史 挺, 金 明, 葛 冰, 臧述升

(上海交通大學 機械與動力工程學院,上海 200240)

天然氣摻氫燃燒技術由于燃燒效率高、燃燒速率快、貧燃極限寬、碳排放性能好[1-2],得到了國內外的廣泛關注.但是氫氣燃燒的火焰?zhèn)鞑ニ俣仁翘烊粴獾?倍[3],并且燃燒溫度比天然氣更高,燃燒流場與火焰結構存在差異[4-5],天然氣摻氫燃燒隨著摻氫比例的增加,容易出現回火、振蕩[6-7],并且會改變火焰的吹熄極限速度[8].因此,使用天然氣摻氫燃料的燃燒器需要克服一系列問題,尤其是燃燒不穩(wěn)定性問題.

針對天然氣摻氫燃燒不穩(wěn)定性問題,國內外學者利用光學可視化測試技術開展了大量研究.賈亮等[9]通過試驗發(fā)現高摻氫比會增強火焰的不穩(wěn)定性.Figura等[10]的研究表明隨著氫氣濃度的增加,火焰自激振蕩的模態(tài)和頻率發(fā)生變化,火焰的振蕩特性受到火焰形狀和火焰位置的影響.Davis等[11]在相同的進氣流速下,通過試驗比較了純甲烷火焰和富氫甲烷火焰的拓撲結構,結果表明,火焰長度越短,富氫火焰的波動越大.Giezendanner等[12]以及Ge等[13]也通過試驗發(fā)現了火焰的燃燒不穩(wěn)定與火焰結構變化的強相關性.為了研究摻氫燃燒不穩(wěn)定的驅動機理,研究人員也開展了受迫振蕩研究.Yilmaz等[14]通過簡單旋流火焰的受迫振蕩試驗發(fā)現,隨著氫氣濃度的增加,火焰的熱聲耦合和壓縮顯著增加,這種效應會增強非激勵頻率下的火焰響應,但降低了激勵頻率下的耦合強度.

雖然針對天然氣摻氫燃燒開展了大量研究,但是目前研究工作主要集中在單旋流燃燒上,針對具有實際工業(yè)結構的中心分級燃燒器的研究較少.在中心分級燃燒器中,值班級火焰與主燃級火焰存在強烈干涉,火焰間的相互作用非常復雜,在燃燒穩(wěn)定性方面表現出與單旋流燃燒器完全不同的特性,因此摻氫比對中心分級燃燒的動態(tài)響應特性及火焰耦合的影響還需要進一步研究.本文通過試驗研究中心分級天然氣摻氫火焰的受迫振蕩特性,在中心分級燃燒器入口上游施加軸向速度擾動,探究不同摻氫比例下的火焰結構和動態(tài)響應特性,從火焰干涉角度分析了分級摻氫火焰的受迫振蕩機理.

1 試驗裝置及研究方法

1.1 試驗裝置與工況

試驗采用的中心分級摻氫燃燒不穩(wěn)定性可視化試驗平臺如圖1所示,主要由供氣系統(tǒng)、燃料系統(tǒng)、阻抗管、中心分級燃燒器、模型燃燒室和揚聲器組成.阻抗管長270 mm,內徑43.5 mm.在阻抗管中設置兩個軸向距離為60 mm的傳聲器PA和PB,中心分級燃燒器安裝在阻抗管末端.模型燃燒室橫截面為方形,尺寸為140 mm×140 mm.燃燒室側壁上有兩個石英窗口,用于光學測量.本文所使用的中心分級燃燒器的詳細結構如圖2所示,由1級值班旋流器、2級值班旋流器與主燃旋流器組成,其旋流數分別為0.73、0.58和0.73.值班級采用非預混燃燒的方式,產生擴散火焰,以保證燃燒的穩(wěn)定性;主燃級采用貧預混燃燒方式.

圖1 火焰受迫振蕩試驗平臺示意圖Fig.1 Diagram of experimental platform of flame forced oscillation

燃燒器入口速度擾動由揚聲器提供,擾動幅值采用雙傳聲器法測量[15],將傳聲器PA與PB測量的壓力波動轉變?yōu)樗俣让}動,傳聲器型號為PCB 130F20,靈敏度為12 mV/Pa.燃燒室動態(tài)壓力采用Kulite XTL-190M動態(tài)壓力傳感器測量.由于OH*的光輻射信號和熱釋放強度有線性關系[16],全局火焰熱釋放率通過HAMAMATSU H10723-210光電倍增管(PMT)和波長范圍為(307±10) nm的OH*帶通濾光片測得.上述參數采樣頻率均為 5 000 Hz,并基于NI-DAQ 6284同步采集卡和LabView軟件實現同步采集.瞬態(tài)火焰結構通過VEO 710L互補金屬氧化物半導體(CMOS)高速照相機和波長范圍為(432±10) nm的CH*帶通濾光片拍攝,拍攝頻率為 1 000 Hz,拍攝的范圍為 70 mm×80 mm,如圖2所示.

