聲音信號在貧油預混預蒸發振蕩燃燒分析中的應用

張自來， 杜世強， 葛 冰， 孫培鋒, 臧述升

(1.上海交通大學 機械與動力工程學院,葉輪機械研究所，上海 200240；2.中國船舶重工集團第七一一研究所，上海 201108)

在當今社會，環境保護越來越成為現代工業考慮的主要問題.因此，排放標準需進一步提高.貧油預混預蒸發燃燒是航空發動機上最具發展潛力的低NOx燃燒技術.在預混燃燒系統中，燃燒工況遠偏離化學恰當比，使得空氣過剩，火焰的溫度顯著降低，NOx的生成量大幅度減少.但預混火焰的穩定性較差，對流場參數變化、化學當量比的波動和外加干擾十分敏感.火焰不穩定就會產生聲音的振蕩[1]，在燃燒室內產生的聲音會受到邊界的反射，進而與燃燒過程中的火焰相互作用，產生燃燒熱聲耦合振蕩[2].Cohen等[3]對貧燃預混燃燒室進行了研究，發現化學當量比接近貧燃極限時，在燃燒室軸向上流體漩渦會發生周期性脫落，當渦脫落頻率與聲波振型同向時，渦和聲學振蕩之間交換能量，會加劇燃燒的不穩定性.Lieuwen[4]通過建立簡單的直管道火焰模型，描述了聲波、渦旋和熵波與燃燒過程間的火焰相互作用以及聲波和火焰之間的相互影響.韓飛等[5]給出了引起熱聲振蕩的非線性效應因素.徐艷英等[6]研究了燃燒室內的壓力振蕩特性，分析了尾管結構參數、熱負荷和過量空氣系數對燃燒室內壓力振幅的影響.Schneider等[7]發現燃燒振蕩與燃燒室的聲學模態有關，其模態不僅影響燃燒噪聲，也會調制燃燒速度.

雖然針對聲音信號在振蕩燃燒火焰中的作用有較多研究，但均集中在氣體預混燃燒火焰方面，關于聲音信號在貧油預混預蒸發振蕩火焰中的作用研究較少.為此，筆者設計并搭建了貧油預混預蒸發燃燒試驗臺，并進行了振蕩燃燒試驗，分析了在振蕩狀態和過渡狀態(點火工況、穩定到振蕩燃燒工況、振蕩到穩定燃燒工況和熄火工況)下燃燒室聲音信號的特征，并探討了燃燒裝置的聲學模態，總結出貧油預混預蒸發振蕩燃燒的聲場特征.

1 試驗設備及測量系統

1.1 試驗臺結構及試驗件

貧油預混預蒸發振蕩燃燒試驗系統如圖1所示.試驗系統主要包括燃料供應系統、空氣供應系統和燃燒試驗臺.空氣供應系統中壓縮空氣由空氣壓縮機供出后，經過減壓閥減壓至0.3 MPa，再經歐司朗電加熱器加熱至500 K后供向燃燒試驗臺.由圖1可以看出，旋流器的葉片旋流角為55°，整個預混預蒸發段長度為265 mm，噴嘴為Spring公司的LN 1.0噴嘴，采用供油泵對主噴嘴進行供油.預熱空氣與燃料混合后通過整流格柵，再經過旋流器進入燃燒室，并點火燃燒.

圖1 貧油預混預蒸發振蕩燃燒試驗系統圖

1.2 測量系統

采用2個PCB公司生產的麥克風傳感器對預混室和燃燒室內的聲音信號進行采集.預混室的聲音測點為預混預蒸發末端上游165 mm處；在燃燒室的上游距離端部50 mm處設置一個麥克風傳感器和一個Kulite動態壓力傳感器.

