典型工況下低排放燃燒室的壓力振蕩特性

李文朝，林宇震，秦　皓

（北京航空航天大學能源與動力工程學院，北京100191）

典型工況下低排放燃燒室的壓力振蕩特性

李文朝，林宇震，秦皓

（北京航空航天大學能源與動力工程學院，北京100191）

為了研究低排放燃燒室在典型工況下的壓力振蕩特性，針對模型燃燒室進行了燃燒自激振蕩特性試驗。在試驗中測量了采用貧油預混預蒸發(fā)（LPP）燃燒技術的低排放燃燒室在典型工況下的壓力振蕩頻率和幅值，在燃燒室進口壓力為1.10～2.77 M Pa、燃燒室進口溫度為656～845 K、燃燒室壓降為3.41%～4.35%范圍內，分析了燃油粒徑變化對振蕩特性的影響。分析結果表明：局部當量比脈動是引發(fā)燃燒不穩(wěn)定的因素之一。通過計算燃油二次霧化狀態(tài)下的液滴最大粒徑，發(fā)現(xiàn)燃油液滴粒徑的變化對主燃級出口處的局部當量比脈動有直接影響，從而引起燃燒室壓力振蕩幅值和頻率的變化。

壓力振蕩；燃油粒徑；局部當量比脈動；低排放燃燒室；貧油預混預蒸發(fā)；中心分級；航空發(fā)動機

0　引言

近年來，國際適航排放標準對民用航空發(fā)動機環(huán)保性的要求愈加嚴格。針對低排放燃燒，在航空燃氣輪機燃燒室中引入了貧油預混預蒸發(fā)（LPP）燃燒技術［1］。北京航空航天大學自主研發(fā)的LESS（Low Emissions with Stirred Swirls）低污染燃燒室采用了中心分級的LPP技術，能夠顯著降低污染物排放特別是NOx的排放。

由于LPP技術火焰筒內火焰穩(wěn)定性差，容易引發(fā)不穩(wěn)定燃燒，大幅度的壓力振蕩就是最直接的影響之一。壓力振蕩會使機械載荷產生系統(tǒng)部件疲勞，從而導致部件過早磨損，嚴重時可能直接導致高溫組件失效［2］。航空發(fā)動機的典型工況是針對起飛著陸循環(huán)（Landing and Take Off，LTO）而言的，包括了起飛、爬升、進場和巡航4個典型狀態(tài)。在航空發(fā)動機整個LTO循環(huán)中，需要避免大幅度的壓力振蕩，減小不穩(wěn)定燃燒的發(fā)生概率，保證發(fā)動機的安全性。

對于貧油預混預蒸發(fā)燃燒室，燃料的霧化和蒸發(fā)、當量比脈動以及火焰筒內的釋熱率脈動等因素都有可能引發(fā)燃燒不穩(wěn)定［3］。其中液態(tài)燃料的霧化和蒸發(fā)的脈動是LPP燃燒有別于其他貧油預混燃燒的特點。針對液態(tài)燃料霧化和蒸發(fā)脈動激發(fā)燃燒不穩(wěn)定的研究明顯少于其他機理的研究。Lieuwen［4-5］指出液態(tài)燃料霧化、蒸發(fā)的脈動直接影響局部當量比脈動，從而可能激發(fā)燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象；燃料霧化、摻混得越均勻，局部當量比脈動產生的概率就越小；并且，局部當量比脈動是直接引發(fā)燃燒室壓力脈動的主要原因。M.Zhu等［6-7］詳細地研究了燃燒室中熱釋放率產生的熵波轉換成壓力脈動的過程，并且通過監(jiān)測壓力脈動、釋熱以及燃油液滴DSM、摻混的百分數(shù)、燃油流量以及空氣流量等參數(shù)，指出燃油霧化質量可能導致燃燒不穩(wěn)定；Akitoshi Fujita等［8］直接通過2維數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)預混火焰的變化導致液滴霧化粒徑變化會直接影響到預混火焰結構脈動繼而引發(fā)熱聲振蕩，而火焰結構脈動的原因是局部當量比發(fā)生了變化。