圖2 中心分級燃燒器結構示意圖Fig.2 Structure diagram of central staged burner

圖3 不同頻率激勵下的燃燒室火焰?zhèn)鬟f函數幅值變化Fig.3 Amplitude change of combustor FTF at different frequency excitations

為研究摻氫比的影響,改變主燃級燃料的摻氫體積比Rv=0%, 10%, 20%, 30%,試驗工況如表1所示.

表1 變Rv試驗工況Tab.1 Experimental scheme of variable Rv

1.2 數據處理方法

利用本征正交分解(POD)方法對試驗中高速照相機采集到的CH*熒光圖像數據進行分解,提取火焰脈動的主要特征,考察火焰結構的變化.POD法是一種用于提取高頻瞬態(tài)物理場中主要特征結構的方法,如湍流流場和旋流火焰中的大尺度相干結構[17].使用Classical POD的方法處理瞬態(tài)火焰結構.POD方法將時間序列的CH*熒光強度場I(x,t) 分解為特征函數ψi(x)和時間系數ai(t):

(1)

POD分解需要建立相關矩陣:

(2)

式中:M為時間維度上的采樣個數.

(3)

2 結果與分析

2.1 火焰結構變化

在155 Hz的激勵頻率下,天然氣摻氫火焰呈現強周期性的脈動,為了研究摻氫比對于火焰脈動規(guī)律的影響,提取了在上述入口擾動頻率下,不同摻氫比火焰的CH*熒光強度ICH*分布在1個振蕩周期內的變化情況,如圖4所示,圖中φ為脈動的相位.結果表明,不同摻氫比的火焰瞬態(tài)脈動的模式較為相似,均為火焰被吹向下游—火焰脫落—上游再次點燃這一周期性過程.

圖4 不同摻氫比火焰的CH*熒光強度分布在一個振蕩周期內的變化情況及時均火焰結構Fig.4 Time-averaged flame structure and change of CH* fluorescence intensity distribution of flame with different hydrogen doping ratios in an oscillation period

此外,分析了火焰結構隨摻氫比的變化特性,如圖5所示.圖中:h為火焰高度;l為兩級火焰質心間距.將時均圖像進行維納濾波與二值化處理,提取了值班級與主燃級火焰非干涉區(qū)的火焰邊界,獲取了不同摻氫比下的h變化規(guī)律,如圖6所示;并提取了值班級火焰和主燃級火焰的質心,得到了l隨Rv變化的規(guī)律,如圖7所示.從結果中可以發(fā)現,隨著Rv的增大,火焰高度減小,火焰前沿向上游移動,火焰根部的反應加強,并且值班級與主燃級火焰質心的距離明顯縮短,導致了兩級火焰之間的干涉更加強烈.

圖5 火焰結構特征量提取方法Fig.5 Extraction method of flame structure feature

圖6 火焰高度h隨Rv變化Fig.6 Flame height h versus Rv

圖7 兩級火焰質心距離l隨Rv變化Fig.7 Mass center distance l of two staged flames versus Rv

為了詳細研究摻氫比對于火焰脈動的影響機理,對每個摻氫比下采集到的700 張CH*熒光信號分布照片進行POD分解,提取其主要的脈動模態(tài),得到各工況的前3階模態(tài)Mode 1、Mode 2、Mode 3及對應時間系數ai如圖8所示,以及火焰POD一階模態(tài)的能量占比εModel隨Rv的變化趨勢,如圖9所示.

圖8 不同摻氫比下的火焰POD模態(tài)及對應時間系數Fig.8 Flame POD modes and time coefficient at different hydrogen doping ratios

圖9 火焰POD一階模態(tài)能量占比隨Rv的變化Fig.9 First order mode energy ratio of flame POD versus Rv

對其模態(tài)進行分析,一階模態(tài)的波峰處于主燃級火焰與值班級火焰的干涉區(qū),因此一階模態(tài)由值班級和主燃級火焰間的干涉控制;二階模態(tài)的波峰波谷在兩級火焰的非干涉區(qū),表征的是入口空氣擾動直接引發(fā)的火焰軸向脈動,并且可以發(fā)現Rv的變化對于模態(tài)本身的波峰波谷分布影響不大.另外,時間系數變化曲線顯示,不同摻氫比下的一階模態(tài)和二階模態(tài)的相位差均為0.6π,摻氫比對于火焰脈動相位變化的影響很小.

