一個熔融鋁液滴,待液滴溫度超過氧化鋁的熔點后,鋁液滴會發(fā)生二次點火。然而,由于鋁團塊的燃燒過程較為復雜,目前對該階段的理論研究也非常有限,僅由個別學者建立過經(jīng)驗公式,可較為準確地估計鋁團塊的燃燒時間。

2 單液滴蒸發(fā)特性實驗研究

在液體火箭發(fā)動機中,燃料是以液霧的形式實現(xiàn)燃燒的,即燃料首先要通過噴嘴進行霧化,以液霧的形式噴入燃燒室,再進行蒸發(fā)、混合和燃燒。其中液滴的蒸發(fā)過程對液體燃料的燃燒性能具有重要影響。因此,對于納米流體液滴的蒸發(fā)過程應給予足夠關(guān)注。然而,目前關(guān)于納米流體蒸發(fā)特性的研究主要集中于實驗研究。

Chen等將不同種類的少量納米顆粒添加到去離子水中進行室溫下的蒸發(fā)實驗,發(fā)現(xiàn)隨著顆粒濃度的增加,液滴的蒸發(fā)速率逐漸變慢,當納米顆粒的濃度達到臨界值之后才會對蒸發(fā)特性產(chǎn)生明顯影響[33]。Gan等在溫度300～380 K的范圍內(nèi)研究了自然和弱強迫對流條件下納米鋁顆粒的添加對燃料液滴蒸發(fā)特性的影響[34]。在蒸發(fā)足夠慢的條件下,觀察到在液滴壽命期間蒸發(fā)速率略有降低(偏離d2定律)。在其他條件都相同的情況下,對流溫度越低、顆粒濃度越高,偏離越明顯。根據(jù)建模結(jié)果得出,這是由于蒸發(fā)液滴內(nèi)部顆粒團聚造成的。

對于高溫下納米流體的蒸發(fā),Javed等進行了大量的實驗研究[35]。他們在環(huán)境溫度為100～600 ℃的自然對流條件下,以庚烷為基礎燃料,分別研究了不同液載比的納米流體液滴的蒸發(fā)過程。實驗發(fā)現(xiàn)納米流體的蒸發(fā)過程基本遵循d2定律,并通過電子顯微鏡觀察到了液滴蒸發(fā)過程中由于顆粒團聚而形成的多孔殼。以400 ℃為界,納米鋁顆粒對庚烷的蒸發(fā)行為表現(xiàn)出相反的影響,如圖5所示[35],當環(huán)境溫度小于400 ℃時,添加納米鋁顆粒會降低庚烷液滴的蒸發(fā)率;當溫度超過400 ℃以后,添加納米鋁顆粒的庚烷的蒸發(fā)速率反而更高,其中,液載比為2.5%的燃料可獲得最大的增加效果。這是由于表面活性劑在高溫下分解,造成納米顆粒形成的團聚物尺寸不大,無法以緊湊的方式結(jié)合以形成用于抑制基礎燃料擴散的緊湊的殼。另外,液載比越高,對蒸發(fā)的抑制作用越強,這是因為高液載比的納米流體中形成殼更加緊湊而致密,對液滴內(nèi)部液體燃料擴散的阻礙作用更強。

圖5 鋁/庚烷納米流體液滴蒸發(fā)速率隨環(huán)境溫度的變化Fig.5 Evaporation rate of aluminum/heptane nano-fluid droplets with ambient temperature