上述研究均表明，液態(tài)燃料霧化程度可能影響燃燒不穩(wěn)定所引發(fā)的壓力振蕩。本文針對采用中心分級LPP技術的LESS燃燒室在典型工況下，定性分析液態(tài)燃料霧化對壓力振蕩的影響。

1　研究對象

LESS燃燒室的結構如圖1所示。從圖中可見，預燃級在中心，為傳統(tǒng)的旋流杯結構，燃燒模式為擴散燃燒；主燃級在外環(huán)，設計為環(huán)形預混段，燃燒模式為預混預蒸發(fā)模式。主燃級燃油噴油方式為多點橫向噴射，燃油通過直射式噴嘴徑向噴射進入預混通道內，在內外環(huán)和端壁上開有進氣的斜孔，使進入預混段內的氣流具有一定的切向速度，有利于預混段內的油氣混合、蒸發(fā)，從而實現(xiàn)貧油燃燒，有效降低NOx排放。

圖1　LESS燃燒室結構

2　試驗

2.1試驗工況

試驗測量了相近分級比不同進口條件下的燃燒室壓力振蕩。燃燒室工況見表1，包括進口壓力Pin、進口溫度Tin、進口空氣流量ma、燃燒室相對壓降ξ（進、出口之間壓差與進口總壓的比值）、預總分級比SR（預燃級燃油質量與總燃油質量之比）和總油氣比FAR（總燃油流量與總空氣流量之比）。

表1　試驗工況

2.2測試系統(tǒng)

測試系統(tǒng)如圖2所示。中心分級的貧油預混預蒸發(fā)燃燒室發(fā)生壓力振蕩的主要頻率為100～2000 Hz［9］，主要與局部當量比脈動、壓力振蕩耦合、燃燒室內部火焰渦相互作用有關。主要頻段的聲波產生于燃燒室火焰筒，其傳播方向有2個：（1）向上游的頭部截面穿過旋流通道進入集氣室的擴壓器部分反射回來；（2）向下游遇到燃燒室出口截面，遇到壁面冷卻結構反射回來。在火焰筒結構中，火焰筒冷卻結構可以視作聲阻抗單元，因此，能夠忽略聲波從火焰筒傳至集氣室的部分［10-12］。因此，在圖2中“×”處測點對壓力振蕩的頻率測量沒有影響。動態(tài)壓力采集頻率為10 kHz，樣本時長為3 s，頻率分辨率為0.3 Hz。

圖2　試驗測試布局

圖3　典型LTO工況下的壓力頻譜

2.3試驗結果

本試驗在保持主燃級和預燃級等油氣比的情況下，對集氣室部位試驗采集的壓力振蕩信號作快速傅里葉變換（Fast Fourier Transform，F(xiàn)FT），得到了在表1 中4個工況下該時段的壓力振蕩頻率與幅值。試驗工況1～4下測得的壓力振蕩頻譜如圖3所示。從圖中可見，在工況1下，壓力振蕩主頻發(fā)生在514 Hz處，振蕩幅值為4.8 kPa；在工況2下，壓力振蕩第1、2主頻分別發(fā)生在1802、900 Hz處，振蕩幅值分別為4.8、2.0 kPa；在工況3下，壓力振蕩主頻發(fā)生在976 Hz處，振蕩幅值為3.6 kPa；在工況4下，壓力振蕩主頻發(fā)生在959 Hz處，振蕩幅值為4.4 kPa。