分析Rv對于能量最高的一階模態(tài)能量占比εModel的影響,可以發(fā)現,隨著Rv的增大,εModel逐漸增大.這是由于燃料中摻氫使得主燃火焰向燃燒室上游收縮,主燃火焰與值班火焰間的干涉加強,最終導致由火焰干涉主導的脈動模態(tài)即εModel增強.

2.2 壓力與熱釋放響應特性

為研究燃燒室內壓力對上游速度擾動的響應特性,對不同摻氫比的火焰采集了燃燒室內的壓力脈動p,并進行快速傅里葉變換(FFT),結果如圖10所示,當Rv>20%時,燃燒室內出現310 Hz的倍頻壓力脈動,并且隨著Rv的增大,倍頻壓力脈動的幅值逐漸增大.

為了比較不同摻氫比下的燃燒室內壓力響應大小,提取了激勵頻率155 Hz下的燃燒室內壓力脈動主頻幅值,如圖11所示.結果顯示,隨著Rv的增大,燃燒室內壓力脈動主頻幅值呈現增大趨勢;Rv=30%的工況相比不摻氫的工況,壓力脈動主頻幅值增大了9%.

圖11 155 Hz激勵下燃燒室內壓力脈動主頻幅值隨Rv的變化Fig.11 Main frequency amplitude of pressure pulsation in combustor changing with Rv in 155 Hz excitation

同時也與壓力信號同步采集了不同摻氫比下的燃燒室內的全局OH*光輻射信號脈動來表征全局熱釋放脈動H,并進行快速傅里葉變換,結果如圖12所示.從圖中可以發(fā)現,所有工況除受迫頻率下的響應外,均存在310 Hz的倍頻熱釋放響應,并且隨著Rv的增大其幅值逐漸增大.

圖12 155 Hz激勵下燃燒室內熱釋放脈動FFT結果Fig.12 FFT result of heat release pulsation in combustor in 155 Hz excitation

為了比較不同摻氫比下的燃燒室內熱釋放響應大小,提取了激勵頻率155 Hz下的燃燒室內熱釋放脈動主頻幅值,如圖13所示.結果顯示,Rv=30%的工況相比不摻氫的工況,熱釋放脈動主頻幅值增大了37%;且隨著Rv的增大,燃燒室內熱釋放脈動主頻幅值變化趨勢與壓力脈動以及火焰POD一階模態(tài)的能量占比相同,均呈現增大趨勢,這也表明燃燒室內的壓力受迫響應與火焰熱釋放及火焰形態(tài)響應間存在強相關性.

圖13 155 Hz激勵下燃燒室內熱釋放脈動主頻幅值隨Rv的變化Fig.13 Main frequency amplitude of heat release pulsation in combustor changing with Rv in 155 Hz excitation

最后為分析受迫振蕩增強的原因,計算了不同摻氫比下的全局瑞利因子,如圖14所示.瑞利因子r是揭示燃燒穩(wěn)定性問題基本機理的重要手段[18],其定義如下:

(4)

式中:p′為燃燒過程的壓力脈動;T為壓力脈動周期.瑞利因子的大小表示燃燒過程的壓力波動和熱釋放波動相互耦合疊加的強度,是燃燒過程發(fā)生熱聲振蕩的主要驅動原因.結果顯示,隨著Rv的增大,燃燒室內的全局瑞利因子逐漸增大,說明此時壓力與熱釋放的耦合不斷加強,最終導致了受迫振蕩幅值的增大.

圖14 155 Hz激勵下燃燒室全局瑞利因子隨Rv的變化Fig.14 Global Rayleigh index in combustor changing with Rv in 155 Hz excitation

3 結論

本文通過試驗研究中心分級天然氣摻氫火焰的受迫響應特性,在中心分級燃燒器入口上游施加不同頻率的速度擾動,探究不同摻氫比對中心分級天然氣摻氫燃燒的火焰結構變化、壓力脈動特性及熱釋放率脈動特性的影響.結論如下:

(1) 隨著Rv的增大,火焰高度減小,火焰前沿向上游移動,值班級火焰與主燃級火焰質心的距離縮短,導致兩級火焰干涉加強.

(2) 隨著Rv從0%增大到30%,燃燒室內熱釋放響應幅值增大了37%,壓力響應幅值增大了9%.

(3) 火焰的脈動主要由值班級和主燃級火焰間的干涉主導的火焰脈動和空氣擾動直接引發(fā)的火焰軸向脈動兩者組成,并且Rv的增加,會增強值班級和主燃級火焰間的干涉引發(fā)的火焰脈動,加強了壓力與熱釋放的耦合,從而增強了燃燒室內的壓力與熱釋放響應.