Rijke管熱聲不穩(wěn)定的實驗研究

楊亞晶,王萬征

(1.西安交通大學航天航空學院, 710049, 西安;2.西安交通大學機械結(jié)構(gòu)強度與振動國家重點實驗室, 710049, 西安)

Rijke管熱聲不穩(wěn)定的實驗研究

楊亞晶1,2,王萬征1,2

(1.西安交通大學航天航空學院, 710049, 西安;2.西安交通大學機械結(jié)構(gòu)強度與振動國家重點實驗室, 710049, 西安)

針對推進系統(tǒng)常發(fā)生的具有破壞性的熱聲振蕩現(xiàn)象,為了獲得熱聲振蕩的共振頻率信息并提供一種有效的抑制途徑,自行搭建了Rijke管熱聲振蕩實驗測試平臺,在不同熱源位置、不同熱源功率及不同空氣流速等條件下測量了熱聲振蕩的頻率及聲壓。實驗測得的熱聲振蕩頻率均在110～117 Hz之間,屬低頻振蕩,且熱聲振蕩的頻率和聲壓隨熱源功率和空氣流量的增加整體呈現(xiàn)升高的趨勢;相反,隨著熱源的后移,共振頻率下降,當熱源在Rijke管的1/4處時,熱聲振蕩的發(fā)聲強度達到最大。此外,隨著熱源功率和空氣流速的增加,熱聲不穩(wěn)定的區(qū)域隨之增大。實驗結(jié)果與理論計算結(jié)果吻合良好,從而可為推進系統(tǒng)熱聲振蕩的主被動聯(lián)合控制方法提供豐富、可靠的實驗數(shù)據(jù)。

推進系統(tǒng); Rijke管;熱聲振蕩;主被動聯(lián)合控制

熱聲不穩(wěn)定現(xiàn)象發(fā)生于各種動力裝置中,其嚴重的破壞性及強烈的噪聲引發(fā)了各方面的深入研究。眾所周知,熱聲振蕩現(xiàn)象發(fā)生時所產(chǎn)生的脈動壓力比穩(wěn)態(tài)燃燒時的正常脈動壓力至少要高2%以上,有的甚至高達10%以上,從聲音的強度來看,可以從穩(wěn)態(tài)的120 dB左右發(fā)展到160 dB以上,這足以導致發(fā)動機振動加劇、熱負荷增高,進而使發(fā)動機部件遭到破壞和燒灼,因此,探究和發(fā)展有效的熱聲振蕩控制方式迫在眉睫。

Rijke管是一種重要的熱聲裝置,結(jié)構(gòu)較簡單,國內(nèi)外學者利用它在熱聲振蕩及脈動燃燒方面開展了諸多研究[1-4]。若能基于Rijke管載體發(fā)展一種有效的抑制熱聲振蕩的措施,意義將十分重大。目前,熱聲振蕩的主動控制和被動控制研究獲得了一定的進展[5-11],但這些研究尚存在不足。

本研究擬借鑒傳統(tǒng)的穿孔隔板(防振屏)這一被動控制方案,進一步控制和調(diào)試某一主動因素,試圖構(gòu)筑一種全新的主/被動控制相結(jié)合的控制方式。為逐步實現(xiàn)上述構(gòu)想,作者自行搭建了Rijke管熱聲振蕩測試平臺,獲得了有效工況范圍內(nèi)的熱聲振蕩頻率及發(fā)聲強度,初步驗證了該實驗平臺的數(shù)據(jù)可靠性,以期為后續(xù)的控制策略研究提供豐富而可靠的實驗數(shù)據(jù)。

1 Rijke管熱聲振蕩測試平臺

最簡單的Rijke管是一根兩端開口的豎直管子,在下部某一橫截面處放置加熱用的金屬網(wǎng),當加熱滿足一定條件時管內(nèi)會產(chǎn)生聲音[12]。

本研究搭建的熱聲振蕩測試平臺如圖1所示,Rijke管主體水平放置,在進氣端安裝有穩(wěn)壓緩沖箱,以保證在Rijke管主管路進、出口有相近的開放邊界條件,氣流通過氣體質(zhì)量流量控制儀進入穩(wěn)壓緩沖箱。Rijke管主體為一耐高溫不銹鋼圓管,內(nèi)徑為50 mm,總長度為1 500 mm。氣體質(zhì)量流量控制儀采用數(shù)字型CS200-A,氣源由空氣壓縮機提供。

圖1 Rijke管熱聲振蕩測試平臺示意圖

熱源參考了朱永波[2]、張澄宇[13]等的工作,將電熱絲纏繞在十字云母片架子上,構(gòu)成一平面熱絲網(wǎng),其直徑與管內(nèi)徑相同,且隨附一標尺可在管內(nèi)拖動,以改變熱源位置。熱源溫度由恒壓恒流開關(guān)電源控制,通過改變電源功率即可改變熱源溫度。實驗選用PCB-112A21型動態(tài)壓力傳感器配合使用482C54信號調(diào)理器來采集動態(tài)壓力,考慮到空氣通過熱源后的溫度比較高,在傳感器上安裝了水冷裝置以保證其不受損壞。