3　CFD計算

3.1CFD建模及驗證

采用數(shù)值模擬的方法研究LESS燃燒室主燃級出口處局部當量比的分布規(guī)律。CFD數(shù)值模擬工具采用商業(yè)計算軟件FLUENT，研究對象為如圖1所示的LESS燃燒室模型，計算域包含燃燒室頭部旋流器流道以及燃燒室火焰筒流道部分。由于LESS燃燒室主燃級的結構設計復雜，為了減少網格數(shù)目，采用區(qū)域法進行網格劃分，對預燃級采用四面體網格，對旋流器等比較復雜的位置進行網格加密，對預燃級進口段和火焰筒筒體部分采用六面體網格；生成的3維網格數(shù)目為193萬，網格節(jié)點數(shù)目為99萬。湍流模型采用realizable k-ε（2-eqn），計算模式為3維穩(wěn)態(tài)計算，預燃級和主燃級進口采用質量流量進口邊界條件，質量流大小及方向根據氣動設計反推，LESS燃燒室出口邊界條件采用壓力出口邊界。主燃級和預燃級的空氣流量分別按照工況1～4的氣量分配給定。預燃級燃油設置出口位置為圖1中預燃級噴油位置，預燃級DPM離散相模型采用air-blast-atomizer模型，主燃級燃油設置出口位置為圖1中主燃級噴油位置，沿周向均勻分布，主燃級DPM離散相模型采用group模型。近壁面采用標準壁面函數(shù)，壓力方程采用2階精度離散，動量、湍流動能以及湍動能耗散率采用QUICK格式離散，采用解壓力耦合方程的半隱式算法對離散方程求解。本文所有計算結果的收斂準則為進、出口流量相對誤差小于1×10-3，全部殘差小于1×10-5。

CFD計算工況參數(shù)按照工況1～4設定，為了在一定程度上考察CFD數(shù)值計算的可信度，在工況1～4條件下，燃燒室進、出口壓力和燃燒室壓降的CFD計算值與試驗值對比見表2。從表中可見，燃燒室壓降的CFD計算值和試驗值的相對誤差η最大絕對值為3.98%；說明了CFD計算結果較為準確，具有一定的參考價值。

3.2CFD計算燃油質量分數(shù)分布

CFD計算主燃級和預燃級在設定工況下燃油質量分數(shù)分布計算得到的燃燒室燃油質量分數(shù)分布云圖如圖4所示。主燃級噴出的燃油經過霧化過程進入火焰筒之后迅速燃燒，因此以主燃級出口平面為基準邊界對燃油質量分數(shù)展開分析。在燃燒室主燃級出口沿周向的當量比分布規(guī)律基本一致，因此在主燃級出口平面上取同主燃級出口相切的直線區(qū)域（如圖5所示）［13］，得到了直線上燃油質量分數(shù)分布曲線（如圖6所示）。

表2　CFD計算值與試驗值對比

圖6　燃油質量分數(shù)分布曲線

該直線區(qū)域分別在工況1～4條件下的燃油質量分數(shù)分布如圖6所示。通過相對標準偏差計算（式（1））得到工況1～4的燃油質量分數(shù)分布均勻程度，其中，F(xiàn)ARji是圖6中工況j的橫坐標位置i對應的油氣比，F(xiàn)ARj為工況j的總油氣比，Sj為工況j的相對標準偏差值。經計算S1≈S3＞S4≈S2。

從圖6中和計算結果可知，工況2、4的燃油質量分數(shù)分布較為均勻，工況1、3燃油質量分數(shù)分布均勻程度較差，此現(xiàn)象在靠近主燃級外側壁面處（±0.03 m）尤為明顯。

4　分析

對于中心分級預混燃燒來說，激發(fā)燃燒不穩(wěn)定性引發(fā)壓力脈動的原因包括2方面：（1）燃燒室內部火焰/大尺度結構相互作用；（2）主燃級當量比脈動引起熱聲振蕩［3-14］。

