劉易明，譚建國，高政旺，劉?瑤

分層比對雙旋流預混火焰結構和燃燒不穩(wěn)定的影響

劉易明，譚建國，高政旺，劉?瑤

(國防科技大學空天科學學院，長沙 410073)

基于雙旋流預混燃燒實驗系統(tǒng)，采用動態(tài)壓力傳感器、ICCD相機等裝置，研究了不同分層比對雙旋流預混火焰宏觀結構和燃燒不穩(wěn)定的影響．研究結果表明：隨著分層比增大，火焰的主釋熱區(qū)由主燃級下游逐漸移向火焰根部，再逐漸向預燃級下游靠近，旋流火焰張角隨之增大，火焰中心界面結構有“W”、“V”和“多褶”3種典型結構；隨著分層比增大，火焰由穩(wěn)定轉為不穩(wěn)定，且主頻都在60Hz左右，振幅先增大再慢慢下降，且在分層比為1.25和1.50時，有明顯的不穩(wěn)定第二頻率出現(xiàn)，其大小約等于2倍的不穩(wěn)定主頻．

雙旋流；預混火焰；宏觀結構；分層比；燃燒不穩(wěn)定

隨著發(fā)動機越來越嚴格的NO排放要求，貧燃預混燃燒技術成為最受關注的燃燒方式之一[1]，其多采用中心分級的雙旋流預混燃燒組織模式，一般分為兩級，即中心預燃級和外層主燃級．大部分的燃料和空氣從外層主燃級進入，中心預燃級主要用于穩(wěn)定火焰．雙旋流預混燃燒不僅可以顯著降低NO排放，而且能夠同時滿足燃燒效率、點火及熄火等其他燃燒要求[2]．正因為如此，各大航空發(fā)動機公司和科研機構均在這方面開展了大量的研究．如GE公司發(fā)展的TAPS(twin annular premixing swirled burner)[3-6]，已成功應用于Leap-X發(fā)動機，其NO排放相對于CAEP/6標準降低了大約50%；國內(nèi)如北京航空航天大學提出的TeLESS(technology of low emissions with stirred swirls)[7-13]．

但在實際工程應用中，貧燃預混燃燒有效降低了NO排放的同時也對共振耦合更加敏感．由于燃燒器經(jīng)常工作于貧燃狀態(tài)，火焰容易受到擾動，極易發(fā)生燃燒不穩(wěn)定，表現(xiàn)為燃燒室內(nèi)大幅的壓力振蕩．這對先進燃氣渦輪發(fā)動機的發(fā)展是個極大的挑戰(zhàn)[14]．

火焰的宏觀結構不僅表示火焰形狀還代表了放熱率分布，因此對NO排放和燃燒不穩(wěn)定有直接的影響．對于旋流火焰結構，最簡單的是單旋流預混火焰．如麻省理工學院的Taamallah等[15-16]系統(tǒng)地研究了單層旋流預混火焰的宏觀結構以及其與燃燒不穩(wěn)定的關系，發(fā)現(xiàn)隨著當量比增加，火焰依次經(jīng)歷了柱狀結構、氣泡狀結構、錐形結構和雙層錐形結構，壓力振蕩由小逐漸增加，最后進入一個準穩(wěn)態(tài)區(qū)間．美國賓州州立大學學者Huang和Yang[17]研究燃燒室進口溫度和當量比對單旋流火焰燃燒不穩(wěn)定的影響，發(fā)現(xiàn)燃燒室入口溫度輕微升高都會導致燃燒室內(nèi)壓力振蕩突然增加．

隨后，Hochgreb團隊針對多旋流預混燃燒開展了一系列研究[18-22]．如Hochgreb團隊的Kim等[18]研究了聲強迫對分層貧燃預混火焰非線性釋熱響應，結果表明，總當量比為0.6時，改變分層比對火焰結構和非線性釋熱響應均有顯著的影響．同屬Hochgreb團隊的Chong等[22]基于雙旋反向預混燃燒室，研究了分層比對預混火焰結構和排放特性的影響．實驗發(fā)現(xiàn)分層比對火焰結構以及燃燒排放都有顯著的影響，預燃級流量增大使得主反應區(qū)增大，從而火焰強度增強，同時也導致了NO和CO排放升高．密歇根大學的Dhanuka等[23]以航空煤油為燃料，在TAPS燃燒室上研究了分層比對燃燒不穩(wěn)定的影響，發(fā)現(xiàn)分層比超過一定的臨界值，就會發(fā)生燃燒不穩(wěn)定．國內(nèi)關于分層旋流火焰的研究主要以北京航空航天大學林宇震團隊為代表，其團隊的湯冠瓊等[11]針對分層火焰研究了當量比對火焰燃燒不穩(wěn)定性的影響，結果表明總當量比在一定范圍內(nèi)，壓力脈動隨當量比的增大而增加．劉澤宇等[12]研究了分層比對分開分層旋流預混火焰結構影響，提出了6種不同的分開分層旋流預混燃燒模式：Y型、V型、對稱D型、多褶型、窄W型和寬W型．Han等[9]使用具有隔離臺階的雙旋流燃燒器系統(tǒng)地研究了總當量比在0.5、0.6、0.7和0.8下，不同分層比所對應的火焰宏觀結構，總結歸納了3種典型的火焰結構，即脫體火焰(L型)、分叉火焰(S型)和駐定火焰(V型)．Han等[24]在其另一篇文章中研究了燃燒室上游擴壓器對燃燒不穩(wěn)定性的影響，研究表明擴壓器可改變?nèi)紵到y(tǒng)共振頻率，進而避免旋流燃燒室中的熱聲耦合，有助于穩(wěn)定燃燒系統(tǒng)．

