甘振鵬 楊 東

(南方科技大學(xué)工學(xué)院力學(xué)與航空航天工程系,廣東深圳 518055)

引言

為響應(yīng)國家碳達(dá)峰、碳中和目標(biāo)下對煙氣污染治理的需求,低污染排放的燃?xì)廨啓C(jī)和航空發(fā)動(dòng)機(jī)的發(fā)展日益需要滿足更嚴(yán)格的環(huán)保要求[1].相比于傳統(tǒng)燃燒方式,貧燃預(yù)混燃燒因能顯著降低NOx排放而被廣泛應(yīng)用[2-3].但貧燃預(yù)混燃燒會(huì)使燃燒室更容易受到熱聲振蕩的影響—不穩(wěn)定燃燒產(chǎn)生聲音,該聲音傳到燃燒室邊界被反射回來進(jìn)一步擾動(dòng)燃燒進(jìn)而產(chǎn)生更多聲音;該正反饋過程可能產(chǎn)生巨大的壓力振蕩[4].燃燒熱聲振蕩所造成的危害小到干擾燃燒過程,產(chǎn)生機(jī)械振蕩和噪音,使污染控制失效,大到減少部件工作壽命,損壞燃燒室部件,甚至導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)停機(jī)以及嚴(yán)重空難事故[5].實(shí)現(xiàn)貧燃預(yù)混燃燒的關(guān)鍵技術(shù)之一是避免和抑制燃燒熱聲振蕩.

抑制燃燒熱聲振蕩的方法主要有主動(dòng)控制和被動(dòng)控制.亥姆霍茲共振器(HR)由于其簡單的結(jié)構(gòu)、較高的經(jīng)濟(jì)性和良好的吸聲性能而被作為一種典型的抑制熱聲振蕩的被動(dòng)控制裝置[6].HR 的結(jié)構(gòu)一般由空腔加上頸部開孔所組成,其共振頻率可以用眾所周知的公式f=c/(2π)進(jìn)行預(yù)測,其中c為HR 空腔中的聲速,而A,l,V分別是HR 頸部截面積,HR 頸部長度和HR 空腔體積.在共振頻率附近,HR 入口附近一個(gè)微小的壓力擾動(dòng)會(huì)引起其頸部顯著的質(zhì)量流量擾動(dòng)[7],從而由于黏性效應(yīng)而耗散掉聲波能量[8].將HR 應(yīng)用于上述燃燒室中消除熱聲振蕩時(shí),在HR 的背部空腔中往往會(huì)輸入取自于壓氣機(jī)后幾級的冷卻氣流,其溫度(約500 K 左右)一般顯著低于燃燒室溫度(約1000～2100 K)[9].這些冷卻氣流不僅可以保護(hù)HR 免于燃燒室內(nèi)高溫燃?xì)獾那治g,還能為HR 提供平均流動(dòng)以提高其吸聲性能.根據(jù)HR 中有無平均流動(dòng),可分為線性模型(有平均頸流的情況,也稱為偏流)和非線性模型(無偏流)[10-15].而在以往的工作中,往往忽視了熱聲振蕩系統(tǒng)中HR 與燃燒室之間的溫差.比如,Dupere和Donwling[13]基于燃燒室內(nèi)一維擾動(dòng)量在共振器上下游之間的質(zhì)量守恒和滯止焓連續(xù)關(guān)系,得到的共振器模型無法考慮前述溫差帶來的影響.但實(shí)際上,HR和燃燒室的溫差對燃燒室內(nèi)聲波(及熵波)傳播的影響不可忽視.最近,Yang 等[16-17]考慮了HR 與燃燒室的溫差對燃燒室聲波的影響,并針對HR 與燃燒室之間有溫差的情況,將能量守恒方程與一維燃燒室中的質(zhì)量、動(dòng)量守恒方程相結(jié)合,推導(dǎo)出一個(gè)一維聲場中跨過HR 時(shí)的階躍條件模型,該模型將燃燒室的上、下游熵波與聲波傳遞關(guān)系轉(zhuǎn)化為一系列聲傳遞矩陣,來研究該溫差對HR 性能的影響.該研究表明共振器與燃燒室之間的溫差會(huì)在燃燒室內(nèi)共振器下游產(chǎn)生顯著的熵波,與此同時(shí),共振器影響燃燒室內(nèi)聲波傳播的性能也被顯著地改變了.