LESS燃燒室在典型工況下發(fā)生壓力振蕩的機理具體是哪一方面起主導作用需要進一步分析。

4.1振蕩頻率分析

文獻［15］通過簡易模型和CFD方法檢驗了LESS燃燒室的共振模態(tài)。Z.M.Ibrahim［16］的研究中給出邊界為聲壓全反射條件下燃燒室的半波模態(tài)頻率的表達式（式（2）），將燃燒室分成3個特征區(qū)，T1、T2和T3分別為火焰區(qū)上游、火焰區(qū)和火焰區(qū)下游（定義為3個特征區(qū)）的平均溫度；L1反映了火焰的軸向位置，L2反映了火焰的軸向長度，L3反映了火焰下游至燃燒室出口的軸向長度。從式（2）中可知，燃燒室的模態(tài)頻率與各區(qū)的平均聲速和長度成正比

在試驗過程中，從旋流器出口截面到臨界孔板之間的管道總長度為790 mm，利用Chemkin軟件計算4個典型工況的燃燒溫度T分別為1604.2～1606.5、1651.1～1653.0、1543.1～1546.2和 1751.1～1755.0 K，因此可得到在工況1～4下，燃燒室第1軸向全波模態(tài)為912～998 Hz，半波模態(tài)為457～500 Hz，工況1～4全波模態(tài)頻率見表3，fa是燃燒室全波自然模態(tài)頻率。從表中可見，在工況1下的壓力振蕩頻率同燃燒室的半波自然模態(tài)頻率產生共振，在工況2下的壓力振蕩第1主頻同燃燒室的全波自然模態(tài)頻率的2倍頻產生共振，在工況3、4下都是壓力振蕩頻率同燃燒室的全波模態(tài)頻率產生共振。

表3　自然模態(tài)頻率

4.2火焰/大尺度結構相互作用

火焰/大尺度結構相互作用包括環(huán)狀渦/火焰（特點為對稱火焰結構）和進動渦/火焰的相互作用（特點非對稱火焰結構）。大尺度結構的對流特性可以用斯特勞哈爾數(shù)（St）表示［17］。St（見式（3））是描述有特征頻率圓周運動的無量綱數(shù)。

式中：fv為渦的脈動頻率；D為特征尺度（固定燃燒結構下特征尺度為常量）；u為射流速度。

對于燃氣輪機燃燒室，固定燃燒結構且在外界沒有施加其他擾動的情況下St為定值。從式（3）可知，頻率fv同射流速度u成正比。在每個工況下已經發(fā)生壓力振蕩，若是由火焰/大尺度結構相互作用引起的，那么振蕩主頻應當?shù)扔跍u脈動的頻率，即：fi=fv

式中：射流速度u等于油氣混合物的主燃級流速ui；ma為主燃級進口流量；ρa為主燃級進口熱空氣密度；CdA為主燃級進口有效面積，得到工況1～4的主燃級流速u1～u4（見表4）。

表4　空氣流速和頻率

4.3當量比脈動同聲波相互作用

從CFD計算結果可知，在不同工況下，燃燒室的主燃級出口處燃油同空氣的摻混均勻程度是不一樣的，燃油和空氣的不均勻摻混必然導致燃燒室主燃級出口處局部當量比的脈動。試驗工況1～4的當量比接近貧油熄火邊界，燃燒的穩(wěn)定性對于局部當量比的脈動十分敏感。局部當量比的脈動會導致火焰表面溫度脈動，從而引發(fā)熵波向下游傳遞，經燃燒室壁面反射從而產生壓力脈動；壓力脈動又導致流動和混合過程擾動，進而產生燃燒室的聲學振蕩循環(huán)。

從表1可知，工況1～4的燃油預/總分級比和燃油總油氣比基本保持不變。但從圖3中的測試結果可知，工況1～4的振蕩頻率和幅值均發(fā)生了較大的變化。壓力振蕩幅值代表燃燒不穩(wěn)定發(fā)生的劇烈程度；壓力振蕩頻率的改變說明了火焰距離旋流器端面位置發(fā)生了變化，而火焰位置又與燃油霧化粒徑有關。LESS燃燒室的特點是主燃級摻混蒸發(fā)段長度較短，燃油的霧化和蒸發(fā)的過程會相應受到影響。因此，燃油在典型工況下的霧化程度是影響燃油顆粒空間和時間不均勻性的關鍵因素。因此有必要研究局部當量比脈動和燃油霧化特性之間的關系。