盡管目前針對單旋流和雙旋流火焰的研究已經(jīng)較為深入，但旋流火焰本身結構復雜，加之雙旋流影響參數(shù)眾多，并且不同的旋流器設計布局對旋流器氣動特性也有很大的影響，因此本文設計了帶有雙文氏管的雙旋流預混燃燒器，主、預燃級均使用純預混甲烷和空氣，固定總的當量比，改變分層比，觀察火焰的宏觀結構，測量燃燒室的壓力脈動，進一步加強認識雙旋流預混火焰．

1?實驗系統(tǒng)與方法

本文以甲烷為燃料，空氣為氧化劑，開展對雙旋流預混火焰的實驗研究．實驗中，通過采用10L/min和1000L/min的質量流量控制器(七星華創(chuàng)CS200和七星華創(chuàng)D07-60B)分別調(diào)節(jié)甲烷和空氣流量來改變分層比，并且利用ICCD相機和高頻壓力傳感器獲取火焰信息，從而研究火焰結構與壓力脈動特性．

1.1?實驗裝置

研究所設計的雙旋流預混燃燒器幾何示意圖如圖1所示．旋流燃燒室主要由外層的主燃級和內(nèi)層的預燃級兩個同心環(huán)腔、中心體及燃燒筒組成．

內(nèi)層預燃級和外層主燃級各包含12個軸向葉片，旋流葉片出口角度都為38°，對應旋流數(shù)大小為0.49和0.56．內(nèi)外層旋流葉片同向，從下游向上游方向看為逆時針，且內(nèi)層預燃級和外層主燃級都包含文氏管結構，可以有效防止回火．外層文氏管上游與燃燒室入口平面相距16mm．預燃級環(huán)腔外徑為20mm、內(nèi)徑為16mm，主燃級環(huán)腔外徑為10mm、內(nèi)徑為8mm．燃燒筒內(nèi)徑為54mm，長度為180mm．

本文中，壓力脈動采用動態(tài)壓力傳感器(PCB113b24)測量，3個壓力傳感器在燃燒筒軸向位置等間距分布，均與燃燒筒內(nèi)壁面齊平安裝，如圖1中S1、S2和S3所示．壓力脈動采用NI采集卡(NIUSB-6341)進行采集并存入電腦，采集頻率為1000Hz，采集時間為20s．

化學發(fā)光測量系統(tǒng)如圖2所示，主要由兩臺ICCD相機、鏡頭、濾波片和計算機組成．拍攝過程中，兩臺ICCD相機對稱放置，分別加裝普通鏡頭和紫外鏡頭，由于OH*的波長為308nm，故而拍攝時需要在紫外鏡頭前面加裝窄帶濾光片(Edmund 34980)，拍攝獲得三維旋流火焰在相機方向上的積分投影．拍攝時像增強器增益值設定為750，曝光時間都設為2ms．每個工況下拍攝100幅，之后進行平均和對稱化處理．

圖1　　雙旋流預混燃燒器幾何和壓力測量布置示意(單位：mm)

1.2?實驗工況

為重點考察分層比對旋流火焰結構和燃燒室內(nèi)壓力脈動的影響，選取總當量比為0.7和不同的內(nèi)外當量比組合，詳細的實驗工況見表1．實驗中，主燃級和預燃級的甲烷分別在預混腔內(nèi)與空氣充分混合，以避免燃燒在自激振蕩情況下發(fā)生當量比脈動．分層比s(stratification ratio)，即中心預燃級與外層主燃級當量比之比．實驗中甲烷總流量為18L/min，其中預燃級為8L/min，主燃級為10L/min．總當量比為0.7，分層比以0.25為間隔從0.5取到2.75，其中分層比為1.00的工況為基準工況，該工況下主燃級和預燃級當量比相同，在燃燒室入口處當量比梯度為零．實驗中，燃燒室入口溫度為室溫310K，壓力都為0.3MPa，測壓力的燃燒筒出口與大氣相通，也是室溫310K，壓力為常壓．