文獻[36]在更高的溫度下研究了含有低濃度配體保護的納米鋁顆粒(液載比分別為0.1%、0.5%和1.0%)煤油液滴的蒸發(fā)特性。發(fā)現(xiàn)在所有實驗溫度(400～800 ℃)下,鋁納米顆粒均提高了煤油液滴的蒸發(fā)速率。當溫度達到700～800 ℃時,觀察到了氣泡的形成和微爆炸,而在純凈或穩(wěn)定的煤油液滴中則未檢測到。這說明納米鋁顆粒的添加提供了多個異質(zhì)成核位點,促使了微爆炸的發(fā)生。另外,由于液滴表面納米鋁顆粒的熔化,導致該范圍內(nèi)蒸發(fā)速率的提升幅度更大。然而,蒸發(fā)速率的提升還受到納米顆粒濃度的制約,因此,本實驗中液載比為0.5%的煤油在800 ℃時可獲得最大的增加效果,幅度可達56.7%。文獻[37]進一步研究了高濃度納米鋁顆粒對煤油蒸發(fā)的影響,如圖6所示(圖中800 ℃時對應黑色的橫坐標軸,700 ℃時對應藍色的橫坐標軸,600 ℃時對應紅色的橫坐標軸)。蒸發(fā)過程依次包括有限加熱階段、d2定律蒸發(fā)階段及微爆階段。微爆炸在液滴的壽命中發(fā)生得較早,并且隨著環(huán)境溫度的升高或相同溫度下燃料液載比的增加,強度會大大提高。其中,環(huán)境溫度升高對微爆炸強度和爆發(fā)的影響遠高于燃料液載比。無論納米鋁顆粒的濃度如何,在700 ℃和800 ℃時發(fā)生強烈的微爆炸都會使煤油液滴的蒸發(fā)速率大大提高。但是,環(huán)境溫度為400～500 ℃時,由于微爆炸的起效較晚且強度較低,納米流體液滴的蒸發(fā)速率并未受到顯著影響,與純煤油液滴的蒸發(fā)速率相似。納米流體液滴的蒸發(fā)率受到微爆炸和液載比的共同影響,因此實驗中液載比為2.5%的煤油在800 ℃時的蒸發(fā)速率增加最多,可達48.7%。

圖6 高溫下不同配方納米流體液滴的相對粒徑平方變化規(guī)律Fig.6 Variation law of relative particle size square of nano-fluid droplets with different formulations at high temperature

楊澍在激光輻射加熱條件下進行了乙醇基納米鋁納米流體液滴蒸發(fā)實驗,得出納米鋁顆粒對乙醇的蒸發(fā)有促進作用,但當激光功率較低時,當鋁的質(zhì)量分數(shù)提升到0.98%后液滴蒸發(fā)速率不會繼續(xù)有明顯的提升[38]。作者認為,由于納米顆粒的面體比較高及其作為固體顆粒的天然高導熱性,使得納米流體的導熱系數(shù)顯著提高,液滴溫度更快提升,故而蒸發(fā)變快。

王琪著重分析了納米流體燃料液滴在微爆過程中獨特的破碎階段[39]。將氣泡發(fā)生破碎時氣泡體積與液滴初始體積比定義為氣泡破碎強度,并根據(jù)氣泡破碎強度大小將氣泡破碎模式分為針狀噴射模式和高強度噴射模式。在針狀噴射模式下,液滴表面會出現(xiàn)針狀向下噴射現(xiàn)象,引發(fā)小規(guī)模的起皺,伴隨著微小表面波動,幾乎不會對液滴中心產(chǎn)生影響。當氣泡破碎強度進一步提高時為高強度噴射模式,液滴內(nèi)主氣泡的快速坍塌會導致大規(guī)模的表面震蕩。環(huán)境溫度的升高提高了高強度噴射模式出現(xiàn)的概率。

上述研究表明,納米流體液滴的蒸發(fā)行為主要受到環(huán)境溫度、顆粒濃度兩大因素的互相牽制。隨著環(huán)境溫度的不斷升高,蒸發(fā)速率不斷加快,蒸發(fā)速率不會無限制提高,還會受到納米顆粒濃度的制約,納米顆粒的濃度越高,顆粒團聚現(xiàn)象越明顯,且在液滴表面會生成更加致密的殼,阻礙液體燃料的擴散。

3 單液滴燃燒特性實驗研究

納米流體液滴的燃燒十分復雜,是一個多相、多組分、多尺度的過程[40]。對于單液滴燃燒特性的研究,普渡大學的Gan等做了大量的實驗研究工作[40-43]。他們采用兩條交叉Si-C纖維絲懸掛液滴,添加的納米鋁顆粒的平均粒徑為80 nm,通過高速攝像機觀察實驗現(xiàn)象,并將含鋁納米流體燃料液滴的燃燒過程依次劃分為預熱點火、經(jīng)典液滴燃燒、微爆、表面活性劑燃燒和鋁液滴燃燒5個階段,如圖7所示[40]。其中,預熱點火、經(jīng)典液滴燃燒和鋁液滴燃燒這3個階段在所有漿體燃料燃燒過程中都會出現(xiàn),剩下2個階段的出現(xiàn)與否與燃料配方和實驗條件有關(guān)。