4.4燃油液滴粒徑對局部當量比的影響

LESS燃燒室主燃級噴油方式為燃油直接噴射，燃油噴入主燃級預混段的旋轉氣流經過不斷地蒸發(fā)、霧化形成燃油液滴并且與空氣混合。經過霧化后所產生的直徑較小的燃油液滴在旋轉氣流中的跟隨性強，反之，直徑較大的燃油液滴跟隨性弱［19］。跟隨性強的燃油液滴能夠更好地同空氣摻混，跟隨性弱的燃油液滴由于同空氣摻混不均勻，即可燃氣體混合物的空間分布不均勻，產生的瞬時當量比梯度導致了局部當量比波動，因此燃燒時的預混火焰所產生的熱釋放率也隨之波動。

燃油液滴燃燒前需要經過初次破碎和二次霧化2個過程［20］。燃油射流在橫向旋轉氣流作用下導致液體射向下游彎曲破碎（如圖7所示），形成較大尺寸的液團、液絲和液滴。當氣動力超越表面張力時，這些液團、液絲和液滴在氣動力的作用下進一步破碎，直到達到臨界韋伯數(shù)Wecr，形成二次霧化。

達到臨界韋伯數(shù)時液滴的直徑就是燃油液滴在當前熱力學和空氣動力學條件下所能維持液滴形態(tài)的最大直徑d0

圖7　射流在橫向氣流中破碎［21］

式中：Wecr是常數(shù)，取定值12［19］；ρa為熱空氣的密度；ui為主燃級出口。

表5　燃油液滴最大直徑

式中：Pc為壓力振蕩相對幅值；P'為壓力振蕩幅值；P為燃燒室進口壓力。表5給出了不同工況下對應的壓力振蕩脈動的相對幅值Pc和振蕩頻率fi。

不同燃油直徑下的壓力振蕩特性如圖8所示。從圖中可見，在工況2、4下，燃油液滴直徑為6.9 μm （red spot）和7.1 μm（green spot），直徑大小比較接近，壓力相對振幅變化不大，均為0.17%；但是振蕩頻率驟然降低，由1802 Hz（全波自然模態(tài)頻率的2倍頻）階躍至959 Hz。由此說明，在工況2下的燃油粒徑小于全波振蕩頻率區(qū)下限，局部當量比無法維持在全波聲模態(tài)倍頻振蕩，從而躍遷至頻率較低的全波自然聲模態(tài)頻率；而在工況4下的燃油粒徑在全波振蕩頻率區(qū)內，局部當量比維持在全波自然聲模態(tài)頻率振蕩。在工況4、3下，燃油粒徑為7.1 μm（green spot）和14.1 μm（blue spot），隨著液滴粒徑的增大，振蕩相對幅值增大，由0.17%增至0.32%；振蕩頻率在全波自然模態(tài)范圍內無明顯變化。在工況3、1下，在燃油液滴直徑為14.1 μm（blue spot）和15.4 μm（cyan spot）時，壓力相對振蕩幅值隨之增大，由0.32%增至0.34%；可見隨著燃油液滴直徑的增大，壓力振蕩的相對振幅也隨之增大，振蕩頻率呈階躍式降低，由全波自然模態(tài)頻率范圍內的976 Hz降低至半波自然模態(tài)頻率范圍的514 Hz。由此說明了在工況3下的燃油粒徑在全波振蕩頻率區(qū)范圍內，局部當量比維持在全波自然聲模態(tài)頻率振蕩；在工況1下的燃油粒徑大于全波振蕩頻率區(qū)的上限，局部當量比無法維持全波自然聲模態(tài)頻率振蕩，進而躍遷至頻率更低的半波自然模態(tài)頻率。