但上述階躍條件模型無法從機(jī)理上解釋為何共振器下游會(huì)產(chǎn)生熵波,更無法解釋該熵波的產(chǎn)生如何改變共振器對燃燒室內(nèi)聲波傳播的影響.針對這些問題,本工作將采用聲類比方法[18-19],通過質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒,推導(dǎo)出安裝有亥姆霍茲共振器的一維燃燒室管道內(nèi)的聲類比形式的波動(dòng)方程.該方程的源項(xiàng)即表示了共振器對管道內(nèi)聲場影響的物理機(jī)理.然后通過引入HR 的線性模型和相關(guān)熱力學(xué)方程,以及系統(tǒng)邊界條件,便可使相關(guān)方程組閉合.對該波動(dòng)方程作傅里葉變換至頻域中,將解偏微分問題轉(zhuǎn)化為解常微分問題,可以直觀解得方程的解,即燃燒室中HR 上、下游擾動(dòng)量之間的關(guān)系.該方程具有聲類比的形式,在其右側(cè)可以直觀地看到聲源和聲耗散項(xiàng),進(jìn)而得到HR 所帶來的熵?cái)_動(dòng)和質(zhì)量擾動(dòng)對管道內(nèi)聲場的影響.最后,通過與文獻(xiàn)[16]的階躍條件模型結(jié)果做對比來驗(yàn)證該模型.

1 理論模型

1.1 安裝有亥姆霍茲共振器的一維管道聲波模型

考慮一個(gè)安裝于主系統(tǒng)(此處為一個(gè)一維燃燒室管道)上的HR,低于燃燒室內(nèi)部溫度的冷卻氣流從HR 空腔后部穿過HR 進(jìn)入燃燒室,如圖1 所示.

圖1 中,M為馬赫數(shù),p為壓力,T為溫度,S為熵,Ac和An分別為燃燒室截面面積和HR 頸部截面面積,L為HR 頸部的長度,頂標(biāo)“-”和“～”分別表示平均量和擾動(dòng)量.在燃燒室中,位于共振器上游的流量參數(shù)下標(biāo)為1,共振器下游下標(biāo)為2,HR 共振器頸部下標(biāo)為n,分別對應(yīng)如圖2 所示的控制體的截面1-1,截面2-2和源項(xiàng)處的流量參數(shù).

圖1 安裝有亥姆霍茲共振器的一維燃燒室管道Fig.1 A Helmholtz resonator installed in an combustor duct

圖2 無限薄的積分控制體Fig.2 Infinitely thin integral control body

由于本文只研究帶冷卻氣流的亥姆霍茲共振器對帶有高溫流體的燃燒室內(nèi)聲波的影響,不考慮燃燒室內(nèi)的燃燒過程本身,故在分析過程中先做如下假設(shè):假設(shè)系統(tǒng)中的介質(zhì)為可視作理想氣體的空氣,符合理想氣體方程p=ρRT,其中R為氣體常數(shù) ;無黏性耗散作用;忽略體積力、所有的熱源和熱擴(kuò)散.

對該一維燃燒室管道應(yīng)用質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒得到

式中,u為速度,為從HR 輸入的質(zhì)量流量源項(xiàng),E˙為從HR 輸入的能量流量源項(xiàng),δ(x)為狄拉克 δ 函數(shù)用來規(guī)定質(zhì)量源項(xiàng)和能量流量源項(xiàng)的輸入位置為x=0.在燃燒室內(nèi)沿著x方向上的動(dòng)量是恒定的,因?yàn)樵谌紵抑屑俣ü舱衿黝i流是徑向向內(nèi)的.