1.3 試驗工況及分析方法

測試的燃燒室特征頻率小于500 Hz，采樣率設為2 500 Sa/s.燃燒室振蕩信號的分析方法主要有2種，即功率譜分析和短時傅里葉變換(STFT).在穩定燃燒工況下，燃燒室的信號為平穩信號，可采用功率譜分析方法研究信號的特征頻率.在過渡狀態下燃燒室的信號為非平穩信號，需把時域分析與頻域分析結合起來，STFT可實現這一要求.STFT給非平穩信號p′(t)施加一個滑動窗函數w(t-τ)，隨著移位因子τ的改變，滑動窗函數可連續截取信號，再對每小段信號作傅里葉變換，從而可得到信號的聯合時頻分布：

(1)

式中：τ為移位因子；f為頻率；t為時間；e為自然對數的底;j為虛數符號.

滑動窗的寬度越小，時域分辨率越好，局部平穩性的假設也越成立.

分別以入口空氣流速不變和燃油質量流量不變為前提設計了8個工況，具體參數如表1所示.工況1～工況4中保持入口空氣流速為31 m/s，燃油質量流量由5.3 kg/h增加至6.5 kg/h.工況5～工況8中保持燃油質量流量為5.7 kg/h，入口空氣流速由25 m/s增大至43 m/s.

表1 試驗工況

2 試驗結果及分析

當壓力脈動的幅值超過5%時，認為發生燃燒振蕩[8]，因此可以通過壓力信號的脈動分析來判斷工況的燃燒狀態，結果如表2所示.從燃燒室壓力信號的幅值可以看出，工況1～工況6為振蕩燃燒工況，工況7存在主頻，且壓力幅值僅略低5%，因此可認為工況7為振蕩燃燒工況，工況8為穩定燃燒工況.

2.1 預混室與燃燒室的聲音信號

由表2可以看出，預混室和燃燒室的聲音信號主頻一致.為研究預混室與燃燒室的聲音信號特性，選擇工況1進行分析，試驗中燃燒室和預混室的聲壓波動和功率譜如圖2和圖3所示.由圖2和圖3可以看出，燃燒室和預混室聲場的相位是一致的；在特征頻率附近燃燒室和預混室的聲場頻譜幾乎重疊，說明預混室內的聲場特征對燃燒室內的聲場波動有直接影響，燃燒室內的聲場波動也對預混室內的聲場波動產生反作用，二者相互耦合，聲場趨于同頻同相；在高頻聲場區域(大于1 000 Hz)，燃燒室和預混室的功率譜具有較大差異，說明在此區域內二者之間不存在相互耦合關系；在特征頻率點上，預混室的聲壓功率密度小于燃燒室的聲壓功率密度，這是因為火焰熱釋放的脈動與燃燒室的聲場振動之間產生相互耦合作用，從而導致燃燒室內的聲壓振蕩相應加強.

表2 試驗結果

圖2 工況1的聲壓時域

圖3 工況1的聲壓功率譜

2.2 振蕩燃燒工況的聲音信號分析

在相同入口空氣流速(31 m/s)下燃油質量流量對燃燒振蕩的影響如圖4所示.在相同燃油質量流量(5.7 kg/h)下入口空氣流速對燃燒振蕩的影響如圖5所示，由于工況8為穩定燃燒工況，因此不分析其結果.

由圖4可以看出，在相同入口空氣流速(31 m/s)下，隨著燃油質量流量的增加，燃燒室的振蕩主頻逐漸增強，聲音信號幅值先增大，在工況3時達到最大值，再逐漸下降.由圖5可知，在相同燃油質量流量(5.7 kg/h)下，燃燒室的振蕩主頻不隨化學當量比的變化而改變，隨著入口空氣流速的增大,聲音信號幅值先增大，在工況6時達到最大值，再逐漸下降.這說明燃燒室的主頻僅與燃油質量流量有關，與入口空氣流速相關性不大，因為燃油質量流量影響燃燒室的熱釋放，而熱釋放與燃燒室內聲壓振動發生激振時，就會形成熱聲耦合振蕩，進而影響燃燒室的振蕩主頻.