圖8　不同燃油直徑下的壓力振蕩特性

上述現(xiàn)象說明，隨著二次霧化的燃油顆粒直徑的

根據工況1～4的初始壓力Pin和進口溫度Tin以及燃燒室相對壓降能夠得到燃油液滴最大直徑（見表5）。

同一燃氣輪機燃燒室，固定聲學邊界結構不變；因此，導致不穩(wěn)定燃燒的釋熱脈動能量（熵波）在燃燒室下游邊界以1個固定系數(shù)反射回上游，產生壓力振蕩［2］。因此壓力振蕩幅值的相對大小能夠反映出釋熱脈動的強度。壓力振蕩相對幅值的計算方法為增大，燃油液滴隨著旋轉氣流運動的跟隨性降低，摻混均勻程度也隨之降低，從而導致主燃級出口局部當量比脈動程度的加劇，具體表現(xiàn)在壓力相對振蕩幅值的增大；振蕩頻率的階躍式變化，同樣證明了隨著燃油液滴粒徑增大，單個液滴質量上升，導致了燃油液滴隨氣流運動的跟隨性下降，因此局部當量比無法保持更高頻率的脈動狀態(tài)。在工況4、3下的燃油粒徑在全波振蕩頻率區(qū)范圍內，該區(qū)域決定了振蕩頻率是否在全波自然聲模態(tài)范圍內；小于全波振蕩頻率區(qū)下限則躍遷至全波聲模態(tài)的倍頻，大于全波振蕩頻率區(qū)上限則躍遷至半波自然模態(tài)頻率。

5　結論

本文研究了LESS燃燒室典型工況下燃燒時振蕩壓力頻率和幅值的變化趨勢。通過分析得到以下結論：

（1）LESS燃燒室主燃級出口處局部當量比脈動是引發(fā)燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象的主要因素；

（2）主燃級燃油顆粒直徑與壓力振蕩劇烈程度有關，壓力振蕩的相對幅值隨著顆粒直徑的增大而增大，壓力振蕩的頻率隨著顆粒直徑的增大而由高頻振蕩波段躍遷至低頻振蕩波段；

（3）燃油顆粒直徑變大導致了局部當量比脈動加劇，由此引發(fā)的熱聲振蕩是導致壓力振蕩的主要原因。

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（編輯：張寶玲）

Pressure Oscillation Characteristics of Low Emissions Combustor in Typical Conditions

LI Wen－zhao，LIN Yu－zhen，Qin Hao
（School of Energy and Power Engineering，Beihang University，Beijing 100191，China）

In order to study the pressure oscillation characteristics under typical conditions，an experimental study of self-oscillation of a low emissions combustor was conducted.Influence of the droplet size on pressure oscillation characteristics in a low emissions combustor adopts LPP technology was tested.The amplitudes of the pressure oscillation were measured under the operating margins within P=1.10～2.77 MPa，T=656～845 K，and pressure drop of 3.41%～4.35%which were the typical condition.The results show that partially equivalence ratio fluctuation is one of the reason caused the pressure oscillation.The maximum droplet size of the fuel has been calculated by secondary atomization.The changes of fuel droplet size have direct effects on partially equivalence ratio fluctuations of primary outlet，which lead to the changes of pressure oscillation amplitude and frequency.

pressure oscillations；droplet size；partially equivalence ratio fluctuations；low emissions combustor；LPP；internallystaged；aeroengine

V 235.14

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2016.02.012

2015-09-18

李文朝（1986），男，在讀碩士研究生，研究方向為燃燒不穩(wěn)定性；E-mail：kuraukurau@163.com。

引用格式：李文朝，林宇震，秦皓.典型工況下低排放燃燒室的壓力振蕩特性［J］.航空發(fā)動機，2016，42（2）：61-66.LI Wenzhao，LINYuzhen，Qin Hao. Pressureoscillationcharacteristicsofalowemissionscombustorintypicalconditions［J］.Aeroengine，2016，42（2）：61-66.