圖2?化學發(fā)光測量系統(tǒng)示意

表1?雙旋流預混火焰實驗工況

Tab.1?Experimental conditions for the premixed dual-swirl burner

2?實驗結果與分析

2.1?火焰結構

首先對比了分層比為1.00下普通鏡頭拍攝的可見光和紫外鏡頭拍攝的OH*化學發(fā)光火焰結構，如圖3所示．可以發(fā)現(xiàn)，可見光和OH*所表征的火焰結構基本相同，都類似于“掃帚”形狀，其中采用濾光片拍攝的OH*化學發(fā)光過濾掉了其他光的影響，更能凸顯出旋流火焰的主體結構，因此本文接下來的討論都將采用OH*化學發(fā)光表征旋流火焰結構，且已有研究表明碳氫燃料中OH*化學發(fā)光強度跟火焰的放熱率成正比[25]，即OH*化學發(fā)光不僅可以表征火焰結構，還可以表示放熱率分布．

在不同的分層比情況下記錄火焰宏觀結構．圖4為用ICCD相機配備OH*濾光片拍攝得到的火焰圖像．由圖可見，火焰釋熱中心位置發(fā)生了變化：分層比為0.5時，中心預燃級火焰脫體，外層主燃級富燃，火焰釋熱集中在主預燃級噴嘴下游，見圖4(a)．分層比在0.75～1.75時，隨分層比增大，旋流器噴嘴中心下游釋熱明顯減弱，釋熱中心區(qū)域逐漸從噴嘴下游向上游移動，見圖4(b)～(f)，并在分層比為1.25、?1.50和1.75時，火焰釋熱中心區(qū)域移至火焰根部，附著于雙旋流器主燃級噴嘴上，這在工程實際中，極易造成回火，因此要盡量避免．當分層比為2.00～2.75時，中心預燃級富燃，外層主燃級貧燃，燃料主要集中在預燃級，因此火焰釋熱中心向火焰的內(nèi)層有所移動，并逐漸從附著于旋流噴嘴向下游移動，見圖4(g)～(j).

圖3　　分層比為1.00時可見光和OH*化學發(fā)光表征的火焰結構

圖4?配備OH*濾光片的ICCD相機拍攝的火焰宏觀結構

由于ICCD相機直接拍攝獲得的圖像為火焰與相機之間沿線的積分，為了更加直觀展示火焰的平面效果，對所有工況下獲得的OH*火焰宏觀結構進行了Abel逆變換，如圖5為不同分層比下經(jīng)Abel逆變換處理的火焰中心截面結構．由于OH*化學發(fā)光強度可用于表示火焰的釋熱率[25]，因此，在經(jīng)過Abel逆變換處理過的圖像中，認為明亮區(qū)域為釋熱中心區(qū)域，所有OH*化學發(fā)光強度均通過最強化學發(fā)光進行了歸一化處理．可以發(fā)現(xiàn)，當分層比為0.50和0.75時，火焰釋熱中心主要在噴嘴出口下游，化學發(fā)光強度相對較弱，如圖5中的(a)和(b)所示．當分層比為1.00到1.75區(qū)間內(nèi)，隨著分層比增大，局部化學發(fā)光先增強再減弱，在分層比為1.50時達到最強，且都位于主燃級噴口的外側．火焰釋熱區(qū)域主要分布在外層主燃級噴嘴下游，如圖5中的(c)～(f)所示．當分層比大于2.00時，火焰局部最強化學發(fā)光強度明顯減弱，主預燃級火焰逐漸出現(xiàn)分層，顯示出明顯的褶皺，如圖5中的(j)所示．并且還可以看出，隨著分層比逐漸增大，旋流火焰張角隨之增大，以分層比為0.50～1.50最為明顯，旋流火焰張角從38°增加到66°，當分層比大于1.75后，旋流火焰張角繼續(xù)保持了增大這一趨勢，只是相對較?。?/p>

不同分層比下OH*化學發(fā)光Abel逆變換的火焰中心截面結構大體上可以歸納為3種典型的結構，如圖6所示，分別為分層比等于0.50為代表的“W”型，火焰有點脫體，如圖6(a)所示；分層比等于1.50為代表的“V”型，主預燃級火焰附著在主燃級噴嘴出口的外沿，如圖6(b)所示；以及分層比等于2.75為代表的“多褶”型，主預燃級火焰有明顯的分層，且主燃級火焰沒有附著點，如圖6(c)所示．