在圖1 中取截面1-1和截面2-2 之間為控制體,并假設(shè)截面1-1 到截面2-2 的距離 dx無限小,如圖2所示.將式(1)對x從1-1 截面到2-2 截面積分得到

式中,Cp為定壓比熱容.式(2)等價(jià)于

式中,m,f和e分別表示質(zhì)量,動(dòng)量和能量流量

為了得到共振器上下游平均量的關(guān)系,對式(2)取平均量得

HR 的平均質(zhì)量通量通常比燃燒室內(nèi)的平均質(zhì)量通量要小得多,因此燃燒室的平均流量在經(jīng)過HR 后變化很小.在計(jì)算方程(5)時(shí),考慮所以共振器上下游平均量幾乎相等,這一點(diǎn)從上面的計(jì)算中也可以得到.但在后續(xù)計(jì)算中,如無特別說明,使用的平均量為方程(4)的解,故使用下角標(biāo)1,2 以作區(qū)分.

對方程(1)中質(zhì)量和動(dòng)量守恒方程做線性化,即將所有流動(dòng)量表示為一個(gè)平均量和一個(gè)擾動(dòng)量的和,代入原方程,忽略二階及高階擾動(dòng)項(xiàng),可以推導(dǎo)出線性化的質(zhì)量和動(dòng)量方程為

為了得到方程(6),假設(shè)了所有平均流量參數(shù)是沿空間是均勻(或變化緩慢),即

由于系統(tǒng)中存在冷熱流量動(dòng)態(tài)摻混,為非等熵過程,根據(jù)能量方程可知,系統(tǒng)自然會(huì)產(chǎn)生熵波.因此,溫度擾動(dòng)將包含熵?cái)_動(dòng)的影響,其推導(dǎo)可由能量方程給出.通過熱力學(xué)關(guān)系可以得出密度擾動(dòng)與壓力擾動(dòng)和熵波擾動(dòng)的關(guān)系式為

式中,s′為熵?cái)_動(dòng),第一項(xiàng)是由聲波擾動(dòng)帶來的影響,第二項(xiàng)是由熵波擾動(dòng)帶來的影響.

將非等熵過程的密度擾動(dòng)表達(dá)式(7)代入到線性化的質(zhì)量和動(dòng)量方程(6)來引入熵?cái)_動(dòng)的影響,可以得到帶源項(xiàng)的一維波動(dòng)方程

式中,D/Dt=?/?t+/?x為物質(zhì)導(dǎo)數(shù).該方程具有聲類比的形式——等式左邊為描述聲傳播的波動(dòng)方程,等式右邊包含由熵?cái)_動(dòng)和HR 質(zhì)量擾動(dòng)引起的聲源[20].顯然,熵?cái)_動(dòng)的產(chǎn)生將會(huì)影響聲波方程.可以看出,HR 的引入會(huì)給燃燒室?guī)硪粋€(gè)質(zhì)量擾動(dòng)源,該質(zhì)量擾動(dòng)通過方程(8)右邊的后兩項(xiàng)來影響燃燒室內(nèi)的聲波.與此同時(shí),HR 的存在還可能導(dǎo)致燃燒室內(nèi)熵?cái)_動(dòng)的產(chǎn)生.這種方式產(chǎn)生的熵?cái)_動(dòng)通過方程(8)右邊的第一項(xiàng)也可以影響燃燒室內(nèi)的聲波[21].而熵?cái)_動(dòng)具體如何影響聲波方程可通過后面推導(dǎo)得出的聲類比模型方程分析得出.

1.2 亥姆霍茲共振器模型

方程(9)右邊的質(zhì)量擾動(dòng)來源于共振器頸部的質(zhì)量擾動(dòng),其計(jì)算可通過共振器模型與共振器入口的壓力擾動(dòng)的關(guān)聯(lián)得出.在共振器頸部有平均頸流(也叫做偏流)的情況下,入射聲擾動(dòng)將導(dǎo)致頸部穿孔邊緣非定常的渦脫落,脫落后被頸部的平均流帶走,并最終通過黏性效應(yīng)耗散為流體的內(nèi)能[16].穿孔頸部的聲吸收特征由瑞利導(dǎo)率決定[22],定義為

式中,I1,K1分別為第一類和第二類修正貝塞爾函數(shù),為頸部的斯特勞哈爾數(shù),rn為頸部截面的半徑,為頸部的渦對流速度,根據(jù)文獻(xiàn)[11,22-23],頸部的渦對流速度近似等于頸部的平均速度.