(a) 振蕩主頻隨燃油質量流量的變化

(b) 聲音信號幅值隨燃油質量流量的變化

(a) 振蕩主頻隨入口空氣流速的變化

(b) 聲音信號幅值隨入口空氣流速的變化

2.3 過渡狀態的聲音信號分析

為研究過渡狀態下聲音信號在燃燒振蕩中的應用，共設計了4種過渡狀態，依次為點火工況、穩定到振蕩燃燒工況、振蕩到穩定燃燒工況和熄火工況.圖6為燃燒室的點火過程，圖6(a)為燃料的時間歷程曲線，圖6(b)為燃燒室聲音信號的STFT云圖.由圖6(a)可以看出，保持入口空氣質量流量不變，在0.8 s時打開燃油路閥，進行點火.由圖6(b)可知，0.8 s后燃燒室點火成功，因此燃燒室的聲壓脈動能量明顯增加，但聲壓脈動壓力強度較小，為穩定燃燒，未進入振蕩燃燒工況.

(a) 點火工況的穩態參數時間曲線

(b) 燃燒室的動態聲壓STFT云圖

由圖7(a)可知，保持入口空氣質量流量不變，6 s開始增加燃料路的燃油質量流量，在9 s左右從穩定燃燒工況進入振蕩燃燒工況.由圖7(b)可知，燃油質量流量開始增加時，135 Hz附近的主頻能量開始增強，并且出現倍頻和3倍頻.在燃料進入振蕩燃燒工況后，主頻、倍頻和3倍頻穩定存在，進入振蕩燃燒階段.

由圖8(a)可以看出，保持燃油質量流量不變，從30 s開始增加入口空氣質量流量，在40 s左右燃燒從振蕩燃燒工況進入穩定燃燒工況.由圖8(b)可知，當入口空氣質量流量增加時，135 Hz附近的主頻能量逐漸減弱，而倍頻的衰減更明顯，40 s后主頻與倍頻消失，燃燒進入穩定燃燒工況.

(a) 穩定到振蕩燃燒工況的穩態參數時間曲線

(b) 燃燒室的動態聲壓STFT圖

(a) 振蕩到穩定燃燒工況的穩態參數時間曲線

(b) 燃燒室的動態聲壓STFT圖

由圖9(a)可知，2.2 s后關閉燃料路的閥門，同時保持入口空氣質量流量不變，燃燒進入熄火階段.由圖9(b)可以看出，進入熄火階段后，聲壓的能量在400 Hz附近先衰減，并逐步向低頻區發展，并在2.5 s后進入徹底熄火狀態.

(a) 熄火工況的穩態參數時間曲線

(b) 燃燒室的動態聲壓STFT圖

從上述結果可以看出，聲音信號能很好地反映燃燒的變化過程，也可用來分析和預測貧油預混預蒸發燃燒振蕩的趨勢.

3 試驗裝置的聲學模態分析

模態是指物體結構的固有振動特性，模態分析[9]可用于確定設計結構的振動特性，是結構設計中的重要參數.在燃燒反應過程中，燃燒室內的漩渦形成、脫落和破碎過程與燃燒室聲學模態具有相互耦合作用，會激發特定頻率和振型的壓力振蕩，從而引發自激振蕩燃燒，因此模態分析也是振蕩燃燒分析中常用的手段.

為更好地了解試驗臺架本身結構對燃燒的影響，采用Ansys Apdl軟件分析了試驗裝置固有的聲學模態.整個試驗裝置分為3個區域，計算入口為上游堵塞的縮孔板，排氣端為開口邊界條件，具體部件尺寸見圖10.

3個區域的物性參數如表3所示.因燃燒室中激勵的振蕩燃燒為低頻振蕩燃燒，故重點分析了試驗裝置的軸向聲學模態，并得到了前4階軸向聲學模態，如表4所示.計算得到燃燒室的第2階固有軸向模態頻率為139 Hz，這與試驗時動態壓力傳感器測得的135～145 Hz振蕩主頻基本吻合.因此，可認為燃燒室激發的振蕩燃燒屬于2階軸向振蕩模態.