圖5?OH*化學發(fā)光的Abel逆變換火焰中心截面結構

圖6?3種典型的火焰結構

2.2?壓力脈動

燃燒不穩(wěn)定表現(xiàn)為燃燒室內(nèi)周期性大幅壓力振蕩，由于圖1中的壓力傳感器S2和S3離火焰較遠，所測得的壓力脈動很小，因此本文中的壓力脈動均采用S1測得的壓力，圖7是分層比為1.50時燃燒室內(nèi)的壓力脈動．

本文記錄了總當量比為0.7，不同分層比下燃燒室內(nèi)的壓力振蕩，通過傅里葉變換處理，獲得了對應的壓力脈動頻譜圖，如圖8所示．可以發(fā)現(xiàn)，分層比為0.50和0.75時，壓力脈動主要以低頻為主，且沒有明顯的振蕩主頻，可以認為此時燃燒室燃燒較為穩(wěn)定，如圖8中的(a)和(b)所示；當分層比在1.00～2.75范圍內(nèi)時，燃燒不穩(wěn)定主頻都在60Hz左右，這主要是因為燃燒不穩(wěn)定主頻跟系統(tǒng)的聲學頻率密切相關，燃燒不穩(wěn)定主頻振幅呈現(xiàn)先增大再逐漸減小趨勢，在分層比為1.25時，燃燒不穩(wěn)定主頻所對應的壓力振幅最大，達到5.774kPa，且在分層比為1.25和1.50時，有明顯的燃燒不穩(wěn)定第二頻率出現(xiàn)，其大小約等于2倍的不穩(wěn)定主頻，如圖8中的(d)和(e)所示.

圖7?分層比為1.50時燃燒室內(nèi)的壓力脈動

圖8?不同分層比下壓力脈動頻譜圖

3?結?論

本文針對雙旋流預混火焰，以甲烷為燃料，空氣為氧化劑，通過實驗獲得了不同分層比條件下的火焰宏觀結構，并通過壓力傳感器測量了燃燒室內(nèi)的壓力脈動，對雙旋流預混火焰進一步加強了認識．研究發(fā)現(xiàn)分層比對雙旋流預混火焰宏觀結構和燃燒不穩(wěn)定有直接的影響，主要得到以下結論：

(1)分層比對雙旋流預混火焰的主釋熱區(qū)影響較大．隨著分層比增大，火焰的主釋熱區(qū)由主燃級下游逐漸移向火焰根部，再逐漸向預燃級下游靠近，這主要是由于燃料空間分布發(fā)生了變化．

(2)分層比對旋流火焰張角有一定的影響．隨著分層比增大，旋流火焰張角隨之增大，有所不同的是，低分層比條件下旋流火焰張角增長變化較為明顯，高分層比條件下旋流火焰張角增大趨勢較為緩慢．

(3)分層比對燃燒不穩(wěn)定的壓力脈動幅值影響較為顯著．隨著分層比增大，燃燒室內(nèi)壓力脈動由穩(wěn)定轉為不穩(wěn)定，且不穩(wěn)定主頻都在60Hz左右，主頻振幅先增大隨后逐漸減小，且在分層比為1.25和1.50時，有明顯的燃燒不穩(wěn)定第二頻率出現(xiàn)，其大小約等于2倍的不穩(wěn)定主頻．

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Effect of Stratification Ratio on Structure and Combustion Instability of Double-Swirl Premixed Flame

Liu Yiming，Tan Jianguo，Gao Zhengwang，Liu Yao

(School of Aerospace Science and Engineering，National University of Defense Technology，Changsha 410073，China)

Based on a two-swirl premixed combustion experiment system，the effects of different stratification ratio on the macrostructure and combustion instability of the two-swirl premixed flame were investigated by using a dynamic pressure sensor and an ICCD camera. The results show that with the increase of the stratification ratio，the main heat release zone of the flame gradually moves from the downstream of the main combustion area to the flame root and then to the downstream of the precombustion area，and the vortex flame angle increases accordingly. The central interface of the flame has three typical structures：“W”，“V” and“multi-fold”. With the increase of the stratification ratio，the flame changes from stable to unstable，the main frequency is around 60Hz，and the amplitude increases first and then slowly decreases. Moreover，when the stratification ratio is 1.25 and 1.50，there is an obvious unstable second frequency，which is about twice the unstable main frequency.

double swirl；premixed flame；macro structure；stratification ratio；combustion instability

10.11715/rskxjs.R202305030

TK11

A

1006-8740(2023)04-0444-07

2023-05-15．

國家自然科學基金資助項目(91441121).

劉易明(2000—??)，男，碩士研究生，lym573550@163.com.

譚建國，男，博士，研究員，jianguotan@nudt.edu.cn.

(責任編輯：梁?霞)