2 Rijke管熱聲特性的實驗結(jié)果及分析

2.1 熱源功率的影響

保證熱源在距離Rijke管進口1/4位置,空氣流量設定為30 L/min,即空氣流速為0.26 m/s,并保持不變,調(diào)整開關(guān)電源以改變熱源功率,待發(fā)聲穩(wěn)定后采集動態(tài)壓力數(shù)據(jù)。圖2所示為熱源功率P=52.9 W條件下動態(tài)壓力隨時間變化的信號曲線。實驗還同時獲得了熱聲振蕩頻率和聲壓的變化情況,并監(jiān)測了熱源后部空氣溫度的變化情況。

圖2 P=52.9 W條件下的動態(tài)聲壓-時間信號

隨機抽取4種工況的實驗數(shù)據(jù)進行頻譜分析,結(jié)果如圖3所示,很明顯,各工況下均有一明顯的主頻,但諧頻不明顯。圖4和圖5顯示了熱聲振蕩的共振頻率和聲壓隨熱源功率的變化規(guī)律,可以看出:隨著熱源功率的增加,熱源后的溫度逐漸增加,熱聲振蕩的主頻率和聲壓呈緩慢增加的趨勢,在實驗工況內(nèi)未出現(xiàn)飽和現(xiàn)象。

熱源功率的變化將直接導致電熱絲后的空氣溫度變化。為驗證水平放置的Rijke管實驗測試平臺的數(shù)據(jù)可靠性,下面進行理論數(shù)值計算。由于Rijke管的管長遠遠大于聲波的波長,故可將Rijke管熱聲振蕩問題簡化為一維問題,其計算模型如圖6所示,模型兩端均開口,虛線區(qū)域表示熱源,熱量集中輸入在x=b處。

(a)U=20 V,I=2.0 A,P=40.0 W,T=323 K

(b)U=23 V,I=2.3 A,P=52.9 W,T=329 K

(c)U=25 V,I=2.6 A,P=65 W,T=333 K

(d)U=26 V,I=2.7 A,P=70.2 W,T=337 K

圖4 Rijke管的熱聲振蕩頻率-功率圖

圖5 Rijke管的熱聲振蕩聲壓-功率圖

圖6 一維Rijke管熱聲振蕩計算模型

本文采用的熱量輸入形式參考了文獻[14],具體的熱釋放強度如下

(1)

式中:Lw為電熱絲的長度;Tw為電熱絲的溫度;T為進口空氣的溫度;κ為空氣的導熱系數(shù),取0.016 5 kg·m/(K·s3);cV為空氣的比定容熱容,取720 m2/(s2·K);ρ為空氣的密度,取1.2 kg/m3;u為空氣的流速,取0.26 m/s;d為電熱絲的直徑,取0.6 mm。

(2)

得到方程的解為:

當x

(3)

當x>b時

(4)

進一步對方程(2)跨域x=b積分,得

(5)

(6)

通過式(6)即可算得理論共振頻率。

實驗中測得了相應工況下的熱空氣溫度。圖7顯示了實驗共振頻率和理論共振頻率隨熱空氣溫度(T2)的變化規(guī)律,從圖中可以看出:在共同的溫度區(qū)間,二者幾乎都呈線性變化規(guī)律,且數(shù)值偏差大約只有9 Hz。偏差可能源于熱電偶的安裝位置不能很好地體現(xiàn)加熱后空氣的平均溫度,而如此小的數(shù)值偏差也證明了水平Rijke管實驗測試平臺的數(shù)據(jù)可靠性。

圖7 共振頻率與熱空氣溫度關(guān)系圖

2.2 空氣流速的影響

空氣流速對Rijke管熱聲振蕩也有很大的影響。將恒壓恒流開關(guān)電源調(diào)整到電壓U=28 V,電流I=3.0 A,即功率P=84 W,通過質(zhì)量流量計來改變空氣流量,根據(jù)Rijke管的內(nèi)徑即可算得空氣流速。依次加大空氣流量,在流量為12 L/min(v=0.10 m/s)時管內(nèi)發(fā)出聲響,表明開始出現(xiàn)熱聲不穩(wěn)定現(xiàn)象。