對于HR 空腔,質(zhì)量守恒可以得到

式中,V為HR 空腔體積,為空腔中的平均聲速,ω為角頻率,為總的瑞利導(dǎo)率,由于HR 頸部內(nèi)外的壓差可近似地視為頸部流體的渦流脫落和流體在頸部加速的貢獻(xiàn)的總和,從而頸部有限的幾何長度會(huì)帶來一個(gè)對瑞利導(dǎo)率的修正,修正后總的瑞利導(dǎo)率滿足[11,24-26]

式中,L為HR 頸部的長度.

定義HR 頸部的聲阻抗為[14]ZHR=,通過下式計(jì)算

1.3 模型的解

求解頻域下聲類比模型方程(9)的解,對方程(9)來說:

(1)在x＜0 段,質(zhì)量擾動(dòng)源為零,熵?cái)_動(dòng)也為零;

(2)在x＞0 段,質(zhì)量擾動(dòng)源為零,方程右邊第一項(xiàng)整體也為零.

所以在這兩段,方程(9)右邊源項(xiàng)都為零.對于這兩段,通過轉(zhuǎn)換到頻域,偏微分方程轉(zhuǎn)化為常微分方程.解得該方程通解為

式中,k+,k-為波數(shù),由下式計(jì)算

在0-＜x＜0+段,質(zhì)量擾動(dòng)源不為零.對方程(9),從 0-到 0+對x分別作一次和二次積分.可以得到

式中t1,t2,λ1,λ2可由如下式子計(jì)算

式(19)中,所有平均量已經(jīng)可以在前文中求出.而HR 質(zhì)量擾動(dòng)也可通過線性HR 聲學(xué)模型與共振器出口壓力擾動(dòng)聯(lián)系,即式(13).

為將熵?cái)_動(dòng)與HR 上、下游壓力擾動(dòng)關(guān)系式求出,對方程(2)中質(zhì)量和能量守恒方程作線性化,忽略一階以上的擾動(dòng),可以改寫為

將式(20)改寫,由此可以得到和其余變量之間的關(guān)系

式(21)中的可以用熱力學(xué)關(guān)系式計(jì)算

對于燃燒室中HR 上游或者下游局部,可以通過線性化后的局部質(zhì)量和動(dòng)量守恒[13,16]

式(21)中,可用HR 的線性模型的聲阻抗定義計(jì)算

其中

作量綱分析,t1,2中第一項(xiàng)與第三項(xiàng)的比為

將質(zhì)量擾動(dòng)表達(dá)式(13)代入式(18)中,可進(jìn)一步減少未知數(shù)與方程組數(shù)量,得到

式中參數(shù)b1,b2,b3,b4,a1,a2如下

式(34)中,所有平均量已經(jīng)可以在前文中求出.至此,只需聯(lián)立式(29)和式(33)共3 個(gè)方程,其中包含等共5 個(gè)未知數(shù).此方程組不閉合,無法求解,故需要加入邊界條件.邊界條件一般為HR 上、下游擾動(dòng)幅值,中其中2 個(gè).由于在實(shí)際應(yīng)用中,往往將亥姆霍茲共振器安裝在管道內(nèi)聲波模態(tài)波峰處,以達(dá)到最佳的消聲效果,故本文中主要選取了該請況討論(給定和).對于給定上游入射聲波,并假設(shè)下游無入射聲波=0的情況,在此提供下述初步分析結(jié)果.對于給定下游入射聲波,并假設(shè)上游無入射聲波的情況,可通過相同的方程代入該邊界得到.上述后兩種情況的線性組合可得到一般聲波入射情況的解.如此未知數(shù)減少2 個(gè),上述方程組閉合.聯(lián)立上述3 個(gè)方程可以解得的表達(dá)式,并進(jìn)而可求得所有相關(guān)未知量.