圖10 貧油預混預蒸發燃燒試驗裝置的聲學模態分析示意圖

Fig.10 Schematic diagram for acoustic analysis of the experimental LPP combustor

表3燃燒裝置聲學模態分析物性參數

Tab.3PhysicalparametersforacousticanalysisoftheLPPcombustor

參數區域(1)區域(2)區域(3)溫度/K5001200700壓力/Pa1.1×1051.1×1051.1×105密度/(kg·m-3)0.7060.2940.504聲速/(m·s-1)449695531

表4 燃燒試驗裝置的聲學模態分析

4 結 論

(1) 在振蕩燃燒工況下，燃燒室與預混室的聲音信號振蕩主頻一致，二者的相位也一致，即二者為同頻同相的信號，存在耦合關系.在特征頻率點上，預混室的聲壓功率密度小于燃燒室的聲壓功率密度.因此在振蕩燃燒工況下，可利用預混室的聲音信號來反映燃燒室的聲音特征.

(2) 在相同入口空氣流速下，燃燒室的主頻隨燃油質量流量的增加而增強，聲音信號的幅值隨燃油質量流量的增加而增大，但達到最大值后開始減弱；在相同燃油質量流量下，燃燒室的主頻不隨入口空氣流速的變化而改變，聲音信號的幅值隨入口空氣流速的增加而增強，但達到最大值后開始減弱.

(3) 在點火工況下，點火后聲音信號的脈動能量明顯增強；在燃燒從穩定到振蕩的過程中，隨著工況的變化，聲音信號的主頻能量逐漸增強，且在達到振蕩燃燒工況后出現倍頻和3倍頻；在燃燒從振蕩到穩定的過程中，聲音信號的倍頻開始衰減，然后主頻能量也衰減，最后進入穩定燃燒工況，主頻與倍頻消失；在熄火工況下，隨著燃料路閥的關閉，聲音信號的脈動能量從400 Hz開始衰減，并逐步向低頻區發展.

(4) 通過對燃燒裝置聲學模態的分析，發現試驗中測得的聲音信號主頻為2階軸向振蕩模態.

[1] YANG V, WICKER J M, YOON M W. Acoustic waves in combustion chambers[C]//ProgressinAstronauticsandAeronautics. Washington, D C, USA: AIAA, 1995.

[2] 黃玉輝. 液體火箭發動機燃燒穩定性理論、數值模擬和實驗研究[D]. 長沙: 國防科學技術大學, 2001.

[3] COHEN J M, ANDERSON T J. Experimental investigation of near-blowout instabilities in a lean, premixed step combustor[C]//34thAerospaceSciencesMeetingandExhibit. Reno, Nevada, USA: AIAA, 1996.

[4] LIEUWEN T. Modeling premixed combustion-acoustic wave interactions: a review[J].JournalofPropulsionandPower, 2003, 19(5): 765-781.

[5] 韓飛, 岳國森,沙家正. Rijke熱聲振蕩的非線性效應[J].聲學學報, 1997, 22(3): 249-254.

HAN Fei, YUE Guosen, SHA Jiazheng. Nonlinear effect of Rijke thermoacoustic oscillation[J].ActaAcustica, 1997, 22(3): 249-254.

[6] 徐艷英, 翟明, 董芃, 等. 彎尾管Helmholtz型無閥自激脈動燃燒器壓力特性[J].動力工程學報, 2014, 34(11): 856-861.

XU Yanying, ZHAI Ming, DONG Peng, et al. Pressure characteristics of helmholtz-type valveless self-excitedpulse combustor with bend tail tube[J].JournalofChineseSocietyofPowerEngineering, 2014, 34(11): 856-861.

[7] SCHNEIDER M, SCHMILLEN K, PISCHINGER F. Regularities of cylinder pressure oscillations and their effects on the combustion process and noise[R]. Michigan, USA: SAE International Truck and Bus Meeting and Exposition, 1987.

[8] 王海連. 貧燃預混旋流燃燒不穩定性大渦模擬[D]. 大連:大連理工大學, 2014.

[9] 宋純龍. 微型油燃燒室火焰燃燒不穩定性研究[D]. 大連:大連理工大學, 2012.