圖8和圖9分別描述了熱聲振蕩的共振頻率和聲壓隨空氣流速的變化規(guī)律,可以看出:主頻與空氣流速幾乎呈線性變化關(guān)系,當流速從0.10 m/s增加到0.34 m/s時,主頻則從111.7 Hz變化到114.2 Hz;隨著空氣流速增大,聲壓總體上也呈現(xiàn)增加趨勢,在空氣流速低于0.22 m/s的區(qū)間聲壓增幅較大,從開始發(fā)出聲響的28.2 Pa迅速增加到111.7 Pa,繼續(xù)增加空氣流速,則聲壓不再持續(xù)增加,而是在117.6 Pa上下波動,趨于飽和。

圖8 共振頻率與空氣流速關(guān)系圖

圖9 聲壓與空氣流速關(guān)系圖

2.3 熱源位置的影響

在實驗過程中,設定空氣流量為30 L/min,即流速為0.26 m/s,U=28 V,I=2.9 A,即P=81.2 W,通過拖動標尺來改變熱源的位置,以此預測該條件下的振蕩發(fā)聲區(qū)間。

圖10和圖11分別顯示了熱聲振蕩主頻和相應的聲壓隨熱源相對位置的變化規(guī)律,在實驗工況范圍內(nèi),當電熱絲逐漸遠離Rijke管進口位置時,溫度分布發(fā)生了變化,其熱端長度相對越來越短,故系統(tǒng)的共振頻率呈現(xiàn)緩慢下降的趨勢,而聲壓則從小逐漸增大,在x/l=0.25時達到最大值118.2 Pa,之后又逐漸減小。當電熱絲的相對位置小于0.07或大于0.38時,Rijke管不再發(fā)聲,也就是說只有電熱絲的相對位置處于0.07～0.38的時候,系統(tǒng)才是不穩(wěn)定的,即處于一個不穩(wěn)定區(qū)域。根據(jù)Rayleigh準則,當熱源相對位置在0.0～0.5之間時,不穩(wěn)定能量的輸入ΔE均是大于0的,考慮系統(tǒng)始終有能量耗散效應存在,包括端口聲輻射、對流損失、壁面黏性損失、熱傳導損失等,故實驗測得的實際不穩(wěn)定區(qū)域會小一些。

圖10 共振頻率與熱源相對位置關(guān)系圖

圖11 共振聲壓與熱源相對位置關(guān)系圖

圖12 共振頻率與熱源相對位置關(guān)系圖

同樣,改變熱源相對位置可獲得相應的理論共振頻率。圖12顯示了共振頻率理論值和實驗值的比較,在實驗工況和計算工況下,共振頻率均隨著電熱絲位置的后移呈減小趨勢,且熱源相對位置值越大,二者的數(shù)值相差越小,當x/l=0.3時,理論和實驗共振頻率分別為134 Hz和113.6 Hz。產(chǎn)生這種偏差的主要原因可能緣于電熱絲的熱量輸入公式,因為Heckl的公式適用于“流體平行流過圓柱狀電熱絲”的情況,而本文研究的電熱絲形狀是“電熱絲纏繞在十字云母片架子上所構(gòu)成的平面熱絲網(wǎng)”。

圖13進一步示出了在不同熱源功率(P=38,60,81.2 W)和不同空氣流速(v=0.17,0.21,0.26 m/s)條件下的聲壓變化規(guī)律,圖中各個工況下的發(fā)聲強度均在x/l=0.25附近達到最大。熱源功率越低,不穩(wěn)定發(fā)聲區(qū)域就越小,當P降為38 W時,發(fā)聲區(qū)域縮短到x/l=0.1～0.32。同樣,隨空氣流速降低,不穩(wěn)定發(fā)聲區(qū)域也減小,在實驗工況下,當空氣流速降低到0.17 m/s時,發(fā)聲區(qū)間為x/l=0.09～0.35。

(a)熱源功率的影響(v=0.26 m/s)

(b)空氣流速的影響(P=81.2 W)

3 結(jié) 論

通過理論上的初步驗證,本研究所搭建的水平放置Rijke管實驗測試平臺可以提供可靠的熱聲振蕩實驗數(shù)據(jù)。基于熱源功率、空氣流速及熱源相對位置3個可變參數(shù),獲得了熱聲振蕩共振頻率范圍,均在110 Hz左右,屬低頻振蕩,熱源功率和空氣流速的增加直接影響電熱絲后面空氣溫度場的分布,導致共振頻率和聲壓的緩慢增加;相反,隨著電熱絲的后移,Rijke管熱端長度變短,共振頻率整體呈下降趨勢,而聲壓則先增大后減小,當電熱絲位于Rijke管1/4管長處時,聲壓達到最大值。結(jié)合3個可變參數(shù),獲得了不穩(wěn)定發(fā)聲區(qū)域。本文的實驗結(jié)果可為后續(xù)熱聲振蕩主/被動控制的研究提供豐富的實驗數(shù)據(jù)。

[1] BALASUBRAMANIAN K, SUJITH R I. Thermoacoustic instability in a Rijke tube: non-normality and nonlinearity [J]. Physics of Fluid, 2008, 20: 044103(1-11).