2 測試與驗(yàn)證

在本節(jié)中,用一個(gè)測試案列[16]來驗(yàn)證上述模型,并用這個(gè)案例來說明HR 與燃燒室的溫度差是如何影響其吸聲性能的.將圓柱形亥姆茲共振器安裝于可視為一維管道的燃燒室上,如圖1 所示.測試案例中HR和燃燒室的幾何和平均流參數(shù)如表1 所示.由于模擬對象是HR 與燃燒室內(nèi)局部(HR 上下游之間)的聲波和熵波關(guān)系,故不需要規(guī)定燃燒室聲學(xué)邊界條件或HR 軸向位置[16].但在本節(jié)中假設(shè) HR 安裝在壓力波腹附近以清楚地顯示其對燃燒室聲學(xué)的影響[9,27].實(shí)際中以給定入射波,假定邊界無限長或者無反射的情況更具一般性,本文暫不考慮.

表1 HR和燃燒室的幾何與平均流參數(shù)Table 1 Geometry and mean flow parameters of the HR and combustor

2.1 等溫工況

通過方程f=c/(2π)可預(yù)測出HR 在1000 K 時(shí)的共振頻率約為535 Hz.情況一,假設(shè)HR 上游的壓力擾動(dòng)幅值=100 Pa .定義熵波擾動(dòng)強(qiáng)度幅值為,單位為Pa.其中,為熵?cái)_動(dòng),量綱為J/(K·kg).通過所建模型繪制HR 下游壓力擾動(dòng)幅值以及下游熵波擾動(dòng)等關(guān)鍵參數(shù),并對比Yang 等[16]中的假設(shè)滯止焓連續(xù)的模型和階躍條件模型的結(jié)果.如圖3(a),在HR和燃燒室等溫的情況下,在共振頻率(約535 Hz)附近時(shí),HR 的存在會(huì)顯著影響燃燒室中共振器下游的聲波強(qiáng)度,但是下游溫度擾動(dòng)保持不變,對共振器下游的熵波強(qiáng)度也基本沒有影響.可看出文中提出的聲類比模型能夠很好地匹配另外兩個(gè)模型[16]的結(jié)果.同時(shí),這三個(gè)模型對HR 的聲吸收系數(shù)也給出了一致的預(yù)測,如圖3(c)所示.該聲吸收系數(shù)的定義為吸收能量/入射能量[28-29]

圖3 HR 溫度1000 K 時(shí),3 個(gè)模型的壓力擾動(dòng)強(qiáng)度幅值、溫度擾動(dòng)和聲吸收系數(shù)Fig.3 The amplitude of pressure wave strength,temperature oscillationt and absorption coefficien of the three models with a HR temperature of 1000 K

2.2 不等溫工況

在HR和燃燒室不等溫的工況下.設(shè)HR 空腔冷卻氣流溫度從500 K 逐漸上升至1000 K,讓HR和燃燒室(1000 K)溫差逐漸變小,這時(shí)由于通過HR 的冷空氣流產(chǎn)生的擾動(dòng),HR 下游熵波強(qiáng)度不再約等于零.采用和等溫工況一樣的假設(shè):=100 Pa .