圖7 含納米鋁漿體燃料點火燃燒過程液滴尺寸與溫度變化曲線Fig.7 Variation curves of droplet size and temperature during ignition and combustion of slurry fuel with aluminum nano

在沒有表面活性劑的情況下,當燃料中納米鋁顆粒的濃度較高時,燃燒過程主要有2個階段,第一階段為液態(tài)燃料液滴的燃燒階段,第二階段為顆粒團聚體的燃燒階段[42]。團聚體的燃燒增加了總的燃燒時間,并且由于表面上形成氧化物殼而可能無法完全燃燒;然而,當鋁顆粒含量較低的納米流體燃燒時,幾乎所有納米粒子都能和基礎燃料同時燃燒,并且是一個連續(xù)的過程。

在整個過程中,沒有形成團聚體或留下燃燒后的殘余物。圖8為實驗過程中拍攝的不同液載比鋁/乙醇納米流體液滴單液滴燃燒過程的照片[42]。Gan等通過液滴內(nèi)部的顆粒輸運和動力學粗略解釋了這些現(xiàn)象,認為液載比較高的納米流體中顆粒的數(shù)量密度更高,增加了粒子間的碰撞率,使其更易碰撞而形成團聚體[42]。隨著燃燒的進行,液滴表面縮小,納米顆粒和納米團聚體傾向于向內(nèi)移動而形成大團聚物,導致單個粒子幾乎不能輸送到液滴表面并從表面逸出;而對于較“稀”的納米流體,隨機布朗運動是其粒子輸運的主要機制。在液體燃料向外擴散之后,隨著液滴不斷蒸發(fā),顆?？梢詮囊旱伪砻嬉莩?導致觀察到火焰區(qū)域上方中顆粒的連續(xù)點火和燃燒。

圖8 鋁/乙醇納米流體液滴單液滴燃燒過程照片F(xiàn)ig.8 Potos of aluminum/ethanol nano-fluid droplet combustion process

Javed等對鋁/庚烷納米流體的著火燃燒特性進行了實驗研究[44]。結(jié)果表明,鋁/庚烷納米流體液滴和純庚烷液滴的點火延遲時間均遵循Arrhenius公式,且在高溫下,兩者的著火延遲時間相當。其中,添加質(zhì)量分數(shù)0.5%的納米鋁顆粒會使庚烷液滴的活化能減小,導致液滴在600 ℃以下著火。實驗還觀測了液滴在燃燒過程中的粒徑變化并對比了不同配方納米流體液滴的平均燃燒速率,得出鋁/庚烷液滴的燃燒不遵循d2定律。在相對較低的實驗溫度(600～700 ℃)下,鋁/庚烷液滴的燃燒速率與純庚烷液滴相同;在較高的實驗溫度(750～850 ℃)下,它明顯快于純庚烷液滴。Javed等又對高溫下(400～800 ℃)含納米鋁顆粒的煤油進行著火和燃燒特性研究[45]。結(jié)果表明,與相同初始直徑的純煤油液滴相比,添加低濃度的納米鋁顆粒的煤油著火延遲時間縮短,最小點燃溫度降低至600 ℃。

陳維齊等通過“掛滴法”研究了常壓高溫下質(zhì)量分數(shù)為5%的鋁-蓖麻油酸/煤油納米流體燃料液滴的點火和燃燒特性[46]。結(jié)果表明Al NPs能夠降低煤油液滴的點火延遲,其最高降幅出現(xiàn)在700 ℃,達24.4%。鋁/煤油納米流體燃料液滴自點火至第一次微爆炸發(fā)生的時長受液滴燃燒前消耗量和燃燒速率的影響,且從點火到第一次劇烈微爆炸發(fā)生的時長和總?cè)紵龝r長具有較好的線性正相關(guān)性。Al NPs良好的導熱性可使煤油液滴燃燒時的蒸發(fā)速率提升近3倍。