[2] 朱永波, 劉克, 程明昆. Rijke管的實驗研究和理論分析 [J]. 工程熱物理學報, 2001, 22(6): 706-708. ZHU Yongbo, LIU Ke, CHENG Mingkun. Experimental investigation and theoretical analysis on Rijke tube [J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2001, 22(6): 706-708.

[3] 尤鴻燕. Rijke型預混燃燒器熱聲不穩(wěn)定特性的試驗研究 [D]. 杭州: 浙江大學, 2007.

[4] 鐘英杰, 鄧凱, 方德明, 等. Rijke管聲學特性數(shù)值研究 [J]. 燃燒科學與技術(shù), 2008, 14(5): 394-399. ZHONG Ying-jie, DENG Kai, FANG De-ming, et al. Numerical simulation of Rijke tube acoustic characteristics [J]. Journal of Combustion Science and Technology, 2008, 14(5): 394-399.

[5] 高原, 朱民. 亥姆霍茲共振器抑制振蕩燃燒理論分析 [J]. 工程熱物理學報, 2009, 30(6): 1048-1050. GAO Yuan, ZHU Min. Theoretical analysis of combustion oscillation suppression with Helmholtz resonators [J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2009, 30(6): 1048-1050.

[6] 劉連勝, 李志勇, 佘凱, 等. 貧氧、預混火焰熱聲耦合振蕩的聲場分析 [J]. 燃燒科學與技術(shù), 2010, 16(2): 175-180. LIU Lian-sheng, LI Zhi-yong, SHE Kai, et al. Sound field of thermoacoustic oscillations in lean oxygen premixed flame [J]. Journal of Combustion Science and Technology, 2010, 16(2): 175-180.

[7] HONG B, YANG V, RAY A. Robust feedback control of combustion instability with modeling uncertainty [J]. Combustion and Flame, 2000, 120: 91-106.

[8] GULATI A, MANI R. Active control of unsteady combustion-induced oscillations [J]. Journal of Propulsion and Power, 1992, 8(5): 1109-1115.

[9] DOWLING A P. Active control of combustion oscillations, AIAA-99-3571 [R]. Reston, USA: AIAA, 1999.

[10]COKER A, NEUMEIER Y, ZINN B T, et al. Active instability control effectiveness in a liquid fueled combustor [J]. Combustion Science and Technology, 2006, 178: 1251-1261.

[11]DOWLING A P. The calculation of thermoacoustic oscillations [J]. Journal of Sound and Vibration, 1995, 180(4): 557-581.

[12]RIJKE P L. Notizüber eine neue Art, die in einer an beiden Enden offenen R?hre enthaltene Luft in Schwingungen zu versetzen [J]. Annalen der Physik, 1859, 183(6): 339-343.

[13]張澄宇. 航空發(fā)動機加力燃燒室不穩(wěn)定燃燒機理與控制方法研究 [D]. 北京: 北京航空航天大學, 2005.

[14]HECKL M A. Active control of the noise from a Rijke tube [J]. Journal of Sound and Vibration, 1988, 124(1): 117-133.

(編輯 葛趙青)

ExperimentalStudyonThermoacousticInstabilityinaRijkeTube

YANG Yajing1,2,WANG Wanzheng1,2

(1. School of Aerospace, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China; 2. State Key Laboratory for Strength and Vibration of Mechanical Structures, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

In view of destructive thermoacoustic instability in propulsion systems, it is necessary to obtain oscillation frequency and then develop an effective approach to suppress this instability. A Rijke tube was constructed to measure the oscillation frequency in the experimental conditions of different heat source position, heat source power and air flow rate. The measured oscillation frequencies got 110-117 Hz, and the oscillation frequency and sound intensity rose with the increasing heat source power and air flow rate, while the oscillation frequency lowered with the heat source moving afterwards, the sound intensity reached the maximum when heat source was set at the position of a quarter of Rijke tube length, and the thermoacoustic instability region extended with increasing heat source power and air flow rate. All experimental results coincide well with the theoretical predictions. The experimental data obtained may facilitate developing active/passive combined suppression of thermoacoustic oscillation for practical propulsion systems.

propulsion system; Rijke tube; thermoacoustic oscillation; active/passive combined suppression

10.7652/xjtuxb201405004

2013-09-22。 作者簡介: 楊亞晶(1981—),女,講師。 基金項目: 國家自然科學基金資助項目(11102151);教育部高等學校博士學科點專項科研基金資助項目(20110201120022);中國博士后科學基金資助項目(2012M512009);中央高校基本科研業(yè)務費專項資金資助項目。

時間: 2014-03-05 網(wǎng)絡出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20140305.1118.002.html

V231.12

:A

:0253-987X(2014)05-0021-06