通過方程f=c/(2π)可預(yù)測出HR 在500 K 時(shí)的共振頻率約為385 Hz.如圖4(a)(b)所示,500 K 時(shí)聲類比模型的對HR 下游溫度,壓力和熵波擾動(dòng)強(qiáng)度的預(yù)測結(jié)果都與階躍條件模型的預(yù)測結(jié)果完全一致.在共振頻率(385 Hz)附近共振器下游會(huì)產(chǎn)生較強(qiáng)的熵波,而遠(yuǎn)離共振頻率熵波強(qiáng)度明顯下降.HR 下游的溫度擾動(dòng)也呈現(xiàn)出和熵波擾動(dòng)一樣的趨勢,因?yàn)殪夭〝_動(dòng)依賴于下游溫度擾動(dòng)和壓力擾動(dòng).但當(dāng)冷卻氣流溫度從500 K 逐漸上升至1000 K 時(shí),階躍模型與聲類比模型的熵波擾動(dòng)共振幅值將逐漸減小,直到與滯止焓模型趨于一致(趨于0).而滯止焓連續(xù)模型在任何溫度下都無法考慮HR 下游的熵?cái)_動(dòng),故預(yù)測結(jié)果存在明顯問題.除了在經(jīng)過HR 后產(chǎn)生熵波外,HR 的較低溫度也會(huì)導(dǎo)致HR 之前和之后的聲波強(qiáng)度之間的關(guān)系發(fā)生變化,這點(diǎn)可以從模型的解,圖4(a)中看出.雖然這3 個(gè)模型都預(yù)測出HR 的存在會(huì)導(dǎo)致向上游傳播的聲波強(qiáng)度加強(qiáng),向下游傳播的聲波強(qiáng)度減弱[30-31],但聲類比模型預(yù)測的變化趨勢和要小于滯止焓模型,這與階躍條件模型結(jié)果一致,而冷卻氣流溫度從500 K 逐漸上升至1000 K 過程中,該結(jié)論任然成立.如圖4(c)所示,500 K 時(shí)聲類比模型預(yù)測的聲吸收系數(shù)的變化趨勢和峰值也要比滯止焓模型小(吸聲系數(shù)相差約100%),跟階躍條件模型一致.但當(dāng)冷卻氣流溫度從500 K 逐漸上升至1000 K 時(shí),該差異逐漸消失.由于在實(shí)際燃?xì)廨啓C(jī)和航空發(fā)動(dòng)機(jī)中,總冷卻氣流可占到發(fā)動(dòng)機(jī)空氣總流量的20%或以上.而此處考慮的流過共振器的平均空氣質(zhì)量流量遠(yuǎn)小于燃燒室內(nèi)平均空氣流量,≈0.23% .但在共振頻率附近,共振器頸部質(zhì)量流量擾動(dòng)幅值與燃燒室質(zhì)量流量擾動(dòng)幅值為同一數(shù)量級≈26.5%,(若前者遠(yuǎn)小于后者,則共振器無法產(chǎn)生顯著消聲效果).

圖43 個(gè)模型的壓力擾動(dòng)強(qiáng)度幅值、熵波擾動(dòng)強(qiáng)度幅值、溫度擾動(dòng)和聲吸收系數(shù)Fig.4 The amplitude of pressure wave strength,enthalpy wave strength,absorption coefficient and temperature oscillation of the three models

3 結(jié)論

當(dāng)帶有冷卻氣流的HR 被安裝在一維管道燃燒室上時(shí),燃燒室中熱氣流和HR 中冷氣流的溫差需要被考慮,這將改變?nèi)紵覂?nèi)共振器上下游的聲波與熵波之間的關(guān)系,對HR 的吸聲性能和HR 對熱聲振蕩的抑制作用有顯著影響——不同的聲波關(guān)系改變了HR 的吸聲性能,而產(chǎn)生的熵波如果在下游被加速,則可能導(dǎo)致熵噪聲形式的聲波.文獻(xiàn)[16]基于階躍條件模型得到了HR 上、下游的聲波與熵波的關(guān)聯(lián),可以由上游聲波與熵波代入所推導(dǎo)出的關(guān)系矩陣直接計(jì)算出下游的聲波與熵波,但無法看出熵波產(chǎn)生以及聲波關(guān)系改變的機(jī)理.本文推導(dǎo)了安裝有帶冷卻氣流的HR 的燃燒室中的聲類比形式的聲學(xué)模型.通過與階躍條件模型的定量比較,驗(yàn)證了該聲類比模型的正確性.本模型的優(yōu)點(diǎn)在于它是帶有源項(xiàng)的波動(dòng)方程,從中可以直觀地看到熵?cái)_動(dòng)聲源項(xiàng)與共振器質(zhì)量擾動(dòng)聲源項(xiàng)的表達(dá)式,能夠區(qū)分出由熵?cái)_動(dòng)引起的聲源項(xiàng)和聲擾動(dòng)引起的聲源項(xiàng).這為理解和預(yù)測帶冷卻氣流的亥姆霍茲共振器對燃燒室熱聲振蕩的影響提供了便捷的模型.

附錄

方程組(28)和式(32) 3 個(gè)方程的求解

將上述方程組改寫成

可解得