Tanvir等設計了一種可以產(chǎn)生微米級液滴流的新型實驗裝置,并利用該裝置進行了初始直徑為176 μm的鋁/乙醇納米流體液滴流燃燒實驗[47]。實驗發(fā)現(xiàn)液滴的燃燒速率隨顆粒濃度的增加而增加。對于低濃度的納米流體(液載比不超過2%),燃燒速率保持穩(wěn)定,燃燒過程遵循d2定律。當顆粒濃度較高時,燃燒速率會隨時間降低,從而偏離d2定律。與毫米級液滴不同,微米級液滴燃燒后的團聚物結(jié)構(gòu)以鏈狀結(jié)構(gòu)和球狀團簇兩種形式為主。并且,團聚體尺寸比Gan 等進行的1.5～2.5 mm納米流體液滴燃燒實驗[40,43]產(chǎn)生的聚集體尺寸小一個數(shù)量級。

由以上研究可以看出,“稀”納米流體具有更大的發(fā)展?jié)摿?除了顆粒的懸浮質(zhì)量更好,更不易沉淀外,它既可以滿足提高燃料的能量密度的要求,又不會增加總的燃燒時間。

4 模型燃燒室燃燒性能實驗研究

漿體燃料的實際燃燒性能需要通過模型燃燒室試驗來檢驗。受到試驗條件及發(fā)動機結(jié)構(gòu)設計差異的影響,獲得的結(jié)果也有差異。邵昂等在北京航空航天大學的液體火箭發(fā)動機試驗臺上分別進行了純JP-10燃料及液載比為21%的Al/JP-10納米流體燃料的點火試驗,氧燃比條件為1.6～2.0,試驗所用的模型燃燒室結(jié)構(gòu)如圖9所示[48]。試驗發(fā)現(xiàn)漿體燃料的點火延遲略低于純凈的JP-10燃料。然而,加入金屬顆粒的燃料在霧化和燃燒過程中產(chǎn)生了嚴重的結(jié)塊聚集效應,導致其燃燒效率與質(zhì)量比沖明顯降低,只有氧燃比達到實驗中的最高值2.0時,燃燒效率比純液體燃料高2.5%。

圖9 北京航空航天大學試驗臺模型燃燒室(單位:mm)Fig.9 Beihang University test bench model combustion chamber (unit:mm)

劉毅等在同樣的氧燃比條件下用同一套實驗臺完成了鋁/四環(huán)庚烷(QC)納米流體點火實驗,圖10為燃料現(xiàn)場燃燒火焰圖,可以看到Al/QC燃料的火焰更明亮[49]。試驗結(jié)果表明,向四環(huán)庚烷中添加質(zhì)量分數(shù)為15%的納米鋁顆粒后,燃燒效率和質(zhì)量比沖略有下降,但點火延遲可縮短26 ms。靳雨樹向HD-01純液體燃料中加入質(zhì)量分數(shù)為10%的納米鋁顆粒并在火箭發(fā)動機中開展實驗研究,余氧系數(shù)為0.6～0.8,結(jié)果表明納米鋁顆粒的團聚和不完全燃燒會導致燃料的燃燒效率降低,而燃燒效率的減小和固體顆粒帶來的兩相流損失會降低發(fā)動機的質(zhì)量比沖[50]。

圖10 QC和Al/QC燃燒火焰圖Fig.10 Combustion flame images of QC and Al/QC

另一種觀點認為向液體燃料中添加金屬鋁顆?？梢源龠M燃燒。文獻[51]使用含16%納米鋁顆粒的JP-10燃料在不同氧燃比條件下進行了發(fā)動機點火燃燒實驗,得到的比沖均高于純JP-10燃料,發(fā)現(xiàn)在氧燃比為1.9時,比沖最高可提高15%。他們的實驗中,鋁顆粒燃燒得更完全,預估的鋁的燃燒效率可以達到95.6%～97.9%。這表明鋁納米粒子的燃燒效率很高,當燃燒室進一步優(yōu)化時,預計將實現(xiàn)全面燃燒。Luo等認為如果燃燒熱達到足夠高并能克服兩相流損失時,燃燒效率才會提高[52]。所有發(fā)動機點火實驗結(jié)果中,部分工況下的實驗有出現(xiàn)Al/JP-10納米流體燃料的燃燒效率比純JP-10的燃燒效率高的情況,提高幅度為3%～9%。Mehregan等將漿體燃料中液體與金屬等價成為一個新的均質(zhì)流體,通過數(shù)值模擬的方法研究了渦流燃燒室中鋁/乙醇和正癸烷納米流體燃料的燃燒特性,發(fā)現(xiàn)納米鋁顆粒的添加可以降低NOx和CO的排放[53]。Mehta等在柴油發(fā)動機實驗中發(fā)現(xiàn)向液體燃料添加納米鋁顆粒確實能使燃燒后的CO、碳氫化合物排放量下降,其中,CO的排放量最高下降幅度可達40%,側(cè)面說明了納米金屬顆粒的加入可使液體燃料燃燒得更完全[54]。

從模型燃燒室實驗結(jié)果來看,納米鋁顆粒的添加有利有弊。積極作用體現(xiàn)在:①可以提高燃料的點火性能,表現(xiàn)為點火延遲的縮短;②可以降低燃燒后CO和碳氫化合物排放量。消極作用體現(xiàn)在:①漿體燃料中的納米鋁顆粒在霧化和燃燒的過程中會團聚,不利于燃料的完全燃燒;②燃料中的固體顆粒在燃燒室流動過程中會產(chǎn)生兩相流損失。這兩方面原因均會導致燃料的質(zhì)量比沖下降。

5 結(jié)論

從能量特性的理論評估看,漿體燃料十分誘人。然而為了將其蘊含的能量轉(zhuǎn)換、釋放出來,人們卻走過了漫長的研究之路。以含鋁漿體燃料的燃燒性能研究為例來看,還遺留了一系列問題有待進一步深入研究和解決,主要問題如下。

1)納米鋁團聚體的燃燒特性研究不足。目前,對漿體燃料燃燒過程中第一階段液體燃料的蒸發(fā)、燃燒過程的研究較為充分,建立起了蒸發(fā)、燃燒模型,能夠做到定量計算分析,但第二階段納米鋁團聚體的蒸發(fā)燃燒模型尚未建立,因此還不能完成漿體單液滴整個生命周期的計算。這不利于準確評價漿體液滴的燃盡時間。漿體液滴在燃燒室內(nèi)有限的停留時間內(nèi)能否充分燃盡是決定漿體燃料能量能否充分釋放的關(guān)鍵。

2)基于單液滴的微觀燃燒特性研究和基于模型燃燒室的宏觀燃燒性能研究脫節(jié)。當前研究中部分研究只研究單液滴,另一部分研究只研究模型燃燒室。在同一研究(或同一作者的系列研究)中既研究單液滴又研究模型燃燒室的比較少見。在這種局面下,通過單液滴蒸發(fā)/燃燒研究所獲得的液滴的燃燒機理和燃燒性能未能很好地應用于模型燃燒室研究中,影響了漿體燃料燃燒性能的深入分析,造成在一些模型燃燒室研究中發(fā)現(xiàn)燃燒性能明顯低于理論預期,甚至明顯低于純液體燃料時難以明晰其中原因。實際上,造成漿體燃料宏觀燃燒性能降低的主要因素都可以在其單液滴燃燒機理中找到。未來將兩者結(jié)合在一起進行研究將是一種更好的方式。

3)當前模型燃燒室設計需要針對漿體燃料做出改進。漿體燃料燃燒所具有的明顯階段性特征對模型燃燒室設計實際上提出了特殊要求,即要求為漿體燃料液滴的蒸發(fā)燃燒提供足夠的時間和空間,要求模型燃燒室應當有更長的特征長度,否則有可能造成納米鋁團聚體未來得及燃燒即被排出燃燒室。使用現(xiàn)有的純液體燃料發(fā)動機燃燒室進行漿體燃料的燃燒性能研究,難以充分發(fā)揮漿體燃料的燃燒效率,不利于對漿體燃料燃燒的真實性能進行評價。

漿體燃料在航空航天領域有巨大潛力[55],前提是燃料中金屬顆粒的能量可以全部發(fā)揮出來,而金屬顆粒能量的發(fā)揮受制于顆粒團聚體能否完全燃燒,這是后續(xù)研究當中需要重點著手解決的問題。